WO2022234155A2 - Procédé de découpe d'un échantillon en alliage métallique amorphe - Google Patents

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WO2022234155A2
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machined
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Sébastien GRAVIER
Sarah Abraham
Xavier CERUTTI
Léo LEBRUN
Mathieu DIJOUX
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Vulkam
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    • C22C45/00—Amorphous alloys
    • C22C45/04—Amorphous alloys with nickel or cobalt as the major constituent

Definitions

  • the present invention relates to the field of methods for machining metal microcomponents, in particular amorphous metal alloy (AMA) parts.
  • amorphous alloys have particularly interesting mechanical characteristics for technical fields involving very small parts.
  • the difficulty is to carry out these machining operations of the AMAs while preserving their amorphous structure, guaranteeing a quality of the surface state of the machined part and maintaining a high cycle time adapted to industrial production.
  • a machining operation that would lead to excessive heating of the material would cause crystallization of the heat-affected zone and would therefore lose the advantageous properties conferred by the amorphous structure of the material.
  • imagining a laser machining process leaving long cooling times between two laser pulses is not compatible with industrial production.
  • the invention proposes a method for machining an AMA sample with low thermal stability using a femtosecond laser, comprising at least one step of irradiating the sample with a laser beam along a reference trajectory for ablating material from the sample, open or not, along the reference trajectory so as to obtain a sample machined and maintained in an amorphous state, in which :
  • the duration of each pulse is less than 1000 femtoseconds, preferably less than 600 femtoseconds, more preferably between 100 femtoseconds and 600 femtoseconds, and
  • the pulsation frequency f of the laser beam 2 is greater than 20 kHz.
  • the laser beam is mobile so as to move relative to the sample to be machined along the reference trajectory.
  • the sample to be machined is mobile so as to move relative to the laser beam along the reference path.
  • the amorphous metal alloy has:
  • - a critical diameter of less than 5 millimeters, preferably less than 3 millimeters, and/or
  • the scanning speed of the laser beam is less than 2000 mm/s, preferably less than 1000 mm/s and even more preferably less than 600 mm/s.
  • the laser beam may be an infrared laser beam, in particular an infrared laser beam having a wavelength of between 800 nm and 1100 nm, in particular a wavelength of 1030 nm ⁇ 5 n.
  • the laser beam may be a green laser beam, in particular a green laser beam having a wavelength between 500 nm and 540 nm.
  • the wavelength may in particular be equal to 515 nm ⁇ 5 nm.
  • the laser beam may be an ultraviolet laser beam, in particular an ultraviolet laser beam having a wavelength of less than 400 nm.
  • the wavelength can in particular be equal to 343 nm ⁇ 25 nm.
  • the laser beam may be a blue laser beam, in particular a blue laser beam having a wavelength of between 400 nm and 480 nm.
  • the laser beam has a fluence greater than 15 J/cm2.
  • the fluence is greater than 20 J/cm2.
  • the fluence can be in the range of 40 J/cm2 to 400 J/cm2.
  • each pulse of the laser beam irradiates a portion of the sample to be machined on the reference trajectory.
  • the portion irradiated by a pulse at least partially covers the portion irradiated by the preceding pulse.
  • the overlap between two portions irradiated by two successive pulses of the laser beam is at least 25% of the surface of the diameter of a portion irradiated by the laser beam.
  • the overlap between two portions irradiated by two successive pulses of the laser beam is at most 95% of the area of the diameter of a portion irradiated by the laser beam.
  • the step of irradiating the sample with a laser beam along the reference trajectory (TRef) is repeated at least once. This step is iterated preferably at least 100 times, and more preferably at least 300 times.
  • the reference trajectory (TRef_p) during an iteration (R_p) coincides with the reference trajectory (TRef_p-1) of the previous iteration (R_p-1).
  • the scanning speed of the laser beam is less than 2000 mm/s, preferably less than 1000 mm/s and even more preferably less than 600 mm/s.
  • the scanning speed is greater than 30 mm/s, more preferably greater than 40 mm/s.
  • the laser beam has a diameter projected onto the irradiated portion of the sample of less than 100 ⁇ m, preferably between 5 and 100 ⁇ m, preferably between 10 and 60 ⁇ m, more preferably between 10 and 30 p.m.
  • the laser beam has an average power greater than 0.4 W.
  • the average power is preferably greater than 1.5 W.
  • the average power is more preferably between 1.5 W and 30 W .
  • the movement of the laser beam comprises a precession movement.
  • the precession angle of the laser beam is less than 10°, preferably less than 8°.
  • an angle between the mean direction of the laser beam and the direction normal to the surface of the irradiated portion of the sample is less than 10°, preferably less than 8°.
  • the laser beam has a variable focusing altitude.
  • the altitude of the focal plane of the precession ring can be mobile and move in the direction of the sample as the machining progresses; and or the elevation of the focal plane of the individual beam can move towards the sample or within said sample as the machining progresses; the focusing altitude at the start of the machining being between the altitude of the focal plane of the precession ring and the altitude of the focal plane of the individual beam.
  • the machining process is carried out by implementing at least one contour along at least one trajectory (TRef+n), n being the total number of contours implemented , the method thus comprising:
  • the reference trajectory (TRef+n) being adjacent to the reference trajectory (TRef+(n-1)) and translated by a given distance gn from said reference trajectory (TRef+n-1) in the direction opposite to that of the trajectory (TRef), and
  • Steps (a) and/or (b) and/or, optionally (c) can be repeated, preferably successively, until a machined part is obtained and maintained in the amorphous state.
  • the machining is carried out in several iterations on the same trajectory, without the supply of gas or other cooling systems.
  • the energy of the laser beam per mm traveled during passage over a trajectory is preferably less than 0.8 J/mm, preferably between 0.03 J/mm and 0.8 J/ mm.
  • the amorphous metal alloy of the sample to be machined contains, in atomic percentage, more than 40% of Ni, Zr, Cu, Ti, Fe or Co.
  • the amorphous metal alloy of the sample to be machined contains, in atomic percentage, more than 50% of Ni, Zr, Cu, Ti, Fe or Co.
  • the amorphous metal alloy of the sample to be machined contains in atomic fraction more than 50% of the elements Ni and Nb.
  • the amorphous metal alloy of the sample to be machined contains in atomic fraction more than 60% of the elements Ni and Nb, more preferably more than 70% of the elements Ni and Nb.
  • the invention also relates to a method for producing a surface of an amorphous metal alloy sample using a femtosecond laser, the method comprising at least one step of irradiating with a laser beam a first surface of the sample so as to obtain a second surface whose roughness Ra is less than 400 nm, preferably less than 200 nm, more preferably less than 100 nm; and in which:
  • the duration of each pulse is less than 1000 femtoseconds, preferably less than 600 femtoseconds, more preferably between 100 femtoseconds and 600 femtoseconds, and
  • the amorphous metal alloy has:
  • - a critical diameter of less than 5 millimeters, preferably less than 3 millimeters, and/or - a difference between the crystallization temperature and the glass transition temperature of less than 60°C, and/or
  • the invention also relates to a method for cutting an amorphous metal alloy sample using a femtosecond laser, the method comprising at least one step of irradiating with a laser beam a first surface of the sample on one face F1 so as to obtain a second face F2 such that at each point of intersection of the faces F1 and F2, said faces F1 and F2 form between them an angle of 90° ⁇ 1.5°, preferably 90° ⁇ 1°, more preferably 90° ⁇ 0.5°; and in which:
  • the duration of each pulse is less than 1000 femtoseconds, preferably less than 600 femtoseconds, more preferably between 100 femtoseconds and 600 femtoseconds, and
  • the amorphous metal alloy has: - a critical diameter of less than 5 millimeters, preferably less than 3 millimeters, and/or
  • the invention also relates to a process for manufacturing an amorphous metal alloy part, comprising the steps:
  • finishing step on at least the surface of the machined sample, preferably a tribofinishing step.
  • the invention also relates to a microcomponent, in particular a mechanical microcomponent, made of amorphous metal alloy comprising at least one surface machined according to the method for producing a surface described previously or according to the cutting method described previously.
  • FIG. 39 [39]
  • Fig 1] represents an X-ray diffraction analysis of an amorphous metallic alloy
  • FIG. 10 represents an X-ray diffraction analysis of a partially amorphous metal alloy
  • FIG. 1 represents an X-ray diffraction analysis of a crystalline metal alloy
  • FIG. 4 represents a schematic sectional view of a laser beam
  • FIG. 5 is a schematic side view of an installation capable of implementing a process for machining an amorphous metal alloy sample
  • FIG. 6 is a schematic top view illustrating an embodiment of the machining process
  • FIG.7 is a schematic side view illustrating two modes of implementation of the machining process
  • FIG. 8 is a schematic view detailing an embodiment of the machining process
  • FIG. 9 is a schematic side view detailing an optional feature of the process
  • FIG. 10 is a schematic sectional view detailing the optional feature of Figure 9,
  • FIG. 11 is a schematic top view detailing the optional feature of Figure 9,
  • FIG. 12 is a schematic top view detailing another optional feature of the process
  • FIG. 13 is a schematic side view detailing another optional feature of the process
  • FIG. 14 is a diagram of the geometry machined in example 1,
  • FIG. 15 is a diagram representing the results of the bending tests of Example 2.
  • Amorphous metal alloy or “AMA” or “metal glass” means metals or metal alloys that are not crystalline, that is to say whose atomic distribution is mostly random. Nevertheless, it is difficult to obtain a one hundred percent amorphous metallic glass because most often a fraction of the material remains which is crystalline in nature. This definition can therefore be generalized to metals or metal alloys which are partially crystalline and which therefore contain a fraction of crystals, as long as the amorphous fraction is predominant. Generally, the fraction of the amorphous phase is greater than 50%.
  • amorphous metal alloy or "AMA” or “metal glass” therefore means metals or metal alloys whose fraction of the amorphous phase is greater than 50%, preferably greater than 65%, more preferably greater than 75% and more preferably still greater than 80%.
  • a metallurgical structure is said to be amorphous or entirely amorphous when an analysis by X-ray diffraction (method of analysis which will subsequently be called DRX) as described below does not reveal peaks of crystallization.
  • critical diameter (noted De) of a specific metal alloy is understood to mean the maximum thickness limit below which the metal alloy has a completely amorphous metallurgical structure or beyond which it is no longer possible to obtain a completely amorphous metallurgical structure, when the metal alloy is cast from a liquid state and is subjected to rapid cooling such that the transfer of heat inside the metal alloy is optimal. More specifically, the critical diameter is determined by successive moldings of cylindrical bars, generally longer than 50 mm and of different diameters, molded from the liquid state under the following conditions:
  • the alloy is melted at a temperature of Tl + 150°C with Tl, the liquidus temperature of the alloy (in °C);
  • the alloy is cast in a CuC1 type copper mold and is cooled to a maximum temperature of about twenty degrees Celsius (20°C).
  • the alloy is produced and molded under an inert, high-purity atmosphere (eg under argon of quality 6.0) or under a secondary vacuum (pressure ⁇ 10 4 mbar).
  • an inert, high-purity atmosphere eg under argon of quality 6.0
  • a secondary vacuum pressure ⁇ 10 4 mbar
  • the alloy is cast with a system allowing the application of a pressure differential to facilitate the casting of the alloy and to ensure intimate contact between the alloy and the walls of the mold in order to ensure the rapid cooling of the alloy.
  • the molding step can be carried out under a pressure of 20 MPa.
  • This overpressure application system can be mechanical (piston) and/or gaseous (application of an overpressure).
  • the bars are cut in order to obtain a slice, that is to say a transverse section of the cylinder, preferably located towards the middle of the bar, and with a thickness of between 1 and 10 millimeters.
  • the slices obtained are analyzed by X-ray diffraction to determine whether they have an amorphous or partially crystalline structure.
  • the critical diameter is then determined as being the maximum diameter for which the structure is amorphous.
  • the presence of bumps characteristic of amorphous metal alloys is then highlighted by X-ray diffraction. Given that there are most often defects in the metallurgical structures, a 100% amorphous alloy is almost impossible to obtain and the critical diameter can be defined as the diameter above which an X-ray diffraction analysis clearly shows crystallinity peaks.
  • Figure 1 is an XRD analysis of a metal alloy in the amorphous state.
  • Figure 2 is a similar analysis performed on a partially amorphous alloy. In this figure, we find the bump characteristic of amorphous structures, but with the presence also crystallinity peaks.
  • Figure 3 is a similar analysis performed on a crystalline alloy. In figure 3, the bump characteristic of AMAs is not present, and the crystallinity peaks are clearly visible.
  • AMA with low thermal stability means a metal alloy having:
  • a critical diameter De of less than 5 millimeters, preferably less than 3 millimeters, and/or
  • a quotient (ATx/(TI-Tg)), corresponding to the quotient of the difference DTc between the crystallization temperature Tx and the glass transition temperature Tg and of the difference between the liquidus temperature Tl and the glass transition temperature Tg , less than 0.12, preferably less than 0.1.
  • Machining means removal of material from a sample 1. Removal of material means removal of material, the two terms being equivalent. Thus, in the context of the present application, “ablating" material and “removing” material are equivalent terms. Machining can be through, as is the case for cutting or drilling. In other words, the laser beam removes material until it passes through the sample. Machining can be blind, as is the case for engraving, blind drilling, surfacing, for example to obtain a given roughness, or even for producing surfaces or flanks whose angle formed between them has excellent precision, for example an angle of 90° ⁇ 1.5°, preferably 90° ⁇ 1°, more preferably 90° ⁇ 0.5°. Non-emergent machining leaves a thickness of unmachined material.
  • microcomponent means a component of small dimensions, for example a component of which at least one of the dimensions does not exceed 2 millimeters (mm), or even 1 mm, preferentially 200 microns (pm), more preferentially 100 pm or even 50 pm.
  • mechanical microcomponent means a microcomponent capable of cooperating with one or more other microcomponents.
  • fluence of the laser beam means the “peak fluence” of the laser beam, the energy delivered per unit area. It is expressed in J/cm 2 .
  • diameter D or “spot diameter” of the laser beam is meant the diameter of the portion 3 irradiated on the sample 1 by the laser beam 2.
  • the diameter D is therefore the diameter of the laser beam 2 focused on the sample 1.
  • the laser beam 2 is of Gaussian shape.
  • the laser beam 2 is a Gaussian beam. Consequently, the diameter of the irradiated portion 3 depends on the distance between the emission point of the laser beam 2 and the irradiated portion 3.
  • Diameter D sometimes called spot diameter, can also be called diameter of portion 3 irradiated on sample 1 or diameter of laser beam 2 focused on sample 1.
  • the laser beam 2 can be animated with a precession movement.
  • the precession movement of the laser beam 2 is schematized in FIG. 9 and part B of FIG. 4.
  • a schematic sectional view of two positions of the same laser beam 2 driven by a precession movement is schematized .
  • the actual displacement of the laser beam 2 thus corresponds to the composition of two displacements.
  • the first movement is a movement along a setpoint trajectory TC.
  • the second movement is the precession movement.
  • the precessional movement therefore makes it possible to change the angle of incidence of the beam throughout the machining process.
  • the zone irradiated by the laser beam 2 on the sample 1 to be machined describes a trochoidal trajectory.
  • the reference trajectory TRef is then a trochoid.
  • Part B of FIG. 11 is an enlargement of a portion of part A.
  • the setpoint trajectory TC appears to be almost rectilinear.
  • the reference trajectory TRef coincides with the setpoint trajectory TC.
  • the reference trajectory TRef describes loops moving along the setpoint trajectory TC.
  • the laser beam 2 oscillates around its average direction D2 and describes the shape of a cone with an angle of attack with respect to the surface of the sample 1.
