INPI-France/Brevets-Francais-2024-Chunked huggingface dataset:
La [Fig.6b] illustre en détails les différentes étapes d’un procédé de gestion automatique d’une installation électrique d’un bateau selon un exemple de réalisation.
Le procédé de la [Fig.6b] correspond à un procédé de délestage automatique mis en œuvre lorsqu’une batterie du bateau atteint son seuil minimale d’autonomie, c’est-à-dire la valeur de l’autonomie pour laquelle il est nécessaire de réaliser des opérations de délestage.
Selon une première étape, la valeur de l’autonomie d’une batterie est comparée à un seuil prédéfini d’autonomie minimale, et s’il est déterminé que l’autonomie de la batterie est inférieure audit seuil, les différents circuits rattachés à la batterie sont classés suivant une liste de priorité.
Alternativement, la liste de priorité est prédéfinie ou établie d’avance.
Selon les étapes suivantes, le circuit électrique le moins prioritaire est déterminé à partir de la liste, et si le circuit est actuellement en mode « alimenté », une opération automatique de commutation en mode « non alimenté » est réalisée.
La montre des coefficients de transmission T TE et T TM (coefficients de transmission en puissance), calculés par simulation numérique (de type RCWA, pour « rigorous coupled-wave analysis », en anglais), pour le dispositif de la , avec les paramètres suivants : a = 30 nm, λ = 640 nm, n = n p = 3,4 (indice de l’AlGaInP à la longueur d’onde considérée), n out =n r =1. Les valeurs de D et FF, déterminées selon les critères indiqués plus haut, sont alors D = 87 nm, FF=FF TE =77% pour la simulation réalisée avec un rayonnement polarisé de type TE, et FF=FF T M =22% pour la simulation réalisée avec un rayonnement de type TM.
Pour ces simulations, il a été considéré par ailleurs que le rayonnement était émis, dans la structure émissive, de manière ponctuelle, à une profondeur Ze=500 nm sous la surface de sortie 4 (voir les figures 2 et 3), et la structure émissive a été assimilée à un milieu homogène d’indice n, semi-infini (c’est-à-dire occupant tout le demi-espace situé sous le réseau).
Sur la , les coefficients de transmission T TE et T TM sont représentés en fonction de l’angle d’incidence i INT sur le réseau (angle formé avec l’axe Z), exprimé en degrés. L’angle d’incidence i INT est l’angle d’incidence du côté interne du dispositif, c’est-à-dire du côté d’indice n=3,4.
Sur cette figure, on a représenté aussi le coefficient de réflexion T TE ,O et T TM ,O , correspondant à une structure émissive sans structure ou couche anti-reflet (c’est-à-dire pour une interface nue entre un milieu d’indice n=3,4 et un milieu d’indice n=1). Les coefficients T TE ,O et T TM ,O correspondent respectivement à un rayonnement ayant une polarisation de TE, et à un rayonnement ayant une polarisation de type TM.
Les coefficients de transmission en question sont tracés pour des valeurs de l’angle d’incidence comprises entre 0 et 17 degrés environ, qui est la valeur limite au-delà de laquelle il y a réflexion totale interne, pour une interface n=3,4 / n out =1.
Comme on peut le voir sur cette figure, le réseau sub-longueur, dimensionné comme indiqué plus haut, permet effectivement d’annuler quasiment complètement la réflexion vitreuse à l’interface entre la structure émissive 2 et le milieu de sortie 5 (puisque les coefficients T TE et T TM sont quasiment égaux à 1), et cela presque jusqu’à l’angle d’incidence correspondant à la réflexion totale interne, aussi bien pour une polarisation de type TE que pour une polarisation de type TM (à condition d’avoir choisi la valeur du facteur de remplissage FF adaptée à la polarisation considérée).
