Les machines synchrones a double excitation

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Les machines synchrones a double excitation

L’utilisation d’aimants permanents augmente le rendement, les performances massiques et volumiques. Ce critere nous a pousses a choisir de developper une MSAP. Afin de limiter le cout de la solution choisie, nous avons opte pour des aimants ferrites et par consequent choisi une structure a concentration de flux. Cependant, il subsiste des probl`emes pour le fonctionnement `a hautes vitesses. Il est possible de passer outre [79] mais alors il est n´ecessaire de faire un compromis entre la capacit´e de d´efluxage et le facteur de puissance. Toutefois, les problemes li´es `a la perte de controle du convertisseur associ´e ou bien `a l’association de ces machines avec un convertisseur non commandable [87] ne sont toujours pas r´esolus [62]. Une solution peut ˆetre apport´ee en contrˆolant le flux cr´e´e par les aimants [43]. Il existe des solutions not´ees ici m´ecaniques ou l’on contrˆole le flux cr´ee par les aimants autorisant un flux de fuites plus ou moins important [61]. Une autre solution, dite ´electrique, consiste `a avoir deux sources diff´erentes pour cr´eer le flux d’excitation (un flux cr´e´e par des aimants et l’autre par des bobines d’excitation). On d´esigne ces machines par machines synchrones `a double excitation. De nombreuses structures ont ´et´e imagin´ees et pr´esent´ees ([24],[3],[2], [38]), nous nous contenterons de d´etailler quelques unes d’entre elles. Pour plus de d´etails, on pourra consulter [3] qui d´ecrit de fa¸con tr`es d´etaill´ee de nombreuses structures de MSDE.

Dimensionnement paramétrique d’une machine synchrone a aimants permanents

Dans ce chapitre, nous effectuons l’´etude bidimensionnelle de la machine synchrone `a double excitation, ce qui revient `a ´etudier une machine synchrone classique `a aimants permanents. Nous ´etudions l’influence des param`etres g´eom´etriques cette machine sur ses performances (flux `a vide et couple ´electromagn´etique).
Les influences de l’entrefer et du nombre de paires de pˆoles sur ce type de machine ont ´et´e ´evalu´es dans [3]. Nous ´etudierons donc ici l’influence des dimensions des aimants permanents (hauteur et ´epaisseur) et des dents statoriques (largeur et hauteur) sur les performances maximales de la machine ´etudi´ee.
Ces effets seront ´evalu´es analytiquement et par une m´ethode ´el´ements finis 2D. Pour pouvoir mener `a bien cette ´etude, il est n´ecessaire de disposer d’une g´eom´etrie initiale. Nous la pr´esenterons dans la premi`ere partie de ce chapitre. Nous ferons ensuite l’´etude param´etrique de cette structure proprement dite : il s’agit de faire ´evoluer la structure initiale afin qu’elle remplisse le cahier des charges sp´ecifi´e dans l’annexe A. Ce processus, nous a permis .

Dimensions d’une dent statorique

Apr`es avoir ´etudi´e l’influence des dimensions de l’aimant, donc surtout l’´etude des performances de la machine lorsque le rotor est modifi´e, nous nous int´eressons maintenant `a l’influence du stator et donc des dimensions des dents statoriques. Alors que l’aimant agit uniquement sur la valeur du flux `a vide, les dimensions des dents statoriques agissent `a la fois sur le flux `a vide mais ´egalement sur la surface de cuivre. Nous allons faire pr´ec´eder l’´etude EF prenant en compte la saturation magn´etique par une ´etude analytique men´ee en lin´eaire.

Influence de la largeur des dents statoriques

Dans cette partie, nous nous int´eressons `a l’influence de la largeur des dents statoriques `a rotor et `a hauteur de dents statoriques fix´es. En revanche, l’´epaisseur de culasse ec qui est calcul´ee en fonction de la largeur des dents statoriques lds pour avoir des niveaux d’induction comparables est modifi´ee, le rayon ext´erieur statorique est donc modifi´e. Une ´etude faite `a ´epaisseur de culasse fixe a cependant permis d’aboutir `a des r´esultats et des conclusions pratiquement identiques `a celles qui vont ˆetre d´evelopp´ees ici.