  • the angle of incidence of the laser beam 2 therefore changes during the machining process.
  • focal plane of the precession ring (“Best Focus Global Beam” in English, also indicated by the acronym “BFG”) means the focal plane where the individual laser beam 2 is defocused and rotates almost on itself during precession. Part B of Figure 4 illustrates the notion of the precession ring focal plane (BFG).
  • focusing altitude with a precessional movement is meant the distance between the upper surface of the sample 1 and the focal plane where the individual laser beam 2 is defocused and rotates almost on itself during the precession (BFG).
  • FIG. 5 There is shown schematically in Figure 5 a laser cutting installation 20.
  • the installation comprises an enclosure 13 in which is placed a laser transmitter 14 capable of emitting a laser beam 2.
  • a sample 1 is placed opposite the point of emission of the laser beam 2.
  • the sample 1 can thus be irradiated by the laser beam 2, i.e. the laser beam 2 can reach a part of the surface S of sample 1 and interact with the material of sample 1.
  • the portion of sample 1 irradiated by the laser beam 2 is designated by the reference sign 3.
  • Sample 1 can be fixed on a plate 6 acting as a support.
  • the laser beam 2 can be mobile so as to move relative to the sample 1.
  • the sample 1 can then be immobilized relative to the enclosure 13 of the installation 20.
  • An electronic control unit 25 makes it possible to control the instants of triggering and interruption of the laser beam 2, as well as the displacement movements of the laser beam 2 with respect to the sample 1.
  • the reference trajectory TRef can thus be controlled in real time.
  • the sample 1 to be machined can be mobile so as to move relative to the laser beam 2.
  • the sample 1 to be machined is fixed to a mobile plate along at least 2 axes.
  • the laser beam 2 and the sample 1 to be machined can both be mobile, successively or concomitantly, in particular to facilitate the machining of complex parts. In all cases, there is a relative movement of the laser beam 2 with respect to the sample 1 so as to obtain a displacement of the laser beam 2 along the reference trajectory TRef.
  • Sample 1 to be machined can have any shape and the portion of sample 1 to be ablated can also be of any shape, emerging or not.
  • the sample 1 to be machined is flat.
  • sample 1 to be machined is an amorphous metal alloy plate.
  • the thickness of sample 1 to be machined is preferably between 5 ⁇ m and 2 mm, preferably between 10 ⁇ m and 1 mm.
  • the sample 1 to be machined is a cylinder or comprises a cylindrical part and the method aims to arrange an axis, crossing or not, within said cylinder or said part cylindrical.
  • the diameter of the microcomponent resulting from the machining process preferably has a diameter, preferably a maximum diameter, less than or equal to 2 mm.
  • the amorphous metal alloy of sample 1 to be machined may, for example, contain in atomic fraction more than 40% Nickel (Ni), preferably more than 50% Nickel (Ni).
  • the amorphous metal alloy of sample 1 to be machined contains in atomic fraction more than 50% of the elements Nickel (Ni) and Niobium (Nb), preferably more than 60% of the elements Nickel (Ni) and Niobium (Nb), more preferably more than 70% of the elements Nickel (Ni) and Niobium (Nb).
  • the alloy with low thermal stability can also be chosen from alloys based on Zr, Cu, Ti, Fe or Co.
  • the term "based on” means that the element cited constitutes the major element of the alloy.
  • the present invention proposes a method for machining a sample 1 of amorphous metal alloy using a femtosecond laser, comprising at least one step of irradiating the sample 1 with a laser beam 2 the along a reference trajectory TRef to ablate material from sample 1, open or not, along the reference trajectory TRef so as to obtain a sample 1 machined and maintained in the amorphous state, in which :
  • the duration of each pulse is less than 1000 femtoseconds, preferably less than 600 femtoseconds, more preferably included between 100 femtoseconds and 600 femtoseconds, and
  • the pulsation frequency (f) of the laser beam (2) is greater than 20 kHz;
  • the laser beam 2 is mobile so as to move relative to the sample 1 to be machined along the reference trajectory TRef, or
  • the sample 1 to be machined is mobile so as to move relative to the laser beam 2 along the reference trajectory TRef.
  • the amorphous metal alloy of sample 1 is an alloy of low thermal stability.
  • the laser beam 2 is mobile so as to move relative to the sample 1 to be machined along the reference trajectory TRef.
  • the scanning speed of the laser beam 2 is less than 2000 mm/s, preferably less than 1000 mm/s and even more preferably less than 600 mm/s.
  • the scanning speed of the laser beam may be from 10 mm/s to 500 mm/s, preferably from 25 mm/s to 250 mm/s, more preferably from 50 mm/s to 200 mm/s or even from 100 mm/s to 200 mm/s.
  • Figure 6 illustrates the concept of sample 1, machined sample 1 and/or part 4.
  • Sample 1 forms the raw material or preform to be machined. After one or more machining operations, a machined sample 1 or part 4, also called a microcomponent, is obtained.
  • Part 4 can be a detached part of sample 1, in particular when the process is a cutting process, also called through machining.
  • the sign 9 schematizes the circumference 9 of the part 4.
  • the shape of the part 4 can be arbitrary.
  • part 4 is entirely included within the perimeter 21 of sample 1. According to an example not shown, part of the perimeter 21 of sample 1 can form part of the part 4.
  • the relative trajectory TRef can define a part of the perimeter 9 of the part 4.
  • the machining process can be implemented in order to form only a part of the perimeter 9 of the part 4.
  • the rest of the perimeter 9 of part 4 can be obtained by other methods or machining processes.
  • a part of the periphery 9 of the microcomponent 4 can also be formed by a portion of the periphery 21 of the sample 1, which then remains raw in this zone.
  • the machined sample or part 4 can be sample 1 from which part of the initial material has been ablated without the material being ablated. emerging.
  • the concept of non-emergent ablation is illustrated in particular in Figure 8.
  • sample 1 can be a cylinder and the portion to be ablated 8 can be such that it allows a bearing to be machined in part 4. It It can be for example a bore, emerging or not, within the part 4, which can cooperate with an axis.
  • the machining process can make it possible to machine a pivot, for example of conical shape, terminating a cylindrical portion, in particular an axe.
  • the ablated area is shown in dotted lines in Figure 7 and bears the reference 21.
  • pulsed laser is meant the fact that the laser beam 2 is applied in successive pulses. In other words, a pulse of the laser beam 2 is applied for a duration t1, then the application of the laser beam is stopped for another duration t2.
  • the frequency f at which the pulses are applied is called the pulsation frequency or repetition rate of the laser beam 2. This frequency f is equal to the inverse of the period T, which is the sum of the durations t1 and t2.
  • Figure 8 illustrates the application of successive pulses of laser beam 2.
  • Column A of Figure 8 is a top view of sample 1.
  • Column B is the corresponding side view.
  • Each pulse of the laser beam 2 irradiates a portion 3 of the sample 1 to be machined, and the portion 3 irradiated by a pulse l_n at least partially covers the portion 3 irradiated by the previous pulse l_n-1.
  • the successive pulses are applied from left to right.
  • the sign l_1 schematizes the portion irradiated by the first pulse applied.
  • I_2 schematizes the portion irradiated by the second applied pulse.
  • I_7 which schematizes the portion irradiated by the seventh applied pulse, is the last pulse represented. The impulses can of course continue.
  • Two successive pulses are applied with a spatial offset d.
  • the offset d between two portions irradiated by two successive pulses l_n-1, l_n of the laser beam 2 is preferably such that there is at least partial overlap for two successive irradiated portions l_n-1, l_n.
  • each pulse of the laser beam 2 irradiates a portion 3 of the sample 1 to be machined on the reference trajectory Tref, the portion 3 irradiated by a pulse l_n at least partially covers the portion 3 irradiated by the pulse previous l_n-1, and the overlap between two portions 3 irradiated by two successive pulses l_n-1, l_n of the laser beam 2 is at least 25% of the area of the diameter D of a portion 3 irradiated by the laser beam 2 and at most 95% of the surface of the diameter D of a portion 3 irradiated by the laser beam 2.
  • the portion 3 irradiated by a pulse l_n of the laser beam 2 is offset here with respect to the portion irradiated by the previous pulse l_n-1 by a distance d less than the diameter D of the laser beam 2.
  • the diameter D of an irradiated portion 3 corresponds to the spot diameter of the laser beam 2.
  • the diameter D of the spot of the laser beam 2 or diameter D of the laser beam projected on the portion 3 of the sample 1 is preferably less than 100 ⁇ m, preferably between 5 and 100 ⁇ m, preferably from 10 to 60 ⁇ m, more preferably 10 to 30 ⁇ m.
  • the pulse frequency f of the laser beam 2 is greater than 20 kHz. More preferably, the pulsation frequency f of the laser beam 2 is between 20 kHz and 400 kHz, preferably between 20 kHz and 300 kHz, more preferably still between 40 kHz and 250 kHz, or even greater than or equal to 50 kHz and up to at 200 kHz, or even greater than or equal to 75 kHz and up to 150 kHz.
  • the laser beam 2 may be an infrared laser beam, in particular an infrared laser beam having a wavelength of between 800 nm and 1100 nm, in particular a wavelength of 1030 nm ⁇ 5 nm.
  • the laser beam 2 can also be a green laser beam, in particular a green laser beam having a wavelength of between 500 nm and 540 nm, in particular a wavelength of 515 nm ⁇ 5 nm.
  • the laser beam 2 can also be an ultraviolet laser beam, in particular an ultraviolet laser beam having a wavelength of less than 400 nm, in particular a wavelength of 343 nm ⁇ 25 nm.
  • the laser beam 2 can also be a blue laser beam, in particular a blue laser beam having a wavelength comprised between 400 nm and 480 nm.
  • the absorption rate of the material of sample 1 is a function of the wavelength/material couple of said sample 1.
  • the wavelengths in the green generally have a better absorption rate. absorption, which promotes the ablation of the material.
  • the lower the wavelength the more expensive the process will be.
  • the laser beam 2 has a peak fluence greater than 15 J/cm2, preferably greater than 20 J/cm2, from 40 J/cm2 to 400 J/cm2.
  • the fluence is the level of energy required per unit area to ablate the material, i.e. to remove material from the area irradiated by the laser beam. It depends on the energy and the diameter of the laser beam. For example, for a Gaussian type beam, the fluence is calculated according to the following formula:
  • the fluence is calculated in the initial configuration, i.e. from the diameter D of the beam at time tO of the machining process.
  • the laser beam 2 has an average power greater than 0.4 W, preferably greater than 1.5 W, more preferably from 1.5 W to 30 W, even more preferably from 1.5 W to 15 W, or even from 1.5 W to 10 W.
  • the power (in watt W) is the product of the energy (in joule J) and the frequency of the laser (in s 1 ).
  • the power of the laser beam 2 selected is preferably between 0.425 W and 20 W.
  • the laser beam 2 is moved along the reference trajectory TRef according to a scanning speed of less than 2000 mm/s.
  • the scanning speed is less than 1000 mm/s, and even more preferably is less than 600 mm/s.
  • the step of irradiating sample 1 with a laser beam 2 along a relative reference trajectory TRef is iterated at least once, preferably at least 100 times, more preferably at least 300 times.
  • the number of iterations is adapted according to the quantity of material to be ablated.
  • the relative reference trajectory TRef during an iteration R_p coincides with the relative reference trajectory Tref of the previous iteration R_p-1.
  • Line L1 of FIG. 8 schematizes the first passage of the laser beam 2.
  • Line L2 schematizes the second passage of the laser beam 2, that is to say the iteration of higher rank with respect to the preceding iteration.
  • Line L3 schematizes the third pass, again the iteration of higher rank with respect to the preceding iteration.
  • the solid circles describe the portions irradiated during the present iteration and the dotted circles describe the portions irradiated during a previous iteration.
  • the laser beam 2 can always scan the same trajectory until obtaining the ablation of material corresponding to the thickness of remaining material desired. The thickness of remaining material is zero when the machining is through.
  • the depth p of the zone where the material has been ablated increases progressively, as measurement of the repetitions of the passage of the laser beam 2 along the reference trajectory TRef.
  • the machining is carried out in several iterations on the same trajectory, without the supply of gas or other cooling systems.
  • the energy of the laser beam per mm traveled during passage over a trajectory is preferably less than 0.8 J/mm, preferably between 0.03 J/mm and 0.8 J/ mm.
  • the movement of the laser beam 2 comprises a precession movement.
  • the precession movement notably makes it easier to obtain machining with straight flanks.
  • the precession angle A1 of the laser beam 2 is preferably less than 10°, preferably less than 8°.
  • the precession movement of the laser beam 2 delimits a zone of width dp.
  • the precession angle A1 corresponds to the angle between the average direction D2 of the laser beam 2 and the instantaneous direction Di of the laser beam 2 during precession.
  • the precession speed of the laser beam 2 is from 500 rpm (or rpm) to 40,000 rpm (or rpm), preferably between 500 rpm and 10,000 rpm, even more preferably between 500 rpm min and 3000 rpm.
  • the ablation of material produced by the laser beam 2 to which a precessional movement is applied may substantially have a W-shape, thus making it possible to limit the concentration of energy in a precise zone of the sample 1 to be machined.
  • flanks 16 such that they form between them an angle Ad of 90° ⁇ 1.5°, preferably of 90° ⁇ 1°, plus preferentially 90° ⁇ 0.5°
  • the average direction D2 of the laser beam 2 forms an angle A2 with the direction normal to the surface of the portion 3 irradiated by said laser beam 2 comprised between 80° and 90°, preferentially comprised between 82° and 90°.
  • an angle A2 between the mean direction D2 of the laser beam 2 and the direction normal to the surface of the irradiated portion 3 of the sample 1 is less than 10°, preferably less than 8°.
  • the laser beam 2 is thus inclined with respect to the direction Y normal to the surface of the irradiated portion 3 of the sample 1.
  • This angle of inclination A2 makes it possible to improve the perpendicularity of the sides 16 of the machined part 4.
  • the angle of inclination A2 makes it possible to compensate for the perpendicularity defects linked to the fact that the laser beam 2 is Gaussian.
  • the laser beam 2 can have a variable focusing altitude.
  • the elevation of the focal plane of the precession ring (BFG) can be mobile and descend in the direction of the sample as the machining progresses; and/or the Individual Beam Focal Plane (BFI) elevation may move toward Sample 1 or within Sample 1 as machining progresses; the focus altitude at the beginning of the machining being between the altitude of the focal plane of the precession ring (BFG) and the altitude of the focal plane of the individual beam (BFI).
  • the diameter D of the irradiated portion depends on the thickness of material already removed by the laser beam 2.
  • This embodiment is therefore particularly advantageous for maintaining a diameter D irradiated constant over at least part of the machining process, as the machining progresses and the material is ablated.
  • This embodiment makes it possible in particular to improve the cycle time of the machining process.
  • the machining of the sample 1 can be carried out by a strategy of successive cuts which converge towards the final shape desired for the part 4.
  • the first cut or cuts made are one or more contours.
  • the last The cut made gives the part the desired geometry in the area treated by the laser beam.
  • the machining process is carried out by the implementation of at least one outline (also called "outline” in English) according to at least one trajectory TRef+n, n being the total number of outlines placed implemented.
  • This embodiment is illustrated in Figure 12.
  • three contours have been produced.
  • the first contour is produced along the reference trajectory TRef2.
  • the second contour schematized by a second reference trajectory TRefl, is shifted by a distance g2 with respect to the first contour.
  • the third contour schematized by a third reference trajectory, corresponding to the final machining reference trajectory of part 4, i.e. the reference trajectory TRef.
  • the trajectory TRef is shifted by a distance g1 with respect to the second contour.
