Mandrin ou double-galette
II.4 Construction et test de la première version de l’insert froid
II.4.1 Test des amenées de courant (partie haute de l’insert)
Nous avons choisi de tester en premier la partie haute de l’insert froid. C’est-à-dire celle comprenant les amenées de courant car elle nous est apparue de prime abord comme la plus critique. Les points cruciaux à valider sont :
Les contacts thermiques notamment avec le 1er étage.
De plus, comme nous ne travaillons que sur la partie haute, l’aspect opérationnel est plus facile: hauteur de 0,6 m d’où des faibles pertes par rayonnement et une faible masse à refroidir qui nous permet de multiplier rapidement les mises en froid si besoin.
Construction des amenées de courant II.4.1.1
On retrouve donc les deux principales parties des amenées de courant issues du design thermique; une partie résistive en laiton et une partie supraconductrice en BiSCCO 2212 massif. Néanmoins, les amenées de courant ne sont pas uniquement composées de ces deux éléments principaux. Elles comprennent de haut en bas:
Un drapeau permettant la connexion d’un câble provenant de l’alimentation externe, Un passage étanche au vide avec une chaufferette pour chauffer le joint,
La partie résistive laiton,
Un manchon en cuivre qui fait l’interface entre le laiton, le BiSCCO et le 1er étage du cryogénérateur,
La partie supraconductrice en BiSCCO 2212,
Un manchon en cuivre qui fait l’interface entre le BiSCCO, l’équerre et une tresse de cuivre, Une équerre en aluminium reliée au 2ème étage du cryogénérateur,
Une tresse de cuivre.
L’assemblage de ces différentes parties se fait par brasage tendre, le barreau HTC étant brasé en dernier, à l’aide d’une brasure In-Bi aux alentours de 80°C. En effet, il est recommandé de ne pas dépasser 100°C pour braser l’amenée de courant supraconductrice dans le manchon car au-dessus de 150°C le courant critique est dégradé.
II.4.1.1.1 Thermalisation des amenées de courant
La thermalisation de l’amenée de courant avec le cryogénérateur est réalisée pour le 1er étage via une platine en aluminium série 1050, supportant aussi l’écran, et au 2ème étage via une équerre en aluminium série 1050. Le contact thermique entre l’amenée de courant au niveau des manchons en cuivre et les pièces de thermalisation est assuré par des tirants époxy.
À l’origine les équerres en aluminium étaient continues, mais cela a entraîné la rupture d’un barreau HTc lors du montage, le système manquant de flexibilité. De plus, cette solution se serait de toute façon révélée inadaptée à l’usage en raison de la dilatation différentielle entre le barreau HTc, 2,2 mm/m [67], et le reste le corps du cryogénérateur, 3,2 mm/m [63].
Nous avons donc été obligés d’apporter une flexibilité verticale à l’équerre de quelques dixièmes de millimètres, bien que théoriquement 0,16 mm soit suffisant. Cette problématique n’ayant pas été anticipée à la conception, une solution temporaire a consisté à couper les équerres en deux et à les relier par trois tresses en cuivre apportant la flexibilité nécessaire au montage. Les tresses étaient collées avec de l’époxy chargée en poudre de cuivre.
II.4.1.1.2 Connexion aux étages du cryogénérateurs
Si le contact entre la platine du 1er étage avec le cryogénérateur est fait par un simple boulonnage, en revanche, ce n’est pas le cas des équerres avec le 2ème étage.
En effet, le cryogénérateur utilisé n’est pas un cryogénérateur conçu pour les stations d’essai en conduction sec, cf. Figure II-19a, mais un cryogénérateur pour IRM, issu de la collaboration entre le service et SIEMENS. Notre cryogénérateur possède donc un échangeur à ailette au deuxième étage servant habituellement à liquéfier l’hélium, cf. Figure II-19b.
Pour rendre compatible ce cryogénérateur avec l’insert froid, nous avons inséré les ailettes de l’échangeur dans un pot en aluminium sur lequel nous avons boulonné les équerres et plus tard le drain thermoélectrique. Pour améliorer le contact thermique entre l’échangeur et le pot, nous avons rempli ce dernier de graisse à vide chargée en poudre de cuivre, solution ayant déjà fait ses preuves sur les autres stations du service.