Les figures 6, 7 et 8 montrent quant à elles les valeurs de l’efficacité d’extraction EE du dispositif de , pour une polarisation de type TM (les résultats sont comparables pour une polarisation de type TE), pour différentes valeurs de la profondeur D du réseau. L’efficacité d’extraction est égale au rapport entre : d’une part, la puissance totale transmise finalement dans le milieu de sortie, dans un cône de collection centré sur l’axe Z et de demi-ouverture angulaire α (ouverture angulaire totale de 2α), et d’autre part, la puissance totale émise initialement, au sein de la structure émissive 2.
Les figures 6, 7 et 8 correspondent respectivement aux valeurs suivantes d’ouverture angulaire α du cône de collection : 90° (i.e. : intégration sur tout le demi-espace occupé par le milieu de sortie 5), 30° et 15°.
Sur chacune de ces figures, la profondeur D du réseau est représentée par la quantité (plutôt que D), exprimée en degrés, où .
Les résultats présentés sur ces figures ont été obtenus par simulation numérique de type FDTD (pour « Finite-Difference Time-Domain » en anglais), pour les mêmes paramètres que ceux de la , sauf en ce qui concerne la profondeur D du réseau, qui varie, ici.
Sur les figures 6 à 8, on a représenté aussi : l’efficacité d’extraction EE o pour une interface n=3,4 / n out =1 nue, sans aucune structure antireflet, respectivement pour les trois valeurs de l’angle d’ouverture (angle de collection) α,et l’efficacité d’extraction EE H obtenue pour une couche antireflet homogène, formée d’un matériau (théorique) dont l’indice, uniforme, vaut , et d’épaisseur égale à .
Sur ces figures, on constate tout d’abord qu’une profondeur du réseau égale à correspond effectivement à la profondeur optimale (ou quasi-optimale) en termes d’efficacité d’extraction (il s’agit du cas ψ=0°, sur les figures). On constate aussi que le réseau anti-reflet sub-longueur d’onde décrit ici permet d’obtenir une efficacité extraction aussi bonne, et même meilleure que le milieu homogène idéal mentionné ci-dessus, et cela pour les trois valeurs d’angle de collection considéré. L’efficacité d’extraction de ce réseau est donc très bonne, d’autant plus que la condition optimale n’est en général pas satisfaite, pour une couche antireflet homogène réelle (le choix de matériaux envisageables étant limité, en pratique).
L’efficacité d’extraction EE correspondant à , l’efficacité d’extraction EE H , et l’efficacité d’extraction EE o de l’interface nue sont reportées sur la , en fonction de l’angle α (exprimé en degrés).
On peut remarquer sur cette courbe que, pour α=90°, l’efficacité d’extraction EE est égale à environ 1,5 fois EE o , alors que pour α=15°, elle est égale à environ 2,5 fois EE o , ce qui montre bien que le rayonnement finalement émis dans le milieu de sortie est plus directif (plus resserré autour de l’axe Z) avec le réseau en question que pour une interface nue .
De même, pour α=90°, l’efficacité d’extraction EE est égale à environ 1,03 fois EE H , alors que pour α=15°, elle est égale à environ 1,8 fois EE o , ce qui montre aussi que le rayonnement finalement émis dans le milieu de sortie est plus directif avec le réseau en question qu’avec une couche anti-reflet homogène .
On remarque d’ailleurs que le rapport EE H /EE o est, au contraire, sensiblement le même pour α=90°, et pour α=15° (en l’occurrence égal à 1,4 environ), la couche anti-reflet homogène ne modifiant a priori pas, ou peu, la directivité du rayonnement émis, par rapport à une interface nue.
Etat de la technique La topographie de surfaces de matériaux à faces parallèles, appelés simplement « lames » dans la présente description, présente un intérêt dans de nombreux domaines, ces matériaux pouvant être, par exemple, des substrats en verre pour les disques durs d’ordinateurs, des photo-masques et plaquettes de silicium (ou « wafers ») dans l’industrie des semi-conducteurs, des écrans plats et verres d’affichage pour les dispositifs mobiles, des hublots, des optiques de télescopes à rayons X, des filtres optiques, des lames dichroïques, des dômes de protection, etc.