  • the method comprises:
  • the reference trajectory TRef+n is adjacent to the reference trajectory TRef+(n-1) and translated by a given distance g2 from said reference trajectory TRef+n-1 in the direction opposite to that of the trajectory TRef.
  • the given distances g1 , g2, gn between two reference trajectories directly adjacent TRef; TRef+1, TRef+(n-1); TRef+n are such that the pulses of the laser beam 2, irradiating the sample 1 to be machined on the first reference trajectory TRef; TRef+1, TRef+(n-1) or TRef+n, also irradiates, at least partially, the sample 1 to be machined on the reference path(s) TRef; TRef+1, TRef+(n-1) or TRef+n which is or are directly adjacent to it.
  • the distances g1, g2, gn can be identical or different.
  • Steps (a) and/or (b) and/or, optionally (c) can be repeated, preferably successively, until a part 4 machined according to the desired final geometry is obtained, and maintained in the amorphous state.
  • the laser beam 2 machining process can optionally be coupled with the presence of a gas flow on the sample 1 to be machined.
  • the machining process can thus include the step:
  • the flow of gas 10 is then maintained during all or part of the machining process.
  • a blow nozzle 11, shown schematically in Figure 5 guides the gas flow 10 to the sample 1.
  • the flow of gas 10 also makes it possible to evacuate the particles originating from the ablation of material by the laser beam 2.
  • the flow of gas 10 sent to the sample 1 to be machined is an air flow.
  • the gas flow 10 sent to the sample 1 to be machined can also be an inert gas flow.
  • the flow of gas 10 sent to sample 1 is blown in a direction coaxial with the direction of the laser beam.
  • the gas flow may also not be coaxial with the direction of the beam.
  • the sample 1 to be machined can be protected from oxidation during the cutting operation.
  • the cutting process may include the step:
  • the enclosure 13 in which the sample 1 and the laser beam 2 are advantageously contained can thus contain a protective medium 12.
  • the protective medium 12 from oxidation is a gas whose pressure is lower than atmospheric pressure.
  • the protective medium 12 from oxidation is an inert gas.
  • the process may include the step:
  • sample 1 can be cooled during the cutting operation.
  • sample 1 to be machined is thermally coupled to a plate 6 comprising a cooling system 7 configured to absorb heat from sample 1 to be machined.
  • the sample 1 to be machined can be fixed to the plate 6.
  • the cooling system 7 also contributes to avoiding an excessive rise in temperature of the sample 1 during the machining process.
  • the cooling system 7 may include a Peltier effect module configured to exchange heat with the plate 6. Alternatively or additionally, the cooling system 7 may include a heat transfer fluid circuit configured to exchange heat. heat with the plate 6. Other means of cooling are also possible.
  • Sample 1 can also be completely or partially immersed in a heat transfer liquid. The heat transfer liquid can be static or in motion (flow).
  • the invention also relates to a method for producing a surface of a sample 1 in amorphous metal alloy with low thermal stability using a femtosecond laser.
  • Said method comprises at least one step of irradiating with a laser beam 2 a first surface of the sample 1 so as to obtain a second surface whose roughness Ra is less than 400 nm, preferably less than 200 nm, more preferably less than 100 nm.
  • the laser beam 2 is pulsed and the duration of each pulse is less than 1000 femtoseconds, preferably less than 600 femtoseconds, more preferably between 100 femtoseconds and 600 femtoseconds; and the pulsation frequency f of the laser beam 2 is greater than 20 kHz.
  • the invention also relates to a method for cutting a sample 1 of an amorphous metal alloy with low thermal stability using a femtosecond laser.
  • the process comprises at least one step of irradiating with a laser beam 2 a first surface of the sample 1 on a face F1 so as to obtain a second face F2 such as in each point of intersection of faces F1 and F2, said faces F1 and F2 form between them an angle Ad of 90° ⁇ 1.5°, preferably 90° ⁇ 1°, more preferably 90° ⁇ 0.5°.
  • the laser beam 2 is pulsed, and the duration of each pulse is less than 1000 femtoseconds, preferably less than 600 femtoseconds, more preferably between 100 femtoseconds and 600 femtoseconds; and the pulsation frequency f of the laser beam 2 is greater than 20 kHz.
  • the invention also relates to a process for manufacturing a part 4 in an amorphous metal alloy.
  • the manufacturing process includes the steps:
  • the manufacturing process includes the step:
  • the invention relates to a microcomponent, in particular an AMA mechanical microcomponent comprising at least one surface 8 machined according to at least one of the preceding methods.
  • the AMA microcomponent advantageously has an elastic deformation capacity of at least 1.2%, preferably at least 1.5%
  • the micromechanical component may for example be an element of a clockwork mechanism for a mechanical watch, such as a date finger, a toothed wheel, or even an axis.
  • a mechanical watch such as a date finger, a toothed wheel, or even an axis.
  • the combination of the intrinsic mechanical properties of amorphous alloys and the precision of the cut made by the method makes it possible to provide micromechanical components particularly suited to this application. It can also be a microcomponent for the medical field, such as an implant.
  • Ni(57-67)Nb(28-38)Zr(0-10) (atomic percentages) were cut with different sets of parameters detailed in Table 1 to validate the maintenance of the amorphous structure of the alloy of the samples machined according to the method of the invention.
  • the Ni(57-67)Nb(28-38)Zr(0-10) alloy (atomic percentages) has low thermal stability within the meaning of the invention. Indeed, its critical diameter De is only 3 mm, its stability coefficient, i.e. its quotient (ATx/(TI-Tg)) of 0.07 and its DTc is equal to 40.
  • the samples were cut from 500 ⁇ m thick preforms and a pyramidal shape was chosen to study the influence of the width of the cut on the thermal allocation of the material.
  • Figure 14 shows a diagram of the machined geometry seen from above, the geometry representing the perimeter of the part.
  • Table 1 summarizes the range of parameters tested. Three sets of settings were tested.
  • microstructural analyzes as well as the X-ray diffraction analyzes showed conservation of the amorphous microstructure for all the clearances tested, even for the finest areas of the sample, which are the pointed areas.
  • Example 2 Maintenance of mechanical performance
  • Figure 15 represents the value of the elastic limit in bending, expressed in MPa, for the four samples of table 3.
  • the sample noted 3.4 has not undergone laser machining and serves as a representative control of the properties to be the amorphous state.
  • Example 3 Obtaining the desired quality (dimensional and geometric) and influence on the rates
  • the surface condition after machining is an essential property for many microcomponents.
  • a low Ra and good perpendicularity of the flanks are essential to control tribological contacts and obtain coefficients of friction and low wear rates, which make it possible to optimize the yields of mechanical systems (conservation of energy) and their lifespan.
  • the important quality criteria include the roughness of the machined surfaces, the obtaining of straight flanks, i.e. the perpendicularity between the machined flank and the adjacent flanks, as well as the obtaining of non-oxidized parts and without redeposition of particles (burrs).
  • Table 5 summarizes the results for sets of parameters (machining in air, without nozzle) of preforms, in AMA such as example 1, machined by a pulsed laser beam of 320 fs, and having a 515 nm wavelength: - Set 1: Low power during machining
  • the material can therefore be machined with higher powers, which makes it possible from an economic point of view to increase the cutting rates.
  • Example 4 Optimization of cutting rates
  • the focusing altitude is fixed at the start of machining. It is the latter which allows in particular to define the diameter of the theoretical spot at the start of machining as well as the fluence.
  • the focus altitude remains fixed during machining. The process becomes less efficient as the depth of cut increases, that is to say, as one moves away from the ideal focal point to ablate the material.

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Abstract

L'invention concerne un procédé d'usinage d'un échantillon (1) en alliage métallique amorphe à l'aide d'un laser femtoseconde, comprenant au moins une étape d'irradiation de l'échantillon (1) avec un faisceau laser (2) le long d'une trajectoire de référence (TRef) pour ablater de la matière de l'échantillon (1), de façon à obtenir un échantillon (1) usiné et maintenu à l'état amorphe, dans lequel : - le faisceau laser (2) est pulsé, et - la durée de chaque impulsion est inférieure à 1000 femtosecondes, préférablement inférieure à 600 femtosecondes, et - la fréquence (f) de pulsation du faisceau laser (2) est supérieure à 20 kHz; et dans lequel : l'alliage métallique amorphe possède : - un diamètre critique (Dc) inférieur à millimètres, et/ou - une différence (ΔTx) entre la température de cristallisation (Tx) et la température de transition vitreuse (Tg) inférieure à 60°C, et/ou - un quotient (ΔTx/(TI-Tg)) de la différence (ΔTx) entre la température de cristallisation (Tx) et la température de transition vitreuse (Tg) et de la différence entre la température de liquidus (TI) et la température de transition vitreuse (Tg) est inférieur à 0,12.

Description

Description
Titre : Procédé de découpe d’un échantillon en alliage métallique amorphe
Domaine technique
[1] La présente invention se rapporte au domaine des méthodes d’usinage de microcomposants métalliques, en particulier de pièces en alliage métallique amorphe (AMA). En effet, les alliages amorphes présentent des caractéristiques mécaniques particulièrement intéressantes pour les domaines techniques impliquant des pièces de très petite taille.
Technique antérieure
[2] Il est connu d’obtenir des préformes de métal amorphe par injection dans des moules de forme spécifique. En refroidissant suffisamment vite le métal injecté, la cristallisation de l’alliage peut être évitée et une structure de type amorphe peut être obtenue. Ce type de structure d’alliage amorphe est également appelé verre métallique.
[3] Afin d’obtenir une pièce mécanique prête à être intégrée par exemple dans un mécanisme d’horlogerie, il est parfois nécessaire d’usiner la préforme moulée.
[4] Dans le domaine général des alliages, en particulier des alliages cristallins, de nombreuses techniques d’usinage et/ou de mise en forme ont été développées (étampage, micro-fraisage, etc). Cependant, ces techniques ne peuvent pas être transposées aisément aux AMAs qui présentent des compositions chimiques particulières et des propriétés mécaniques généralement beaucoup plus élevées que les alliages cristallins. L’usinage est par conséquent plus complexe à maîtriser (obtention des précisions et états de surface souhaités, perpendicularité des flancs, durée de vie des outils, vitesse de production compatible avec les contraintes industrielles, etc).
[5] D’autre part, nombre de ces techniques provoque des échauffements thermiques au niveau des zones usinées impliquant alors une recristallisation locale de l’alliage et la perte de la structure amorphe de l’AMA au niveau des zones usinées. Ceci est d’autant plus vrai pour des AMAs de faible stabilité thermique. En effet, parmi les AMAs, certains présentent une plus faible stabilité thermique que les autres. Cette faible stabilité thermique traduit la facilité/rapidité avec laquelle la structure de l’alliage peut être affectée par une variation de température (augmentation de température au-delà de la température de transition vitreuse Tg, refroidissement trop lent, ...). Les AMAs de faible stabilité thermique présentent donc une capacité à évoluer vers un état cristallin plus rapide au- dessus de la température de transition vitreuse Tg.
[6] Des procédés d’usinage laser sont adaptés à la fabrication de microcomposants, notamment de microcomposants en alliages métalliques cristallins. Comme indiqué précédemment, ces derniers sont cependant bien moins sensibles à la température que les AMAs, en particulier que les AMAs à faible stabilité thermique.
[7] Ainsi, la difficulté est de mener à bien ces opérations d’usinage des AMAs tout en conservant leur structure amorphe, en garantissant une qualité de l’état de surface de la pièce usinée et en maintenant un temps de cycle élevé adapté à une production industrielle. En effet, une opération d’usinage qui mènerait un échauffement excessif de la matière provoquerait une cristallisation de la zone affectée thermiquement et ferait donc perdre les propriétés avantageuses conférées par la structure amorphe de la matière. A l’inverse, imaginer un procédé d’usinage laser en laissant des durées de refroidissement longues entre deux impulsions laser n’est pas compatible avec une production industrielle.
[8] Par ailleurs, il a été développé des opérations d’usinage laser complexes, mettant par exemple en oeuvre des substrats en verre photosensible pour améliorer par exemple la précision des opérations et minimiser les effets de l’irradiation laser sur les échantillons à découper. De telles opérations complexes ne sont cependant pas compatibles avec une production industrielle, tant en termes de coût qu’en termes de complexité à mettre en oeuvre industriellement.
[9] Il existe donc un besoin de disposer d’un procédé d’usinage permettant de conserver une microstructure amorphe tout en autorisant une cadence de fabrication et une simplicité de niveau industriel. Une autre exigence est de pouvoir obtenir un état de surface avec une très faible rugosité et/ou une excellente perpendicularité des flancs dans la zone de découpe, afin d’exploiter pleinement les qualités intrinsèques de AMA.
Résumé
[10] A cette fin, l’invention propose un procédé d’usinage d’un échantillon en AMA à faible stabilité thermique à l’aide d’un laser femtoseconde, comprenant au moins une étape d’irradiation de l’échantillon avec un faisceau laser le long d’une trajectoire de référence pour ablater de la matière de l’échantillon, de manière débouchante ou non, le long de la trajectoire de référence de façon à obtenir un échantillon usiné et maintenu à l’état amorphe, dans lequel :
- le faisceau laser est pulsé, et
- la durée de chaque impulsion est inférieure à 1000 femtosecondes, préférablement inférieure à 600 femtosecondes, plus préférablement comprise entre 100 femtosecondes et 600 femtosecondes, et
- la fréquence f de pulsation du faisceau laser 2 est supérieure à 20 kHz.
[11] Selon un mode de mise en œuvre, le faisceau laser est mobile de façon à se déplacer par rapport à l’échantillon à usiner le long de la trajectoire de référence.
[12] En variante, l’échantillon à usiner est mobile de façon à se déplacer par rapport au faisceau laser le long de la trajectoire de référence.
[13] L’alliage métallique amorphe possède :
- un diamètre critique inférieur à 5 millimètres, de préférence inférieur à 3 millimètres, et/ou
- une différence entre la température de cristallisation et la température de transition vitreuse inférieure à 60°C, et/ou
- un quotient de la différence entre la température de cristallisation et la température de transition vitreuse et de la différence entre la température de liquidus et la température de transition vitreuse inférieur à 0,12, de préférence inférieur à 0,1.
[14] Ces paramètres de réglage du faisceau laser permette d’usiner un échantillon amorphe et d’obtenir une géométrie souhaitée tout en conservant le caractère amorphe de la structure de l’alliage. Il est ainsi possible d’obtenir des microcomposants mécaniques aux propriétés mécaniques particulièrement intéressantes.
[15] Les caractéristiques listées dans les paragraphes suivant peuvent être mises en œuvre indépendamment les unes des autres ou selon toutes les combinaisons techniquement possibles :
[16] Selon un mode de mise en œuvre du procédé, la vitesse de balayage du faisceau laser est inférieure à 2000 mm/s, préférentiellement inférieure à 1000 mm/s et encore plus préférentiellement inférieure à 600 mm/s.
[17] Selon un mode de réalisation, le faisceau laser peut être un faisceau laser infrarouge, notamment un faisceau laser infrarouge ayant une longueur d’onde comprise entre 800 nm et 1100 nm, en particulier une longueur d’onde de 1030 nm ± 5 nm.
[18] En variante, le faisceau laser peut-être un faisceau laser vert, notamment un faisceau laser vert ayant une longueur d’onde comprise entre 500 nm et 540 nm. La longueur d’onde peut en particulier être égale à 515 nm ± 5 nm.
[19] En variante encore, le faisceau laser peut être un faisceau laser ultraviolet, notamment un faisceau laser ultraviolet ayant une longueur d’onde inférieure à 400 nm. La longueur d’onde peut en particulier être égale à de 343 nm ± 25 nm.
