Adjonction de la fonction moteur : conception du Moteur/frein intégré

0, 2 0,3 0 ,4 0,5 0,6 0, 7 0,8 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28 30 32 34 36 38 N^d nom br e d e de nts ∆R /R_moy

Figure 14. Influence du nombre de dents sur la puissance de freinage (a), nombre de dents optimal en fonction de ∆R/Rmoy (b)

0,0 0,1 0 ,2 0,3 0,4 0 ,5 0,6 0,7 0,0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0 P u issa nc e Joul e d is si p é e ré du it e

L_dr lar geu r r ela tive des de nts

f ort cou ra nt 10 A f aible c our ant 3 A

0,0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0 0,0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0 Pu is sa n c e J o u le d is si p ée r é d u it e e ntre fer e n m m for t c our ant 10 A fa ible co ura nt 3 A

Figure 15. Influence, sur la puissance de freinage de la largeur relative des dents (a) et de l’entrefer (b)

V. Adjonction de la fonction moteur : conception du Moteur/frein intégré

Tout dispositif électromagnétique disposant d’un bobinage de puissance accessible étant réversible, la double fonction moteur et frein peut donc être réalisée naturellement. Dans le cas de la configuration étudiée (induit massif), cette réversibilité n’est pas possible. Il faut noter cependant que dans le cas des bancs de charge étudiés, les deux fonctions ne sont pas symétriques. En effet, pour des raisons liées aux applications, la puissance frein est sensiblement supérieure d’un facteur 3 à la fonction moteur.

Afin de réaliser un banc de charge dynamique, plusieurs solutions existent. On peut en particulier utiliser une solution de machine unique réversible à induit bobiné. Dans cette solution, la fonction moteur est nécessairement surdimensionnée compte tenu de la dissymétrie des deux fonctions frein et moteur signalée précédemment. La deuxième solution est l’utilisation d’un système dit tandem consistant en une mise sur la même ligne d’arbre d’un frein à courants de Foucault et d’un moteur classique de plus faible puissance. Enfin, la troisième solution consiste à intégrer directement dans la structure du frein une fonction moteur [BI-6]. Cette dernière solution, séduisante sur le plan conceptuel, permet d’utiliser une technologie frein mature industriellement.

Les critères principaux pour la recherche topologique de nouvelles structures moteur-frein adaptées et viables sont la compatibilité de la solution aux exigences d’une application de forte puissance – haute vitesse (rotor passif), le haut degré d’intégration de la fonction moteur à celle frein (compacité), l’inertie totale du dispositif moteur/frein et sa longueur axiale et enfin le coût global y compris celui relatif au convertisseur d’alimentation.

La solution développée utilise donc la surface cylindrique du dispositif pour la fonction moteur, la surface plane étant réservée à la fonction frein. Cette fonction moteur est assurée par une machine de type MRV 6/8

s’agissait essentiellement de valider le principe, la viabilité d’une telle cohabitation ainsi que sa faisabilité technique.

Figures 16. Coupe transversale du prototype du moteur/frein

Deux rotors ont été réalisés :

- l’un en matériau massif (cf. figure 17a) qui favorise la fonction frein ;

- l‘autre en tôles feuilletées de 0. 5 mm d'épaisseur en fer silicium à 3 % (cf. figure 17b) qui favorise la fonction motrice.

Figures 17. Photos des rotor réalisés : (a) massif , (b) feuilleté

De nombreux essais ont été réalisés sur la maquette ⁵ aussi bien celle à rotor massif que celle à rotor feuilleté.

Concernant la fonction frein, à cause de l'anisotropie magnétique du rotor qui privilégie fortement le flux de fuites radial au flux utile axial ⁶, il a été constaté une baisse générale d'environ 20 % sur le couple de la fonction frein dans les mêmes conditions d'utilisation que pour un rotor massif.

Concernant la fonction moteur, les performances de la MRV obtenues ⁷ sont conformes aux attentes dans le cas d’un rotor feuilleté. Dans le cas du rotor massif, elles sont bien évidemment en deçà de celles souhaitées. Le couple maximal obtenu ne dépassait guère 0.5 kW au lieu de 1.9 kW. En effet, le rotor massif accentue considérablement les courants induits en son sein. Or, ces courants créent non seulement des pertes qui diminuent considérablement le rendement (de l’ordre de 30 % mesuré au lieu de 75 % pour un rotor feuilleté) mais créent également une baisse notable du couple électromagnétique due à la chute de l’inductance maximale en position de conjonction (phénomène d’écran).

5

Fonction frein : 16 kW à 12000 tr/min. Fonction moteur (MRV) : 10N.m, 10A-540V DC, 2000 tr/min, Pmax=1,9kW est maintenue constante jusqu'à 4000 tr/min.

6

Ces fuites ont été identifiées expérimentalement à travers des mesures de FEM de couplage moteur/frein. 7

La MRV a été alimentée par un onduleur de tension, contrôlé à partir d’une carte DSP. Les angles de commande ont été optimisés afin de maximiser le couple moteur.