Il est en effet important de pouvoir étudier et quantifier d’éventuelles déformations des surfaces de telles lames, ces déformations pouvant générer des biais dans les systèmes les mettant en œuvre.
Des méthodes optiques sans contact sont connues pour l’analyse de la qualité de surface d’une lame. Une difficulté rencontrée dans la plupart des méthodes dans l’analyse de la qualité de surface d’une face de la lame est la contribution de la réflexion par l’autre face (face arrière), notamment dans le cas de lames transparentes dans la bande spectrale de la source optique utilisée pour la mesure.
Différentes méthodes de métrologie pour analyser la qualité de surface de matériaux minces et transparents permettant de s’affranchir de l’effet de la réflexion sur la face arrière, sont décrites par exemple dans l’article de revue « Metrology of thin transparent optics using Shack-Hartmann wavefront sensing » de Craig R. Forest et al. [Réf. 1].
Il est connu notamment d’appliquer un revêtement avec un indice adapté en face arrière pour supprimer la réflexion par la face arrière ou d’appliquer un revêtement très réflectif sur la face avant, mais ces procédés nécessitent des opérations d’application de revêtements et de nettoyage et peuvent introduire eux-mêmes des déformations de surface.
Des méthodes d’interférométrie à décalage de phase sont également décrites dans [Réf. 1] dans lesquelles on utilise une source de lumière blanche ou à faible cohérence pour éviter des interférences parasites dues aux réflexions sur les deux faces de la lame. Ces méthodes, utilisant par exemple des interféromètres de Michelson, sont complexes à mettre en œuvre et limitées à des lames dont les déformations sont bien inférieures à l’épaisseur.
Comme expliqué dans [Réf. 1], il est également possible d’envisager des méthodes d’interférométrie à décalage de phase utilisant des sources laser accordables en fréquence. Par exemple, des mesures d’interférences peuvent être faites sur trois surfaces (une surface de référence, la face avant et la face arrière de la lame) séquentiellement à deux longueurs d’onde différentes, puis de nouvelles mesures d’interférences sont effectuées toujours aux deux longueurs d’onde mais en retournant la lame de telle sorte que la face arrière fasse face à la surface de référence. Il est alors possible de séparer mathématiquement les contributions des interférences des surfaces planes et parallèles du matériau et notamment la contribution résultant de l’interférence entre la face avant et la surface de référence. Cependant, cette méthode nécessite une manipulation de l’échantillon, qui a besoin d’être retourné afin d’effectuer les deux séries de mesure, ce qui peut être gênant avec des matériaux fragiles et facilement déformables. Plus généralement, des méthodes sont connues qui utilisent des sources à variation de fréquence et dans lesquelles une analyse de Fourier du spectre de signal d’interférence permet d’extraire les profils des différentes faces. Toutes ces méthodes nécessitent de nombreuses acquisitions ce qui les rend très sensibles à l’environnement, notamment aux vibrations.
La [Réf. 1] décrit également des méthodes permettant la séparation spatiale des réflexions de la face avant et de la face arrière, ce qui permet de bloquer les réflexions de la face arrière au moyen d’un obturateur. Il s’agit par exemple de méthodes interférométriques à éclairage oblique ou sphérique (ou « grazing incidence interferomet ry »). Ces méthodes sont cependant très sensibles à l’alignement des composants.
Outre les méthodes basées sur l’interférométrie, la [Réf. 1] introduit une méthode d’analyse de la qualité optique d’une face d’un matériau mince et transparent utilisant un analyseur de front d’onde Shack-Hartmann.