Analyse d’une machine synchrone a double excitation

Modelisation et etude des structures 3D

Lors du chapitre precedent, nous avons dimensionne une machine synchrone a aimants permanents. Celle-ci correspondait `a un sous ensemble de la machine synchrone `a double excitation que nous voulons dimensionner. Nous expliquons dans cette partie comment se fait le passage de la machine synchrone `a aimants permanents `a la machine synchrone `a double excitation.
A cause du flux produit par l’excitation bobin´ee, il est n´ecessaire d’avoir une ´epaisseur de culasse sup´erieure `a celle d´efinie dans la partie pr´ec´edente. Nous appelons epc cette ´epaisseur de culasse additionnelle repr´esent´ee sur la figure 3.1.
On s’int´eresse dans un premier temps au calcul du flux `a vide dans ces machines. En effet, lors du passage en 3D, on ne peut pas d´eterminer le flux `a vide avec les fonctions du logiciel EF utilis´e. On calcule donc pour chaque position le flux `a vide dans une dent statorique par la formule int´egr´ee (´equation 3.1). Flux(θm) = BdsmoyLalds (3.1)

Mod´elisation ´el´ements finis

Compte tenu des temps de calculs importants pour d´eterminer le flux `a vide, les tˆoles magn´etiques ont une caract´eristique lin´eaire de perm´eabilit´e magn´etique relative ´egale `a 10 000. De plus, nous ne nous int´eressons qu’aux caract´eristiques `a vide, donc au calcul du flux `a vide.
Afin de limiter le temps de calcul (il faut compter 10 min par it´eration sur un Pentium IV cadenc´e `a 3 GHz), ce dernier est calcul´e sur le quart d’un pas polaire (ici 15˚) puis reconstruit sur une p´eriode m´ecanique enti`ere en utilisant les propri´et´es de ce flux `a vide, c’est `a dire que sa courbe poss`ede une sym´etrie par rapport `a l’origine des angles rep´er´ee par la figure 3.3.b et admet une sym´etrie de glissement. Comme pour les structures pr´esent´ees pr´ec´edemment nous pr´esentons quelques cartes de champ permettant d’observer l’effet de denture et le champ dans les flasques statoriques pour une position m´ecanique nulle et un courant d’excitation nul. On peut ´emettre les mˆemes observations quant au champ dans la dent centrale que pr´ec´edemment. Mais il est important de remarquer que le champ maximum dans cette dent est moins important avec la pr´esence des flasques.
A partir de ces cartographies, il est possible d’estimer la valeur du flux `a vide en fonction de la position ainsi que sa d´ecomposition harmonique (figure 3.15).
Comme nous l’avions pr´evu, le flux `a vide est moins important (9,8 mWb contre 12,5 mWb) que celui obtenu par le mod`ele analytique. De plus, le contenu harmonique a ´et´e enrichi, ce qui n’est pas vraiment de bon augure vis `a vis des ondulations de couple. Le mod`ele analytique donne un flux `a vide tr`es optimiste par rapport `a la valeur obtenue par ´el´ements finis. La longueur de la culasse de flux rotorique (6 mm) est inf´erieure `a celle des aimants (16 mm). Il est donc possible qu’un flux circule ´egalement via ce chemin, ce qui aurait pour effet de diminuer la valeur du flux `a vide.
Les deux cartes de champ de la figure 3.16 sont prises pour une position m´ecanique nulle et un courant d’excitation positif (2 A) puis n´egatif (-2 A). On observe bien que la pr´esence de ce courant permet soit d’augmenter, soit de r´eduire l’induction dans les dents statoriques. On peut voir que dans ces phases de fonctionnement, l’induction magn´etique dans les dents statoriques n’est pas uniforme.
On observe effectivement que lorsque l’on veut soustraire le flux dˆu aux aimants `a celui cr´e´e par les bobines d’excitation, on va avoir une saturation au niveau de la culasse. Si nous additionnons les deux flux, alors ce sont les dents qui satureront les premi`eres.

