Pollution par les transports et solutions adoptées

Pollution par les transports et solutions adoptées

    L’opinion publique a pris conscience, ces dernières années, des problèmes liés à la pollution et à la consommation d’énergie, plusieurs conférences mondiales se sont tenues sur ce thème, la plus connue est celle de Kyoto (Japon) en 2000 qui a vu la participation de 160 pays. Le secteur des transports se voit, à chaque fois, pointé du doigt puisqu’il se taille une part considérable de la consommation énergétique (32% de la consommation mondiale) [C1] et contribue largement aux émissions des gaz à effet de serre «GES » (27% des émissions totales) [I3] [O]. Le développement considérable des transports routiers et l’augmentation incessante du parc automobile associés à la croissance du nombre de trajets et leurs distances font que les émissions de GES engendrées par le secteur des transports suivent une tendance croissante. La figure I.3.1 donne une idée sur les émissions de CO2 (exprimées en millions de tonnes) des différents secteurs et de leurs évolutions sur dix ans, nous remarquons que le secteur des transports est en nette progression et que d’autres, bien au contraire, ont réussi une sensible régression.

Ces gaz ont un impact néfaste sur l’environnement planétaire, ils contribuent activement au réchauffement climatique. En plus des gaz à effet de serre, le trafic automobile génère, par la combustion des hydrocarbures, un certain nombre de polluants. Ceux-ci sont à l’origine de la pollution urbaine. Les deux photos de la figure I.3.1, prises dans la capitale parisienne en juin 2004, illustrent bien la pollution locale due aux gaz d’échappement des voitures [C2]. Paris, 14 juin 2004, 10 h, indice Atmo « Bon 3 », PM10 : 20 g/m3 Nombres de ces polluants font l’objet de réglementation : il s’agit en particuliers du monoxyde de carbone (CO), des oxydes d’azote (NO et NOx), le dioxyde de soufre (SO2), les hydrocarbures imbrûlés (HC ou COV) et les particules (PM). Le secteur des transports tient, là aussi, les premiers rôles puisque en France 64 % du CO, 69 % des NOx, 49 % des émissions de COV (composés organiques volatiles) et 33% des particules en suspension lui sont imputables [A1].

Afin de résoudre ces problèmes, les normes antipollutions, en Europe et aux USA, ont connu des restrictions successives, ainsi les limites d’émissions des polluants (CO, NOx, HC et PM) ont été réduites dans un facteur 10 à 100 en quelques décennies (figure I.3.3). Des progrès considérables ont été réalisés dans ce domaine, grâce notamment aux systèmes de posttraitement catalytique des polluants (catalyse trois voies) et au procédé de combustion diesel NADI (Narrow Angle Direct Injection) [P3]. On a effectivement assisté à une diminution des rejets de polluants atmosphériques au cours de la dernière décennie et les projections indiquent que les émissions vont encore continuer à baisser (figure I.3.4). De nouvelles techniques encore au stade exploratoire, particulièrement le système de dépollution par plasma froid [P1],. La figure I.3.4 montre cependant que les émissions de CO2 n’ont pas suivi la même tendance que celle des polluants. Le CO2 est en effet un indicateur de la consommation de carburant. Celle-ci, comme nous l’avons vu, augmente globalement avec la croissance du parc automobile et du trafic routier et de manière intrinsèque avec l’augmentation de l’énergie électrique installée à bord des véhicules pour les besoins de confort et de sécurité.

Là aussi la commission européenne c’est engagée, dans le cadre de l’accord de Kyoto, à réduire les émissions de CO2 de 8% entre 1990 et 2012. Ce qu’a conduit l’ACEA (Association des Constructeurs Européens d’Automobiles) à s’engager à réduire les émissions des véhicules commercialisés en Europe à 140 g/Km en 2008 soit une réduction de 25% par rapport à 1995 et une réduction supplémentaire à un niveau de 120 g/Km en 2012. Pour réduire dans de telles proportions les émissions de CO2 deux voies sont possibles, la première passe par l’utilisation de carburants à faible teneur en carbone (le gaz naturel et les biocarburants), mais ceux-ci ne peuvent pas prétendre à un taux de substitution des carburants d’origine pétrolières supérieur à quelques pourcent.

