Conclusion et perspectives sur le développement de l’insert froid

Figure II-38 : a) Brasure tendre en cours de réalisation, il y a un coffrage en silicone (en bleu) pour éviter que la brasure ne vienne détruire l’isolation électrique b) Nouveau design de pot

II.5.7 Conclusion sur la deuxième version de l’insert froid

Malgré encore quelques défauts, les performances de la deuxième version de l’insert froid sont sans comparaison avec celle de sa première version. C’est particulièrement vrai pour la thermalisation des amenées de courant sur le 1er étage où une solution (très) efficace et pérenne a été développée avec succès.

La situation est plus contrastée en ce qui concerne le 2ème étage avec l’identification d’un problème de contact thermique sur le conducteur CMS négatif, qui était initialement rédhibitoire pour les tests de courant critique. La solution provisoire mise en place a permis néanmoins de dépasser ce problème avec succès, en particulier à 10 K qui est la température nominale de fonctionnement des maquettes.

Malgré ce problème de contact, il faut quand même noter que le design AlN/conducteur CMS/feuillard est bien plus performant, avec une température minimum de 4,4 K, que le design Kapton/conducteur CMS/tresse de la première version, avec une température minimum de 10-13 K.

II.6 Conclusion et perspectives sur le développement de l’insert froid

Finalement après deux ans de développement, nous avons réussi à atteindre les performances désirées pour l’insert froid. Pour arriver à ce résultat, nous avons dû développer deux versions de l’insert froid, cf. Tableau II-24. A l’occasion du développement de l’insert froid nous avons développé une méthodologie permettant le dimensionnement d’un système en conduction solide ; Cette méthodologie a d’ailleurs été reprise par le service et SigmaPhi dans un projet commun.

En particulier, elle a mis en exergue l’importance du 1^er étage dans le dimensionnement d’un système en conduction solide comportant des amenées de courant. En effet, trop souvent on ne s'inquiète que de la puissance disponible sur le 2ème étage alors que dans le cas d’un aimant c’est le 1er étage qui a de grandes chances d'être limitant et de limiter le courant utilisable pour l’aimant.

En l'état actuel de la technologie des cryogénérateurs (sauf à les multiplier) il n’est pas envisageable de réaliser un aimant supraconducteur ayant un courant réellement supérieur à 600 A et encore il sera de petites dimensions (3 m² d'écran pour le 1er étage). Pour les aimants d’une taille plus importante (typiquement un IRM) le courant ne fera que descendre.

1er version 2ème version

Te

m

pérature

1er étage ADI + 61,5 K 39,0 K

1er étage ADI - 70,5 K 39,0 K

Platine 1er étage 55 K (estimation) 38,7 K

Pot 2ème étage 5 K 3,4 K

Mandrin 13 K 4,45 K

Tableau II-24 : Températures typiquement atteintes par la première version de l’insert froid et la deuxième version dans des conditions de test proches : H0, garde d’azote, vide à 10^-6 mbar et sans courant.

Les raisons de l’échec de la première version de l’insert viennent d’une sous-estimation des résistances de contact sur l’ensemble des contacts isolant électriquement de l’insert et non d’une erreur de calcul dans les pertes thermiques ou dans le design des pièces.

En effet, initialement il avait été considéré que les résistances de contacts ne joueraient qu’à la marge sur le gradient de température généré par le contact par rapport à la faible conductivité thermique du Kapton. Or cela s’est révélé inexact, les résistances de contact jouent en réalité un rôle prépondérant dans le refroidissement par conduction. Ainsi pour un contact vis en époxy/Kapton cela revient à réduire la surface de contact d’un facteur 5 ou pour un contact vis en acier inoxydable/Kapton d’un facteur entre 2 et 3. De plus, d’un point de vue pratique, ces contacts se sont révélés trop fragiles à l’usage pour un insert froid qui par essence, est amené à être cyclé thermiquement avec de nombreux démontages. Très clairement, si un contact thermique est critique pour le refroidissement d’un système en conduction solide, alors il est nécessaire de le qualifier avant d'être utilisé.