Comme illustré sur la extraite de la [Réf. 1], un analyseur de front d’onde Shack-Hartmann comprend une matrice de microlentilles 20 et une matrice de détecteurs élémentaires 30. Si un front d’onde de référence, par exemple un front d’onde de référence plan, est incident sur la matrice de microlentilles 20, chaque microlentille (20i, 20j, …) intercepte et focalise une partie du front d’onde sans déflexion, ce qui résulte en un arrangement régulier des barycentres des taches de focalisation sur la matrice de détecteurs élémentaires 30. Si au contraire, comme cela est visible sur la , un front d’onde 10 est incident avec une déformation par rapport au front d’onde de référence plan, les microlentilles (20i, 20j, …) interceptent des parties (10i, 10j, …) du front d’onde qui présentent localement des pentes non nulles. Il s’ensuit un déplacement du barycentre des taches de focalisation sur la matrice de détecteurs élémentaires 30. A partir du signal de mesure ainsi déterminé et correspondant à une matrice bidimensionnelle des déplacements, on peut déterminer une matrice des pentes locales du front d’onde et en déduire une matrice des valeurs du front d’onde mesurées au niveau de chaque microlentille par rapport au front d’onde de référence, par exemple par intégration numérique des valeurs des pentes locales. Les déformations locales de la face que l’on analyse étant directement proportionnelles aux déformations locales du front d’onde, il est ainsi possible de déterminer les déformations à partir du signal de mesure du Shack Hartmann.
Par rapport aux techniques d’interférométrie décrites ci-dessus, les méthodes de métrologie utilisant un analyseur de front d’onde Shack-Hartmann, et plus généralement un dispositif mettant en œuvre un analyseur de front d’onde qui réalise une analyse directe du front d’onde, permettent notamment d’utiliser des sources de lumière temporellement incohérentes ou à faible cohérence temporelle généralement moins chères que des lasers, la possibilité de travailler en environnement peu contrôlé et sont des solutions moins couteuses.
Cependant, comme expliqué dans [Réf. 1], la réflexion sur la face arrière peut perturber la mesure de la qualité de surface de la face avant, notamment si l’on travaille avec des sources lumineuses comprenant des longueurs d’onde auxquelles le matériau est au moins partiellement transparent. Il est ainsi suggéré de mettre en place des filtres spectraux pour le filtrage de toute longueur d’onde dans le domaine de transparence du matériau ou d’utiliser des sources dont la longueur d’onde n’est pas transmise par le matériau de la lame à analyser.
La demande de brevet publiée WO 2004/068088 [Réf. 2] décrit l’utilisation de deux analyseurs de front d’onde, en l’occurrence des interféromètres à décalage latéral (ou « Shearing interferometers »), pour des mesures à la fois en réflexion et en transmission de la lame dont on veut mesurer les défauts de surface. De tels interféromètres à décalage latéral permettent comme l’analyseur de front d’onde Shack-Hartmann une mesure directe du front d’onde : ils ne mettent pas en œuvre des interférences avec un faisceau de référence et sont sensibles à la dérivée première du front d’onde. La mesure en réflexion donne une information relative à la topologie d’une face et la mesure en transmission donne une information relative à la variation d’épaisseur de la lame. En combinant les deux mesures on peut retrouver des informations relatives à la topologie des deux faces de la lame. Cette méthode fonctionne bien mais la mise en œuvre est compliquée car la mesure en réflexion d’une face de la lame ne doit pas être perturbée par la réflexion par la deuxième face. Pour ce faire, il est proposé d’utiliser, pour cette mesure en réflexion, une longueur d’onde pour laquelle le matériau de la lame est opaque, c'est-à-dire absorbant. Cela oblige à choisir une longueur d’onde par exemple dans l’UV ou dans l’infrarouge lointain, ce qui nécessite des capteurs et des optiques spécifiques, entraînant des contraintes en termes de choix des matériaux et de coût.
Un objet de la présente description est de proposer des systèmes et procédés d’analyse de la qualité de surface des deux faces d’une lame à faces parallèles utilisant des analyseurs de front d’onde qui permettent l’utilisation d’une ou plusieurs sources lumineuses à faible cohérence temporelle et qui ne présentent pas les contraintes des dispositifs et méthodes décrites dans la [Réf.2].