La seconde consiste en la diminution de la consommation de carburant elle-même. Des progrès ont été enregistrés dans ce domaine (figure I.3.5) grâce notamment à la « diésélisation » [J1] et à l’amélioration du rendement des moteurs à essence et diesel. Les objectifs tracés sont jusque là atteints, toutefois une crainte de ne pas honorer l’échéance de 2008 persiste si l’on se réfère aux derniers résultats enregistrés (2 grammes de réduction de 2001 à 2004 en France selon l’ADEME [N]). D’autres voies sont explorées pour atteindre les objectifs préconisés. Outre la voiture électrique permettant un fonctionnement sans émissions (ZEV) présentant, néanmoins, un inconvénient majeur, celui de son autonomie réduite et en attendant le développement des véhicules à pile à combustibles [J3], les véhicules hybrides connaissent un gain d’intérêt prononcé ces dernières années [J2]. En attendant, ce qui est faisable dans l’urgence est l’amélioration du rendement des alternateurs, nous pouvons voir dans ce qui suit que l’amélioration du rendement de ces derniers peut réduire de manière significative la consommation de carburant, donc les émissions de CO

Intérêt de la double excitation

     L’utilisation des aimants permanents dans les machines électriques permet d’augmenter significativement leur rendement et surtout de réduire leur taille, autrement dit d’accroître leur puissance et couple massiques. C’est ainsi que les machines à simple excitation à aimants permanents ont gagné leur notoriété et se sont retrouvées les plus utilisées dans les véhicules hybrides. Ces dernières ont surpassé les autres machines électriques sur les critères « performances » et « volume ». Néanmoins, l’utilisation des aimants permanents comme seule source de flux dans la machine engendre le problème du contrôle de celui-ci, particulièrement pour les applications à large plage de vitesse. Plusieurs chercheurs ont étudié ce problème sur les machines à aimants. Jahns [J5] introduit la notion de flux-weakening ou la réaction magnétique de l’induit est utilisée pour réduire le flux dans l’entrefer sans démagnétiser les aimants. Et afin de pouvoir fonctionner sur une plage de vitesse infinie la machine doit, d’après Lipo et Schiferl [L1], être capable avec un courant nominal de pouvoir annuler le flux dans l’entrefer par le flux du stator. D’autres auteurs, notamment Morimoto et ses collègues [M4], vont décrire les différents modes de fonctionnement, notamment le mode en défluxage, de la machine synchrone à aimants permanents.

Cela leur a permis, ainsi qu’à leurs successeurs, d’en tirer les lois de commande de cette machine. Soong et Miller [S3] vont représenter, se basant sur les règles de Morimoto, les machines à aimants sur un plan (flux d’aimant normalisé, rapport de saillance) en fonction des critères de performances et Multon [M6] y ajoute la réaction d’induit qui permet de quantifier la capacité de défluxage des machines. Nous voyons d’après ces auteurs que la nécessité de défluxage s’impose pour les machines à aimants permanents et la capacité à être défluxée différencie une machine d’une autre du point de vue performances selon ces classifications. Ce défluxage s’effectue par l’injection au stator d’un courant dans l’axe direct de la machine. Cela est rendu possible par l’introduction et le développement des convertisseurs commandables. Ce courant ne sert pas à la production du couple, par conséquent son énergie est perdue par échauffements dans le cuivre stator [M5].

Ces pertes sont encore plus visibles sur le rendement pour les faibles couples à grandes vitesses. Cela constitue un des inconvénients de l’utilisation des machines à aimants. L’autre inconvénient, particulièrement dans notre cas, est l’impossibilité d’associer cette machine à un convertisseur non commandable pour les applications alternateur débitant sur batterie [V1] et le coût élevé du convertisseur commandable fait que pour de pareilles applications l’association machine à aimants et onduleur est d’emblée évincée. Afin de garder les avantages de l’utilisation des aimants et pour pouvoir remédier au problème du contrôle du flux, plusieurs chercheurs ont imaginé des structures dites à double excitation [A3] [A4] [K] [M7] [L2] [L3] [S3] [S4] [W1]. Le flux dans de telles structures est créé par deux sources d’excitation différentes, la première est à aimants permanents et la seconde est bobinée. Le but recherché ici est l’association des qualités de l’aimant permettant la compacité de la machine et le bon rendement à la possibilité de contrôler le flux par la bobine d’excitation.

Calculs en charge et comparaison avec la machine à double excitation

     Comme pour la machine à double excitation, nous allons déterminer par un calcul éléments finis les débits des différentes configurations en vue d’en tirer l’optimale. Nous procèderons de la même manière, c’est-à-dire par un calcul à iso-densité de courant que dans la structure à double excitation et par un calcul à iso-pertes Joule d’excitation que dans la même structure. Les résultats des simulations sont présentés dans le tableau 3.17 et représentés sur la figure 3.50. Nous remarquons que les courbes de débits à 1800 tr/min et à 6000 tr/min possèdent un optimum qui n’est pas le même pour les deux. Pour le débit à 1800 tr/min, l’optimum se situe vers la zone à haut flux, celui-ci étant le paramètre le plus important à cette vitesse. Par contre, à cause de la réaction magnétique de l’induit, l’optimum pour la courbe de débit à 6000 tr/min se trouve un peu en arrière, ou le compromis flux et inductance et le plus avantageux.