[20] En variante encore, le faisceau laser peut être un faisceau laser bleu, notamment un faisceau laser bleu ayant une longueur d’onde comprise entre 400 nm et 480 nm.
[21] Selon un aspect du procédé, le faisceau laser a une fluence supérieure à 15 J/cm2. De préférence, la fluence est supérieure à 20 J/cm2. La fluence peut être dans la plage de 40 J/cm2 à 400 J/cm2.
[22] Selon un aspect du procédé, chaque impulsion du faisceau laser irradie une portion de l’échantillon à usiner sur la trajectoire de référence. La portion irradiée par une impulsion recouvre au moins partiellement la portion irradiée par l’impulsion précédente. Le recouvrement entre deux portions irradiées par deux impulsions successives du faisceau laser est d’au moins 25% de la surface du diamètre d’une portion irradiée par le faisceau laser. Le recouvrement entre deux portions irradiées par deux impulsions successives du faisceau laser est d’au plus 95% de la surface du diamètre d’une portion irradiée par le faisceau laser.
[23] Selon un mode de mise en oeuvre du procédé, l’étape d’irradiation de l’échantillon avec un faisceau laser le long de la trajectoire de référence (TRef) est itérée au moins une fois. Cette étape est itérée préférentiellement au moins 100 fois, et plus préférentiellement au moins 300 fois. La trajectoire de référence (TRef_p) lors d’une itération (R_p) est confondue avec la trajectoire de référence (TRef_p-1) de l’itération précédente (R_p-1). Selon un tel mode de réalisation, la vitesse de balayage du faisceau laser est inférieure à 2000 mm/s, préférentiellement inférieure à 1000 mm/s et encore plus préférentiellement inférieure à 600 mm/s. Avantageusement, la vitesse de balayage est supérieure à 30 mm/s, plus préférentiellement supérieure à 40 mm/s.
[24] Selon un aspect du procédé, le faisceau laser a un diamètre projeté sur la portion irradiée de l’échantillon inférieur à 100 pm, préférentiellement compris entre 5 et 100 pm, préférablement compris entre 10 à 60 pm, plus préférablement compris entre 10 et 30 pm.
[25] Selon un aspect du procédé, le faisceau laser possède une puissance moyenne supérieure à 0,4 W. La puissance moyenne est préférablement supérieure à 1,5 W. La puissance moyenne est plus préférablement comprise entre 1 ,5 W et 30 W.
[26] Selon un mode de mise en oeuvre du procédé, le déplacement du faisceau laser comprend un mouvement de précession. L’angle de précession du faisceau laser est inférieur à 10°, de préférence inférieur à 8°.
[27] Selon un mode de réalisation, un angle entre la direction moyenne du faisceau laser et la direction normale à la surface de la portion irradiée de l’échantillon est inférieur à 10°, préférablement inférieur à 8°.
[28] Selon un aspect du procédé, le faisceau laser présente une altitude de focalisation variable. L’altitude du plan focal de l’anneau de précession peut être mobile et se déplacer en direction de l’échantillon au fur et à mesure que l’usinage progresse ; et/ou l’altitude du plan focal du faisceau individuel peut se déplacer en direction de l’échantillon ou au sein dudit échantillon au fur et à mesure que l’usinage progresse; l’altitude de focalisation au début de l’usinage étant comprise entre l’altitude du plan focal de l’anneau de précession et l’altitude du plan focal du faisceau individuel.
[29] Selon un exemple de mise en oeuvre, le procédé d’usinage est réalisé par la mise en oeuvre d’au moins un contour selon au moins une trajectoire (TRef+n), n étant le nombre total de contours mis en oeuvre, le procédé comprenant ainsi:
- optionnellement au moins une étape d’irradiation (c) de l’échantillon avec un faisceau laser le long d’une trajectoire de référence (TRef+n) pour ablater de la matière de l’échantillon, de manière débouchante ou non, le long de la trajectoire de référence (TRef+n),
- une étape d’irradiation (b) de l’échantillon avec un faisceau laser le long d’une trajectoire de référence (TRef+1) pour ablater de la matière de l’échantillon, de manière débouchante ou non, le long de la trajectoire de référence (TRef+1),
- une étape d’irradiation (a) de l’échantillon avec un faisceau laser le long d’une trajectoire de référence (TRef) pour ablater de la matière de l’échantillon, de manière débouchante ou non, le long de la trajectoire de référence (TRef),
- la trajectoire de référence (TRef+1) étant adjacente à la trajectoire de référence (TRef) et translatée d’une distance donnée g1 de ladite trajectoire de référence (TRef) ; et
- optionnellement, la trajectoire de référence (TRef+n) étant adjacente à la trajectoire de référence (TRef+(n-1)) et translatée d’une distance donnée gn de ladite trajectoire de référence (TRef+n-1) dans la direction opposée à celle de la trajectoire (TRef), et
- les distances données (g1; gn) entre deux trajectoires de référence directement adjacentes (TRef ; TRef+n) étant telles que les impulsions du faisceau laser, irradiant l’échantillon à usiner sur la première trajectoire de référence (TRef ; TRef+n), irradie également, au moins partiellement, l’échantillon à usiner sur la ou les trajectoires de référence (TRef ; TRef+n) qui lui est ou lui sont directement adjacentes. [30] Les étapes (a) et/ou (b) et/ou, optionnellement (c) pouvant être répétées, préférentiellement successivement, jusqu’à obtenir une pièce usinée et maintenue à l’état amorphe.
[31] Selon un mode de réalisation de l’invention, l’usinage est réalisé en plusieurs itérations sur la même trajectoire, sans apport de gaz ou autres systèmes de refroidissement. Selon un tel mode de réalisation, l’énergie du faisceau laser par mm parcouru lors d’un passage sur une trajectoire est préférentiellement inférieure à 0,8 J/mm, préférentiellement comprise entre 0,03 J/mm et 0,8 J/mm.
[32] Selon un exemple de mise en oeuvre du procédé, l’alliage métallique amorphe de l’échantillon à usiner contient, en pourcentage atomique, plus de 40% de Ni, Zr, Cu, Ti, Fe ou Co. De préférence, l’alliage métallique amorphe de l’échantillon à usiner contient, en pourcentage atomique, plus de 50% de Ni, Zr, Cu, Ti, Fe ou Co.
[33] Selon une variante, l’alliage métallique amorphe de l’échantillon à usiner contient en fraction atomique plus de 50% des éléments Ni et Nb. Préférablement l’alliage métallique amorphe de l’échantillon à usiner contient en fraction atomique plus de 60% des éléments Ni et Nb, plus préférablement plus de 70% des éléments Ni et Nb.
[34] L’invention se rapporte également à un procédé de réalisation d’une surface d’un échantillon en alliage métallique amorphe à l’aide d’un laser femtoseconde, le procédé comprenant au moins une étape d’irradiation avec un faisceau laser d’une première surface de l’échantillon de sorte à obtenir une deuxième surface dont la rugosité Ra est inférieure à 400 nm, préférentiellement inférieure à 200 nm, plus préférentiellement inférieure à 100 nm ; et dans lequel :
- le faisceau laser est pulsé, et
- la durée de chaque impulsion est inférieure à 1000 femtosecondes, préférablement inférieure à 600 femtosecondes, plus préférablement comprise entre 100 femtosecondes et 600 femtosecondes, et
- la fréquence f de pulsation du faisceau laser 2 est supérieure à 20 kHz, et dans lequel : l’alliage métallique amorphe possède :
- un diamètre critique inférieur à 5 millimètres, de préférence inférieur à 3 millimètres, et/ou - une différence entre la température de cristallisation et la température de transition vitreuse inférieure à 60°C, et/ou
- un quotient de la différence entre la température de cristallisation et la température de transition vitreuse et de la différence entre la température de liquidus et la température de transition vitreuse inférieur à 0,12, de préférence inférieur à 0,1.
[35] L’invention concerne aussi un procédé de découpe d’un échantillon en alliage métallique amorphe à l’aide d’un laser femtoseconde, le procédé comprenant au moins une étape d’irradiation avec un faisceau laser d’une première surface de l’échantillon sur une face F1 de sorte à obtenir une deuxième face F2 telle qu’en chaque point d’intersection des faces F1 et F2, lesdites faces F1 et F2 forment entre elles un angle de 90° ± 1 ,5°, préférentiellement de 90° ± 1 °, plus préférentiellement de 90° ± 0,5°; et dans lequel :
- le faisceau laser est pulsé, et
- la durée de chaque impulsion est inférieure à 1000 femtosecondes, préférablement inférieure à 600 femtosecondes, plus préférablement comprise entre 100 femtosecondes et 600 femtosecondes, et
- la fréquence f de pulsation du faisceau laser 2 est supérieure à 20 kHz, et dans lequel : l’alliage métallique amorphe possède : - un diamètre critique inférieur à 5 millimètres, de préférence inférieur à 3 millimètres, et/ou
- une différence entre la température de cristallisation et la température de transition vitreuse inférieure à 60°C, et/ou
- un quotient de la différence entre la température de cristallisation et la température de transition vitreuse et de la différence entre la température de liquidus et la température de transition vitreuse inférieur à 0,12, de préférence inférieur à 0,1. [36] L’invention se rapporte aussi à un procédé de fabrication d’une pièce en alliage métallique amorphe, comportant les étapes :
- fondre un mélange de métaux pour obtenir un lopin d’alliage,
- injecter le lopin obtenu dans un moule et refroidir l’alliage moulé avec une vitesse de refroidissement supérieure à une vitesse critique de cristallisation de l’alliage, pour obtenir un échantillon d’alliage amorphe,
- usiner au moins une surface de l’échantillon selon le procédé d’usinage précédemment décrit, ou selon le procédé de réalisation d’une surface préalablement décrit, ou selon le procédé de découpe précédent, pour obtenir une pièce en alliage amorphe selon une géométrie prédéterminée,
- optionnellement effectuer une étape de finition sur au moins la surface de l’échantillon usinée, préférentiellement une étape de tribofinition.
[37] L’invention concerne aussi un microcomposant, notamment un microcomposant mécanique, en alliage métallique amorphe comportant au moins une surface usinée selon le procédé de réalisation d’une surface décrit préalablement ou selon le procédé de découpe décrit auparavant.
Brève description des dessins
[38] D’autres caractéristiques, détails et avantages apparaîtront à la lecture de la description détaillée ci-après et à l’analyse des dessins annexés, sur lesquels :
[39] [Fig 1] représente une analyse par diffraction par rayon X d’un alliage métallique amorphe,
[40] [Fig 2] représente une analyse par diffraction par rayon X d’un alliage métallique partiellement amorphe,
[41] [Fig 3] représente une analyse par diffraction par rayon X d’un alliage métallique cristallin,
[42] [Fig. 4] représente une vue schématique en coupe d’un faisceau laser,
[43] [Fig. 5] est une vue schématique de côté d’une installation apte à mettre en oeuvre un procédé d’usinage d’un échantillon en alliage métallique amorphe,
[44] [Fig. 6] est une vue schématique de dessus illustrant un mode de réalisation de mise en oeuvre du procédé d’usinage, [45] [Fig.7] est une vue schématique de côté illustrant deux modes de mise en œuvre du procédé d’usinage,
[46] [Fig. 8] est une vue schématique détaillant un mode de réalisation du procédé d’usinage,
[47] [Fig. 9] est une vue schématique, de côté, détaillant une caractéristique optionnelle du procédé,
[48] [Fig. 10] est une vue schématique en coupe détaillant la caractéristique optionnelle de la figure 9,
[49] [Fig. 11] est une vue schématique, de dessus, détaillant la caractéristique optionnelle de la figure 9,
[50] [Fig. 12] est une vue schématique de dessus détaillant une autre caractéristique optionnelle du procédé,
[51] [Fig. 13] est une vue schématique de côté détaillant une autre caractéristique optionnelle du procédé,
[52] [Fig. 14] est un schéma de la géométrie usinée dans l’exemple 1 ,
[53] [Fig. 15] est un diagramme représentant les résultats des essais de flexion de l’exemple 2.
Description des modes de réalisation
[54] Afin de faciliter la lecture des figures, les différents éléments ne sont pas nécessairement représentés à l’échelle. Sur ces figures, les éléments identiques portent les mêmes références. Certains éléments ou paramètres peuvent être indexés, c'est-à-dire désignés par exemple par premier élément ou deuxième élément, ou encore premier paramètre et second paramètre, etc. Cette indexation a pour but de différencier des éléments ou paramètres similaires, mais non identiques. Cette indexation n’implique pas une priorité d’un élément, ou d’un paramètre, par rapport à un autre et il est possible d’interchanger les dénominations.
[55] Au sens de la présente description, il convient de préciser les définitions suivantes. [56] On entend par « un » ou « une », « au moins un » ou « au moins une » respectivement.
[57] On entend par « alliage métallique amorphe » ou « AMA » ou « verre métallique » des métaux ou des alliages métalliques qui ne sont pas cristallins, c’est-à-dire dont la distribution atomique est majoritairement aléatoire. Néanmoins, il est difficile d’obtenir un verre métallique amorphe à cent pour cent car il subsiste le plus souvent une fraction du matériau qui est de nature cristalline. On peut donc généraliser cette définition à des métaux ou des alliages métalliques qui sont partiellement cristallins et qui, donc, contiennent une fraction de cristaux, tant que la fraction amorphe est majoritaire. Généralement, la fraction de la phase amorphe est supérieure à 50%. On entend donc par « alliage métallique amorphe » ou « AMA » ou « verre métallique » des métaux ou des alliages métalliques dont la fraction de la phase amorphe est supérieure à 50%, préférentiellement supérieure à 65%, plus préférentiellement supérieure à 75% et plus préférentiellement encore supérieure à 80%.
[58] On précise ici qu’une structure métallurgique est dite amorphe ou entièrement amorphe lorsqu’une analyse par diffraction des rayons X (méthode d’analyse qui sera appelée ensuite DRX) telle que décrite ci-dessous ne met pas en évidence de pics de cristallisation.
[59] On entend par « diamètre critique » (noté De) d’un alliage métallique spécifique l’épaisseur limite maximum en deçà de laquelle l’alliage métallique présente une structure métallurgique entièrement amorphe ou au-delà de laquelle il n’est plus possible d’obtenir une structure métallurgique entièrement amorphe, lorsque l’alliage métallique est moulé depuis un état liquide et est soumis à un refroidissement rapide tel que le transfert de la chaleur à l’intérieur de l’alliage métallique soit optimal. Plus spécifiquement, le diamètre critique est déterminé par moulages successifs de barreaux cylindriques, généralement de longueur supérieure à 50 mm et de différents diamètres, moulés depuis l’état liquide dans les conditions suivantes :
L’alliage est mis en fusion à une température de Tl + 150°C avec Tl, la température de liquidus de l’alliage (en °C) ;
L’alliage est moulé dans un moule en cuivre de type CuC1 et est refroidi à une température maximum d’environ vingt degrés Celsius (20°C).
L’alliage est élaboré et moulé sous atmosphère inerte et de haute pureté (e.g. sous argon de qualité 6.0) ou sous vide secondaire (pression < 104mbar).
L’alliage est moulé avec un système permettant l’application d’un différentiel de pression pour faciliter le moulage de l’alliage et assurer un contact intime entre l’alliage et les parois du moule afin d’assurer le refroidissement rapide de l’alliage. L’étape de moulage peut être réalisée sous une pression de 20 MPa. Ce système d’application de surpression peut être mécanique (piston) et/ou gazeux (application d’une surpression).
