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Les différentes topologies et utilisation des machines à flux axial
Nous allons présenter dans cette partie les principales structures de machines synchrones à aimants permanents à flux axial ainsi que leurs applications. Les différentes topologies, aussi bien au niveau de la constitution générale (structure simple face ou multi-faces) que du type de bobinage (bobinage réparti ou bobinage torique) seront détaillées. Nous donnerons la représentation schématique suivante des machines à flux axial, par comparaison aux machines à flux radial. La rotation du rotor d’une machine tournante implique la création d’un couple, donc d’une force dans la direction orthoradiale à l’axe de rotation. En admettant que les forces dans les machines électriques soient dues à des forces de Laplace, il y a deux manières de générer ces forces dans la direction orthoradiale. La première consiste à orienter l’induction dans la direction radiale (on parle alors de machine à flux radial), avec les courants dans la direction axiale (figure 1.1), la force étant bien dans ce cas dans la direction orthoradiale. La seconde méthode afin de générer une force dans la direction orthoradiale est de placer l’induction dans la direction axiale, les courants étant à leur tour dans la direction radiale (figure 1.2).
Les machines à flux axial simple face
Les topologies à grosses dents
Les machines à flux axial simple face sont utilisées dans les applications industrielles, en raison de leur forme disque au rotor, ainsi que, nous le verrons, pour leur fort couple volumique. Aussi peut-on citer la référence [Brisset et al., 2006], qui relate l’utilisation d’une machine à flux axial simple face à grosses dents pour une application de pompe haut de gamme visant à fonctionner dans un milieu industriel exigeant en termes d’environnement, avec des liquides corrosifs à pomper. La structure synchrone à flux axial à aimants permanents s’avère plus intéressante qu’une motorisation asynchrone cylindrique conventionnelle, du fait de la réduction de l’encombrement axial, ainsi que de la plus grande tolérance des machines à aimants permanents aux entrefers importants : en effet, dans ce type d’application de pompage de liquides corrosifs, le rotor se doit d’être mécaniquement isolé du stator, et ceci oblige à placer, dans l’entrefer, une paroi isolante amagnétique, qui a l’inconvénient d’augmenter la largeur de l’entrefer équivalent. La structure à grosses dents est choisie pour la facilité du bobinage, et en plus pour la place gagnée au niveau des têtes de bobine. A ce propos, dans la référence , montre le gain de volume du bobinage concentré par rapport au bobinage réparti, ce qui se traduit aussi par un gain sur les pertes dans le cuivre.
Les travaux présentés dans la référence [Brisset et al., 2008] concernent également les applications éoliennes. Dans cet article, une structure de machine à aimants à flux axial a été conçue pour la production d’énergie éolienne à entraînement direct. En effet, l’entraînement direct permet de réduire la partie mécanique, en évitant l’utilisation d’un réducteur de vitesse, ce qui aboutit à un gain en volume, en nuisances sonores, en maintenance, mais surtout en coût. Néanmoins, ceci complexifie les structures des machines, en exigeant un nombre de paires de pôles bien plus important. La structure développée dans [Brisset et al., 2008] possède neuf phases. La raison de ce nombre important réside dans le fait qu’un grand nombre de phases autorise une plus grande robustesse aux défaillances éventuelles. Qui plus est, comme précisé dans la référence [Vizireanu et al., 2005], l’avantage réside aussi dans une forte diminution des harmoniques parasites de champ magnétique lorsque le nombre de phases augmente. Le calcul du nombre de pôles au stator et au rotor est fondé, comme dans [Brisset et al., 2006], sur une équivalence entre la topologie classique à bobinage réparti, et la topologie à grosses dents présentée ici. La topologie à grosses dents ne peut créer un couple que si les nombres de paires de pôles au stator et au rotor ne sont pas multiples l’un de l’autre. La structure à grosses dents (9 pôles au stator, et 10 au rotor), est montrée au niveau de la figure 1.6, qui est tirée de la référence [Brisset et al., 2008]. La vitesse de rotation étant faible, à condition que le nombre de paires de pôles demeure raisonnable, les pertes dans les circuits magnétiques, pour les matériaux doux comme pour les aimants, qui sont d’ordinaire importantes dans les machines à pôles lisses, ne vont pas jouer ici un rôle de premier plan. Un intérêt de cette structure réside dans le système de refroidissement forcé à eau au coeur de l’encoche qui a été développé (figure 1.7 pour le stator). Le conduit de refroidissement à eau passe en fait entre les deux bobines présentes dans une encoche donnée. Sur cette base, un modèle thermique fondé sur l’utilisation des résistances thermiques a été développé, fournissant des résultats en bon accord avec ceux obtenus par la méthode des éléments finis. Qui plus est, il est possible de faire un schéma équivalent électrique pour chaque phase. Dans cette perspective, en plus des inductances propres de chaque phase, il faut calculer les inductances mutuelles entre chaque phase, et les faire figurer dans le schéma électrique équivalent. L’approche est assez lourde, du fait que la machine comporte neuf phases en tout. Pour finir, une optimisation bi-objectifs de la structure, dans le but de minimiser la masse et de maximiser le facteur de puissance (qui est le reflet du coût de l’onduleur à utiliser), a été menée.
