Soutenance mémoire
La raréfaction de la ressource pétrolière, et la problématique de son épuisement dans les prochaines années devrait conduire à une utilisation parcimonieuse de cette ressource. Alors que la consommation mondiale de “l’or noir”devrait doubler d’ici 2050, les études estiment qu’à l’horizon de l’année 2054, la réserve brut de pétrole va s’épuiser [16]. En effet, la consommation mondiale annuelle s’élève à 35 milliards de barils, alors que les découvertes ne dépassent pas le 15 milliards de barils[17]. Le secteur du transport semble le plus dépendant de cette ressource puisque deux tiers de la production pétrolière est raffinée pour en faire du pétrole ou du gazole nécessaire aux véhicules[16]. Cette problématique risque de conduire à la hausse de prix de cette ressource ce qui va limiter la consommation de cette ressource au profit des sources d’énergie alternatives notamment les énergies renouvelables, en cours de développement de nos jours. Par ailleurs, l’électrification des véhicules augmente leur efficacité, surtout en ville, dans la mesure où elle permet aisément la récupération de l’énergie cinétique de freinage.
La contrainte économique n’est pas la seule qui pose problème concernant l’utilisation de pétrole. Cette ressource est à l’origine des émissions des gaz à effets de serre. En effet, 26% des émissions carbone CO2 proviennent principalement du secteur du transport . L’augmentation des émissions de CO2 liées aux transports s’est faite malgré l’amélioration de la performance énergétique des véhicules au cours des années, car l’utilisation des transports de passagers et de marchandises a quant à elle augmenté. La voiture est encore utilisée pour environ 65% des déplacements en France[18], dans plus de 80% des cas en Europe. Les améliorations dans l’efficacité énergétique des moteurs n’ont pas suffi face à la hausse de l’utilisation de la voiture et des moyens de transport dépendant du pétrole. Dans ce sens, l’Union Européenne instaure un règlement concernant les émission carbone des voitures neuves vendues en Europe. En 2015, La consommation carbone des voitures neuves est limitée à 130g de CO2, soit 5.2l/100Km. En 2020, cette limite est fixée à 95g, soit 3.7l/Km [19]. Ces règlements viennent dans le cadre des efforts faits par l’Union Européenne dans le but de réduire de 80 à 95% les émissions carbone globales (tout secteur inclus) d’ici 2050[19]. Or, cette réduction exige une réduction de 60% des émissions de la part du secteur du transport. Ces mesures permettent non seulement de réduire l’importation et la réduction des dépenses en carburant, mais va inciter également les constructeurs à investir dans la production des véhicules plus efficaces, visant la réduction de ces émissions.
Outils de modélisation des entraînements polyphasés
Introduction et positionnement du travail
L’idée proposée dans ce travail est l’étude d’un propulseur “Low cost”tout électrique travaillant à des niveaux de puissance autorisant l’usage d’une tension continue de 48 V sur le bus DC sans courant continu excessif. La notion de “Low cost”proviendrait:
1. D’une réduction des marges de sécurité au niveau de dimensionnement, notamment l’onduleur. En effet le fait d’avoir un drive tolérant aux défauts de l’onduleur permet, à niveau de fiabilité fonctionnelle identique, de réduire les marges de sécurité concernant le dimensionnement des composants de puissance de l’onduleur. Pour obtenir cette fiabilité fonctionnelle en utilisant un seul moteur, il est nécessaire d’augmenter le nombre de bras d’onduleur. Dans la mesure où le nombre de bras est alors supérieur à 3 le nombre de phases peut être aussi supérieur à trois sans surcout au niveau de l’alimentation de puissance en considérant uniquement la surface silicium.
2. Une réduction des mesures de sécurité qu’induit l’utilisation d’une tension de bus continue sécuritaire de 48V ayant par contre la conséquence d’augmenter le courant de batterie ;
3. L’utilisation d’un système de management batterie (BMS) est plus simple car le nombre de modules nécessaires pour obtenir 48V est plus faible. La détection des variations de tension est potentiellement plus simple pour chaque module de 48V.
On se place dans ce cadre pour considérer l’utilisation des machines polyphasées (nombre des phases >3). Les avantages attendus lors de la conception de cette machine seraient:
1. La tolérance aux pannes du système de propulsion: La tolérance aux pannes doit permettre, si un fonctionnement en mode dégradé est accepté, de satisfaire naturellement les contraintes de sécurité en termes de dimensionnement et donc de coût et volume/masse.
