INPI-France/Brevets-Francais-2024-Chunked huggingface dataset:
Le premier module en matériau isolant électrique 40A est un corps tubulaire réalisé par exemple en PVDF et ayant une section à profil externe hexagonal 401, une section cylindrique 402 et une section annulaire 403. La paroi intérieure de la section à profil externe hexagonal 401 comporte des filetages intérieurs 404 qui coopèrent avec des filetages extérieurs T1 portés par la région de première extrémité E1 du tube T. Ainsi, ce module isolant 40A est fixé par vissage à la première extrémité E1 du tube T. La section cylindrique 402 est dimensionnée de telle sorte que le module connecteur 22 est adapté autour de celle-ci. L’orifice traversant 405 de ce module isolant 40A est agencé coaxialement à l’axe longitudinal X0 du tube T et de l’anode 3 de manière à déboucher dans le tube T. La section annulaire 403 est de diamètre extérieur supérieur au diamètre extérieur de la section cylindrique 402, de manière à permettre l’assemblage de ce module 40A avec le premier module électroconducteur 41A par des organes de fixation amovible, notamment des boulons 43.
Le premier module en matériau électroconducteur 41A est un corps tubulaire réalisé par exemple en acier et ayant une section cylindrique 410 interposée en deux sections annulaires 411. La section cylindrique 410 comporte un orifice cylindrique 412 dans lequel vient se placer la région de première extrémité de l’anode 3. L’orifice cylindrique 412 est coaxial à l’axe longitudinal X0. Cette section 410 permet donc le positionnement, en particulier le centrage, de l’anode 3 par rapport au tube T. L’alésage taraudé 413 en prise avec la tige de renforcement 33 débouche dans cet orifice cylindrique 412. Ainsi, l’anode 3 est fixée, par sa première extrémité, au premier module électroconducteur 41A. L’une des sections annulaires 411 est en contact avec la section annulaire 403 du premier module isolant 40A, les deux modules 40A, 41A étant assemblés de manière étanche. L’autre section annulaire 411 est en contact avec une section annulaire 420 du premier module conique 42A, les deux modules 41A, 42A étant également assemblés de manière étanche par l’intermédiaire de boulons 43, de bagues et de joints d’étanchéité. Une pluralité de canaux cylindriques 414 sont agencés autour de l’orifice 412 coaxial au tube d’arme T. Ces canaux 414 débouchent d’une part dans l’orifice traversant 405 du premier module isolant 40A et d’autre part dans un orifice convergent 423 du premier module conique 42A.
Le premier module conique 42A est un corps tubulaire réalisé en un matériau isolant électrique, notamment en matière plastique, et ayant une section annulaire 420 pour la fixation au premier module électroconducteur 41A, une section conique 421 et une section cylindrique 422. L’orifice convergent 423 est formé dans la section conique 421. Un orifice d’entrée/sortie cylindrique 424 est formé dans la section cylindrique 422. L’orifice convergent 423 débouche dans l’orifice cylindrique d’entrée/sortie 424. Ainsi, un liquide provenant d’une source de liquide de traitement C 1 à C n peut circuler successivement à travers l’orifice d’entrée/sortie 424, l’orifice convergent 423, la pluralité de canaux 414, l’orifice traversant 405 et le passage longitudinal 7 entre l’anode 3 et le tube T.
Si l’on se réfère aux Figures 4 et 5, on peut voir que le second ensemble formant interface 4B comprend un second module en matériau isolant électrique 40B, un second module en matériau électroconducteur 41B et un second module conique 42B de liaison étanche.
Le second module isolant 40B est analogue au premier module isolant 40A et est fixé par vissage à la seconde extrémité E2 du tube T. En particulier, les filetages intérieurs 404 prévus dans la section à profil externe hexagonal 401, et désigné par premier alésage taraudé, coopèrent avec les filetages extérieurs T2 de la région de seconde extrémité E2 du tube T.
