Contribution à la conception des machines électriques à rotor passif pour des applications critiques

Avantages et inconvénients d’une MRV

    Les caractéristiques des MRV sont mentionnées dans les références [1,2,3], un bref résumé peut être donné comme ci-dessous :
• Structure rotorique simple, robuste, sans bobinages ni conducteurs rotoriques ou aimants permanents. Du point de vue mécanique, le moment d’inertie d’une MRV est faible, typiquement la moitié de celui d’une machine asynchrone avec le même rayon externe du rotor. Ce qui permet une accélération élevée. Du point de vue thermique, les pertes rotoriques faibles conduisent à un simple système de refroidissement.
• Excellentes performances dans des environnements extrêmes. Elles sont souhaitables pour des applications à haute température, haute vitesse.
• Grande capacité de surcharge de courte durée. Ceci est limité seulement par la température maximale dans les bobines et la saturation magnétique des matériaux magnétiques. Par conséquent, elles peuvent produire de hauts couples de démarrage ou/et de l’accélération.
• Potentiellement, faible coût de fabrication et de maintenance, malgré l’exigence relativement élevée de la fabrication due à leurs faibles épaisseurs de l’entrefer.
• Fonctionnement dans une large plage de puissance constante. Leurs efficacités peuvent être maintenues au delà de la vitesse de base. Par conséquent, elles ont les aptitudes pour les applications telles que les véhicules hybrides ou électriques.
• Alimentation de chaque phase est indépendante pour les MRV conventionnelles. L’ouverture ou le court-circuit d’une phase influence peu les autres phases. Ainsi, la fiabilité d’une MRV est élevée. Néanmoins, les MRV possèdent quelques inconvénients, qui limitent leurs applications dans l’industrie. Les inconvénients principaux cités dans la littérature sont les suivants :
• L’ondulation de couple, les vibrations ainsi que les bruits acoustiques relativement plus élevés que les machines asynchrones et les machines à aimants permanents. Mais il y a heureusement déjà plusieurs méthodes de compensations actives [4,5,6] ou passives [7,8,9] pour diminuer les vibrations et les bruits acoustiques.
• Alimentations en courant unidirectionnel est préférable dans les MRV conventionnelles, ce qui nécessite souvent des convertisseurs non-standards. Pourtant, pour différentes applications, des convertisseurs bipolaires (demi-pont ou pont complet) ont aussi vu le jour [1,10].
• Le bon fonctionnement à faible vitesse demande un profil complexe de l’onde du courant et des mesures précises de la position du rotor.

Machines à aimants permanents avec les aimants au stator

     Certaines machines à aimants permanents avec les aimants au stator sont montrées à la figure 2.7. D’autres combinaisons entre les nombres de pôles statoriques et rotoriques peuvent être utilisées comme pour les machines à aimants permanents avec les aimants au rotor. La première machine [figure 2.7 (a)] est une machine à aimants permanents dans la culasse, dont les nombres de pôles statoriques et rotoriques sont respectivement 12 et 8. La deuxième machine [figure 2.7 (b)] est une machine à aimants permanents sur les surfaces des dents statoriques avec 12 pôles statoriques et 16 pôles rotoriques. Enfin, la troisième machine [figure 2.7 (c)] est une machine à aimants permanents dans les dents statoriques avec 12 dents statoriques et 10 dents rotoriques (Machine à Commutation de Flux). Pour toutes les trois machines à aimants permanents au stator, les rotors sont nécessairement saillants afin que le flux à vide varie avec la rotation du rotor. Avec cette structure à double saillance, similaire à celle d’une MRV, les machines à aimants permanents peuvent non seulement obtenir une haute densité de couple mais aussi fonctionner à haute vitesse. De plus, puisque les aimants se trouvent au stator, leur refroidissement se trouve facilité car ils sont proches du système de refroidissement externe. Ainsi, la chaleur produite dans les aimants peut être évacuée sans traverser l’entrefer, il est donc plus facile de limiter l’augmentation de la température dans les aimants que les machines à aimants permanents au rotor.

