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Traction hybride électrique : une filière en plein développement
« Les véhicules hybrides électriques (VHE) sont de plus en plus répandus pour un certain nombre de raisons, surtout l’économie de carburant et la réduction des émissions de CO2. A l’aide de la combinaison d’un moteur à combustion interne classique (MCI) avec la technologie de propulsion électrique, les VHE deviennent plus performants que les véhicules énergivores d’antan » [1.4]. « Un VHE utilise à la fois un moteur électrique et un moteur à combustion interne ou microturbine pour propulser le véhicule. Un hybride est conçue pour capter l’énergie qui est normalement perdue au freinage et en descente pour recharger les batteries, qui à son tour alimentent le moteur électrique » [1.5]. Les VHE possèdent plusieurs avantages [1.5] :
• La consommation de carburant et des émissions d’échappement réduites
• Meilleurs performances et rendement d’utilisation du carburant
• Baisse des coûts d’utilisation
• Récupération de l’énergie cinétique lors des phases de freinage
« La première automobile hybride essence-électricité dans le monde a été développée en 1900 par Ferdinand Porsche (Figure I.2) [1.6]. Mais il a fallu le lancement de la Prius en 1997 par Toyota pour une commercialisation à grande échelle des VHE [1.7]. Avec une consommation économique de carburant estimée à 4,5l/100km en ville et à 5,2l/100km sur la route, associée à la hausse des prix de l’essence, ce premier VHE a été bien accueilli par les utilisateurs. La plupart, sinon tous les grands constructeurs ont rapidement emboîté le pas et les ventes mondiales de VHE sont montées en flèche » [1.4]. Ces dernières années, les constructeurs automobiles développent de plus en plus des modèles de voitures hybrides. Elles sont présentées dans plusieurs salons auto dans le Monde et elles sont toujours les plus plébiscitées non seulement par les constructeurs mais aussi par les citoyens qui s’intéressent de plus en plus à l’écologie. Voici quelques noms de modèles emblématiques : Prius, Highlander, Camry, Corolla de Toyota, Civic, CR-Z Hybride de Honda, Volkswagen Touareg II, BMW ActiveHybrid X6, BMW Série 7 Active Hybride, Peugeot 308 HDi, Chevrolet Volt, Mercury Milan Hybride, Lexus RX450h, Mercedes S400 blue Hybrid, etc.… [1.8]. Avec la plupart des grands constructeurs automobiles produisant maintenant des VHE, il y a plusieurs choix de types d’entraînement, chacun avec des avantages distincts pour le consommateur. Il existe différentes structures : hybrides parallèle, hybrides série, hybrides série-parallèle, hybrides complets et hybrides légers [1.4-1.5], [1.8-1.14] :
• La solution parallèle utilise le moteur électrique et/ou le MCI ou microturbine pour propulser le véhicule (Figure I.3.a). Ils peuvent participer à la traction du véhicule conjointement ou séparément car les flux énergétiques provenant des deux sources arrivent en parallèle aux roues. Plusieurs variations ont été étudiées, comme l’architecture parallèle simple arbre, parallèle double arbre, parallèle à un ou deux embrayages [1.15]. Dans une architecture hybride parallèle, la machine électrique est généralement utilisée en traction à faible vitesse, ou à très grande accélération pour assister le moteur thermique.
• La solution série utilise le moteur électrique pour fournir la puissance (Figure I.3.b). Dans l’architecture hybride série, le MCI est mécaniquement découplé des roues et directement lié à une génératrice électrique via une jonction mécanique.
Ce système est équivalent à un groupe électrogène produisant de l’électricité. Les machines de traction généralement utilisées sur ces véhicules permettent de produire des couples élevés à bas régime mais limitent généralement la vitesse du véhicule. L’architecture hybride série est donc souvent utilisée dans des bus et dans d’autres véhicules professionnels urbains (Microbus Gruau).