Le second module en matériau électroconducteur 41B est analogue au premier module électroconducteur 41A, à l’exception du fait qu’il comporte un orifice radial 415 au niveau de la section annulaire 411 en contact avec la section annulaire 403, lequel orifice 415 est configuré pour recevoir l’élément de connexion 30 pour le raccordement électrique de l’anode 3 à la source de courant 8. La région de seconde extrémité de l’anode 3 traverse l’orifice cylindrique 412 et l’alésage taraudé 413, le filetage extérieur 31 de l’anode 3 venant en prise avec le filetage de l’alésage taraudé 413 désigné par second alésage taraudé. Le pas de vis de ce second alésage taraudé 413 est inversé par rapport au pas de vis du premier alésage taraudé 404. Ainsi, lors du positionnement de l’anode 3 par rapport au tube T, la première extrémité de l’anode 3 étant maintenue fixe en rotation par le blocage en rotation au niveau de la section à profil hexagonal 401, un vissage du second module isolant 40B le long de la seconde extrémité E2 du tube d’arme T provoque un vissage de la seconde extrémité de l’anode 3 dans le second module électroconducteur 41B, donc à l’opposé de la première extrémité de l’anode 3. Les alésages taraudés 404, 413 des moyens formant interface étanche 4A, 4B constituent donc les moyens de mise en traction de l’anode 3.
La démarche classique de l’homme du métier cherchant à fabriquer un monocristal est de procéder à une cristallisation à partir d’un bain fondu dont la composition correspond à la stœchiométrie du cristal visé. Le matériau monocristallin obtenu peut également être appelé lingot.
La croissance de monocristaux à partir de masses fondues peut être réalisée tant en laboratoire qu’à l'échelle industrielle par quelques méthodes bien connues et maitrisées de l’art et souvent dénommées selon le nom de leur inventeur: Czochralski, Kyropoulos, Bridgman verticale ou horizontale, en particulier Bridgman-Stockbarger verticale ou Bridgman/Bagdassarov horizontale ou encore Slab/Echange de chaleur, méthode Stepanov également connus sous EFG (Edge-Feed-Growth), TGT (Temperature Gradient Technique).
Les publications de référence suivantes décrivent de telles méthodes, par ailleurs bien connues du spécialiste de la technique de croissance cristalline :
G.Dhanaraj, K.Byrappa, V.Prasad, M.Dudley. Springer handbook of crystal growth. 01 Jan 2010. DOI:10.1007/978-3-540-74761-1
Th.Duffar. Crystal Growth Processes Based on Capillarity: Czochralski, Floating Zone, Shaping and Crucible Techniques. J. Wiley-Blackwell. 2010. DOI: 10.1002/9781444320237.ch6
La caractéristique générale de toutes ces méthodes est la solidification lente des masses fondues sous gradient thermique, le plus souvent à partir d'un germe, conduisant à une structure unique d'un cristal comprenant un minimum de grains ou de blocs cristallographiquement désorientés et en particulier un unique monocristal de grande taille.
En raison de la nécessité de favoriser le mécanisme de cristallisation unique lors du procédé de croissance cristalline, l'interface liquide/solide est placée sous un gradient thermique contrôlé et généralement recherché le plus fort possible. Ce gradient thermique est également responsable de la ségrégation des impuretés à l'interface et constitue de ce fait également une raison fondamentale de l'apparition de contraintes mécaniques dans un matériau solidifié.
Les lingots de cristal obtenus par toutes les méthodes citées ci-dessus ont à l'état brut une forme plus ou moins cylindrique (à part les méthodes Stepanov et EFG) pour la partie utilisable (en dehors du germe et du talon du cristal) en raison de la symétrie rotationnelle des éléments de la croissance, indépendamment du fait qu’une rotation pendant la croissance soit appliquée (Czochralski, par exemple) ou non (Bridgman-Stockbarger Vertical). Les écarts par rapport à la forme circulaire sont principalement dus aux différences des vitesses de croissance le long des axes ou au mécanisme de croissance à la périphérie (croissance des faces), de manière incontrôlée, et sont généralement considérés comme des facteurs de perturbation du processus de croissance ou du moins comme des inconvénients par rapport au résultat recherché.