Après moulage, les barreaux sont coupés afin d’obtenir une tranche, c’est à dire une section transversale du cylindre, préférentiellement située vers le milieu du barreau, et d’épaisseur comprise entre 1 et 10 millimètres. Les tranches obtenues sont analysées par diffraction des rayons X pour déterminer si elles présentent une structure amorphe ou partiellement cristalline. Le diamètre critique est alors déterminé comme étant le diamètre maximum pour lequel la structure est amorphe. La présence de bosses caractéristiques des alliages métalliques amorphes est alors mise en évidence par diffraction de rayons X. Etant donné qu’il existe le plus souvent des défauts dans les structures métallurgiques, un alliage 100% amorphe est quasiment impossible à obtenir et le diamètre critique peut être défini comme le diamètre au-dessus duquel une analyse par diffraction des rayons X met clairement en évidence des pics de cristallinité. Une telle évaluation du caractère amorphe d’un alliage métallique est détaillée dans l’article Cheung et al., 2007 (Cheung et al. (2007) « Thermal and mechanical properties of Cu-Zr-AI bulk metallic glasses » doi:10.1016/j.jallcom.2006.08.109). Elle permet de faire une analyse moyenne sur une surface et de s’affranchir des quelques défauts métallurgiques inévitables, tout en analysant uniquement les cristaux de tailles significative, c’est-à-dire supérieure à quelques nanomètres et/ou en quantité significative. Les figures 1 , 2 et 3 représentent une analyse DRX telle que décrite précédemment. Ces figures montrent l’intensité du faisceau diffracté en fonction de l’angle entre le faisceau incident et le faisceau diffracté. La figure 1 est une analyse DRX d’un alliage métallique à l’état amorphe. La figure 2 est une analyse similaire réalisée sur un alliage partiellement amorphe. Sur cette figure, on retrouve la bosse caractéristique des structures amorphes, mais avec la présence également de pics de cristallinité. La figure 3 est une analyse similaire réalisée sur un alliage cristallin. Sur la figure 3, la bosse caractéristique des AMAs n’est pas présente, et les pics de cristallinité sont bien visibles.
[60] On entend par « AMA à faible stabilité thermique » un alliage métallique possédant :
- un diamètre critique De inférieur à 5 millimètres, de préférence inférieur à 3 millimètres, et/ou
- une différence DTc entre la température de cristallisation Tx et la température de transition vitreuse Tg inférieure à 60°C, et/ou
- un quotient (ATx/(TI-Tg)), correspondant au quotient de la différence DTc entre la température de cristallisation Tx et la température de transition vitreuse Tg et de la différence entre la température de liquidus Tl et la température de transition vitreuse Tg, inférieur à 0, 12, de préférence inférieur à 0, 1.
Le diamètre critique De, la différence ATx=Tx-Tg entre la température de cristallisation Tx et la température de transition vitreuse Tg, ainsi que le quotient ATx/(TI-Tg) sont des grandeurs qui définissent toutes les trois un critère de stabilité thermique de l’alliage métallique. Plus la valeur de chacune de ces trois grandeurs est faible, plus l’alliage est instable, autrement dit plus il est difficile de maintenir l’alliage métallique dans un état amorphe.
[61] On entend par « usinage » une ablation de matière d’un échantillon 1. Par ablation de matière, on entend un enlèvement de matière, les deux termes étant équivalents. Ainsi, dans le cadre de la présente demande, « ablater » de la matière et « enlever » de la matière sont des termes équivalents. L’usinage peut être débouchant, comme c’est le cas pour une découpe ou un perçage. Autrement dit, le faisceau laser réalise un enlèvement de matière jusqu’à traverser l’échantillon. L’usinage peut être non débouchant, comme c’est le cas pour une gravure, un perçage borgne, un surfaçage, par exemple pour l’obtention d’une rugosité donnée, ou encore pour la réalisation de surfaces ou flancs dont l’angle formé entre eux présente une excellente précision, par exemple un angle de 90° ± 1,5°, préférentiellement de 90° ± 1°, plus préférentiellement de 90° ± 0,5°. Un usinage non débouchant laisse une épaisseur de matière non usinée. [62] On entend par « microcomposant » un composant de petites dimensions, par exemple un composant dont l’une au moins des dimensions n’excède pas 2 millimètres (mm), voire 1 mm, préférentiellement 200 microns (pm), plus préférentiellement 100 pm voire 50 pm. On entend par « microcomposant mécanique » un microcomposant apte à coopérer avec un ou plusieurs autres microcomposants.
[63] On entend par « fluence » du faisceau laser, la « fluence crête » du faisceau laser, l’énergie délivrée par unité d’aire. Elle est exprimée en J/cm2.
[64] On entend par « diamètre D » ou « diamètre de spot » du faisceau laser le diamètre de la portion 3 irradiée sur l’échantillon 1 par le faisceau laser 2. En d’autres termes, le diamètre D est donc le diamètre du faisceau laser 2 focalisé sur l’échantillon 1. En effet, et comme illustré sur la partie A de la figure 4, en pratique le faisceau laser 2 est de forme gaussienne. Autrement dit, le faisceau laser 2 est un faisceau gaussien. Par conséquent, le diamètre de la portion 3 irradiée dépend de la distance entre le point d’émission du faisceau laser 2 et la portion 3 irradiée. Le diamètre D, parfois appelé diamètre de spot, peut aussi être appelé diamètre de la portion 3 irradiée sur l’échantillon 1 ou encore diamètre du faisceau laser 2 focalisé sur l’échantillon 1.
[65] On entend par « plan focal du faisceau individuel » (« Best Focus Individual Beam » en anglais, indiqué également sous l’acronyme « BFI ») le plan dans lequel le faisceau laser 2 est le plus focalisé. La partie A de la figure 4 illustre la notion de BFI. La distance entre la portion 3 irradiée de l’échantillon et le BFI impacte les capacités d’ablation du faisceau laser 2.
[66] Le faisceau laser 2 peut être animé d’un mouvement de précession. Le mouvement de précession du faisceau laser 2 est schématisé sur la figure 9 et la partie B de la figure 4. Sur cette dernière figure, une vue schématique en coupe de deux positions du même faisceau laser 2 animé d’un mouvement de précession est schématisé. Lors de l’usinage d’une pièce 4, le déplacement réel du faisceau laser 2 correspond ainsi à la composition de deux déplacements. Comme représenté sur la figure 11, le premier déplacement est un déplacement le long d’une trajectoire de consigne TC. Le deuxième déplacement est le mouvement de précession. Le mouvement de précession permet donc de changer l’angle d’incidence du faisceau tout au long du procédé d’usinage. Ainsi, lorsque la trajectoire de consigne TC est rectiligne, la zone irradiée par le faisceau laser 2 sur l’échantillon 1 à usiner décrit une trajectoire trochoïdale. Autrement dit, la trajectoire de référence TRef est alors une trochoïde. La partie B de la figure 11 est un agrandissement d’une portion de la partie A. Sur le schéma de principe de la partie B de la figure 11, la trajectoire de consigne TC apparaît comme quasiment rectiligne. Lorsque le déplacement du faisceau laser 2 ne comprend pas de mouvement de précession, la trajectoire de référence TRef est confondue avec la trajectoire de consigne TC. Avec un mouvement de précession comme illustré sur la figure 11, la trajectoire de référence TRef décrit des boucles se déplaçant le long de la trajectoire de consigne TC.
[67] Lorsque le déplacement du faisceau laser 2 comporte un mouvement de précession, le faisceau laser 2 oscille autour de sa direction moyenne D2 et décrit la forme d'un cône avec un angle d’attaque par rapport à la surface de l’échantillon 1. L’angle d’incidence du faisceau laser 2 change donc au cours du procédé d’usinage.
[68] On entend par « plan focal de l’anneau de précession » (« Best Focus Global Beam » en anglais, indiqué également sous l’acronyme « BFG ») le plan focal où le faisceau laser 2 individuel est défocalisé et tourne quasiment sur lui- même au cours de la précession. La partie B de la figure 4 illustre la notion de plan focal de l’anneau de précession (BFG).
[69] On entend par « altitude de focalisation » avec un mouvement de précession la distance entre la surface supérieure de l’échantillon 1 et le plan focal où le faisceau laser 2 individuel est défocalisé et tourne quasiment sur lui-même au cours de la précession (BFG).
[70]
[71] On a représenté schématiquement sur la figure 5 une installation 20 de découpe laser. L’installation comprend une enceinte 13 dans laquelle est disposée un émetteur laser 14 pouvant émettre un faisceau laser 2. Un échantillon 1 est placé en vis-à-vis du point d’émission du faisceau laser 2. L’échantillon 1 peut ainsi être irradié par le faisceau laser 2, c’est-à-dire que le faisceau laser 2 peut parvenir sur une partie de la surface S de l’échantillon 1 et interagir avec la matière de l’échantillon 1. La portion de l’échantillon 1 irradiée par le faisceau laser 2 est désignée par le signe de référence 3. L’échantillon 1 peut être fixé sur une platine 6 jouant le rôle de support.
[72] L’interaction entre le faisceau laser 2 et l’échantillon 1 permet de réaliser un enlèvement de matière dans la portion irradiée 3. Cet enlèvement de matière est aussi appelé ablation de matière. Un déplacement relatif du faisceau laser 2 par rapport à l’échantillon 1 permet de déplacer la portion irradiée 3 et de réaliser une ablation de matière le long d’une trajectoire de référence TRef.
[73] Le faisceau laser 2 peut être mobile de façon à se déplacer par rapport à l’échantillon 1. L’échantillon 1 peut alors être immobilisé par rapport à l’enceinte 13 de l’installation 20. Une unité électronique de contrôle 25 permet de contrôler les instants de déclenchement et d’interruption du faisceau laser 2, ainsi que les mouvements de déplacement du faisceau laser 2 par rapport à l’échantillon 1. La trajectoire de référence TRef peut ainsi être contrôlée en temps réel.
[74] En variante, l’échantillon 1 à usiner peut être mobile de façon à se déplacer par rapport au faisceau laser 2. Pour cela, l’échantillon 1 à usiner est fixé à un plateau mobile selon au moins 2 axes.
[75] En variante, le faisceau laser 2 et l’échantillon 1 à usiner peuvent tous deux être mobiles, successivement ou concomitamment, notamment pour faciliter l’usinage de pièces complexes. Dans tous les cas, il existe un mouvement relatif du faisceau laser 2 par rapport à l’échantillon 1 de façon à obtenir un déplacement du faisceau laser 2 le long de la trajectoire de référence TRef.
[76] L’échantillon 1 à usiner peut présenter toute forme et la portion d’échantillon 1 à ablater peut également être de forme quelconque, débouchante ou non.
[77] A titre d’exemple, dans un mode de réalisation, l’échantillon 1 à usiner est plat. Autrement dit, l’échantillon 1 à usiner est une plaque en alliage métallique amorphe. L’épaisseur de l’échantillon 1 à usiner est préférentiellement comprise entre 5 pm et 2 mm, préférentiellement entre 10 pm et 1 mm. [78] Dans un autre mode de réalisation illustré à la figure 7, l’échantillon 1 à usiner est un cylindre ou comprend une partie cylindrique et le procédé vise à aménager un axe, traversant ou non, au sein dudit cylindre ou de ladite partie cylindrique. Le diamètre du microcomposant issu du procédé d’usinage a préférentiellement un diamètre, préférentiellement un diamètre maximal, inférieur ou égal à 2 mm.
[79] L’alliage métallique amorphe de l’échantillon 1 à usiner peut par exemple contenir en fraction atomique plus de 40% de Nickel (Ni), préférablement plus de 50% de Nickel (Ni).
[80] Selon un autre exemple d’application du procédé compatible avec le mode précédent, l’alliage métallique amorphe de l’échantillon 1 à usiner contient en fraction atomique plus de 50% des éléments Nickel (Ni) et Niobium (Nb), préférablement plus de 60% des éléments Nickel (Ni) et Niobium (Nb), plus préférablement plus de 70% des éléments Nickel (Ni) et Niobium (Nb).
[81] L’alliage à faible stabilité thermique peut également être choisi parmi les alliages à base de Zr, de Cu, de Ti, de Fe ou de Co. On entend ici par « à base de » le fait que l’élément cité constitue l’élément majoritaire de l’alliage.
[82] Les alliages à faible stabilité thermique tels que décrits ci-dessus sont particulièrement difficiles à mettre en forme tout en conservant leur caractère amorphe. Le procédé ici décrit est donc particulièrement avantageux pour mettre en forme de tels alliages.
[83] La présente invention propose un procédé d’usinage d’un échantillon 1 en alliage métallique amorphe à l’aide d’un laser femtoseconde, comprenant au moins une étape d’irradiation de l’échantillon 1 avec un faisceau laser 2 le long d’une trajectoire de référence TRef pour ablater de la matière de l’échantillon 1, de manière débouchante ou non, le long de la trajectoire de référence TRef de façon à obtenir un échantillon 1 usiné et maintenu à l’état amorphe, dans lequel :
- le faisceau laser 2 est pulsé, et
- la durée de chaque impulsion est inférieure à 1000 femtosecondes, préférablement inférieure à 600 femtosecondes, plus préférablement comprise entre 100 femtosecondes et 600 femtosecondes, et
- la fréquence (f) de pulsation du faisceau laser (2) est supérieure à 20 kHz ; et dans lequel :
- le faisceau laser 2 est mobile de façon à se déplacer par rapport à l’échantillon 1 à usiner le long de la trajectoire de référence TRef, ou
- l’échantillon 1 à usiner est mobile de façon à se déplacer par rapport au faisceau laser 2 le long de la trajectoire de référence TRef.
L’alliage métallique amorphe de l’échantillon 1 est un alliage de faible stabilité thermique.
[84] Selon une variante de mise en oeuvre du procédé, le faisceau laser 2 est mobile de façon à se déplacer par rapport à l’échantillon 1 à usiner le long de la trajectoire de référence TRef.
[85] Selon un mode de réalisation, la vitesse de balayage du faisceau laser 2 est inférieure à 2000 mm/s, préférentiellement inférieure à 1000 mm/s et encore plus préférentiellement inférieure à 600 mm/s. Avantageusement, la vitesse de scan du faisceau laser peut-être de 10 mm/s à 500 mm/s, préférentiellement de 25 mm/s à 250 mm/s, plus préférentiellement de 50 mm/s à 200 mm/ ou encore de 100 mm/s à 200 mm/s.
[86] La figure 6 illustre la notion d’échantillon 1, d’échantillon 1 usiné et/ou de pièce 4. L’échantillon 1 forme la matière première ou préforme à usiner. Après une ou plusieurs opérations d’usinage, un échantillon 1 usiné ou une pièce 4, encore appelée microcomposant, est obtenu. La pièce 4 peut être une partie détachée de l’échantillon 1, en particulier lorsque le procédé est un procédé de découpe, encore appelé usinage débouchant. Le signe 9 schématise le pourtour 9 de la pièce 4. La forme de la pièce 4 peut être quelconque. Sur l’exemple de la figure 6, la pièce 4 est entièrement comprise à l’intérieur du périmètre 21 de l’échantillon 1. Selon un exemple non représenté, une partie du périmètre 21 de l’échantillon 1 peut faire partie de la pièce 4.
[87] La trajectoire relative TRef peut définir une partie du pourtour 9 de la pièce 4. Autrement dit, le procédé d’usinage peut être mis en oeuvre afin de former uniquement une partie du pourtour 9 de la pièce 4. Le reste du pourtour 9 de la pièce 4 peut être obtenu par d’autres méthodes ou procédés d’usinage. Une partie du pourtour 9 du microcomposant 4 peut aussi être formée par une portion de la périphérie 21 de l’échantillon 1, qui reste alors brut dans cette zone.
[88] Selon un mode de réalisation alternatif compatible avec le mode précédent, l’échantillon usiné ou la pièce 4 peut être l’échantillon 1 auquel une partie de la matière initiale a été ablatée sans pour autant que l’ablation de matière ne soit débouchante. La notion d’ablation non débouchante est illustrée notamment sur la figure 8.