• La solution série-parallèle (Figure I.3.c) partage les nombreuses caractéristiques de la solution série et de la solution parallèle, qui permet une efficacité énergétique globale supérieure. Une architecture série-parallèle appelée encore à dérivation de puissance, combine les modes de fonctionnement et les avantages des deux architectures série et parallèle. La plus connue des architectures hybrides série/parallèle est celle de la Toyota Prius. Cette dernière utilise une première machine électrique qui permet d’amener le moteur sur ses meilleurs points de rendement, une deuxième machine participe à la traction. Les architectures hybrides série/parallèle nécessitent au moins deux machines électriques en plus du moteur thermique ce qui les rend couteuses. Elles sont généralement plus difficiles à commander en raison de leur complexité mécanique mais les degrés de libertés disponibles pour la commande doivent permettre d’obtenir potentiellement de meilleures performances énergétiques et environnementales.
• Les hybrides complets sont capables d’utiliser seulement le MCI, seulement les batteries ou une combinaison des deux. La possibilité de basculer entre les sources d’énergie ainsi que le partage leur ajoute de la complexité dans la conception de l’hybride intégral. Depuis peu de temps sont apparus des VHE « plug-in ». C’est un véhicule hybride qui utilise des batteries rechargeables, ou un autre périphérique de stockage de l’énergie, qui peut être restauré à pleine charge en connectant une prise à une source d’alimentation électrique extérieure. Ils sont donc appelés VHE rechargeables. La Toyota Prius Hybride Plug-in par exemple. Profitant de l’électricité dans la maison nous pouvons charger la batterie alors que le véhicule est stationné dans le garage [1.4].
Modélisation des machines électriques
Le principe de fonctionnement des MSAP présentées dans la partie précédente met en évidence l’existence de trajets de flux 2D qui sont des trajets principaux du flux des aimants permanents. Dans le cadre de notre étude, nous ne prenons pas en compte les effets 3D dans les MSAP. En conséquence, en négligeant les fuites de flux 3D, nous avons proposé un modèle éléments finis 2D pour modéliser ces machines électriques. Nous nous permettons alors de présenter les différentes étapes nécessaires pour l’établissement de ce modèle au moyen d’un code « libre » FEMM version 4.2. Le choix de ce code se base sur la simplicité d’usage en assurant la bonne précision par rapport aux autres codes commerciaux. Le développement de ce modèle 2D se déroule en sept étapes que nous détaillerons dans les parties suivantes : choix de la formulation, définition de la géométrie, définition du maillage, attribution des matériaux, définition des conditions aux limites, analyse et résolution, et enfin post-traitement. Les outils de dessin du logiciel permettent de dessiner la géométrie complète d’une machine quelconque. En outre, nous pouvons programmer le dessin. C’est le cas de notre utilisation, dans le but de pouvoir écrire des programmes de calculs complexes pour le problème de couplage avec l’outil Matlab et celui d’optimisation. Les codes de dessin permettent aussi de définir la précision de chaque partie géométrique, ce qui est nécessaire en termes de temps de calcul et de précision de résultat, notamment dans la zone d’entrefer. Une fois le dessin 2D réalisé et le maillage effectué, le respect de la géométrie 3D est assuré automatiquement suivant l’axe de la machine. Donc, le maillage a la même qualité sur toute la longueur active de la machine. A la (Figure I.19) est présenté le dessin géométrique et le maillage d’une MSCF 12-8 par exemple. Il comprend différents matériaux : l’air, le matériau magnétique, les aimants permanents et les bobinages. Dans le cadre de ce projet, nous avons un cahier des charges fixé, il y a donc des données importantes telles que le rayon extérieur (200 mm), la