Les méthodes Stepanov et EFG peuvent produire les cristaux avec des formes assez complexes mais pour des métaux ou des compositions d’oxydes chimiquement simples (Al 2 O 3 , Si, Ga 2 O 3 etc). En particulier, pour les solidifications de phases cristallines oxydes plus complexes (par exemple Bi 4 Ge 3 O 12 ) ou encore halogénures, la méthode EFG ne permet pas de faire croitre des cristaux de bonne qualité, certainement en raison d’un effet de ségrégation différentiée des composées principales dans les canaux étroits d’alimentation du bain fondu. La méthode EFG est également difficilement adaptable à la croissance des cristaux mécaniquement fragiles.
Par ailleurs, les éléments finaux obtenus à partir de ces lingots cylindriques doivent avoir le plus souvent la forme de dalles ou d’autres formes parallélépipédiques, en particulier parallélépipédiques rectangles, et de façon plus générale une section polygonale, pour gagner en rendement de découpe des pièces finales, exemple des pixels rectangulaires pour l’application TEP (Tomographie en émission de Positrons). Les formes cylindriques de cristaux classiquement initialement obtenues entraînent de lourdes pertes de matériaux et de temps dues à la découpe et à l'usinage pour obtenir la forme finale recherchée. De plus, certains cristaux sont friables et supportent mal le processus d'usinage. Ils peuvent ainsi souvent se fissurer au cours de ce processus, ce qui diminue considérablement les rendements.
A titre d'exemple, si on considère un monocristal dont la partie utilisable, telle qu’obtenue après croissance, a un diamètre de 5 cm et une longueur de 10 cm, il est possible d’obtenir des détecteurs de diamètre 5 cm et de longueur 5 cm par une simple coupe transversale. Cependant, pour certaines applications, par exemple systèmes médicales ou géophysiques, il peut être recherché des cristaux sous forme de dalles de 5 cm de long et dont la section est carrée, avec 2,5 cm de côté. A partir d'un lingot cylindrique précédemment décrit, on ne peut extraire que deux de ces détecteurs, ce qui signifie que la moitié seulement du matériau monocristallin peut être exploitée, avec beaucoup de déchets.
La présente invention a pour but de remédier aux problèmes précédents et en particulier de proposer un procédé de fabrication d’un monocristal dont les dimensions sont adaptées pour son utilisation, sans perte excessive de matière ni risque de détérioration du cristal lors d’une éventuelle phase de modification de la forme de celui-ci.
A cet effet l’objet de la présente invention concerne en particulier un procédé de croissance cristalline d’un monocristal fait dans un matériau halogénure comprenant au moins un élément du groupe des terres rares, dans un four vertical de fusion/recristallisation comprenant les étapes suivantes : on introduit une poudre du matériau constituant le cristal dans une ampoule, préférentiellement sous la forme d’une poudre frittée, éventuellement en présence d’un germe dudit cristal disposé au fond de l’ampoule, on place ladite ampoule dans ledit four vertical, comprenant au moins deux zones indépendantes portées en température par des éléments chauffants selon un gradient de température, dont une zone haute, dans laquelle les éléments chauffants sont réglés de telle façon que la température est supérieure à la température de fusion du matériau constituant le cristal, et une zone basse dans laquelle dans laquelle les éléments chauffants sont réglés de telle façon la température est inférieure à ladite température de fusion, lesdites zones étant séparées par un anneau isolant ou baffle, on translate ledit gradient de température, soit par la translation de ladite ampoule, le four étant fixe, soit par translation dudit four, l’ampoule étant fixe, soit par pilotage des températures des éléments chauffants;
la vitesse de translation du gradient étant adaptée pour permettre la croissance dudit monocristal dans ladite ampoule, on refroidit le four et on récupère un monocristal dans ladite ampoule,
ledit procédé étant caractérisé en ce que ladite ampoule présente une section polygonale sur au moins une partie de sa longueur, de telle façon que le monocristal finalement obtenu présente cette même section polygonale.