J.F. Gieras [Gieras et al., 2008] a souligné la relative facilité de réalisation de telles structures de machines à grosses dents. En effet, comme montré sur les figures 1.8a (coupe axiale) et 1.8b (vue de l’entrefer), il suffit de placer au centre de chaque bobine, une fois cette dernière enroulée, une grosse dent en matériau magnétique massif ayant une forte résistivité afin que le champ variable n’induise pas trop de pertes (les nouveaux matériaux composites à base de poudres de fer à grains isolés sont les mieux prescrits pour cette perspective), puis de coller le tout sur la culasse.
D’autres auteurs ont utilisé ce type de topologie à flux axial simple face à grosses dents dans le véhicule électrique. Ainsi la référence [Patterson, 1995] utilise-t-elle la machine à flux axial dans un véhicule solaire. Afin de réduire les composants mécaniques, le choix a été fait, pour ce type de véhicule, d’intégrer un moteur au plus près de chaque roue. Une machine disque apparaît plus facile à intégrer que les classiques machines à flux radial. Mais les auteurs de [Patterson, 1995] insistent sur le fait que le principal avantage de ce type de structure réside dans la possibilité d’effectuer un défluxage mécanique. En effet, dans les applications de traction, la nécessité d’atteindre des vitesses élevées donne à la plage de défluxage atteignable une importance critique. Avec une topologie à flux axial, qui, naturellement, est peu défluxable si elle est à pôles lisses, on peut néanmoins atteindre une plage importante du plan couple-vitesse en augmentant plus ou moins l’entrefer de la machine par un dispositif mécanique, chose relativement aisée pour une machine disque. Cette possibilité de défluxage mécanique a été également évoquée par les auteurs de [Lipo et Aydin, 2004a], et il est spécifié qu’une telle structure est équivalente à une machine à flux radial dont on sortirait plus ou moins le rotor du stator. Néanmoins, le dispositif mécanique à mettre en oeuvre pour la machine à flux axial est bien plus simple. L’augmentation de l’entrefer diminue le couple maximal, mais permet d’atteindre de plus grandes vitesses : un entrefer réglable assure donc un degré de liberté supplémentaire pour balayer la zone la plus large possible du plan couple-vitesse .
D’autres auteurs (référence [Van Tichelen et al., 2003]) ont relaté l’utilisation d’autres topologies de machines à flux axial à aimants permanents à bobinage concentrique, avec un bobinage statorique dit « en U » (figure 1.10) en référence à la forme particulière des dents du stator, qui ressemblent à des culasses de transformateur autour desquelles sont enroulés les bobinages triphasés (une dent pour chaque enroulement). Le principal avantage de ce type de topologie réside dans la grande simplicité de réalisation du bobinage statorique. Dans l’article [Van Tichelen et al., 2003], un modèle analytique simplifié, de type uni-dimensionnel, a été présenté pour ce type de machines non conventionnelles, et une vérification par éléments finis a été effectuée. La référence [Liu et al., 2003] pousse plus loin l’étude de la structure en question, en proposant un modèle fondé sur le calcul analytique simplifié des perméances d’entrefer pour le calcul du couple de la machine en question. L’extraction des expressions analytiques des perméances suppose un certain nombre d’hypothèses simplificatrices, comme la linéarité des matériaux magnétiques, l’absence d’inductances de fuites… Il est aussi mis en lumière le fait que le principal inconvénient de cette structure est la force d’attraction axiale entre les dents du stator et le rotor. Afin de pouvoir modéliser cette force d’attraction, un calcul, sur la base du modèle analytique développé, a permis d’évaluer la valeur de la force d’attraction. La méthode utilisée repose sur la méthode de la variation de l’énergie magnétique contenue dans l’entrefer de la machine.