longueur active (200 mm), le matériau magnétique unique M330-35, l’entrefer (0,6 mm), rayon d’arbre minimal (25 mm), etc. C’est pourquoi dans un premier temps, nous nous permettons de présenter les quatre machines de référence pour des études préliminaires. Elles ne sont évidemment pas encore optimisées mais l’objectif de ce choix est de présenter des caractéristiques électromagnétiques des machines. La figure et le tableau suivants présentent leurs paramètres. Pour les quatre machines, la largeur de la dent a été mis égale à l’ouverture de l’encoche. Nous avons trouvé que la saturation magnétique dans les ergots autour des aimants dans les MSCF est très élevée (autour de 3 T et plus), notamment dans la MSCF 12-16 car elle a un nombre double d’aimants, donc, un taux de concentration plus élevé. Par exemple, dans la figure suivante, un zoom extrait des ergots de la Figure I.21.b, la densité de flux peut atteindre une valeur de 4 T à 5 T dans le coin de l’aimant. Nous avons trouvé également que les lignes de flux dans les trois machines MSCF 12-8, MSCF 48-8 et MSAP 48-8 traversent correctement l’entrefer et la culasse statorique. Alors que la MSCF 12-16 a des fuites ou des courts-circuits magnétiques entre des pôles rotoriques et des dents statoriques sans traverser la culasse statorique (Figure I.21.b). En comparant des densités de flux dans le stator des deux machines aux bobinages répartis (la MSCF 48-8 et la MSAP 48-8), nous avons trouvé peu de différence (Figure I.21.c et Figure I.21.d). Par exemple les densités de flux dans la culasse statorique des deux machines varient entre 1,8 T à 2,2 T. C’est-à-dire que la concentration de flux apporte peu d’avantage sur les machines aux bobinages répartis avec une grande valeur de Br (1 T dans ce cas). Comme elles ont le même stator, et elles ont les mêmes inductions dans le stator, elles offrent presque un même couple (Figure I.25).
Influence de l’épaisseur de l’aimant
Les aimants permanents jouent le rôle des sources essentielles du flux magnétique dans les machines. C’est pourquoi, pour une longueur active fixée, le choix de l’épaisseur des aimants, donc, leur volume peut agir fortement sur l’amélioration des performances des machines. Pour les trois machines synchrones à concentration de flux, nous trouvons que l’épaisseur de l’aimant fait varier significativement les performances des machines, notamment pour la MSCF 12-16 car elle se compose de 16 aimants permanents au rotor. Pour la MSAP 48-8, nous trouvons cette amélioration moins claire que pour les trois MSCF. Nous choisissons donc les intervalles de Ea pour la MSAP 48-8 entre 2,5 mm et 10 mm, et celles de Ea1 pour les MSCF entre 4,0 mm et 7,5 mm.
Identification des machines d’essai sur les fronts de Pareto
Nous nous intéressons finalement aux performances sur cycles des deux machines d’essais. Certes, ces deux prototypes sont beaucoup plus petits que les machines proposées pour les cycles étudiés : diamètre de 150 mm au lieu de 200 mm et longueur active de 40 mm au lieu de 200 mm. Pour pouvoir comparer les performances des deux machines d’essai avec celles des machines optimisées, nous avons fait élargir des machines par les rapports de 200/150 et 200/40 respectivement pour le diamètre extérieur et la longueur active. Ensuite, nous avons effectué des modélisations puis calculé les pertes cuivre, pertes fer en charges, le courant efficace au point de base, d’où nous pouvons identifier la position des deux machines d’essai par rapport aux fronts de Pareto obtenus. Les fronts de Pareto sont l’ensemble des machines optimisées selon les deux critères :
• Minimiser les pertes moyennes sur cycle
• Minimiser le courant efficace du point de base 210 Nm et 1820 tr/min
Les détails de la méthode d’optimisation pour obtenir ces fronts de Pareto seront présentés dans le chapitre suivant. Dans cette partie, nous utilisons ces résultats comme une référence pour les machines d’essai.