Avantageusement, ledit procédé de croissance cristalline est une méthode choisie parmi les techniques de Bridgman verticale, en particulier Brigman-Stockbarger, Temperature Gradient Technique, de préférence Bridgman verticale ou Bridgman-Stockbarger.
dans lequel le rapport de la vitesse du filé au niveau de la première paire de godets d’étirage sur la vitesse moyenne des filaments en sortie de filière va de 3 à 59, préférentiellement de 10 à 25.
Étape de filage des granulés par fusion/extrusion Une extrudeuse comprenant une trémie d’alimentation, une vis d’extrusion chauffée, une pompe volumétrique et une filière comprenant une multitude de trous dont le diamètre va de 250 à 800 µm, de préférence de 300 à 500 µm, permettant de produire des filaments dont le diamètre va de 10 à 70 µm, préférentiellement de 30 à 70 µm et de manière préférée de 40 à 60 µm est alimentée par des granulés de polymère préalablement séchés, soit en ligne à l’entrée de la vis, soit en étuve afin d’en évacuer toute humidité résiduelle qui serait nuisible aux propriétés des filaments en provoquant des dégradations du polymère, notamment par hydrolyse des chaînes, induites par la thermique lors du passage en filière.
Le polymère est fondu, cisaillé et poussé par une vis d’extrusion montée en température jusqu’à une pompe volumétrique dont on choisit le débit pour alimenter la filière. La température d’extrusion va de 240°C à 300°C, préférentiellement de 260°C à 290°C. La température d’extrusion est ajustée à une température supérieure à la température de fusion du polymère pour assurer la fusion de celui-ci, préférentiellement à une température au moins 20°C au-dessus de la température de fusion du polymère, et de manière préférée au moins 30°C au-dessus de la température de fusion du polymère.
Le polymère fondu arrive dans la filière sous pression et à haute température. Après passage dans un filtre, le polymère est filé en passant à travers les trous de la filière desquels il s’écoule par gravité avec un certain débit matière dépendant du débit de la pompe en formant un filament.
Les filaments qui s’écoulent en plusieurs écoulements distincts à l’état fondu sont refroidis par un flux d’air à une température allant de 10 à 30°C, de préférence de 15 à 25°C, par exemple à température ambiante, orthogonal.
Étape d’étirage du filé Ces filaments sont ensuite regroupés de manière à former un filé préétiré multi-filamentaire et passent par une étape de pulvérisation ou d’imprégnation par une solution d’ensimage, dont la fonction est de limiter les frictions ou frottements entre filaments et sur la machine de filage afin de réduire la formation l’électricité statique et également de faciliter les étapes ultérieures de transformation du multifilament.
Le filé préétiré multi-filamentaire est enroulé de plusieurs tours autour d’une première paire de godets en rotation à température ambiante. Une paire de godets, est constituée de deux cylindres dont les axes ne sont pas tout à fait parallèles, dont la surface est recouverte d’un revêtement approprié à l’entraînement sans dégradation du filé. Ils sont mis en rotation dans le même sens et à la même vitesse et leur température peut généralement être régulée. En pratique, le filé est enroulé autour des deux godets sur plusieurs tours. Sur cette portion de son trajet, le contact avec les godets modifie sa température, qui est diminuée dans le cas de cette première paire, mais il n’est pas étiré.
Le filé passe d’une paire de godets à la suivante selon la même trajectoire d’un enroulage de plusieurs tours autour de chaque paire, jusqu’à une dernière paire qui alimente une bobine de stockage.
Le filé peut également être stocké sur une bobine de stockage de manière intermédiaire entre deux étapes d’étirage. On parle alors d’étirage en deux (ou plusieurs) étapes.