Figure II-19 : a) Vue du cryogénérateur pour IRM utilisé sur l’insert froid, b) Vue du cryogénérateur classiquement utilisé pour les systèmes en conduction solide.
II.4.1.1.3 Isolation électrique des amenées de courant
Le dernier point à aborder, et non des moindres, est celui de l’isolation électrique. En effet, pour éviter l’apparition d’un courant de fuite lors des essais, il est nécessaire d’isoler les amenées de courant l’une de l’autre, mais aussi du cryogénérateur qui est relié à la masse.
Figure II-20 : a) Vue de l’amenée de courant complète en cours de ré-isolation, b) Vue de l’isolation électrique au niveau du contact thermique (1er étage), c) Gabarit inox pour découpage de l’isolation électrique scotch Kapton.
Pour ce faire, nous avons choisi de réaliser l’isolation électrique au niveau des contacts thermiques. Concrètement, cette isolation est réalisée à l’aide de bagues de centrage isolantes et d’un scotch Kapton au niveau des contacts thermiques à proprement parler, cf. Figure II-20a et b. Le Kapton est un nom de marque [73] pour un plastique (polymères de type polyimide) compatible avec les températures cryogéniques. De plus, pour éviter tout risque de court-circuit malgré le jeu
b) a)
important présent au niveau des trous de passage, nous utilisons des tirants en époxy pour le serrage du contact thermique.
Ce design d’isolation s’est révélé être particulièrement délicat à mettre en œuvre avec l’apparition répétée de court-circuit lors du serrage des tirants. En effet, pour réduire au maximum le gradient thermique lié au scotch Kapton, son épaisseur doit être la plus faible possible ce qui le rend très fragile notamment lors de la découpe, à l’aide d’un gabarit en inox, des trous de passage du manchon et des tirants, cf. Figure II-20c.
Performance des amenées de courant sans courant II.4.1.2
Pour valider le fonctionnement des amenées de courant, nous les avons court-circuitées en soudant les tresses en cuivre entre elles. La soudure a ensuite été isolée puis collée à un drain en cuivre, lui-même vissé sur le pot du premier étage pour réduire l’échauffement lié au courant dans les tresses en cuivre, cf. Figure II-21.
Chaque amenée de courant est instrumentée en tension, une pour chaque partie (résistif et supraconductrice), et en température, une pour chaque étage (300 K, 1er et 2ème étage). En revanche les températures du 1er et du 2ème étage du cryogénérateur ne sont pas mesurées directement en raison d’un manque de sondes Cernox calibrées.
II.4.1.2.1 Première mise en froid
La Figure II-22 montre les courbes de température de la première mise en froid de l’insert froid. La Figure II-22 est issue de l’ancienne instrumentation Muscade [74] de la station d’essais qui n’est plus accessible désormais ce qui explique l’aspect peu lisible de la figure. Ainsi pour plus de lisibilité, j’ai reporté les valeurs des températures finales des amenées de courant dans le Tableau II-17.
Figure II-21 : Vue des amenées de courant de l’insert froid en court-circuit pendant le collage des tresses en cuivre sur le drain thermique en cuivre.
On remarque donc que la température finale atteinte par les amenées de courant est très élevée au point d’être au-dessus de la température de sécurité des amenées de courant HTc alors qu’aucun courant ne circule dans l’insert froid.
La température attendue pour les amenées de courant sans courant sur le 1er étage est théoriquement de 52 K (sans résistance de contact). De même, on remarque que la température des amenées de courant au niveau du 2ème étage est aussi plus élevée qu’attendue de 7 K (sans résistance de contact).
En revanche, on constate que les barreaux HTc semblent bien jouer leur rôle d’interrupteur thermique car leurs températures sont quasi identiques malgré un gradient de température différent. Dans l’absolu, une différence entre les résistances de contact pourrait aussi expliquer ce phénomène.