Démarche de dimensionnement du rotor à griffes et modèle adopté

     Dans le but de dimensionner un rotor à griffes optimal dans l’encombrement spécifié, nous devons construire un modèle adapté au dimensionnement et à l’optimisation. Dans notre cas, nous avons choisi d’utiliser une modélisation analytique contrairement au cas des machines bidimensionnelles ou nous avons utilisé des modèles purement numériques. Pour les machines bidimensionnelles on pouvait encore se permettre d’utiliser les modèles éléments finis, par contre dans le cas de la machine à griffes nécessitant un modèle en trois dimensions, le temps de calcul explose. Différents modèles analytiques sont rencontrés dans la littérature. Les plus répandus sont les modèles de Rakotovao [R2], d’Ostovic [O] et de Bai [B2]. Le modèle le plus intéressant est celui de Rakotovao, repris par Albert dans ces travaux de thèse. Le modèle utilise un réseau de reluctances assez simple (figure 4.23) pour le calcul du flux à vide, le circuit électrique quant à lui est modélisé par un modèle équivalent au premier harmonique. Le modèle d’Ostovic est assez complexe comme le montre la même figure 4.23, le nombre de reluctances mises en jeu est très élevé.

Ce modèle est certainement précis, mais nous préférons nous affranchir d’une telle complexité. Nous avons vu durant l’optimisation des rotors bidimensionnels que le circuit magnétique assurant le plus de flux à vide est celui qui assure un meilleur débit à basse vitesse, mais il ne l’est pas automatiquement à hautes vitesses. Car, en effet, la réaction magnétique d’induit est plus importante quand le circuit magnétique est perméable. Et à hautes vitesses, il existe toujours un compromis à trouver entre la fem à vide, en d’autres termes le flux à vide, et l’inductance de la machine pour assurer le meilleur débit. Dans le cas de la machine à griffes la réaction magnétique de l’induit sera sans doute moins importante que dans les machines bidimensionnelles, car le trajet des lignes de champ statoriques sera plus important du fait de la tridimensionnalité de celles-ci. Nous essayerons donc pour la machine à griffes de garantir le plus grand débit à basses vitesses, sachant que à hautes vitesses celle-ci se comportera, si ce dernier est garanti, mieux que la machine bidimensionnelle. Notre modélisation se fera, par voie de conséquence, uniquement sur le circuit magnétique. Le but recherché sera donc de dimensionner le rotor ayant le flux à vide le plus élevé pour assurer le meilleur débit à basses vitesses. Nous essayerons donc, dans ce qui suit, de développer un modèle similaire à celui de Rakotavao pour la partie relative au calcul du flux à vide. Nous l’utiliserons ensuite pour tirer le rotor optimal pour notre application.

Pré-dimensionnement des machines à griffes et à double excitation pour l’hybridation

      Dans cette partie, nous allons pré-dimensionner, à partir de la structure à double excitation étudiée dans la chapitre III, une machine satisfaisant le besoin en machine réversible exprimé ci-dessus. Nous allons, par la suite, établir une comparaison de celle-ci à la machine à griffes. Nous réaliserons notre comparaison dans le même esprit du chapitre IV, c’est-à-dire que nous comparerons les deux structures dans le même encombrement. D’après les simulations faites à l’INRETS, nous avons vu qu’une machine ayant une puissance de 12 kW à 15 kW constitue un optimum pour la réduction de consommation sur le véhicule choisi (Clio II 1.5 DCI). Nous avons choisi pour notre dimensionnement une machine de 12 kW. La figure V.6 montre la caractéristique désirée du couple en fonction vitesse. Le couple que doit fournir la machine en régime permanent, en dessous de la vitesse de base, est égal à 57 N.m. Nous allons utiliser celui-ci comme donnée d’entrée du dimensionnement et notre comparaison.

Afin de déterminer les dimensions de la machine répondant au cahier des charges nous passerons par l’établissement et l’inversion de modèle de Park [V2]. Dans notre cas, pour la machine à double excitation, la géométrie du circuit magnétique est connue, reste à déterminer la longueur active. Le nombre de spires n’est pas très intéressant car nous nous intéresserons qu’au couple bloqué. Nous allons donc partir du modèle classique de Park sans pertes pour les machines synchrones (figures V.7 et V.8), pour établir les relations entre le couple électromagnétique et les grandeurs électriques et magnétiques. Nous passons par la suite au modèle abc, pour exprimer le couple en fonction du courant Is et du déphasage ψ entre la fem et le courant d’une même phase. On s’affranchit du nombre de spires qui n’est pas une grandeur dimensionnante par l’introduction du flux unitaire ϕ v et de la force magnétomotrice du stator As. Nous verrons que dans notre cas l’inversion sera facile, et que nous déterminerons de manière aisée la longueur active de la machine.