[89] A titre d’exemple illustré sur la partie A de la figure 7, l’échantillon 1 peut être un cylindre et la portion à ablater 8 peut être telle qu’elle permette d’usiner un palier dans la pièce 4. Il peut s’agir par exemple d’un alésage, débouchant ou non, au sein de la pièce 4, qui pourra coopérer avec un axe.
[90] Selon un mode de réalisation alternatif compatible avec les modes précédents et illustré sur la partie B de la figure 7, le procédé d’usinage peut permettre d’usiner un pivot, par exemple de forme conique, terminant une portion cylindrique, notamment un axe. La zone ablatée est représentée en pointillés sur la figure 7 et porte la référence 21.
[91] On entend par laser pulsé le fait que le faisceau laser 2 est appliqué par impulsions successives. Autrement dit, une impulsion du faisceau laser 2 est appliquée pendant une durée t1 , puis l’application du faisceau laser est stoppée pendant une autre durée t2. La fréquence f à laquelle les impulsions sont appliquées est appelée fréquence de pulsation ou encore cadence de répétition du faisceau laser 2. Cette fréquence f est égale à l’inverse de la période T, qui est la somme des durées t1 et t2.
[92] La figure 8 illustre l’application d’impulsions successives du faisceau laser 2. La colonne A de la figure 8 est une vue de dessus de l’échantillon 1. La colonne B est la vue de côté correspondante. Chaque impulsion du faisceau laser 2 irradie une portion 3 de l’échantillon 1 à usiner, et la portion 3 irradiée par une impulsion l_n recouvre au moins partiellement la portion 3 irradiée par l’impulsion précédente l_n-1.
[93] Sur la figure 8, les impulsions successives sont appliquées de la gauche vers la droite. Le signe l_1 schématise la portion irradiée par la première impulsion appliquée. I_2 schématise la portion irradiée par la deuxième impulsion appliquée. I_7, qui schématise la portion irradiée par la septième impulsion appliquée, est la dernière impulsion représentée. Les impulsions peuvent bien sûr se poursuivre.
[94] Deux impulsions successives sont appliquées avec un décalage spatial d. Le décalage d entre deux portions irradiées par deux impulsions successives l_n- 1, l_n du faisceau laser 2 est préférentiellement tel qu’il existe un recouvrement au moins partiel pour deux portions irradiées successives l_n-1, l_n. Selon un mode de réalisation, chaque impulsion du faisceau laser 2 irradie une portion 3 de l’échantillon 1 à usiner sur la trajectoire de référence Tref, la portion 3 irradiée par une impulsion l_n recouvre au moins partiellement la portion 3 irradiée par l’impulsion précédente l_n-1, et le recouvrement entre deux portions 3 irradiées par deux impulsions successives l_n-1, l_n du faisceau laser 2 est d’au moins 25% de la surface du diamètre D d’une portion 3 irradiée par le faisceau laser 2 et d’au plus 95% de la surface du diamètre D d’une portion 3 irradiée par le faisceau laser 2.
[95] Autrement dit, la portion irradiée 3 par une impulsion l_n du faisceau laser 2 est ici décalée par rapport à la portion irradiée 3 par l’impulsion précédente l_n-1 d’une distance d inférieure au diamètre D du faisceau laser 2. Pour des raisons de clarté, le décalage entre les impulsions successives a été exagéré sur la figure 8. Le diamètre D d’une portion 3 irradiée correspond au diamètre de spot du faisceau laser 2.
[96] Le diamètre D de spot du faisceau laser 2 ou diamètre D du faisceau laser projeté sur la portion 3 de l’échantillon 1 est préférentiellement inférieur à 100 pm, préférentiellement compris entre 5 et 100 pm, préférablement de 10 à 60 pm, plus préférablement de 10 à 30 pm.
[97] La fréquence f de pulsation du faisceau laser 2 est supérieure à 20 kHz. Plus préférablement, la fréquence f de pulsation du faisceau laser 2 est comprise entre 20 kHz et 400 kHz, préférentiellement entre 20 kHz et 300 kHz, plus préférentiellement encore entre 40 kHz et 250 kHz, ou encore supérieure ou égale à 50 kHz et jusqu’à 200 kHz, ou même supérieure ou égale à 75 kHz et jusqu’à 150 kHz. [98] Le faisceau laser 2 peut-être un faisceau laser infrarouge, notamment un faisceau laser infrarouge ayant une longueur d’onde comprise entre 800 nm et 1100 nm, en particulier une longueur d’onde de 1030 nm ± 5 nm.
Le faisceau laser 2 peut aussi être un faisceau laser vert, notamment un faisceau laser vert ayant une longueur d’onde comprise entre 500 nm et 540 nm, en particulier une longueur d’onde de 515 nm ± 5 nm.
Le faisceau laser 2 peut également être un faisceau laser ultraviolet, notamment un faisceau laser ultraviolet ayant une longueur d’onde inférieure à 400 nm, en particulier une longueur d’onde de 343 nm ± 25 nm.
Le faisceau laser 2 peut aussi être un faisceau laser bleu, notamment un faisceau laser bleu ayant une longueur d’onde comprise entre 400 nm et 480 nm.
Le taux d’absorption de la matière de l’échantillon 1 est fonction du couple longueur d’onde/matériau dudit échantillon 1. Pour certains matériaux, par exemples les métaux, les longueurs d’onde dans le vert présente généralement un meilleur taux d’absorption, ce qui favorise l’ablation du matériau. Néanmoins plus la longueur d’onde est basse et plus le procédé sera onéreux.
[99] Selon un mode de réalisation avantageux, le faisceau laser 2 a une fluence crête supérieure à 15 J/cm2, préférablement supérieure à 20 J/cm2, de 40 J/cm2 à 400 J/cm2.
La fluence est le niveau d’énergie nécessaire par unité de surface pour ablater la matière, c’est-à-dire réaliser un enlèvement de matière dans la zone irradiée par le faisceau laser. Il dépend de l’énergie et du diamètre du faisceau laser. Par exemple, pour un faisceau de type Gaussien, la fluence est calculée suivant la formule suivante :
[100] [MATH 1]
Figure imgf000023_0001
avec : r : le rayon du faisceau laser au niveau de la portion irradiée de l’échantillon E : l’énergie du laser F : la fluence, exprimée en J/cm2
La fluence est calculée dans la configuration initiale, c’est-à-dire à partir du diamètre D du faisceau au temps tO du procédé d’usinage.
Il existe d’autres types de faisceau laser pour lesquels le calcul de la fluence est alors différent.
[101] Selon un mode de réalisation, le faisceau laser 2 possède une puissance moyenne supérieure à 0,4 W, préférablement supérieure à 1,5 W, plus préférablement de 1,5 W à 30 W, plus préférablement encore de 1,5 W à 15 W, voire de 1,5 W à 10 W.
La puissance (en watt W) est le produit de l’énergie (en joule J) et de la fréquence du laser (en s 1). Pour un échantillon 1 en AMA à base de Ni, la puissance du faisceau laser 2 sélectionnée est préférentiellement comprise entre 0,425 W et 20 W.
[102] Selon un mode de réalisation avantageux, le faisceau laser 2 est déplacé le long de la trajectoire de référence TRef selon une vitesse de balayage inférieure à 2000 mm/s. Préférentiellement, la vitesse de balayage est inférieure à 1000 mm/s, et encore plus préférentiellement est inférieure à 600 mm/s.
[103] Selon un mode de réalisation, l’étape d’irradiation de l’échantillon 1 avec un faisceau laser 2 le long d’une trajectoire relative de référence TRef est itérée au moins une fois, préférentiellement au moins 100 fois, plus préférentiellement au moins 300 fois. Le nombre d’itérations est adapté en fonction de la quantité de matière à ablater. La trajectoire relative de référence TRef lors d’une itération R_p est confondue avec la trajectoire relative de référence Tref de l’itération précédente R_p-1. La ligne L1 de la figure 8 schématise le premier passage du faisceau laser 2. La ligne L2 schématise le deuxième passage du faisceau laser 2, c’est-à-dire l’itération de rang supérieur par rapport à l’itération précédente. La ligne L3 schématise le troisième passage, là encore l’itération de rang supérieur par rapport à l’itération précédente. Les cercles en trait plein décrivent les portions irradiées lors de la présente itération et les cercles en pointillés décrivent les portions irradiées lors d’une itération précédente. Autrement dit, le faisceau laser 2 peut balayer toujours la même trajectoire jusqu’à obtenir l’ablation de matière correspondant à l’épaisseur de matière restante souhaitée. L’épaisseur de matière restante est nulle lorsque l’usinage est débouchant. Sur la figure 8, la profondeur p de la zone où la matière a été ablatée augmente progressivement, au fur et à mesure des répétitions du passage du faisceau laser 2 le long de la trajectoire de référence TRef.
[104] Selon un mode de réalisation de l’invention, l’usinage est réalisé en plusieurs itérations sur la même trajectoire, sans apport de gaz ou autres systèmes de refroidissement. Selon un tel mode de réalisation, l’énergie du faisceau laser par mm parcouru lors d’un passage sur une trajectoire est préférentiellement inférieure à 0,8 J/mm, préférentiellement comprise entre 0,03 J/mm et 0,8 J/mm.
[105] Selon un mode optionnel de mise en oeuvre du procédé d’usinage, le déplacement du faisceau laser 2 comprend un mouvement de précession. Le mouvement de précession permet notamment d’obtenir plus aisément un usinage à flancs droits.
[106] Comme schématisé sur la figure 9, l’angle de précession A1 du faisceau laser 2 est préférentiellement inférieur à 10°, préférablement inférieur à 8°. Le mouvement de précession du faisceau laser 2 délimite une zone de largeur dp. L’angle de précession A1 correspond à l’angle entre la direction moyenne D2 du faisceau laser 2 et la direction instantanée Di du faisceau laser 2 lors de la précession. Avantageusement, la vitesse de précession du faisceau laser 2 est de 500 tr/min (ou rpm) à 40000 tr/min (ou rpm), préférentiellement comprise entre 500 tr/min et 10000 tr/min, encore plus préférentiellement entre 500 tr/min et 3000 tr/min.
[107] Comme illustré à la figure 10, l’ablation de matière réalisée par le faisceau laser 2 auquel est appliqué un mouvement de précession peut présenter sensiblement une forme en W permettant ainsi de limiter la concentration d’énergie en une zone précise de l’échantillon 1 à usiner.
[108] Selon un mode de réalisation alternatif particulièrement avantageux pour obtenir des flancs 16 perpendiculaires, notamment des flancs 16 tels qu’ils forment entre eux un angle Ad de 90° ± 1,5°, préférentiellement de 90° ± 1°, plus préférentiellement de 90° ± 0,5°, la direction moyenne D2 du faisceau laser 2 forme un angle A2 avec la direction normale à la surface de la portion 3 irradiée par ledit faisceau laser 2 compris entre 80° et 90°, préférentiellement compris entre 82° et 90°. Ce mode de réalisation est illustré à la figure 13. Autrement dit, un angle A2 entre la direction moyenne D2 du faisceau laser 2 et la direction normale à la surface de la portion 3 irradiée de l’échantillon 1 est inférieur à 10°, préférablement inférieur à 8°.
[109] Le faisceau laser 2 est ainsi incliné par rapport à la direction Y normale à la surface de la portion 3 irradiée de l’échantillon 1. Cet angle d’inclinaison A2 permet d’améliorer la perpendicularité des flancs 16 de la pièce usinée 4. En effet, l’angle d’inclinaison A2 permet de compenser les défauts de perpendicularité liés au fait que le faisceau laser 2 est gaussien.
[110] Avantageusement, et en particulier en association avec le mode de réalisation précédent, le faisceau laser 2 peut présenter une altitude de focalisation variable. L’altitude du plan focal de l’anneau de précession (BFG) peut être mobile et descendre en direction de l’échantillon au fur et à mesure que l’usinage progresse ; et/ou l’altitude du plan focal du faisceau individuel (BFI) peut se déplacer en direction de l’échantillon 1 ou au sein dudit échantillon 1 au fur et à mesure que l’usinage progresse ; l’altitude de focalisation au début de l’usinage étant comprise entre l’altitude du plan focal de l’anneau de précession (BFG) et l’altitude du plan focal du faisceau individuel (BFI).
[111] En effet, lorsque l’altitude de focalisation est fixe, le diamètre D de la portion irradiée dépend de l’épaisseur de matière déjà enlevée par le faisceau laser 2. Ce mode de réalisation est donc particulièrement avantageux pour maintenir un diamètre D irradié constant sur au moins une partie du procédé d’usinage, au fur et à mesure que l’usinage progresse et que la matière est ablatée. Ce mode de réalisation permet en particulier d’améliorer le temps de cycle du procédé d’usinage.
[112] Selon un mode de réalisation compatible avec les modes précédents, l’usinage de l’échantillon 1 peut être réalisé par une stratégie de découpes successives qui convergent vers la forme finale souhaitée pour la pièce 4. Ainsi, la ou les premières découpes réalisées sont un ou des contours. La dernière découpe réalisée donne à la pièce la géométrie souhaitée dans la zone traitée par le faisceau laser.
[113] Pour cela, le procédé d’usinage est réalisé par la mise en œuvre d’au moins un contour (également appelé « outline » en anglais) selon au moins une trajectoire TRef+n, n étant le nombre total de contours mis en œuvre. Ce mode de réalisation est illustré à la figure 12. Sur cette figure, trois contours ont été réalisées. Le premier contour est réalisé le long de la trajectoire de référence TRef2. Le deuxième contour, schématisé par une deuxième trajectoire de référence TRefl, est décalé d’une distance g2 par rapport au premier contour. Le troisième contour, schématisé par une troisième trajectoire de référence, correspondant à la trajectoire de référence finale d’usinage de la pièce 4, soit la trajectoire de référence TRef. La trajectoire TRef, est décalée d’une distance g1 par rapport au deuxième contour.
[114] Ainsi, selon le mode de réalisation précédent, le procédé comprend:
- optionnellement au moins une étape d’irradiation (c) de l’échantillon 1 avec un faisceau laser 2 le long d’une trajectoire de référence TRef+n pour ablater de la matière de l’échantillon 1, de manière débouchante ou non, le long de la trajectoire de référence TRef+n,
- une étape d’irradiation (b) de l’échantillon 1 avec un faisceau laser 2 le long d’une trajectoire de référence TRef+1 pour ablater de la matière de l’échantillon 1, de manière débouchante ou non, le long de la trajectoire de référence TRef+1 ,
- une étape d’irradiation (a) de l’échantillon 1 avec un faisceau laser 2 le long d’une trajectoire de référence TRef pour ablater de la matière de l’échantillon 1, de manière débouchante ou non, le long de la trajectoire de référence TRef,
- la trajectoire de référence TRef+1 étant adjacente à la trajectoire de référence TRef et translatée d’une distance donnée g1 de ladite trajectoire de référence TRef ; et
- optionnellement, la trajectoire de référence TRef+n est adjacente à la trajectoire de référence TRef+(n-1) et translatée d’une distance donnée g2 de ladite la trajectoire de référence TRef+n-1 dans la direction opposée à celle de la trajectoire TRef.
Les distances données g1 , g2, gn entre deux trajectoires de référence directement adjacentes TRef ; TRef+1, TRef+(n-1) ; TRef+n sont telles que les impulsions du faisceau laser 2, irradiant l’échantillon 1 à usiner sur la première trajectoire de référence TRef ; TRef+1, TRef+(n-1) ou TRef+n, irradie également, au moins partiellement, l’échantillon 1 à usiner sur la ou les trajectoires de référence TRef ; TRef+1, TRef+(n-1) ou TRef+n qui lui est ou lui sont directement adjacentes. Les distances g1, g2, gn peuvent être identiques ou différentes.