2. Compacité : En raison de la contrainte volumique et massique du système de propulsion, un très haut niveau de compacité est exigé. Cela se traduit par une minimisation de volume des trois éléments principaux du système : la batterie, l’électronique de puissance et le moteur. La compacité est assurée donc par le choix de la topologie adéquate de la machine électrique parmi les topologies existantes. Cela encore se fait par l’optimisation au niveau de la conception de la machine.
3. Aptitude à fonctionner sur une large plage de vitesse avec puissance et tension constante: Lorsque le cahier des charges le permet (c’est le cas en traction électrique) le fonctionnement à puissance constante avec un moteur et un onduleur adapté permet de réduire le dimensionnement en puissance de la machine et de l’onduleur : un ensemble moteur–onduleur dimensionné par uniquement la notion de régime nominal (une puissance nominale et une vitesse nominale) conduit à un surdimensionnement dans le cas d’un système de type traction.
Choix du nombre de phases de la machine
L’augmentation du nombre de phases peut avoir des impacts positifs et négatifs tant sur la performance que sur la commande. Outre la tolérance aux pannes, de nombreux avantages sont obtenus suite à l’utilisation des machines polyphasées:
1. La distribution de puissance sur un nombre plus grand de phases, notamment les applications à basse tension, où les courants des phases sont souvent élevés. En effet, si la machine triphasée a la même puissance que la machine polyphasée, elle possède des courants de phase plus importants. Ce fait permet d’alléger, dans les machines polyphasées, les contraintes de conception tant sur la machine que sur les convertisseurs de puissance[30; 31]notamment en évitant la mise en parallèle de composants appariés et supposés le rester dans le temps.
2. La possibilité d’obtenir réduction des effets parasites dans la machine notamment les ondulations du couple avec des courants non sinusoïdaux[32], les vibrations et le bruit acoustique et magnétique.
3. L’introduction de degrés de liberté supplémentaires dans la commande. Il est possible d’injecter dans les machines polyphasées, des harmoniques de courant de rang supérieur (>1) et contribuant à la production du couple avec des courants non sinusoïdaux tout en conservant un contrôle vectoriel très proche et robuste comme celui des machines triphasées[14; 33; 34; 35; 36; 37; 38; 39; 40; 41].
Cependant, l’introduction des machines polyphasées engendrent des inconvénients, qui proviennent bien entendu du nombre de connexions de puissance ainsi que, pour l’élaboration du contrôle, de la nécessité de gérer ces degrés de liberté supplémentaires de la machine:
1. L’ajout des degrés de liberté dans la commande, va complexifier la recherche de commande optimale de la machine par la nécessité d’une part d’ajouter des contraintes supplémentaires et d’autre part de travailler avec des vecteurs de dimension supérieure ou égale à 3 . En théorie, toutes les grandeurs électriques (vecteur flux, tension, couple,..) vont dépendre d’un vecteur courant de dimension supérieure à 3. L’espace de recherche des solutions pour le problème visant l’obtention de commandes optimales sous différentes contraintes augmente de taille. Ce fait impose la nécessité d’un algorithme d’optimisation robuste permettant de chercher les solutions optimales.
2. Complexité supplémentaire au niveau de l’électronique de pilotage (drivers) des composantes de puissance de la machine: plus de phases à alimenter donc plus de bras d’onduleur. Par contre, le circuit de puissance ne devient pas plus coûteux en supposant une répartition de la surface de Silicium entre plusieurs bras.
3. Dégradation de la fiabilité structurelle de la machine (probabilité de ne pas être à l’état intègre), suite à l’augmentation des nombres des bras de l’onduleur et des phases. L’augmentation du nombre des composants dans la machine ou dans l’alimentation de puissance, augmente la probabilité d’une panne d’un composant de l’ensemble convertisseur-machine. (Cependant, cette dégradation peut être compensée par une possible amélioration de la fiabilité fonctionnelle comme évoqué précédemment).
Les machines polyphasées deviennent donc un choix prioritaire pour certains concepteurs. Citons des exemples de quelques domaines[42; 43]:
• Machine double triphasée alimentée par onduleur de tension/propulsion électrique des navires (MS 12 MW Alstom)
• Machines de sous-marins Siemens Permasyn à 12 phases alimentées par onduleur de tension.