Bobinage de la MRV

Partie active de la MRV

V. Bilan et perspectives

Les structures à courants induits et à excitation homopolaire étudiées, ont été développées par la Société BORGHI-SAVERI puis par le Groupe D2T avec qui une forte collaboration a été initiée. Les travaux menés ont concerné essentiellement l’élaboration de modèles semi-analytiques de pré-dimensionnement. Ceux-ci sont basés sur une approche combinée éléments finis / schéma réluctant saturable, déjà utilisée dans le cas des structures à couplage fractionné, à laquelle nous avons adjoint des modèles analytiques magnétodynamiques non-linéaires. Ces modèles et les outils développés ont permis une analyse paramétrique aisée relativement précise.

Ces modèles souffrent cependant de deux imprécisions majeures :

- la première concerne le modèle thermique et son nécessaire couplage fort aux modèles magnétodynamiques. Cet aspect n’a été traité que sommairement et de façon trop simpliste à partir de modèles empiriques. Toujours en maintenant le critère de souplesse et de rapidité, un modèle 2D en régime établi du système de refroidissement est à développer. Il n’en reste pas moins que l’on peut supposer que l’étude paramétrique effectuée reste valable, du moins en terme de sensibilités ;

- la seconde imprécision concerne l’effet des harmoniques d’induction. Jusqu’ici, cet effet a été évalué par superposition. Dans le cas des modèles non-linéaires, seul le fondamental de l’induction est supposé imposer la perméabilité dynamique. De plus, la valeur de cette perméabilité était considérée comme indépendante de la fréquence de variation de l’induction. Bien qu’expérimentalement, la relative bonne corrélation des modèles et des mesures ait été montrée, il serait cependant utile d’évaluer, à partir d’une modélisation entièrement numérique, les limites de validité de ces hypothèses.

Grâce aux études paramétriques effectuées, un certain nombre d’améliorations des structures existantes ont pu être proposées et validées. En particulier, le choix des différents composants magnétiques du frein (cf. figure 18a), les dimensions optimales de la partie active ou encore la géométrie du système de refroidissement sont autant d’éléments qui ont apporté un gain très significatif sur les performances des freins optimisés. C’est ainsi qu’une nouvelle gamme standard, dite DE, de freins mono-rotor fut développée par le partenaire industriel : 80 kW-12000 tr/min, 300 kW-10000 tr/min et 450 kW-8000 tr/min. Il a été également dimensionné et réalisé un prototype de frein de 750 kW – 20 000 tr/min, comportant 6 rotors en ligne, dédié au banc d’essai de moteurs thermiques hautes performances. Notons à ce sujet que la montée en puissance et en vitesse nécessite une configuration multi-rotors, les vitesses périphériques étant limitées (typiquement à 200 m/s). Le bobinage d’excitation peut être néanmoins unique. De plus, la multiplication du nombre de rotors n’engendre pas une même augmentation de la puissance de freinage. En effet, comme illustré par les résultats empériques de la figure 18b, les contraintes de tenue mécanique, de dilation thermique, de montage, imposent, pour la configuration multi-rotor (ici 4 rotor), une augmentation de l’entrefer plus importante que dans le cas mono-rotor. En outre, le nombre maximal de rotors est lui-même limité par les mêmes considérations que celles mentionnées précédemment. La détermination de cette limite nécessiterait une étude mécanique approfondie.

0 1000 2000 30 00 4 000 5000 600 0 70 00 8000 0 100 200 300 400 500 600 f aible c oura nt (3 A) f ort cou ra nt ( 10 A ) c oup le e n N .m ré gim e en tr/m in 40 C D 4

M a tér iau B orghi & S a ver i

0 100 200 30 0 400 5 00 600 700 0,0 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0 1,2 1,4 1,6 1,8 2,0 2,2 E n tr ef er e n m m P uissan ce pa r rotor e n kW Entr ef er de s f re in s e xistants Le m od èle linéa ire utilisé Evolution tec hnolog iqu e possible

Figures 18. Amélioration des performances par rapport au matériau de ECZ (a), Variation de l’entrefer en fonction de la puissance maximale de freinage (b)

Sur le plan purement conceptuel, la recherche de solutions double-fonction, intégrant à la fois la fonction freinage (discoïde à courants induits) et la fonction moteur (MRV cylindrique), nous a amenés à concevoir et

Configuration 4 rotors

Configurations mono-rotor

réaliser une architecture intégrée originale. La cohabitation des deux fonctions au sein d’une même structure magnétique à rotor feuilleté semble donc viable malgré une légère incompatibilité magnétique due à l’anisotropie du rotor pour les deux fonctions envisagées. Cette incompatibilité génère pour la fonction frein une baisse des performances de l’ordre de 20 %. Ce point reste donc à approfondir.

La solution du moteur-frein intégré est prometteuse pourvu que des développements supplémentaires soient réalisés. Ces derniers devront concerner essentiellement la fonction moteur, notamment par une optimisation plus rigoureuse du nombre de dents, une configuration 12/8 semble notamment plus performante. La projection à un cahier des charges industriel, 220 kW frein / 75 kW moteur, a montré que la solution intégrée présente comparativement à des solutions réversibles « classiques » les avantages d'une conception maîtrisée, d’une maturité technologique importante, d’une alimentation électronique de faible puissance et de son contrôle rudimentaire, d'un rotor plus court et d'une masse tournante plus faible.