Table des matières

CHAPITRE I : Contexte général de l’étude
I.1 – Besoin en énergie électrique à bord des véhicules
I.2 – Pollution par les transports et solutions adoptées
I.3 – Influence de l’alternateur sur la consommation de carburant et les émissions de CO2
I.4 – Conclusion
CHAPITRE II : Etat de la l’art des structures à double excitation
II.1 – Introduction
II.2 – Intérêt de la double excitation
II.3 – Les différents types de double excitation
II.3.1 – La double excitation série
II.3.2 – La double excitation parallèle
II.3.2.1 – La machine à double excitation parallèle (structure 1)
II.3.2.2 – La machine à double excitation parallèle (structure 2)
II.3.2.3 – La machine à double excitation parallèle (structure 3)
II.3.2.4 – La machine à double excitation parallèle (structure 4)
II.4 – Conclusion
CHAPITRE III : Etude de la structure à double excitation (structure 4)
V.1 – Introduction
V.2 – Cahier des charges et problématique de l’étude
III. 2.1 – Cahier des charges de l’automobile dans notre étude
III. 2.2 – Problématique de l’encombrement radial et contraintes de dimensionnement
V.3 – Etude de la machine à double excitation
III. 3.1 – Modélisation et dimensionnement par éléments finis
III. 3.1.1 – Flux et fem à vide
III. 3.1.2 – Contrôle du flux par la double excitation
III. 3.1.3 – Etude paramétrique
III.3.1.3.1 – Influence de l’épaisseur de l’aimant
III.3.1.3.2 – Influence de la largeur du pôle bobiné
III.3.1.3.3 – Machine répondant au cahier des charges
III. 3.2 – Essai et validation des résultas de calcul
III. 3.2.1 – Essai à vide
III. 3.2.2 – Essai en charge
III. 3.2.3 – Décomposition de pertes de la machine
III.3.2.3.1 – Pertes mécaniques et aérauliques
III.3.2.3.2 – Pertes par effet Joule au stator
III.3.2.3.3 – Pertes dans le pont redresseur
III.3.2.3.4 – Pertes dans l’excitation
III.3.2.3.5 – Pertes fer dans le rotor et le stator
III. 3.2.4 – Evaluation des différentes pertes
V.4 – Voie d’amélioration du débit : traitement thermique de la tôle retenant l’aimant
V.5 – Conclusion
CHAPITR IV : Comparaison avec des machines classiques
IV. 1 – Introduction
IV. 2 – La machine à pôles saillants bobinés
IV. 2.1 – Généralités
IV. 2.2 – Calcul éléments finis et optimisation.
IV. 2.2.1 – Flux à vide et comparaison avec la machine à double excitation
IV. 2.2.2 – Calculs en charge et comparaison avec la machine à double excitation
IV. 3 – La machine à griffes
IV. 3.1 – Généralités sur la machine à griffes
IV. 3.2 – Démarche de comparaison
IV. 3.3 – Démarche de dimensionnement du rotor à griffes et modèle adopté:
IV. 3.4 – Modélisation du circuit magnétique
IV. 3.4.1 – Introduction
IV. 3.4.2 – Construction du réseau de reluctance pour la machine à griffes
IV. 3.4.3 – Calcul des différentes reluctances
IV.3.4.3.1 – Reluctance du noyau
IV.3.4.3.2 – Reluctance du plateau
IV.3.4.3.3 – Reluctance du coude
IV.3.4.3.4 – Reluctance de la griffe
IV.3.4.3.5 – Reluctance des dents stator
IV.3.4.3.6 – Reluctance de la culasse
IV.3.4.3.7 – Reluctance d’entrefer
IV.3.4.3.8 – Reluctance de fuite griffe-griffe
IV. 3.4.4 – Introduction des aimants dans le modèle
IV. 3.4.5 – Caractéristique magnétique des matériaux utilisés
IV. 3.4.6 – Etude paramétrique et recherche du rotor optimal
IV. 3.5 – Essais à vide
IV. 3.6 – Essais en charge
IV. 3.7 – Influence de l’introduction des aimants sur le rendement
IV. 4 – Comparaison à la machine à double excitation
IV. 4.1 – Fem à vide
IV. 4.2 – Débit en charge
IV. 4.3 – Rendements des machines et pertes
IV. 5 – Conclusion
CHAPITRE V : Identification des besoins en machines électriques de fortes puissances dans le but de l’hybridation
V.1 – Introduction
V.2 – Hybridation dans le but de la réduction de consommation
V.3 – Pré-dimensionnement de la machines à double excitation pour l’hybridation et comparaison à la machine à griffes
V.4 – Conclusion
Conclusion générale et perspective

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