Etude paramétrique préliminaire des machines électriques

   La comparaison entre différentes machines électriques n’est jamais une tâche facile. Généralement, il faut tout d’abord optimiser toutes les machines, ce qui nécessite souvent une solide connaissance sur les algorithmes d’optimisation et un temps de calcul important, surtout pour les méthodes des EF 2D ou/et 3D. Ensuite, une comparaison en terme de performances électromagnétiques, thermiques et mécaniques ainsi que de la tolérance aux défauts doit être réalisée afin d’obtenir la meilleure structure. Pourtant, durant la conception préliminaire d’une machine électrique, l’optimisation sur toutes les structures avec des algorithmes d’optimisation sophistiqués semble être une mission délicate (l’optimisation n’est pas la mission majoritaire de cette thèse). Nous n’allons donc pas mettre en place l’optimisation des machines. En revanche, sachant que parmi tous les paramètres des machines électriques, il y en a quelques uns, dont l’influence sur les performances d’une machine est dominante, tels que le rayon externe du rotor, l’épaisseur de l’entrefer et le ratio de la largeur de dent statorique par rapport à l’ouverture de l’encoche statorique, etc. Ainsi, des études paramétriques sur ces paramètres dominants des différentes topologies sont réalisables. Ceci nous permet d’avoir une comparaison rapide, dont les résultats sont assez fiables et satisfaisants, sur les performances électromagnétiques, thermiques et mécaniques ainsi que la capacité de tolérance aux défauts. Afin de réaliser les études paramétriques, nous devons nous assurer que les paramètres dominants de toutes les machines sont identiques. Ceux-ci sont, entre autres, la longueur active de la machine, le diamètre externe du stator, le diamètre interne du rotor, l’épaisseur de l’entrefer et les types de matériaux magnétiques ainsi que les matériaux isolants électriques. Après les optimisations dites ‘‘paramétriques’’ (on fixe certains paramètres et fait varier les autres pour obtenir les meilleures performances), le couple moyen obtenu pour chaque machine peut être considéré comme la valeur ‘‘maximale’’. A l’aide de la méthode des Eléments Finis (EF) 2D, le couple moyen en fonction des pertes Joule pour différentes machines est obtenu et illustré à la figure 2.12. Les machines étudiées sont la Machine à Réluctance Variable (MRV 6/4, elle est alimentée avec des courants sinusoïdaux), la Machine à Aimants Permanents surfaciques (MAP 12/10), la Machine à CONcentration de Flux (MCONF 24/8), la Machine à Commutation de Flux (MCF 12/10) et la Machine à Aimants permanents Enterrés (MAE 12/8). Le détail sur les modèles de l’EF 2D (ANSYS) sera présenté dans les chapitres suivants de ce mémoire. Sans tenir compte des pertes fer et mécaniques, les pertes Joule sont les images de l’évolution des températures et du courant efficace. Avec le même système de refroidissement, plus les pertes Joule sont élevées, plus l’augmentation de la température est élevée. Ainsi, nous pouvons remarquer qu’à faible couple moyen, les pertes Joule de la MCF 12/10 et MCONF 24/8 sont quasiment identiques et sont plus faibles que celles des autres machines. Ceci est dû à l’effet de la concentration de flux de ces deux structures. Sans aimants permanents, la MRV 6/4 doit augmenter le courant pour avoir le même couple moyen que les autres machines, c’est la raison pour laquelle les pertes Joule de la MRV 6/4 sont les plus élevées à faible couple moyen. Au fur et à mesure que le couple moyen augmente, les pertes Joule des machines se rejoignent en raison de la saturation de la MCF 12/10 et de la MCONF 24/8 (la MCONF 24/8 sature la plus vite) tandis que celles de la MCF 12/10 sont toujours plus faibles que les autres machines.