• Machines 15 phases /Alstom (3 x 5-phases couplés en étoile) alimentées par onduleur de tension/moteur de propulsion électrique en marine (19 MW 150 tr/min).
• Éoliennes de faible puissance de Krestel avec des générateurs à flux axial à double rotor 12 phases (400 à 2500 W) à 1100 tr/min, pour une tension <48 V.
• La machine à flux axial muti-disque à 6phases de Turbogenset, pour alimentation de secours (1.2MW/20000tr/min).
• Machines à flux axial de Kaman comportant 6 phases (450kW/5000tr/min).
• L’éolienne E40 (600 kW) à 84 pôles d’Enercon comportant 6 phases.
• L’alterno-démarreur heptaphasé pour application automobile Micro-hybride utilisé par Valeo dans l’alterno-demarreur intégré de sa gamme i-Stars 9-phases hyundia.
Dans ce travail, nous allons explorer, sur des configurations de machines synchrones à 5 phases, l’impact sur les lois de commande optimales possibles, ce qui permet d’explorer ce qu’offre un entraînement polyphasé sans pour autant trop complexifier la commande en limitant des degrés de liberté. Ce choix ne garantit pas que cinq soit le nombre suffisant pour garantir une flexibilité suffisante dans la commande ainsi qu’une configuration satisfaisante au final. Par contre on cherche à examiner si l’utilisation des degrés de liberté mènent à des différences significatives ou non.
Particularité de la nouvelle machine par rapport aux solutions polyphasées existantes
L’utilisation d’une machine à cinq phases pose la question de la façon d’utiliser les degrés de liberté alors disponibles au niveau de la commande des 5 ou 10 bras d’onduleur. Les stratégies de commande et les résultats dépendent étroitement des caractéristiques de la machine (nombre des phases, bobinage, topologie du rotor). Cependant, jusqu’à présent la plupart des machines polyphasées considérées n’ont pas été conçues pour explorer toutes les potentialités offertes par les degrés de liberté. Les degrés de liberté supplémentaires offrent une flexibilité de commande, permettant d’alimenter la machine sous différentes stratégies de contrôle et sous différentes contraintes, aboutissant à différentes performances de la machine, où chaque stratégie de commande possède des avantages et des inconvénients selon l’objectif assigné à la machine. Ce fait montre la capacité des machines polyphasées, et si la structure stator/rotor est adéquate, à exploiter pleinement et d’une manière efficace et optimale les harmoniques du rang supérieur, ce qui se reflète a priori par une amélioration de rendement et de la compacité de la machine. C’est en ce sens qu’une particularité de la nouvelle machine a été conçue: plusieurs degrés de liberté permettant de gérer le couple fourni par la machine et établir des nouvelles lois de contrôle, notamment lors de la saturation en tension en haute vitesse. Historiquement, on peut retrouver des machines polyphasées avec des grandeurs électriques sinusoïdales et une alimentation sinusoïdale générant un couple de bonne qualité avec un contrôle vectoriel. Ces machines utilisent un seul harmonique du courant et donc ne permettent pas d’explorer les potentialités des machines polyphasées et l’impact des degrés de liberté supplémentaire. On peut trouver également des machines polyphasées alimentées avec plusieurs harmoniques du courant, on peut retrouver les machines avec des grandeurs électriques trapézoïdales avec une alimentation avec un courant trapézoïdal, soufrant d’un couple pulsatoire important à basse vitesse. Citons par exemple les machines 5-phases à force électromotrice trapézoïdale dans [33; 44; 45] et celle à 7 phases à force électromotrice trapézoïdale[46]. Dans ces machines, il est possible d’injecter l’harmonique du courant du rang 3, mais la contribution de cet harmonique dans la production du couple ne dépassant pas le 33%.