Regardant de plus près les courbes de refroidissement des amenées de courant, on remarque que sur les températures du 1er étage divergent, cf. zoom Figure II-22. Ce type de comportement est lié à une modification brutale de la résistance de contact. Le décrochage n’étant vu que sur une des amenées de courant, cela indique que c’est le contact thermique entre l’amenée de courant et la platine qui est en cause et non le contact entre la platine et le 1er étage du cryogénérateur.
Figure II-22 : Courbes de mise en froid des amenées de courant lors de la première mise en froid de l’insert froid, un zoom des courbes montre ‘’le moment’’ où les températures des amenées de courant sur le 1er étage divergent.
Amenée de courant
+ (ADI +) Amenée de courant – (ADI-)
1er étage 74 K 81 K
2ème étage 12 K 12 K
Tableau II-17 : Températures finales des amenées de courant après la première mise en froid.
Au vue de la construction des amenées de courant, cela ne peut être lié qu’à une perte de la force de serrage sur un ou plusieurs tirants époxy en raison de la dilatation différentielle. Il faut noter que le couple de serrage est faible car les tirants époxy ont une faible résistance mécanique. De plus, le
couple de serrage est probablement inégal entre les tirants car il est trop faible pour être mesuré avec les clés dynamométriques à notre disposition.
S’il y a clairement un problème au niveau des contacts thermiques, il n’était pas certain que celui-ci soit à l’origine de la température trop élevée des amenées de courant. En effet, il était aussi possible que ce phénomène soit lié à des pertes thermiques plus élevées que calculées. En particulier celles liées au rayonnement qui sont difficiles à estimer et qui sont en même les plus importantes que doit absorber le 1er étage. Dans ce cas il est possible que la température de fonctionnement du 1er étage soit plus importante que prévue expliquant ainsi la température des amenées de courant.
II.4.1.2.2 Validation du calcul des pertes thermiques
Pour exclure cette dernière hypothèse, il était nécessaire de mesurer la température des deux étages du cryogénérateur ce qui a permis grâce aux courbes constructeurs de remonter aux pertes thermiques. En jouant sur la position des capteurs, le rayonnement (sans/avec superisolation, garde d’azote) et la régulation en température des drapeaux, nous avons pu valider que le calcul des pertes thermiques était globalement juste et que seuls les contacts thermiques étaient en cause.
A noter néanmoins qu’il n’a pas été possible de valider le calcul des pertes thermiques par rayonnement. En effet, en rajoutant la superisolation sur l’écran du 1er étage, nous n’avons pas retrouvé la chute de température attendue. De fait, la température a seulement diminué de quelques kelvins. En théorie, nous nous attendions plutôt à une baisse de température de l’ordre 10-15 K (en fonction des hypothèses sur les résistances de contact). En effet, le flux radiatif doit théoriquement passer de 26 à 2,6 W ou au pire à 4-5 W en cas de mauvaise superisolation de l’écran du 1er étage de l’insert froid.
Ce phénomène est lié au fait que l’anti-cryostat de H0, qui est équipé d’une garde d’azote, n’est pas réellement chaud, car il n’est pas correctement superisolé sur son rayon intérieur. Ce phénomène est parfaitement visible quand la garde d’azote fonctionne car de la glace se forme à l’intérieur de l’anti-cryostat. Cela signifie que les apports par conduction, rayonnement et par convection/conduction moléculaire ne sont pas suffisants pour maintenir l’anti-cryostat à 300 K en fonctionnement. La température de la surface étant plus froide que prévue, les pertes par rayonnement sont donc plus faibles que prévue lors du design thermique. Nous sommes ainsi dans un cas plus favorable qu’anticipé. Ce phénomène est bien sûr présent quand on utilise la garde d’azote pour refroidir H0 mais aussi, dans une moindre mesure, lorsque la garde d’azote ne fonctionne pas (ou quand le vide de l’anti-cryostat est cryopompé par l’hélium liquide).
L’estimation des pertes par rayonnement dans le cas réel devient donc assez compliquée et spéculative car elle dépend grandement de la température de H0. Néanmoins, nous avons considéré, au vue des plans de H0, que lorsque le refroidissement azote fonctionnait, le rayonnement arrivant sur le 1er étage était proche de zéro.