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Table des matières
Introduction
1 Généralités sur les machines disques
1.1 Les différentes topologies et utilisation des machines à flux axial
1.1.1 Les machines à flux axial simple face
1.1.1.1 Les topologies à grosses dents
1.1.1.2 Les topologies à petites dents
1.1.2 Les topologies à flux axial à faces multiples
1.1.2.1 Les topologies avec encoches
1.1.2.2 Les topologies sans encoche
1.2 Modèles électromagnétiques
1.2.1 Les modèles fondés sur une modélisation électromagnétique simplifiée
1.2.1.1 Comparaisons des topologies de machines à flux axial entre elles
1.2.1.2 Comparaison des topologies des machines à flux axial et à flux radial
1.2.2 Les modèles fondés sur une modélisation électromagnétique évoluée
1.2.2.1 Les modèles fondés sur la résolution formelle des équations de Maxwell
1.2.2.2 Les modèles fondés sur des modèles réluctants
1.2.2.3 Les modèles éléments finis 3D
1.2.2.4 Etude de la sensibilité du modèle sur les résultats d’optimisation
2 Les pertes dans les matériaux doux
2.1 La caractérisation des matériaux doux en champ bidirectionnel
2.1.1 Les différents dispositifs rencontrés pour la mesure des pertes en champ tournant
2.1.2 Le problème du contrôle de la forme du locus d’induction
2.1.3 La mesure des pertes dans le matériau
2.1.3.1 La méthode fondée sur l’évaluation du champ magnétique
2.1.3.2 La méthode thermométrique
2.2 Présentation de la théorie des pertes dans le matériau ferromagnétique
2.2.1 Rappel sur la théorie des pertes en champ unidirectionnel
2.2.1.1 Les pertes par hystérésis
2.2.1.2 Les pertes classiques
2.2.1.3 Les pertes excédentaires
2.2.2 Identification des différents paramètres des pertes en champ alternatif
2.2.2.1 Les pertes classiques
2.2.2.2 Les pertes par hystérésis et excédentaires
2.2.2.3 Prise en compte du comportement des pertes excédentaires en basse fréquence
2.2.2.4 Présence de cycles mineurs
2.2.3 Etude des pertes en champ bidimensionnel
2.2.3.1 Une étude simplifiée : le modèle de Stoner et Wohlfarth (1948)
2.2.3.2 Le modèle phénoménologique des pertes en champ tournant
2.2.3.3 Les modèles de déduction des pertes en champ tournant à partir de mesures
2.2.3.4 Autres méthodes présentes dans la littérature pour déduire les pertes en champ tournant à partir de mesures
3 Modèles analytiques 2D
3.1 Présentation de la topologie à modéliser, et état de l’art sur les modèles
3.1.1 La topologie étudiée
3.1.2 État de l’art sur les différents modèles présents dans la littérature
3.1.2.1 Le calcul de la distribution du champ magnétique dans l’entrefer
3.1.2.2 Le calcul de la distribution du champ magnétique dans les parties ferromagnétiques, et calcul des pertes fer associées
3.1.2.3 Apport du travail de modélisation présenté
3.2 Modèles sans effet d’encoche statorique
3.2.1 Le calcul de l’induction dans l’entrefer
3.2.1.1 Calcul de l’induction à vide
3.2.1.2 Calcul de l’induction due aux courants statoriques
3.2.2 Le calcul de l’induction dans les parties ferromagnétiques de la machine
3.2.2.1 Calcul des inductions dans les parties ferromagnétiques statoriques
3.2.2.2 Calcul des inductions dans les parties ferromagnétiques rotoriques
3.3 Modèles avec effet d’encoche statorique
3.3.1 Le calcul de l’induction dans l’entrefer
3.3.1.1 Exposé de la méthode analytique
3.3.1.2 Vérification par éléments finis des résultats
3.3.2 Le calcul de l’induction dans les parties ferromagnétiques de la machine sur la base du calcul des inductions dans l’entrefer en tenant compte des encoches
3.3.2.1 Calcul de l’induction dans les dents du stator
3.3.2.2 Calcul de l’induction dans la culasse du stator
Conclusion