Ainsi le brevet 3 048 284 décrit un procédé consistant à monter une première pige à l'extrémité distale du tube, l’insérer à l'intérieur d'une structure tridimensionnelle jusqu'à une position de contrôle, déplacer la pige jusqu'à ce qu’elle vienne recouvrir un défaut de la pièce à contrôler, déterminer si la pige recouvre totalement ou non le défaut dans au moins sa plus grande dimension, si oui, choisir la pige ayant la dimension calibrée immédiatement inférieure, si non, choisir la pige ayant la dimension calibrée immédiatement supérieure jusqu'à identifier la pige ne recouvrant plus totalement le défaut dans sa plus grande dimension ou celle recouvrant totalement le défaut dans sa plus grande dimension.
Cependant, la pige n’est pas toujours parfaitement visible ce qui pénalise l’estimation de la mesure.
L’invention offre une solution aux problèmes évoqués précédemment, en permettant une mesure plus précise.
L’endoscope selon l’invention comprend un tube rigide contenant des moyens de guidage de lumière UV et de transmission d’image, un adaptateur comprenant une pige de dimensionnement amovible et disposée en vis-à-vis de la lumière UV, il est caractérisé en ce que la pige de dimensionnement réfléchit la lumière UV. La pige est ainsi facilement visible et éclairée en même temps que le défaut, ce qui permet un ajustement plus précis.
Avantageusement, la pige de dimensionnement a une extrémité de forme sphérique. Cette forme permet de ne pas masquer le défaut dans certaines positions, la forme cylindrique peut alors être moins adaptée car elle pourrait cacher le défaut. Cela permet donc de mieux visualiser et de mieux mesurer suivant l’orientation des défauts
Avantageusement, la pige est flexible. La flexibilité de la pige permet d’éviter toute perte et casse de la pige dans la pièce à examiner.
Avantageusement, l’adaptateur comprend une extrémité taraudé dans laquelle est vissée la pige de dimensionnement. Il est ainsi facile de changer la pige.
Avantageusement, la pige de dimensionnement est interchangeable avec une autre pige de dimensionnement d’un calibre différent. Il est ainsi possible d’utiliser plusieurs calibres et de mesurer plusieurs tailles de défauts.
Avantageusement, les calibres sont dans une gamme comprise entre 0,7mm à 2mm. Cette gamme correspond aux dimensions des défauts que l’on cherche à mesurer et difficilement visibles à l’œil nu.
Avantageusement, la pige est articulée sur l’adaptateur. L’adaptateur peut comprendre un bras placé à une des extrémités de l’adaptateur. On peut ainsi orienter la pige facilement vers la zone à contrôler.
Avantageusement, l’adaptateur est démontable par vissage sur le tube rigide. Il est ainsi possible de changer l’adaptateur si nécessaire.
L’invention concerne également un procédé de contrôle de ressuage d’une structure tridimensionnelle par un endoscope avec au moins une des caractéristiques précédentes, caractérisé en ce qu’il comprend les étapes suivantes : monter une pige de dimensionnement sur l’adaptateur, insérer l’adaptateur dans la structure tridimensionnelle, placer la pige de dimensionnement sur une zone à contrôler, éclairer la pige de dimensionnement et la zone à contrôler à la lumière UV pour quelle réfléchisse les UV, déterminer si la pige de dimensionnement recouvre entièrement ou non un défaut dans sa plus grande dimension, si oui, remplacer la pige de dimensionnement par une autre de calibre immédiatement inférieur et répéter l’étape précédente jusqu’à trouver la pige ne recouvre pas entièrement le défaut dans sa plus grande dimension, si non, remplacer la pige de dimensionnement par une autre de calibre immédiatement supérieure et répéter l’étape précédente jusqu’à trouver la pige recouvre entièrement le défaut dans sa plus grande dimension.
La plus grande dimension d’un défaut est l’information recherché par un opérateur, car c’est la plus critique. Le procédé permet d’éviter les erreurs de mesure optique puisque la pige de dimensionnement est destinée à être mise en contact avec le défaut.
est une vue d’une partie de l’endoscope selon l’invention avec une pièce à contrôler ;
est une vue de côté d’un adaptateur selon l’invention;
Le polariseur 24 et le modulateur optique 16 sont disposés en série entre le bloc source-détecteur 200 et le dispositif 400 à base de fibre optique.