La chute de température ainsi constatée permet de donner une estimation du rayonnement dans le cas normal. Les pertes par rayonnement dans le cas normal sont donc seulement de 7 W (au lieu de 26 W) ce qui est équivaut à une température isotherme de 235 K pour l’anti-cryostat.
Ce comportement particulier du trou chaud s’est confirmé au cours de la thèse lors des différentes mises en froid. Ainsi à titre d’exemple, après 3 jours de refroidissement à l’azote dans l’anti cryostat et alors que l’insert froid ne marchait pas (mais sous vide), la température sur le mandrin était de 230 K. Cela suppose donc que l’anti-cryostat était encore plus froid que 230 K
(d’autant plus que l’écran du 1er étage réalise un écrantage passif) ce qui valide à posteriori l’hypothèse d’apport thermique quasi nul lorsque le refroidissement azote fonctionne.
De manière générale, il n’est pas nécessaire de superisoler l’écran de l’insert froid. On considère que les pertes par rayonnement sont à peu près équivalentes à ce que l’on aurait avec un écran superisolé dans un vrai cryostat à 300 K. Pour cette raison, l’écran du 1er étage de la station n’est pas superisolé lorsqu’il est installé dans H0. Cela permet de le démonter plus facilement (ce qui est fait très régulièrement) et d’accélérer le temps de pompage.
II.4.1.2.3 Amélioration des contacts thermiques
Etant désormais acquis que les résistances de contact étaient trop importantes, nous avons entrepris de les réduire. Pour les améliorer, il est possible de jouer sur un grand nombre de paramètres: rugosité, module d’Young, force de serrage, matériau de remplissage, propreté et taille de la surface. Nous avons ainsi pu améliorer la résistance de contact au niveau des amenées de courant d’un facteur 2 que ce soit au niveau du 1er étage (gain de 14,5 K) et du 2ème étage (gain de 2 K), cf. Figure II-23 et Tableau II-18.
Figure II-23 : Courbes de mise en froid de l’amenée de courant négative, de la platine du 1er étage ainsi que du pot du 2ème étage après amélioration des contacts thermiques au niveau des manchons en cuivre.
Cryogénérateur Amenée de courant – (ADI-)
1er étage 53 K (platine) 66,5 K
2ème étage 5 K (pot) 10 K
Tableau II-18 : Températures finales de l’amenée de courant négative, de la platine du 1er étage ainsi que du pot du 2ème étage, après amélioration des contacts thermiques au niveau des manchons en cuivre.
Pour obtenir cette amélioration, nous avons dû remplacer les tiges filetées époxy par des tiges en acier inoxydable, ce qui complique d’autant plus l’isolation électrique, mais permet une force de serrage plus importante. Nous avons aussi ajouté une couche de graisse Apiezon N pour combler localement les espaces vides. La Figure II-23 permet également de juger de la qualité de la thermalisation de la platine du 1er étage ainsi que du pot avec le cryogénérateur. Dans les deux cas,
on constate que la température mesurée n’est pas celle attendue, de l’ordre de 45 K pour la platine, et de l’ordre de 3,5-4 K pour le pot, mais les raisons diffèrent.
Pour la platine, l’écart est principalement lié à la résistance de contact entre la platine et le 1er étage du cryogénérateur qui comme initialement pour le contact entre l’amenée de courant et la platine n’avait pas fait l’objet d’une attention particulière.
En revanche pour le pot, l’écart est lié à une erreur dans la nuance de l’aluminium reporté sur le plan ce qui a eu pour conséquence l’utilisation d’un aluminium, qualifié mécanique (séries 5000 – 6000 sans que l’on sache réellement de quelle nuance il s’agissait) au lieu d’un aluminium de série 1050 comme initialement prévu. La conductivité d’un tel aluminium est à 4 K dix fois inférieures à celle d’un aluminium série 1050.