Chaque paire de godet peut avoir une température différente et présente une vitesse différente de celle de la paire précédente, choisie selon le niveau d’étirage souhaité à chaque étape. C’est la différence de vitesse de rotation entre deux paires successives qui induit l’étirage dit "à froid", par opposition à l’étirage dit "en fondu" des filaments lors de leur chute gravitaire entre la sortie de la filière et la première paire de godets. La vitesse entre deux paires de godets successives peut être légèrement inférieure de manière à relaxer le filé et ainsi limiter sa contraction standard, Les vitesses de rotation augmentant globalement dans le sens de défilement du filé.
De manière préférée, chaque paire de godet, à l’exception de la première qui est à température ambiante, est régulée à une température allant de 30°C à 180°C, préférentiellement allant de 40°C à 150°C.
De manière préférée, chaque paire de godet à l’exception de la première est régulée à une température supérieure à 100°C, de préférence comprise entre 100°C et 150°C. Une telle régulation de température permet d’obtenir un filé présentant un très bon allongement à la rupture sans dégrader la ténacité. En dessous de ces valeurs, des filés présentant une très bonne ténacité peuvent être obtenus, avec un allongement à rupture plus faible.
De manière préférée, l’étape d’étirage du filé est réalisée sur une succession de 2 à 10 paires de godets, de préférence de 3 à 6 paires de godets, très préférentiellement de 4 à 6 paires de godets.
De manière préférée, le taux d’étirage du filé dans l’étape b), correspondant au rapport de la vitesse de la dernière paire de godets sur la vitesse de la première paire de godets, est compris entre 1,5 et 6.
En sortie de la dernière paire de godets, le filé est trancané sur une bobine réceptrice.
Description des figures La représente schématiquement un arrangement possible du procédé selon l’invention.
Selon l’invention, la dépression 12 est délimitée, du côté du support de berceau 1, par un profil 13 arrière non rectiligne. Comme visible sur la et sur la , le profil 13 arrière de la dépression 12 est la partie du support de berceau 1 séparant, d’une part, ladite dépression 12 et, d’autre part, une partie arrière du support de berceau 1 formant une portée prismatique 11 d’élongation selon l’axe longitudinal X.
Comme visible sur les FIGURES 1 et 3 le profil 13 arrière délimitant la dépression 12 marque la partie supérieure d’une paroi arrière 15 délimitant ladite dépression 12 et séparant la dépression 12 de la portée prismatique 11 du support de berceau 1 sur lequel ladite dépression 12 est formée. La paroi arrière 15 forme une surface homogène selon l’axe vertical Z. En d’autres termes, un profil 13 arrière transverse de la paroi arrière 15 est identique en tout point de l’axe transversal Y du support de berceau 1 pris au niveau de la paroi arrière 15. En d’autres termes encore, la paroi arrière 15 est constituée d’une surface formée par la translation du profil 13 arrière suivant l’axe vertical Z, ou suivant une combinaison de l’axe vertical Z et de l’axe longitudinal X.
Comme visible sur les FIGURES 2 et 3, le profil 13 arrière délimitant la dépression 12 permet de ménager un jeu longitudinal de longueur variable, en différentes positions du profil 13 arrière prises le long de l’axe transversal Y, entre ledit profil 13 arrière et le bord arrière 21 du berceau moteur 2 lorsque ledit berceau moteur 2 est monté sur le support de berceau 1. En d’autres termes, le profil 13 arrière délimitant la dépression 12 présente une géométrie qui permet de ménager un jeu longitudinal, mesuré selon l’axe longitudinal X entre ledit profil 13 arrière et le bord arrière 21 du berceau moteur 2, variable en fonction d’une position considérée le long dudit profil 13 arrière. En particulier, le jeu est minimal à proximité du trou de fixation 16 de la dépression 12.