Pour remplacer ces contacts thermiques, nous avons développé une nouvelle solution basée sur le nitrure d’aluminium qui présente des qualités thermiques intrinsèques bien supérieures à celles du Kapton. L’utilisation de l’AlN, couplé avec une brasure forte Cu-Ag, a permis d’augmenter d’un facteur 30 la conductivité thermique du contact par rapport à la version avec Kapton. Ces contacts ont été mis en œuvre avec succès dans la deuxième version de l’insert froid et ils expliquent en (très) grande partie son succès.

In fine, nous avons conçu une amenée de courant utilisant deux types de céramiques aux caractéristiques exceptionnelles pour cette famille de matériau, chacune étant le pendant de l’autre. On a ainsi une céramique supraconductrice qui joue le rôle d’isolant thermique et une céramique conductrice thermiquement mais isolante électriquement. Ce design d’amenée de courant a été repris par SigmaPhi pour le développent de ces aimants supraconducteurs en conduction solide.

S’il est possible, au vue des performances des nouveaux contacts thermiques, de grappiller encore quelques dizaines d’ampères (voir un peu plus en changeant le matériau de l’amenée de courant) il n’est pas possible d’aller beaucoup plus loin que 600 A car nous sommes rapidement limités par la puissance froide disponible sur le 1er étage du cryogénérateur. Ainsi sans amélioration des performances des cryogénérateurs (ou du nombre de cryogénérateur), on est au maximum de ce qu’il est possible de faire pour une station de mesure de courant critique refroidie par conduction.

La principale voie d’amélioration de l’insert froid est essentiellement dans les résistances de contact du 2ème étage (connexion au pot et au niveau des pads) où il est probablement possible d’arriver à 4 K sur le mandrin (il est difficile d’être plus précis sans caractérisation du contact AlN à 3,4 K).

Si ces contacts thermiques sont performants, ils sont néanmoins plus difficiles à mettre en œuvre (brasage au four sous vide à 800°C) et sont donc réservés pour les contacts thermiques (isolant électriquement) critique du système soumis à un flux thermique (très) important.

Pour finir et bien que cela ne soit réellement nécessaire dans le cadre de l’insert froid (sauf peut-être pour le pot), il est possible d’améliorer les caractéristiques des contacts thermiques AlN.

Une première amélioration serait d’éviter la fracturation de la céramique. Celle-ci induit une tension de claquage assez faible par rapport à ce que l’on aurait si la céramique était continue ce qui peut poser problème pour la réalisation d’aimant nécessitant des tensions de décharge importante. Pour éviter de fracturer la céramique, il faudrait donc trouver une brasure tendre qui résiste à froid aux contraintes liées à la dilatation thermique (en restant ductile notamment).

Une autre solution, proposée par PMB, est de réaliser la soudure par frittage de nanopoudre d’argent [84]. Cette technique, provenant aussi de l’électronique de puissance, permet un brasage tendre, vers les 200-300°C, toute en ayant une soudure à l’argent qui est classiquement résistante à froid. Néanmoins ce procédé n’en est encore qu’au stade du développement dans le domaine de l’électronique de puissance et les joints de soudure n’ont pas encore atteint la résistance mécanique d’une ‘’vraie’’ soudure à l’argent. Il n’est donc pas acquis que cette solution soit pertinente dans notre cas.

Une deuxième amélioration serait d’utiliser une céramique de haute pureté. Sa conductivité thermique intrinsèque serait plus importante à 70 K et encore plus à 4 K. On peut aussi améliorer la conductivité thermique de la brasure en changeant de méthode : soudure à l’argent pure (comme la nanopoudre d’argent), soudage par diffusion atomique (comme pour les feuillards) directe entre le dépôt de cuivre et les pièces ou alors, en joignant directement les pièces à la céramique sans passer par le dépôt intermédiaire en cuivre.