Mesure des r´esistances d’induit, d’inducteur et des inductances

Dans cette partie, nous pr´esentons les mesures des param`etres dimensionnants de la machine synchrone `a double excitation ´echelle 1 r´ealis´ee au laboratoire SATIE. Dans un premier temps, nous pr´esentons les mesures des param`etres Rs, Ld, Lq, Rexc et Lexc. Nous pr´esentons ensuite les mesures de pertes `a vide.

Mesure de la r´esistance d’une phase statorique Rs

Pour cette mesure, on fait un essai classique volte-amp`erem´etrique. On alimente un enroulement statorique en s´erie avec une r´esistance de faible valeur (2 Ω) par une tension continue E, on rel`eve la valeur de I. Le montage utilis´e est un montage en d´erivation courte (valeur vraie de V, valeur de I l´eg`erement fauss´ee par la mesure de V).
On peut retenir comme valeur de Rs la valeur suivante : Rs = 15, 5mΩ (3.4)

Mesure de la r´esistance des bobinages d’excitation Rexc

On proc`ede de la mˆeme mani`ere que pour la mesure de Rs. La machine test´ee poss`ede deux bobines d’excitation reli´ees en s´erie. Rexc repr´esente la r´esistance des deux bobinages. Celle-ci d´epend fortement de la temp´erature. La figure 3.39 montre l’´evolution de la r´esistance des bobinages d’excitation en fonction du temps, ce bobinage ´etant parcouru par un courant d’excitation Iexc constant ´egal `a 4 A.
On retiendra la valeur suivante pour Rexc. Rexc = 25, 5Ω (3.5)

Etape de s´election ´

Cette ´etape permet d’´eliminer puis de s´electionner (trier) les machines les plus int´eressantes parmi celles issues du processus de dimensionnement.

Etape d’´elimination ´

Il existe plusieurs motifs d’´elimination d’une machine r´epondant ´electromagn´etiquement au cahier des charges. Dans cette ´etape, on effectue une succession de tests sommaires (qui peuvent parfois ˆetre redondants).
1. Suppression des machines avec une largeur de dent statorique trop faible ou trop importante ;
2. Suppression des machines avec une densit´e de courant n´egative ou trop importante ;
3. Suppression des machines avec un rayon ext´erieur statorique trop ´elev´e ou trop faible ;
4. Suppression des machines avec un rayon d’arbre trop faible ;
5. Suppression des machines avec une induction `a vide dans les dents trop ´elev´ee ;
6. Suppression des machines qui ne remplissent pas le cahier des charges en terme de vitesse limite.
Le deuxi`eme test est une fa¸con tr`es grossi`ere de prendre les aspects thermiques en compte, tandis que le cinqui`eme est une m´ethode d´etourn´ee pour ´eliminer les machines qui auraient tendance `a saturer de fa¸con excessive (il serait par exemple anormal d’avoir une machine ayant une induction dans une dent statorique de 4 T …). Les tests trois et quatre portent sur l’encombrement de la machine, donn´ee essentielle dans une application de type v´ehicule hybride. Le premier et le dernier test sont un peu mieux d´etaill´es dans ce qui suit.