Les étapes (a) et/ou (b) et/ou, optionnellement (c) peuvent être répétées, préférentiellement successivement, jusqu’à obtenir une pièce 4 usinée selon la géométrie finale désirée, et maintenue à l’état amorphe.
[115] La mise en œuvre d’un ou plusieurs contours tels que décrits ci-dessus permet notamment de limiter les risques de cristallisation de l’échantillon 1 en alliage amorphe. Elle permet également d’améliorer l’état de surface des flancs découpés.
[116] Le procédé d’usinage par le faisceau laser 2 peut, optionnellement, être couplé avec la présence d’un flux de gaz sur l’échantillon 1 à usiner. Le procédé d’usinage peut ainsi comporter l’étape :
- envoyer un flux de gaz 10 sur l’échantillon 1 à usiner.
Le flux de gaz 10 est alors maintenu durant tout ou partie du procédé d’usinage.
[117] Pour cela, une buse de soufflage 11 , schématisée sur la figure 5, guide le flux de gaz 10 vers l’échantillon 1. Le flux de gaz 10, envoyé sur l’échantillon 1 à découper, permet de refroidir l’échantillon 1 et contribue à éviter un échauffement excessif dudit échantillon 1. Le flux de gaz 10 permet aussi d’évacuer les particules provenant de l’ablation de matière par le faisceau laser 2. Par exemple, le flux de gaz 10 envoyé sur l’échantillon 1 à usiner est un flux d’air. Le flux de gaz 10 envoyé sur l’échantillon 1 à usiner peut également être un flux de gaz inerte. Sur l’exemple schématisé sur la figure 5, le flux de gaz 10 envoyé sur l’échantillon 1 est soufflé selon une direction coaxiale à la direction du faisceau laser. Le flux de gaz peut également ne pas être coaxial à la direction du faisceau.
[118] L’utilisation d’un flux de gaz 10, plus particulièrement d’une buse de soufflage 11, permet notamment de faire un usinage en un seul passage. Dans ce cas, la pièce est préférentiellement en mouvement par rapport au faisceau laser et la vitesse de déplacement est préférentiellement plus faible qu’en l’absence de flux de gaz 10, généralement inférieure à 10 mm/s, préférentiellement inférieure à 2 mm/s. L’exemple 3 illustre notamment les avantages apportés par un tel soufflage de gaz 10.
[119] Également optionnellement, l’échantillon 1 à usiner peut être protégé de l’oxydation pendant l’opération de découpe. Pour cela, le procédé de découpe peut comporter l’étape :
- placer l’échantillon 1 à usiner par le faisceau laser 2 dans un milieu 12 protecteur de l’oxydation.
[120] L’enceinte 13 dans laquelle l’échantillon 1 et le faisceau laser 2 sont avantageusement contenus peut ainsi contenir un milieu protecteur 12. Selon un exemple de mise en oeuvre, le milieu protecteur 12 de l’oxydation est un gaz dont la pression est inférieure à la pression atmosphérique. Selon une variante, le milieu protecteur 12 de l’oxydation est un gaz inerte.
[121] En complément et concomitamment, le procédé peut comporter l’étape :
- aspirer les gaz au voisinage de la portion irradiée de l’échantillon 1.
[122] L’aspiration des gaz au voisinage de la portion 3 irradiée de l’échantillon 1 permet de favoriser l’évacuation des particules métalliques détachées de l’échantillon 1 par l’effet du faisceau laser 2. Sur la figure 5, le système d’aspiration des gaz n’a pas été représenté.
[123] Encore optionnellement, l’échantillon 1 peut être refroidi pendant l’opération de découpe. Ainsi, et tel qu’illustré sur la figure 5, l’échantillon 1 à usiner est couplé thermiquement à une platine 6 comportant un système de refroidissement 7 configuré pour absorber de la chaleur de l’échantillon 1 à usiner. L’échantillon 1 à usiner peut être fixé à la platine 6. Le système de refroidissement 7 contribue également à éviter une élévation de température excessive de l’échantillon 1 lors du procédé d’usinage.
[124] Le système de refroidissement 7 peut comprendre un module à effet Peltier configuré pour échanger de la chaleur avec la platine 6. En variante ou de manière complémentaire, le système de refroidissement 7 peut comprendre un circuit de fluide caloporteur configuré pour échanger de la chaleur avec la platine 6. D’autres moyens de refroidissement sont également envisageables. [125] L’échantillon 1 peut également être complètement ou partiellement immergées dans un liquide caloporteur. Le liquide caloporteur peut être statique ou en mouvement (flux).
[126] Les modes de réalisation ci-avant décrits sont de réalisation simple et aisée, tout à fait compatible avec une production industrielle. Ils ne nécessitent pas de procédés complexes tels que par exemple la fixation des échantillons sur un substrat en verre photosensible.
[127] L’invention concerne également un procédé de réalisation d’une surface d’un échantillon 1 en alliage métallique amorphe à faible stabilité thermique à l’aide d’un laser femtoseconde. Ledit procédé comprend au moins une étape d’irradiation avec un faisceau laser 2 d’une première surface de l’échantillon 1 de sorte à obtenir une deuxième surface dont la rugosité Ra est inférieure à 400 nm, préférentiellement inférieure à 200 nm, plus préférentiellement inférieure à 100 nm. Dans un tel procédé, le faisceau laser 2 est pulsé et la durée de chaque impulsion est inférieure à 1000 femtosecondes, préférablement inférieure à 600 femtosecondes, plus préférablement comprise entre 100 femtosecondes et 600 femtosecondes ; et la fréquence f de pulsation du faisceau laser 2 est supérieure à 20 kHz.
[128] Les modes de réalisation du procédé d’usinage ci-avant décrits s’appliquent également audit procédé de réalisation d’une surface d’un échantillon 1 en AMA.
[129] L’invention concerne également un procédé de découpe d’un échantillon 1 en alliage métallique amorphe à faible stabilité thermique à l’aide d’un laser femtoseconde.
[130] Dans ce procédé de découpe, le procédé comprend au moins une étape d’irradiation avec un faisceau laser 2 d’une première surface de l’échantillon 1 sur une face F1 de sorte à obtenir une deuxième face F2 telle qu’en chaque point d’intersection des faces F1 et F2, lesdites faces F1 et F2 forment entre elles un angle Ad de 90° ± 1,5°, préférentiellement de 90° ± 1°, plus préférentiellement de 90° ± 0,5°. Le faisceau laser 2 est pulsé, et la durée de chaque impulsion est inférieure à 1000 femtosecondes, préférablement inférieure à 600 femtosecondes, plus préférablement comprise entre 100 femtosecondes et 600 femtosecondes ; et la fréquence f de pulsation du faisceau laser 2 est supérieure à 20 kHz .
[131] Les modes de réalisation du procédé d’usinage ci-avant décrits s’appliquent également audit procédé de découpe d’un échantillon 1 en AMA.
[132] Les procédés ci-avant décrits permettent ainsi d’obtenir des pièces en AMA possédant des cotes très précises et un excellent état de surface, tout en conservant l’état amorphe de l’alliage. De plus, les paramètres opératoires desdits procédés permettent une production de type industriel, car le temps de cycle pour obtenir une pièce est suffisamment faible.
[133] L’invention se rapporte aussi à un procédé de fabrication d’une pièce 4 en alliage métallique amorphe. Le procédé de fabrication comporte les étapes :
- fondre un mélange de métaux pour obtenir un lopin d’alliage,
- injecter le lopin obtenu dans un moule et refroidir l’alliage moulé avec une vitesse de refroidissement supérieure à une vitesse critique de cristallisation de l’alliage, pour obtenir un échantillon 1 d’alliage amorphe,
- usiner au moins une surface de l’échantillon 1 selon le procédé d’usinage décrit auparavant ou selon le procédé de réalisation d’une surface décrit auparavant ou selon le procédé de découpe auparavant pour obtenir une pièce 4 en alliage amorphe selon une géométrie prédéterminée.
Optionnellement, le procédé de fabrication comprend l’étape :
- effectuer une étape de finition sur au moins la surface de l’échantillon 1 usinée, préférentiellement une étape de tribofinition.
[134] L’invention concerne enfin un microcomposant, notamment un microcomposant mécanique en AMA comportant au moins une surface 8 usinée selon au moins l’un des procédés précédents.
[135] Le microcomposant en AMA présente avantageusement une capacité de déformation élastique d’au moins 1,2%, préférentiellement d’au moins 1,5%
[136] Le composant micromécanique peut par exemple être un élément d’un mécanisme d’horlogerie pour montre mécanique, tel un doigt de quantième, une roue dentée, ou encore un axe. La combinaison des propriétés mécaniques intrinsèques des alliages amorphes et la précision de la découpe réalisée par le procédé permet de fournir des composants micromécaniques particulièrement adaptées à cette application. Il peut également s’agir d’un microcomposant pour le domaine médical, tel qu’un implant.
Liste des signes de référence
[137] 1 : Echantillon à usiner
2 : Faisceau laser
3 : Portion 3
4 : Pièce à usiner
6 : Platine
7 : Système de refroidissement
8 : Portion à ablater
9 : Pourtour de la pièce
10 : Flux de gaz
11 : Buse de soufflage
12 : Milieu protecteur de l’oxydation
13 : Enceinte
14 : Emetteur laser 16 : Flancs
20 : Installation de découpe laser
21 : Périmètre de l’échantillon
25 : Unité électronique de contrôle
Exemples
Exemple 1 - Conservation de la structure amorphe
[138] Des échantillons en alliage de formule Ni(57-67)Nb(28-38)Zr(0-10) (pourcentages atomiques) ont été découpés avec différents jeux de paramètres détaillés dans le tableau 1 pour valider le maintien de la structure amorphe de l’alliage des échantillons usinés selon le procédé de l’invention. L’alliage Ni(57- 67)Nb(28-38)Zr(0-10) (pourcentages atomiques) présente une faible stabilité thermique au sens de l’invention. En effet, son diamètre critique De n’est que de 3 mm, son coefficient de stabilité c’est-à-dire son quotient (ATx/(TI-Tg)) de 0,07 et son DTc est égal à 40. [139] Les échantillons ont été découpés dans des préformes de 500 pm d’épaisseur et une forme pyramidale a été choisie pour étudier l’influence de la largeur de découpe sur l’affectation thermique de la matière.
[140] La figure 14 représente un schéma de la géométrie usinée vue de dessus, la géométrie représentant le pourtour de la pièce.
[141] Le tableau 1 ci-dessous résume la plage des paramètres testés. Trois jeux de réglages ont été testés.
[142] [Tableau 1]
Paramètre Jeu 1 Jeu 2 Jeu 3
Figure imgf000033_0001
[143] Le tableau 2 ci-dessous résume l’état structural des échantillons après découpe.
[144] [Tableau 2]
Figure imgf000033_0002
[145] Les analyses microstructurales ainsi que les analyses par diffraction des rayons X ont montré une conservation de la microstructure amorphe pour tous les jeux testés mêmes pour les zones les plus fines de l’échantillon, qui sont les zones en pointes.
[146] Les états de surface et les rugosités des flancs après découpe sont également en accord avec les niveaux d’exigence nécessaires pour la fabrication de pièces dans les applications visées, pour lesquelles la rugosité Ra est inférieure à 0,4.
Exemple 2 - Maintien des performances mécaniques [147] Il est ici à préciser que les propriétés des alliages métalliques amorphes sont liées à leur microstructure. Ainsi, une modification de l’arrangement atomique dû à l’effet thermique du faisceau laser modifierait les propriétés mécaniques du matériau.
[148] Des barres de largeur de 200 pm en alliage Ni(57-67)Nb(28-38)Zr(0-10) (pourcentage atomique), dont les caractéristiques sont détaillées dans le tableau 3, ont été usinées par découpe laser et par micro-tronçonneuse dans le but de quantifier cette fois-ci l’influence du laser pour ce type d’épaisseurs par l’intermédiaire d’essais mécanique. La découpe par micro-tronçonneuse est un moyen de découpe contrôlé qui n’affecte pas le matériau, mais ne permet pas d’obtenir des états de surface et de perpendicularité des flancs optimaux ni de réaliser des géométries de microcomposants complexes et précises.
[149] Les paramètres laser employés pour ces échantillons sont présentés ci- dessous. :
- Laser pulsé
- Période 230 femtosecondes
- Longueur d’onde 515 nm
- Fréquence 100 kHz
- Fluence crête 77 J/cm2
- Puissance 6,8 W -Vitesse de scan 100 mm/s
- Nombre de contours (« outlines ») = 3
[150] Des essais de flexion 3 points ont été réalisés sur les échantillons usinés. La machine de flexion utilisée est une MTS avec une cellule de force de 1 kN en mode compression. Les paramètres d’essais sont les suivants :
- Longueur entre appuis L0= 5 mm
- Vitesse de traverse v=0,005 mm/s
- Longueur totale échantillon 1=15 mm
- Largeur échantillon L=500 pm
- Epaisseur échantillon e=200 pm
[151] Les dimensions des échantillons sont présentées dans le tableau 3 ci- dessous. [152] [Tableau 3]
Figure imgf000035_0001
[153] La figure 15 représente la valeur de la limite élastique en flexion, exprimée en MPa, pour les quatre échantillons du tableau 3. L’échantillon noté 3.4 n’a pas subi d’usinage laser et sert de témoin représentatif des propriétés à l’état amorphe. Par comparaison, on observe bien une conservation des propriétés de l’AMA avant et après usinage laser pour tous les échantillons testés en flexion. Il n’y a pas de dispersion dans les résultats et la valeur de limite élastique en flexion est bien égale à celle obtenue pour l’échantillon micro-tronçonné. De même, on observe une conservation des propriétés dans la zone plastique.
[154] Les valeurs de limite élastique et de déformation plastique sont également cohérentes avec les valeurs observées sur des pièces directement moulées et pour lesquelles aucune étape d’usinage ou autre traitement n’a été réalisé.
[155] La stratégie d’usinage développée empêche donc un apport de chaleur trop important qui pourrait modifier la microstructure du matériau et par conséquent ses propriétés. Les pièces découpées ne sont donc pas affectées thermiquement, ce qui permet au matériau de conserver ses propriétés mécaniques.
[156] Les propriétés des pièces après usinage sont donc identiques à celles du matériau obtenu après moulage. Aucune dégradation des propriétés mécaniques n’est observée.
Exemple 3 - Obtention de la qualité souhaitée (dimensionnelle et géométrique) et influence sur les cadences
[157] L’état de surface après usinage est une propriété essentielle pour nombre de microcomposants. En effet pour le type d’application visé, par exemple des pièces de mouvements horlogers, un Ra faible et une bonne perpendicularité des flancs sont essentiels pour maîtriser les contacts tribologiques et obtenir des coefficients de frottement et des taux d’usure faible, qui permettent d’optimiser les rendements des systèmes mécaniques (conservation de l’énergie) et leur durée de vie.
[158] Les critères de qualité importants regroupent la rugosité des surfaces usinées, l’obtention de flancs droits, c’est-à-dire la perpendicularité entre le flanc usiné et les flancs adjacents, ainsi que l’obtention de pièces non oxydées et sans redéposition de particules (bavures).