Sources de forte ondulation de couple d’une MRVNC

    Nous rappelons que la distribution des courants dans les encoches statoriques et la distribution des lignes de flux de la MRVNC sont illustrées sur la figure 3.1 (b) et (d). Les inductances mutuelles entre phases dues à la distribution de courant existent. Afin de profiter de ces inductances mutuelles de manière à maximiser le couple moyen, nous avons élargi la largeur des dents rotoriques. Par conséquent, il y a assez de matériau ferromagnétique pour faire traverser les flux mutuels entre phases. Par contre, avec un large pôle rotorique, le chevauchement entre le pôle rotorique et celui du stator est aussi large. Ainsi, sur une large plage de la position du rotor, les inductances propres et mutuelles restent constantes. Les inductances propres et mutuelles en fonction de la position du rotor sont montrées sur la figure 3.24. Pour simplifier, nous avons pris seulement les inductances mutuelles £b, £S et £bS pour la démonstration car les autres inductances mutuelles sont identiques à ces trois inductances mutuelles pour la MRVNC. Nous avons remarqué que, de 0° à 30° (la période mécanique de la MRVNC 6/4 est 90°), l’inductance propre (b) de la phase B et l’inductance mutuelle (£S) entre la phase A et la phase C sont quasiment constantes, tandis que de 30° à 60° et de 60° à 90°, l’inductance propre et l’inductance mutuelle £bS ainsi que l’inductance propre S et l’inductance mutuelle £b sont respectivement constantes. Or le couple instantané peut être obtenu par l’expression eq. 3.6, dont les valeurs dépendent directement des ratios de la variation de l’inductance propre ainsi que de l’inductance mutuelle au même courant d’alimentation. En conséquence, sur les intervalles de la position mécanique du rotor mentionnées précédemment (de 0°à 30°, de 30° à 60° et de 60° à 90°), les dérivées des inductances propres et mutuelles par rapport à la position du rotor pourraient être considérablement faibles, peut être nulles à certaines positions même si les valeurs des inductances propres et mutuelles (La, Mbc et Mcb, par exemple) sont maximales. Les dérivées des inductances propres et mutuelles par rapport à la position du rotor sont illustrées sur la figure 3.25. Nous avons remarqué que les amplitudes des dérivées des inductances propres [figure 3.25 (a)] sont similaires à celles des inductances mutuelles [figure 3.25 (b)]. Ainsi, à la même densité de courant et connaissant l’expression générale du couple (voir l’eq. 3.6), les couples dus aux inductances mutuelles sont théoriquement deux fois plus élevées que ceux dus aux inductances propres, c’est la raison pour laquelle la MRVNC peut produire plus de couple moyen même avec des inductances propres plus faibles par rapport à la MRVC. Par contre, si nous voulons mieux profiter des inductances mutuelles, nous devons nous assurer qu’à n’importe quel moment, il y a au moins deux phases alimentées. Sinon, les couples produits par les inductances mutuelles seront nuls. D’après la figure 3.25, il est clair qu’à des positions du rotor telles que 0°, 30°, 60° et 90°, les dérivées des inductances propres et mutuelles diminuent simultanément vers zéro. En conséquence, aux régions adjacentes des positions en question, il y aura une très forte chute du couple instantané total de la MRVNC. Ceci a expliqué aussi l’ondulation de couple plus élevée de la MRVNC. Comme une faible ondulation de couple est demandée pour l’application VSV, la minimisation de l’ondulation de couple devient donc nécessaire. Heureusement, il existe plusieurs méthodes afin de minimiser l’ondulation de couple : la méthode électrique, modifier proprement l’onde de courant est souvent utilisé [75,76] ; la méthode mécanique, le changement de la structure du stator et/ou du rotor peut être appliqué [77]. Dans cette partie, nous allons proposer une méthode en modifiant la structure du rotor afin de minimiser l’ondulation de couple en maintenant le niveau du couple moyen constant. Les détails de cette méthode seront décrits dans les parties suivantes.