Table des matières

Introduction generale
I Etude et dimensionnement parametrique de machine synchrones 
1 Les machines synchrones a double excitation destinees au vehicule hybride
1.1 Pollution et Transport
1.1.1 Pollution
1.1.2 Perspectives
1.1.3 Conclusion sur les differents vehicules envisages pour reduire les emissions de substances polluantes
1.2 Les differents types de motorisation electrique
1.2.1 Les machines `a courant continu (MCC)
1.2.2 Les machines asynchrones
1.2.3 Les machines synchrones
1.2.4 Conclusion
1.3 Conclusion sur la motorisation des v´ehicules hybrides
2 Dimensionnement param´etrique d’une machine synchrone `a aimants permanents
2.1 G´eom´etrie initiale
2.1.1 Choix de la structure initiale
2.1.2 Caract´eristiques principales de la structure retenue
2.2 Etude de sensibilit´e
2.2.1 Expression du flux `a vide
2.2.2 Expression du couple hybride
2.2.3 Dimensions de l’aimant
2.2.4 Dimensions d’une dent statorique
2.2.5 Conclusion
2.3 G´eom´etrie finale
2.3.1 Param`etres ´electriques et magn´etiques
2.3.2 Caract´eristiques en charge
2.4 Conclusion
3 Etude analytique et exp´erimentale de machines synchrones `a double excitation
3.1 Introduction
3.2 Analyse d’une machine synchrone `a double excitation
3.2.1 Mod´elisation et ´etude des structures 3D
3.2.2 Machine 3D sans double excitation
3.2.3 Machine synchrone `a double excitation bipolaire
3.3 Pr´esentation de la structure ´etudi´ee
3.4 Essais `a vide
3.4.1 Evolution des fem `a vide et du flux
34 Table des mati`eres
3.4.2 Evolution des r´esultats en fonction de la modification du rotor
3.4.3 Mesure des r´esistances d’induit, d’inducteur et des inductances
3.4.4 Mesure des pertes `a vide
3.5 Essais en charge
3.5.1 Mesure du couple moteur
3.5.2 Mesure du rendement de l’ensemble convertisseur et machine
3.6 Conclusion
4 Conclusion
II Dimensionnement analytique de machines synchrones 
1 Pr´e-dimensionnement optimal d’une machine synchrone `a aimants permanents
1.1 Mod`eles pour le dimensionnement
1.2 Pr´esentation de la m´ethode
1.3 Etablissement et inversion du mod`ele de Park sans pertes
1.3.1 Introduction
1.3.2 M´ethodologie d’inversion du mod`ele de Park sans pertes
1.3.3 Conclusion
1.4 Inversion analytique d’un mod`ele r´eluctant
1.4.1 Obtention des mod`eles r´eluctants `a partir de la g´eom´etrie de la machine
1.4.2 Confrontation au mod`ele EF
1.4.3 Dimensionnement sans tenir compte des fuites et des chutes de force magn´etomotrice
1.4.4 Dimensionnement de machines synchrones `a aimants permanents
1.4.5 Conclusion
1.5 Etape de s´election
1.5.1 Etape d’´elimination
1.5.2 Etape de tri
1.6 Logiciel de dimensionnement
1.6.1 Les donn´ees fixes
1.6.2 Les donn´ees variables
1.6.3 Les grandeurs calcul´ees
1.7 Confrontation avec un mod`ele ´el´ements finis
1.8 Conclusion
2 Am´elioration des mod`eles en vue d’un dimensionnement optimal
2.1 Am´elioration des mod`eles de Park
2.1.1 Prise en compte des pertes Joule
2.1.2 Prise en compte des pertes fer
2.1.3 Prise en compte des pertes Joule et des pertes fer
2.1.4 Comparaison des mod`eles
2.2 Am´elioration des mod`eles r´eluctants
2.2.1 Mod`ele lin´eaires
2.2.2 Mod`eles satur´es
3 Conclusion
Conclusion g´en´erale
Annexes 
A Cahier des charges pour un moteur de v´ehicule hybride 
A.1 Contraintes g´eom´etriques
A.2 Donn´ees et contraintes ´electriques et m´ecaniques
A.3 Donn´ees et contraintes thermiques
B Dimensions principales des machines ´etudi´ees 
B.1 Machine initiale
B.2 Machine finale
C Calcul et mesures d’inductances 
C.1 Introduction
C.2 Exploitation `a partir des flux dans le rep`ere du stator
C.2.1 Alimentation (I, -I/2, -I/2)
C.2.2 Alimentation (0, I, -I)
C.3 Exploitation `a partir des flux dans le rep`ere du rotor
C.4 Extension du calcul des inductances lorsque la saturation crois´ee est prise en compte
C.4.1 Calcul du flux d’excitation
C.4.2 Calcul des inductances
D Etude de l’influence de l’augmentation du volume des aimants sur le couple hybride 
D.1 Variation de l’´epaisseur des aimants `a hauteur fix´ee
D.2 Variation de la hauteur des aimants `a ´epaisseur fix´ee
D.3 Conclusion
E Prise en compte de la saturation 
E.1 Prise en compte de la saturation
E.1.1 Cas d’ecole
E.1.2 Vers la generalisation de la methode
E.1.3 Cas de figure ou une portion du circuit magnetique est traversee par deux flux orthogonaux
Bibliographie

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