[159] Les analyses de qualité ont donc été réalisées selon les critères détaillés dans le tableau 4 ci-dessous : [160] [Tableau 4]
Figure imgf000036_0001
[161] Le tableau 5 ci-dessous résume les résultats pour des jeux de paramètres (usinage sous air, sans buse) de préformes, en AMA tel que l’exemple 1 , usinées par un faisceau laser pulsé de 320 fs, et ayant une longueur d’onde de 515 nm: - Jeu 1 : Faible puissance pendant l’usinage
- Jeu 2, 3 et 4 : Augmentation des paramètres d’usinage (puissance, fluence crête,... )
[162] [Tableau 5]
Figure imgf000036_0002
Figure imgf000037_0001
[163] L’usinage de préformes à partir des jeux n°1 et 2 permet d’obtenir des résultats conformes au cahier des charges défini pour l’usinage de microcomposants.
[164] Néanmoins, pour le jeu n°1 , il aura fallu un temps d’usinage plus de 7 fois plus long que le jeu de paramètre n°2. Les faibles niveaux de puissance utilisés ont bien permis d’obtenir de bons états de surface et une faible rugosité, ainsi que de conserver l’état amorphe, mais le temps d’usinage nécessaire pour obtenir ces résultats ne s’inscrit pas dans une démarche de développement industriel d’une solution de découpe viable.
[165] Pour les jeux n°2 et 3, l’analyse microscopique des pièces post usinage, révèle une surface homogène et des états de surfaces caractéristiques d’un usinage laser réussie. En effet, on observe une diffraction de la lumière au niveau des flancs qui s’explique par le passage du laser qui crée un état de surface « striée ». L’écart entre chaque strie est sub-micrométrique, caractéristique de la longueur d’onde du laser utilisé. La faible largeur entre chaque strie est responsable de la diffraction de la lumière tandis que l’écart régulier est lui responsable du phénomène d’interférence qui crée l’effet coloré que l’on peut observer.
[166] Dans une logique d’optimisation économique et afin d’augmenter les cadences d’usinage, la vitesse de balayage a été multiplié par 2 sur le jeu n°4.
[167] Pour augmenter la plage de paramètres possibles et éviter une dégradation de la qualité pour les gammes proches du jeu n°4 décrit ci-dessus, des moyens permettant de mieux contrôler la thermique doivent être utilisés. Dans ce cas, une buse projetant du gaz (air) sur la zone de découpe a été utilisée.
[168] Le tableau 6 ci-dessous résume les résultats obtenus en utilisant une buse projetant de l’air :
[169] [Tableau 6]
Figure imgf000038_0001
[170] Cet exemple illustre l’effet thermique sur l’usinage. L’apport d’air évacue les éventuelles projections de matière ablatée ainsi que les calories liées à l’usinage laser qui sont responsables de la dégradation des états de surface (surface oxydée) et des conicités supérieures à 1° même pour un nombre de répétitions plus élevé.
[171] Le matériau peut donc être usiné avec des puissances plus importantes, ce qui permet d’un point de vue économique d’augmenter les cadences de découpes.
Exemple 4 - Optimisation des cadences de découpe [172] Classiquement, lors de l’usinage laser, l’altitude de focalisation est fixée en début d’usinage. C’est cette dernière qui permet notamment de définir le diamètre de spot théorique en début d’usinage ainsi que la fluence. Dans la réalité, l’altitude de focalisation restant fixe durant l’usinage. Le procédé devient moins efficace à mesure que la profondeur de découpe s’accroît, c’est-à-dire à mesure qu’on s’éloigne du point de focalisation idéal pour ablater la matière.
[173] Une stratégie dite « top-down », c’est-à-dire « descendante », a été utilisée pour usiner le matériau non pas avec un point de focalisation statique sur la surface irradiée, mais avec un point de focalisation se déplaçant en direction de l’échantillon (1) au cours de l’usinage. [174] Le tableau 7 ci-dessous résume les résultats obtenus lors d’un usinage d’échantillons en AMA selon l’exemple 1 usinés avec un point de focalisation statique (Jeu 2) ou une altitude de focalisation mobile (Jeu 2 - « Top-Down »).
[175] [Tableau 7]
Figure imgf000038_0002
Qualité de surface Niveau 1 Niveau 1
[176] Les résultats montrent un gain d’environ 30% avec l’utilisation de cette nouvelle stratégie. En effet, pour des qualités de surface équivalentes, 300 passages en moins auront été nécessaires pour usiner la pièce avec le procédé «top-down ».
[177] L’utilisation d’une telle stratégie dans une logique d’industrialisation permet d’augmenter de façon non négligeable les cadences de découpe tout en conservant les caractéristiques matériaux et dimensionnelles indispensables pour l’usinage de microcomposants.

Claims

Revendications
[Revendication 1] Procédé d’usinage d’un échantillon (1) en alliage métallique amorphe à l’aide d’un laser femtoseconde, comprenant au moins une étape d’irradiation de l’échantillon (1) avec un faisceau laser (2) le long d’une trajectoire de référence (TRef) pour ablater de la matière de l’échantillon (1), de manière débouchante ou non, le long de la trajectoire de référence (TRef) de façon à obtenir un échantillon (1) usiné et maintenu à l’état amorphe, dans lequel :
- le faisceau laser (2) est pulsé, et
- la durée de chaque impulsion est inférieure à 1000 femtosecondes, préférablement inférieure à 600 femtosecondes, plus préférablement comprise entre 100 femtosecondes et 600 femtosecondes, et
- la fréquence (f) de pulsation du faisceau laser (2) est supérieure à 20 kHz ; et dans lequel :
- le faisceau laser (2) est mobile de façon à se déplacer par rapport à l’échantillon (1) à usiner le long de la trajectoire de référence (TRef), ou
- l’échantillon (1) à usiner est mobile de façon à se déplacer par rapport au faisceau laser (2) le long de la trajectoire de référence (TRef), et dans lequel : l’alliage métallique amorphe possède :
- un diamètre critique (De) inférieur à 5 millimètres, de préférence inférieur à 3 millimètres, et/ou
- une différence (DTc) entre la température de cristallisation (Tx) et la température de transition vitreuse (Tg) inférieure à 60°C, et/ou
- un quotient (ATx/(TI-Tg)) de la différence (DTc) entre la température de cristallisation (Tx) et la température de transition vitreuse (Tg) et de la différence entre la température de liquidus (Tl) et la température de transition vitreuse (Tg) inférieur à 0,12, de préférence inférieur à 0,1.
[Revendication 2] Procédé selon la revendication 1 , caractérisé en ce que la vitesse de balayage du faisceau laser (2) est inférieure à 2000 mm/s, préférentiellement inférieure à 1000 mm/s et encore plus préférentiellement inférieure à 600 mm/s.
[Revendication 3] Procédé selon l’une quelconque des revendications précédentes, caractérisé en ce que le faisceau laser (2) est:
- un faisceau laser infrarouge, notamment un faisceau laser infrarouge ayant une longueur d’onde comprise entre 800 nm et 1100 nm, en particulier une longueur d’onde de 1030 nm ± 5 nm, ou
- un faisceau laser vert, notamment un faisceau laser vert ayant une longueur d’onde comprise entre 500 nm et 540 nm, en particulier une longueur d’onde de 515 nm ± 5 nm, ou
- un faisceau laser ultraviolet, notamment un faisceau laser ultraviolet ayant une longueur d’onde inférieure à 400 nm, en particulier une longueur d’onde de 343 nm ± 25 nm, ou
- un faisceau laser bleu, notamment un faisceau laser bleu ayant une longueur d’onde comprise entre 400 nm et 480 nm.
[Revendication 4] Procédé selon l’une quelconque des revendications précédentes, caractérisé en ce que le faisceau laser (2) a une fluence supérieure à 15 J/cm2, préférablement supérieure à 20 J/cm2, encore plus préférentiellement de 40 J/cm2 à 400 J/cm2.
[Revendication 5] Procédé selon l’une quelconque des revendications précédentes, caractérisé en ce que chaque impulsion du faisceau laser (2) irradie une portion (3) de l’échantillon (1) à usiner sur une trajectoire de référence (Tref), la portion (3) irradiée par une impulsion (l_n) recouvre au moins partiellement la portion (3) irradiée par l’impulsion précédente (l_n-1), et le recouvrement entre deux portions (3) irradiées par deux impulsions successives l_n-1, l_n du faisceau laser (2) est d’au moins 25% de la surface du diamètre (D) d’une portion (3) irradiée par le faisceau laser (2) et d’au plus 95% de la surface du diamètre (D) d’une portion (3) irradiée par le faisceau laser (2).
[Revendication 6] Procédé selon l’une quelconque des revendications précédentes, dans lequel l’étape d’irradiation de l’échantillon (1) avec un faisceau laser (2) le long d’une trajectoire de référence (TRef) est itérée au moins 1 fois, préférentiellement au moins 100 fois, plus préférentiellement au moins 300 fois, la trajectoire de référence (TRef_p) lors d’une itération (R_p) étant confondue avec la trajectoire de référence (TRef_p-1) de l’itération précédente (R_p-1).
[Revendication 7] Procédé selon l’une quelconque des revendications précédentes, dans lequel chaque impulsion du faisceau laser (2) irradie une portion (3) de l’échantillon (1) à usiner sur une trajectoire de référence (TRef), et dans lequel le faisceau laser (2) a un diamètre (D) projeté sur la portion (3) irradiée de l’échantillon (1) inférieur à 100 pm, préférentiellement compris entre 5 et 100 pm, préférablement compris entre 10 et 60 pm, plus préférablement compris entre 10 et 30 pm.
[Revendication 8] Procédé selon l’une des revendications précédentes, dans lequel le faisceau laser (2) possède une puissance moyenne supérieure à 0,4 W, préférablement supérieure à 1,5 W, plus préférablement comprise entre 1,5 W et 30 W.
[Revendication 9] Procédé selon l’une des revendications précédentes, dans lequel le déplacement du faisceau laser (2) comprend un mouvement de précession et dans lequel un angle de précession (A1) du faisceau laser (2) est inférieur à 10°, de préférence inférieur à 8°.
[Revendication 10] Procédé selon l’une des revendications précédentes, dans lequel un angle (A2) entre la direction moyenne (D2) du faisceau laser (2) et la direction normale à la surface de la portion (3) irradiée de l’échantillon (1) est inférieur à 10°, préférablement inférieur à 8°.
[Revendication 11] Procédé selon l’une des revendications précédentes en combinaison avec la revendication 9, dans lequel :
- le faisceau laser (2) présente une altitude de focalisation variable, caractérisé en ce que l’altitude du plan focal de l’anneau de précession (BFG) est mobile et se déplace en direction de l’échantillon (1) au fur et à mesure que l’usinage progresse ; et/ou
- l’altitude du plan focal du faisceau individuel (BFI) se déplace en direction de l’échantillon (1) ou au sein dudit échantillon (1) au fur et à mesure que l’usinage progresse ; et
- l’altitude de focalisation au début de l’usinage est comprise entre l’altitude du plan focal de l’anneau de précession (BFG) et l’altitude du plan focal du faisceau individuel (BFI).
[Revendication 12] Procédé selon l’une quelconque des revendications précédentes, caractérisé en ce que le procédé d’usinage est réalisé par la mise en œuvre d’au moins un contour selon au moins une trajectoire (TRef+n), n étant le nombre total de contours mis en œuvre, le procédé comprenant ainsi:
- optionnellement au moins une étape d’irradiation (c) de l’échantillon (1) avec un faisceau laser (2) le long d’une trajectoire de référence (TRef+n) pour ablater de la matière de l’échantillon (1), de manière débouchante ou non, le long de la trajectoire de référence (TRef+n),
- une étape d’irradiation (b) de l’échantillon (1) avec un faisceau laser (2) le long d’une trajectoire de référence (TRef+1) pour ablater de la matière de l’échantillon (1), de manière débouchante ou non, le long de la trajectoire de référence (TRef+1),
- une étape d’irradiation (a) de l’échantillon (1) avec un faisceau laser (2) le long d’une trajectoire de référence (TRef) pour ablater de la matière de l’échantillon (1), de manière débouchante ou non, le long de la trajectoire de référence (TRef),
- la trajectoire de référence (TRef+1) étant adjacente à la trajectoire de référence (TRef) et translatée d’une distance donnée g1 de ladite trajectoire de référence (TRef) ; et
- optionnellement, la trajectoire de référence (TRef+n) est adjacente à la trajectoire de référence (TRef+(n-1)) et translatée d’une distance donnée gn de ladite trajectoire de référence (TRef+n-1) dans la direction opposée à celle de la trajectoire (TRef), et
- les distances données (g1 ; gn) entre deux trajectoires de référence directement adjacentes (TRef à TRef+n) étant telles que les impulsions du faisceau laser (2), irradiant l’échantillon (1) à usiner sur la trajectoire de référence (TRef+1 à TRef+n), irradie également, au moins partiellement, l’échantillon (1) à usiner sur la ou les trajectoires de référence (TRef à TRef+(n-1)) qui lui est ou lui sont directement adjacentes ; et
- les étapes (a) et/ou (b) et/ou, optionnellement (c), pouvant être répétées, préférentiellement successivement, jusqu’à obtenir une pièce 4 usinée et maintenue à l’état amorphe.
[Revendication 13] Procédé selon l’une des revendications précédentes, dans lequel l’alliage métallique amorphe de l’échantillon (1) à usiner contient, en pourcentage atomique, plus de 40% de Ni, Zr, Cu, Ti, Fe ou Co préférablement plus de 50% de Ni, Zr, Cu, Ti, Fe ou Co ou dans lequel l’alliage métallique amorphe de l’échantillon (1) à usiner contient en fraction atomique plus de 50% des éléments Ni et Nb, préférablement plus de 60% des éléments Ni et Nb, plus préférablement plus de 70% des éléments Ni et Nb.
[Revendication 14] Procédé selon l’une des revendications précédentes tel qu’il s’agit d’un procédé de réalisation d’une surface d’un échantillon (1) en alliage métallique amorphe à l’aide d’un laser femtoseconde, le procédé comprenant au moins une étape d’irradiation avec un faisceau laser (2) d’une première surface de l’échantillon (1) de sorte à obtenir une deuxième surface dont la rugosité Ra est inférieure à 400 nm, préférentiellement inférieure à 200 nm, plus préférentiellement inférieure à 100 nm.
[Revendication 15] Procédé selon l’une des revendications 1 à 13 tel qu’il s’agit d’un procédé de découpe d’un échantillon (1) en alliage métallique amorphe à l’aide d’un laser femtoseconde, le procédé comprenant au moins une étape d’irradiation avec un faisceau laser (2) d’une première surface de l’échantillon (1) sur une face (F1) de sorte à obtenir une deuxième face (F2) telle qu’en chaque point d’intersection des faces (F1) et (F2), lesdites faces (F1) et (F2) forment entre elles un angle (Ad) de 90° ± 1,5°, préférentiellement de 90° ± 1°, plus préférentiellement de 90° ± 0,5°.
[Revendication 16] Procédé de fabrication d’une pièce (4) en alliage métallique amorphe, comportant les étapes :
- fondre un mélange de métaux pour obtenir un lopin d’alliage,
- injecter le lopin obtenu dans un moule et refroidir l’alliage moulé avec une vitesse de refroidissement supérieure à une vitesse critique de cristallisation de l’alliage, pour obtenir un échantillon (1) d’alliage amorphe,
- usiner au moins une surface de l’échantillon (1) selon le procédé d’usinage de l’une des revendications 1 à 13 ou selon le procédé de réalisation d’une surface de la revendication 14 ou selon le procédé de découpe de la revendication 15 pour obtenir une pièce (4) en alliage amorphe selon une géométrie prédéterminée, - optionnellement effectuer une étape de finition sur au moins la surface de l’échantillon (1) usinée, préférentiellement une étape de tribofinition.
[Revendication 17] Microcomposant, notamment microcomposant mécanique, en alliage métallique amorphe comportant au moins une surface (8) usinée selon le procédé de réalisation d’une surface de la revendication 14 ou selon le procédé de découpe de la revendication 15.
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