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Table des matières
Introduction
1 Outils de modélisation des entraînements polyphasés
1.1 Introduction et positionnement du travail
1.1.1 Choix du nombre de phases de la machine
1.1.2 Particularité de la nouvelle machine par rapport aux solutions polyphasées existantes
1.1.3 Impact de la nouvelle particularité sur les pertes dans la machine
1.2 Décomposition multi-machine d’une machine à pôles lisses
1.2.1 Machines concernées par la décomposition multi-machine: hypothèses
1.2.2 Équations magnétiques et électriques des machines polyphasées
1.2.2.1 Définition de la base statorique du système
1.2.2.2 Équations magnétiques dans la base statorique
1.2.2.3 Équations magnétiques dans la base statorique
1.2.3 Matrice d’inductance exprimée dans la base statorique
1.2.4 Matrice d’inductance exprimée dans la base de découplage
1.2.5 Sous-espaces orthonormés dans la base de découplage
1.2.6 Machines fictives et répartition des harmoniques sur les espaces fictifs
1.2.6.1 Répartition du couple entre les espaces fictifs
1.2.6.2 Famille des harmoniques de la force électromotrice associée à chaque machine fictive
1.2.6.3 Harmoniques du rang minimal de chaque machine fictive
1.2.6.4 Transformation de Park de la machine polyphasée
1.3 Adaptation de la structure de l’entraînement électrique avec les avantages attendus
1.3.1 Définition des paramètres relatifs à la structure statorique
1.3.1.1 Type de bobinage de la machine
1.3.1.2 Combinaison encoches/pôles utilisée
1.3.1.3 Matrice de fonction de bobinage
1.3.1.4 Matrice de la distribution de bobinage
1.3.1.5 Lien entre la matrice de distribution de bobinage et le facteur de bobinage
1.3.1.6 Classification des combinaisons encoches/pôles selon le facteur de bobinage
1.3.1.7 Classification des combinaisons encoches/pôles selon l’ondulation et la qualité de couple
1.3.1.8 Classification des combinaisons encoches/pôles selon la tendance à générer des courants induits
1.3.2 Topologie rotorique de la machine
1.4 Effet de commutation des pôles et extension de la plage de la vitesse: État de l’art
1.4.1 Changement de connexion de bobinage
1.4.2 Changement de polarité de la machine
1.5 Conclusion
2 Conception des structures rotoriques à aimants permanents déposés en surface à double polarité
2.1 Introduction Générale
2.2 Influence des paramètres de la machine sur la caractéristique couple/vitesse d’une machine à aimants déposés: cas des machines avec faible réaction d’induit
2.2.1 Hypothèses et définitions
2.2.1.1 Hypothèses concernant la structure et la commande des machines étudiées
2.2.1.2 Points particuliers de la caractéristique couple/vitesse
2.2.2 Etude des paramètres influençant la performance d’une machine triphasée
2.2.2.1 Influence de la structure de bobinage sur la caractéristique couple/vitesse d’une machine triphasée couplée en étoile
2.2.2.2 Application sur des machines avec Spp différents
2.2.2.3 Cas d’une machines triphasée avec des phases indépendantes
2.2.3 Impact des paramètres des machines fictives sur la caractéristique couple/vitesse d’une machine pentaphasée
2.2.3.1 Paramètres nécessaires à l’étude des caractéristiques couple/vitesse pour la machine 5-phases
2.2.3.2 Problème d’optimisation adaptés pour la recherche des points particuliers
2.2.3.3 Résolution des problèmes d’optimisation
2.2.4 Examen de la capacité des différentes combinaisons encoches/pôles à obtenir des constantes du temps équivalentes des machines fictives: Positionnement du bobinage 20/8
2.2.4.1 Calcul de la matrice d’inductance d’entrefer dans le repère de découplage
2.2.4.2 Classification des différentes combinaisons encoches/pôles selon le rapport l3 l1
2.3 Structures rotoriques à aimants déposés en surface à double polarité
2.3.1 Adaptation de la couche d’aimants avec le bobinage 20 encoches/8pôles
2.3.1.1 Définition de la fonction d’aimantation
2.3.1.2 Lien entre la fonction d’aimantation et la force électromotrice
2.3.1.3 Couche d’aimants déposés à aimantation radiale
2.3.1.4 Solutions dans le cas des aimantations parallèles
2.3.2 Caractérisation et comparaison avec une machine 20encoches/4pôles/5 phases Spp = 1
2.3.2.1 Matrice d’inductance de la machine et constantes des temps des machines fictives