Le dispositif à base de fibre optique 400 comprend une fibre optique de détection 73 apte à former au moins un tour autour du conducteur électrique 120. La fibre optique de détection 73 est utilisée comme fibre sensible à un effet magnéto-optique. A cet effet, la fibre optique de détection 73 est choisie pour présenter une constante de Verdet, V. Par exemple, la fibre optique de détection 73 a un cœur de silice, qui présente une constante de Verdet de l’ordre d’environ 0.6 rad T -1 m -1 à la longueur d’onde de 1550nm pour la silice. Avantageusement, la fibre optique de détection 73 est une fibre à maintien de polarisation torsadée ou twistée au fibrage, aussi appelée fibre SPUN. Une telle fibre SPUN permet de conserver la polarisation circulaire de la lumière. En variante, la fibre optique de détection 73 est à maintien de polarisation linéaire. Toutefois, une telle configuration est beaucoup moins efficace.
La source de lumière 20 génère un faisceau source 100. Le séparateur source-récepteur 22 transmet le faisceau source 100, par exemple via une section de fibre optique 23, au polariseur 24. Le polariseur 24 reçoit le faisceau source et transmet un faisceau source polarisé 110 linéairement en direction du modulateur optique 16.
La représente schématiquement un capteur de courant basé sur un interféromètre à fibre optique selon un premier mode de réalisation. Le polariseur 24 et le modulateur électro-optique différentiel de phase 16 sont disposés et configurés pour recevoir le faisceau source polarisé 110 linéairement et le séparer en deux ondes 101, 102 polarisées linéairement suivant deux états de polarisation orthogonaux. Plus précisément, un séparateur de polarisation est constitué en orientant les axes propres du polariseur 24 à 45 degrés des axes propres du modulateur électro-optique différentiel de phase 16. Le modulateur électro-optique de différentiel de phase 16 est par exemple constitué d’un modulateur électro-optique intégré sur substrat de niobate de lithium et formé par exemple par diffusion de titane. Le circuit optique intégré 34 comporte un unique guide d’onde formé par exemple par diffusion de titane dans un substrat de niobate de lithium. Le guide d’onde permet avantageusement de guider les deux états de polarisation linéaires transverses. Les électrodes du modulateur de phase 16 sont disposées le long des côtés du guide d’onde. Le guide d’onde du circuit optique intégré 34 est biréfringent. La combinaison du polariseur 24 et du modulateur électro-optique différentiel de phase 16 permet ainsi de séparer en polarisation le faisceau source polarisé 110 linéairement en une première onde 101 monomode polarisée et une deuxième onde 102 polarisée orthogonalement, qui se propagent sur le même guide d’onde monomode du modulateur électro-optique différentiel de phase 16. Par exemple, dans la suite, on considère la première onde monomode 101 linéairement polarisée TE et la deuxième onde monomode 102 linéairement polarisée TM.
Le modulateur électro-optique différentiel de phase 16 ayant une efficacité différente selon la polarisation, il génère un déphasage des deux ondes et va permettre de moduler la phase. L’extrémité du modulateur électro-optique différentiel de phase 16 est ici reliée directement au dispositif 400 à base de fibre optique.
Le dispositif 400 à base de fibre optique comprend ici une section de fibre optique 74 à maintien de polarisation linéaire, un retardateur optique de phase 42 (ci-après retardateur optique) et un réflecteur 26. La section de fibre optique 74 et la fibre optique de détection 73 sont disposées en série et reliées entre elles par le retardateur optique 42. Le réflecteur 26 est arrangé à une autre extrémité, ou extrémité distale, de la fibre optique de détection 73. Le dispositif à base de fibre optique 400 reste principalement à l’extérieur du boîtier du bloc source-récepteur 200.