L’amélioration du contact thermique entre la platine et le premier étage en suivant la même préparation que pour celui de l’amenée de courant, a permis de gagner 2,5 K sur la température finale de l’amenée de courant, passant ainsi de 66,5 K à 64 K, cf. Figure II-24 et Tableau II-19. A noter que la température de la platine n’a pas été remesurée et le gain peut-être plus important en cas de dégradation du contact thermique au niveau du manchon en raison du cyclage thermique. Si la température atteinte sur les amenées de courant demeure éloignée de plus de 10 K par rapport à la valeur théorique, cf. Tableau II-20 cas n°1, il est néanmoins possible de faire passer du courant dans les amenées de courant, cf. Figure II-24.
Figure II-24 : Courbe de mise en froid des amenées de courant après amélioration de l’ensemble des contacts thermiques.
Amenée de courant +
(ADI +) Amenée de courant – (ADI-)
1er étage 62 K 64 K
2ème étage 9 K 12 K
Performance des amenées de courant avec courant II.4.1.3
L’ensemble des mises en froid sans courant a permis d’enrichir le modèle analytique du refroidissement des amenées de courant en le complétant avec celui des contacts thermiques.
La géométrie simplifiée des pièces et de l’isolation Kapton étaient déjà prises en compte, ce qui avait permis de valider le choix du Kapton comme isolant électrique.
Pour la résistance de contact, la conductivité thermique est considérée comme indépendante de la température. En effet, en dessous de 70 K, il n’y a presque plus de dilatation thermique, la force de serrage est donc constante et par conséquent la résistance de contact aussi (en supposant que c’est la force serrage qui domine).
Ce modèle a permis d’extrapoler les performances de l’insert froid et de déterminer le courant maximum admissible (en statique), à savoir 405 A. L’extrapolation de ce modèle a été validée expérimentalement jusqu’à 350 A avec de bon résultat, moins de 1 K d’écart sur la température pronostiquée, cf. Tableau II-20.
Il est néanmoins possible d’atteindre les 600 A en transitoire avec une vitesse de monter du courant de 10 A/s au minimum, tout dépend en réalité de la température de départ des barreaux HTC. Ce modèle a également permis de montrer qu’il était possible d’atteindre les 600 A avec le design actuel de l’insert, mais au prix de contact quasi-parfait. Nous avions seulement 2,3 K de marge pour les contacts thermiques.
Cas n°1 Cas n°2 Cas n°3 Cas n°4 Cas n°5 Rayonnement Avec (H0 ~ 235 K) Sans (Garde d’azote = négligeable)
Courant (A) 0 0 350 405 600 Puissance reçue par le 1er étage (W) 37,8 30,8 41,5 45,7 60 Température théorique 1er étage (K) 41,5 38,5 43,3 45 53,6
Contacts parfaits
Température théorique ADI au 1er étage (K) 52 49,3 57,4 60,3 72,7 Contacts réels
Température ADI mesure (K) 62 59,5 70,5 Na Na Température ADI modèle (K) 62 59 71 75,1 92,9 ΔT dû aux résistances de contacts (K) 10 9,7 13,6 14,8 20,2
Tableau II-20 : Performances de l’amenée de courant positive en statique après amélioration des contacts thermiques en fonction des pertes reçues par le 1er étage, le courant maximum admissible est de 405 A.
Mais surtout, nous avons pu, grâce à ce modèle, séparer la contribution de la conductivité thermique solide de celle des résistances de contact pour le refroidissement des amenées de courant. Par exemple, en prenant un courant de 405 A, la principale cause du gradient thermique du point de vue de la conduction solide provient de l’utilisation d’un scotch Kapton de 66 µm d’épaisseur combinée à une trop faible surface de contact (pour 73 %) mais également dans une moindre mesure de la platine en aluminium série 1050 (pour 23 %).
Pour diminuer le gradient, il aurait fallu diminuer l’épaisseur d’un scotch Kapton (< 66 µm), mais l’expérience a montré qu’il était difficile de le découper en dessous de cette épaisseur, même par poinçonnage dans une matrice. Concernant les résistances thermiques, là encore c’est le contact au
niveau du manchon et de la platine qui est le principal responsable (pour 86 %), comparativement au contact platine/1er étage (pour 14 %).