2.3.2.2 Validation par éléments finis de la force électromotrice
2.3.2.3 Évaluation du couple de détente de deux machines
2.3.2.4 Densité du courant et ondulation du couple pour les deux machines dans l’hypothèse MTPA
2.4 Évaluation des pertes dans les aimants dans la machine 20/8
2.4.1 Importance d’étude des pertes dans les aimants
2.4.2 Modèle des pertes dans les aimants résultants des effets des encoches
2.4.2.1 Calcul de la fonction de perméance et induction magnétique rotorique
2.4.2.2 Estimation analytique et numérique des pertes dues aux effets de denture
2.4.3 Modélisation des pertes des aimants dues à la force magnétomotrice
2.4.3.1 Contenu harmonique de la force magnétomotrice suite à une alimentation par un harmonique du courant temporel
2.4.3.2 Procédure du calcul analytique des pertes dans les aimants
2.4.3.3 Comparaison au niveau des pertes des aimants entre les deux machines 20/8/5 et 12/8/3: Validation par éléments finis des résultats
2.4.4 Loi de comportement des pertes dans les aimants dans la zone de défluxage
2.4.4.1 Pertes dans les aimants en alimentant la machine principale
2.4.4.2 Pertes dans les aimants en alimentant la machine secondaire
2.4.4.3 Pertes dans les aimants en alimentant les deux machines fictives
2.4.4.4 Variation des pertes dans les aimants en fonction de la vitesse de rotation
2.5 Caractéristiques couple/vitesse de la machine 20/8/5 à aimants déposés
2.5.1 Enveloppe des caractéristiques couple/vitesse de la machine
2.5.1.1 formulation de problème d’optimisation
2.5.1.2 Résolution de problème d’optimisation correspondant à la recherche de l’enveloppe des caractéristiques couple/vitesse
2.5.2 Détermination de la caractéristique couple/vitesse pour une puissance constante
2.5.2.1 Résolution de problème d’optimisation correspondant à une puissance constante à haute vitesse
2.5.2.2 Évaluation des pertes dans la machine dans la zone de puissance constante
2.5.3 Nouvelle stratégie de contrôle : Maximum Torque Per Primary Machine
2.5.3.1 Formulation de problème d’optimisation correspondante à la nouvelle stratégie d’alimentation
2.5.3.2 Résolution de problème d’optimisation correspondante à la stratégie MTPPM
2.5.3.3 Évaluation des pertes totales dues à la stratégie MTPPM et comparaison au niveau du rendement
2.6 Conclusion
3 Conception des structures rotoriques à aimants permanents enterrés à double polarité
3.1 Introduction Générale
3.2 Adaptation de la géométrie rotorique pour assurer la fonctionnalité de double polarité
3.2.1 Modification de la géométrie de la structure classique du rotor pour obtenir une machine à double polarité
3.2.1.1 Modification de la force magnétomotrice rotorique
3.2.1.2 Nouvelle géométrie rotorique de la machine
3.2.2 Caractérisation de la nouvelle machine 20/8/5 à aimants enterrés
3.2.2.1 Calcul de la force électromotrice de la machine en éléments finis
3.2.2.2 Calcul du couple de détente de la machine
3.2.2.3 Calcul de la matrice d’inductance de la machine
3.2.3 Calcul du couple électromagnétique et couplage entre les machines fictives
3.2.3.1 Modèle du couple électromagnétique dans la machine
3.2.3.2 Validation par éléments finis du modèle du calcul de la valeur moyenne du couple électromagnétique
3.3 Modélisation des pertes dans la nouvelle structure à aimants enterrés
3.3.1 Pertes dans les aimants dans la nouvelle structure à aimants enterrés
3.3.1.1 Pertes à vide dans la machine à aimants enterrés
3.3.1.2 pertes dues aux harmoniques de la force magnétomotrice
3.3.2 Modèle des pertes fer dans la machine
3.3.2.1 Principales contributions aux pertes fer
3.3.2.2 Validation par éléments finis du modèle
3.4 Comportement de la machine en régime saturé
3.4.1 Effet de point de fonctionnement sur la matrice d’inductance
3.4.2 Effet de la saturation magnétique sur le couple électromagnétique délivré par la machine
3.4.2.1 Construction de la cartographique de flux
3.4.2.2 Effet de la saturation sur le couple délivré par la machine primaire
3.4.2.3 Effet de la saturation sur le couple délivré par la machine secondaire
3.4.2.4 Effet de la saturation sur le couple délivré dans le cas d’une alimentation bi-harmonique
Conclusion
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