Dans l’exemple de réalisation illustré sur les FIGURES, entre deux bords transversaux 17 opposés du support de berceau 1, le profil 13 arrière délimitant la dépression 12 est courbe, c’est-à-dire non rectiligne. Plus particulièrement, le profil 13 arrière est courbe et préférentiellement circulaire. par suite, un rayon de courbure du profil 13 arrière circulaire est préférentiellement inférieur à 500 mm, préférentiellement compris entre 300 mm et 500 mm, préférentiellement encore compris entre 400 mm et 450 mm.
Ainsi, comme visible sur les FIGURES 2 et 3, le support de berceau 1 tel que décrit précédemment permet de proposer une interface de fixation comportant :
- ledit support de berceau 1 ;
- le berceau moteur 2 de véhicule automobile, le berceau moteur 2 comportant, au niveau d’un bord arrière 21, le trou de liaison 22, le berceau moteur 2 étant fixé solidairement au support de berceau 1 au travers d’une fixation comportant un axe traversant simultanément le trou de liaison 22 du berceau moteur 2 et le trou de fixation 16 du support de berceau 1.
Ainsi, la présente invention permet de proposer un aménagement particulièrement intéressant pour autoriser cette fixation simple et efficace du berceau moteur 2 sur le support de berceau 1, au travers d’une fixation par tous moyens, et notamment par association d’une tige filetée passant simultanément au travers du trou de fixation 16 et du trou de liaison 22, associée à un boulon ou un écrou afin de sécuriser la liaison. Cette configuration nominale permet de proposer une fixation efficace.
De manière avantageuse, cette interface de fixation permet, en cas de choc, de faire sauter la fixation précédemment décrite, grâce à la géométrie spécifique du profil 13 arrière décrit précédemment. En effet, la géométrie proposée conduit à ce que le profil 13 arrière délimitant la dépression 12 présente une surface d’appui non uniforme sur le bord arrière 21 du berceau moteur 2, en cas d’enfoncement dudit berceau moteur 2 en direction du support de berceau 1. Cette surface d’appui non uniforme, matérialisée par le profil 13 arrière et par la paroi arrière 15, permet de localiser des contraintes de pression entre le berceau moteur 2 et le support de berceau 1 au niveau d’une zone d’appui réduite située au niveau, en regard ou à proximité du trou de fixation 16 et du trou de liaison 22 de, respectivement, la dépression 12 et le berceau moteur 2. Par suite, cette localisation de contraintes mécaniques résultant de la mise en appui non homogène du berceau moteur 2 sur la zone d’appui réduite de la dépression 12 du support de berceau 1 conduit à endommager la liaison entre le berceau moteur 2 et le support de berceau 1, amenant à une rupture de l’axe traversant le trou de fixation 16 et le trou de liaison 22, et autorisant ainsi une libération du berceau moteur 2 relativement au support de berceau 1.
En synthèse, l’invention concerne un support de berceau 1 pour la fixation d’un berceau moteur 2 d’un véhicule automobile, le support de berceau 1 comportant, au niveau d’une extrémité longitudinale avant, une dépression 12 configurée pour accueillir un bord arrière 21 du berceau moteur 2, la dépression 12 étant délimitée, du côté du support de berceau 1, par un profil 13 arrière non rectiligne, de sorte à ménager une surface d’appui non uniforme entre une paroi arrière 15 située dans le prolongement vertical du profil 13 arrière et le bord arrière 21 du berceau moteur 2, en cas de choc frontal.
Berceau avant pour véhicule automobile et véhicule automobile comportant un tel berceau avant L'invention a trait au domaine des véhicules automobiles et concerne plus particulièrement un berceau avant pour véhicule automobile et un véhicule automobile comportant un tel berceau avant.
Un véhicule automobile comporte classiquement une structure de caisse comportant des éléments structurels définissant l’ossature du véhicule automobile.
Un ensemble avant de véhicule automobile comporte typiquement des poutres structurelles longitudinales, couramment appelées « brancards », s’étendant longitudinalement relativement au véhicule automobile, de part et d’autre d’un groupe motopropulseur du véhicule automobile.
Les poutres structurelles longitudinales appartiennent à une structure de caisse de véhicule automobile.