Table des matières

Chapitre 1. Introduction générale
Chapitre 2. Etat de l’art
2.1 Machines électriques pour des applications critiques
2.1.1 Quelle topologie choisir ?
2.1.2 Machines à réluctance variable (MRV)
2.1.3 Machines synchrones à aimants permanents
2.2 Modèles thermiques statiques et transitoires des machines électriques
2.2.1 Etude thermique statique des machines électriques
2.2.2 Etude thermique transitoire des machines électriques
2.3 Fiabilité d’une machine électrique : redondance et multi-phases
2.3.1 Machines avec redondances
2.3.2 Machines multi-phasées
2.4 Conclusion
Chapitre 3. Etude des Machines à Réluctance Variable (MRV) et de leurs développements
3.1 Etude comparative entre les MRVC et MRVNC
3.1.1 Description du principe de deux types de MRV
3.1.2 Flux propres et mutuels
3.1.3 Inductances propres et mutuelles
3.1.4 Comparaison entre différents modes d’alimentation
3.1.5 Pourquoi la MRVNC est performante aux courants élevés ?
3.1.6 Vérifications expérimentales
3.1.7 Conclusion
3.2 Minimisation de l’ondulation de couple en modifiant la géométrie rotorique d’une MRVNC
3.2.1 Sources de forte ondulation de couple d’une MRVNC
3.2.2 Méthode de la réduction de l’ondulation de couple
3.2.3 Flux propres et mutuels de la MRV modifiée
3.2.4 Dérivées des inductances propres et mutuelles
3.2.5 Etude paramétrique de la zone entaillée
3.2.6 Caractéristique mécanique d’une MRVNC avec zones entaillées
3.2.7 Conclusion
3.3 Etude thermique transitoire sur cycle de fonctionnement des MRV
3.3.1 Modélisation des pertes fer et Joule sur cycle de fonctionnement
3.3.2 Modèle thermique transitoire sur cycle de fonctionnement
3.3.3 Conclusion
Chapitre 4. Etude sur la tolérance aux défauts d’une machine à commutation de flux (MCF) triphasée
4.1 Modélisation thermique sur cycle de fonctionnement d’une MCF avec redondance
4.1.1 Pertes fer et Joule sur cycle de fonctionnement
4.1.2 Modélisation thermique par réseau de résistances thermiques
4.1.3 Modélisation thermique par la méthode EF 2D
4.1.4 Résultats analytiques et numériques (thermique statique)
4.1.5 Résultats analytiques et numériques (thermique transitoire)
4.1.6 Vérifications expérimentales
4.1.7 Conclusion
4.2 Etude des défauts d’une MCF 12/10 sans redondance (court-circuit partiel)
4.2.1 Description des caractéristiques de la MCF sans redondance
4.2.2 Inductances propres et mutuelles
4.2.3 Couple moyen et ondulation de couple d’une MCF sans redondance
4.2.4 Modèle de défauts entre-spires d’une phase ou entre phases de la MCF sans redondance
4.2.5 Conclusion
4.3 Caractéristiques d’une MCF 12/10 avec redondance
4.3.1 Faisabilité d’une MCF avec redondance à partir de celle sans redondance
4.3.2 Inductances propres et mutuelles d’une MCF avec redondance
4.3.3 Couple moyen et ondulation de couple
4.4 Modèle couplé : défaillance-thermique d’une MCF 12/10 avec redondance
4.4.1 Modèle analytique de défauts sur une phase en court-circuit
4.4.2 Résultats de la simulation (MATLAB-Simulink)
4.4.3 Vérification expérimentale
4.4.4 Modèles thermiques statiques (analytique et EF 3D) de la MCF en cas de défaut
4.4.5 Conclusion
4.5 Etude comparative des défauts entre les MCF redondantes avec double et simple couche
4.5.1 Couple moyen et ondulation de couple
4.5.2 Inductances propres et mutuelles, Ld et Lq
4.5.3 Modèle de défauts sur 3 phases en court-circuit
4.5.4 Simulation et validation expérimentale
4.5.5 Couple résistant dû aux courants de court-circuit
4.5.6 Pertes Joule dues aux courants de court-circuit
4.5.7 Influences des paramètres sur le courant de court-circuit
4.5.8 Conclusion
Chapitre 5. Etude sur la tolérance aux défauts d’une machine à commutation de flux (MCF) hexa-phasée
5.1 Caractérisation préalable de la MCF 12/10 hexa-phasée
5.1.1 Schéma de contrôle
5.1.2 Couple et ondulation de couple
5.1.3 Inductances propres et mutuelles
5.2 Défauts sur l’ouverture des phases d’une MCF hexa-phasée
5.2.1 Une phase ouverte
5.2.2 Deux phases ouvertes
5.2.3 Trois phases ouvertes
5.3 Défauts sur le court-circuit des phases de la MCF hexa-phasée
5.3.1 Une phase en court-circuit
5.3.2 Deux phases en court-circuit
5.3.3 Trois phases en court-circuit
5.4 Conclusion
Chapitre 6. Conclusion générale et perspectives
Chapitre 7. ANNEXE
7.1 Machine à réluctance variable (MRV) et machine à commutation de flux (MCF) pour des tests expérimentaux
7.1.1 Prototype de la MRV et son banc d’essais pour des essais expérimentaux
7.1.2 Prototype de la MCF pour des essais expérimentaux
7.2 Calculs des inductances propres et mutuelles ainsi que celles dans l’axe d et dans l’axe q d’une machine à aimants permanents
7.2.1 Inductances propres et mutuelles
7.2.2 Inductances dans l’axe d et dans l’axe q
7.3 Transformation d’une encoche cylindrique en forme rectangulaire
Liste des publications
Résumé

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