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Table des matières
Introduction
CHAPITRE I : Etat de l’art et étude paramétrique des machines électriques étudiées
I.1. Introduction
I.2. Traction hybride électrique : une filière en plein développement
I.3. Machines électriques utilisées pour les véhicules hybrides
I.3.1. Spécifications des machines électriques pour les VHE
I.3.2. Machines synchrones
I.3.3. Machines synchrones à concentration de flux
I.5. Modèles de pertes dans les machines électriques
I.6. Nouveaux enjeux de la conception optimale de machines électriques pour la traction hybrid
I.7. Présentation et principe des machines électriques étudiées
I.7.1. MSCF 12-8
I.7.2. MSCF 12-16
I.7.3. MSCF 48-8
I.7.4. MSAP 48-8
I.8. Modélisation des machines électriques
I.9. Influence de certains variables sur les performances des machines
I.9.1. Influence du rayon d’entrefer
I.9.2. Influence de l’induction rémanente de l’aimant permanent
I.9.3. Influence de l’épaisseur de la culasse
I.9.4. Influence de l’épaisseur de l’aimant
I.9.5. Influence du rayon d’arbre
I.10. Conclusion
Bibliographie
CHAPITRE II : Modélisation des pertes dans les machines électriques en vue de l’optimisation sur cycle
II.1. Introduction
II.2. Pertes cuivre sur cycle de fonctionnement
II.2.1. Pertes cuivre dues au courant de l’axe q
II.2.2. Pertes cuivre dues au courant de l’axe d
II.3. Pertes fer à vide moyennes sur cycle
II.3.1. Modèle simple
II.3.2. Modèle de l’intégrale
II.3.3. Modèle des valeurs moyennes
II.4. Pertes fer en charges moyennes sur cycle : prise en compte du défluxage
II.5. Influence du nombre des subdivisions de calcul
II.6. Influence du repère de calcul
II.7. Conclusion
Bibliographie
CHAPITRE III : Validation expérimentale
III.1. Introduction
III.2. Description du banc de test
III.2.1. Machine d’essai
III.2.2. Banc d’essai
III.3. Caractérisation du modèle de couple
III.3.1. Caractéristique du couple en minimisant les pertes cuivre
III.3.2. Caractéristique de couple – densité de courant – pertes cuivre
III.4. Caractérisation du modèle de défluxage
III.5. Caractéristique couple-vitesse maximale des deux machines
III.6. Caractérisation des modèles de pertes fer
III.6.1. Pertes fer à vide sans courants Iq, Id
III.6.2. Pertes fer à vide avec Id non nul et C = 0, Iq = 0
III.6.3. Pertes fer en charge
III.6.4. Comparaison des pertes fer dans les trois cas
III.7. Identification des machines d’essai sur les fronts de Pareto
III.8. Conclusion
CHAPITRE IV : Optimisation sur cycle des machines électriques par algorithmes génétiques
IV.1. Introduction
IV.2. Formulation du problème de conception
IV.2.1. Définition des critères de conception
IV.2.2. Définition des variables de conception
IV.2.3. Définition des contraintes de conception
IV.2.4. Processus d’optimisation
IV.3. Résultats d’optimisation avec le modèle des pertes fer à vide
IV.4. Analyse et sélection des solutions avec des pertes fer à vide
IV.4.1. Cycle NEDC
IV.4.2. Cycle Artemis-Urbain
IV.4.3. Cycle Artemis-Routier
IV.4.4. Conclusion
IV.5. Résultats d’optimisation avec le modèle des pertes fer en charge
IV.6. Analyse et sélection des solutions avec des pertes fer en charge
IV.6.1. Cycle NEDC
IV.6.2. Cycle Artemis-Urbain
IV.6.3. Cycle Artemis-Routier
IV.6.4. Conclusion
IV.7. Impacts des modèles de pertes sur les résultats d’optimisation
IV.8. Impacts des méthodes d’optimisation
IV.9. Conclusion
Bibliographie
Conclusion générale
Perspectives
Liste des publications
Résumé
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