Conception du convertisseur électromagnétique

Pour stocker et restituer cette énergie cinétique en énergie électrique, il faut adjoindre à la fonction stockage (volant) une fonction charge/décharge. C’est le rôle du convertisseur électromécanique (réversible) associé à son électronique de puissance et de commande. Le volant et la machine électrique peuvent être « intégrés » ou reliés simplement à travers un axe et un système d'accouplement. Notons à ce stade que le volume du volant impose la quantité d’énergie stockée, celui du convertisseur électromécanique le couple d’entraînement (cf. chapitre A0), son électronique associée définit la puissance maximale de transition. Suivant ce constat, une intégration complète convertisseur-volant est obtenue dans une configuration faible énergie stockée et faible vitesse de rotation. Le rotor de la machine électrique constitue à lui seul dans ce cas l’élément de stockage. Sur la figure 2 sont schématisées ces différentes configurations dans le plan couple-énergie-puissance à technologies et matériaux donnés. A titre d’exemple, en partant de la configuration de référence (origine du repère), l’accroissement de la puissance par diminution du temps de charge/décharge,

2

Cylindres pleins : Km=Kv=0.6. Cylindres creux isotropes : in ex

R

0.7 R

α = = sauf pour les volants composites où α a été optimisé. Volants iso-contrainte : Km=0.94, Kv=0.29. Rapport de vitesse r=3 permettant un PDC de 89 %. Les coûts pris en compte se limitent aux coûts matière et de mise en forme. Les coûts relatifs aux autres éléments du système de stockage paliers-convertisseur-auxiliaires ne sont donc pas pris en compte. .

Figure 1b. Performances « réels » et coûts énergétiques de différents volants (le diamètre des cercles est proportionnel à

l’énergie stockée et la vitesse de rotation étant maintenues constantes, génère une augmentation de la surface silicium. Puissance Energie Couple décharge rapide machine lente configuration de référence

Figure 2. Evolution schématique des volumes des composants

Différentes topologies et architectures de convertisseur électromagnétique dédiées au stockage existent, les plus fréquentes sont illustrées par la figure 3. L'intégration volant-convertisseur, au-delà des volumes de chaque fonction mentionné précédemment, repose également sur l'adéquation de la structure électromagnétique avec la forme générale du volant. Une structure discoïde globale où la partie électromagnétique est à champ axial (configurations c et d), semble favoriser cette intégration du fait des contraintes mécaniques (vitesses périphériques) et électromagnétiques (surface active d’entrefer).

(a) champ radial à décharge rapide (puissance)

(b) champ radial

à décharge lente (énergie) ^{(c) champ axial}

à stator unique

(d) champ axial à double stator Figure 3. Principales architectures de machines électriques pour le stockage inertiel

La structure à champ radial telle que celle proposée par [56] présente une excitation fixe bobinée de type homopolaire (cf. figure 4a). La solution semble séduisante par son aspect intégration, l’assemblage d’un tel dispositif reste cependant complexe. Les auteurs de [57] proposent une structure sensiblement identique à la précédente (cf. figure 4b). Le dispositif étant à faible temps de décharge (application puissance) et basse vitesse de rotation, l’élément de stockage se limite alors au rotor. Les enroulements dédiés aux paliers magnétiques actifs sont concentriques au bobinage d’excitation. Le bobinage de puissance (induit), non représenté ici, est classique (de type réparti) réalisé en fil de litz.

Les structures à champ axial sont probablement les plus répandues. A titre d’exemple, dans [58], il s’agit d’une disposition intégrée volant-convertisseur (cf. figure 4c) pour une application dédiée au véhicule électrique (65Wh-25kW-50000 tr/min). Le volant est en acier haute résistance (3%CrMoC-1000MPa-60000 cycles). Le convertisseur électromécanique est de type synchrone triphasé, 6 pôles, à aimants permanents tournants (NdFeB, aimantation axiale). Le bobinage de puissance, disposé dans l’entrefer, est torique. Le second exemple, issu d’un brevet déposé en 2001 par Tupper [59], est à rotor denté entièrement passif (cf. figure 4d). Le bobinage de puissance est fixé sur un anneau extérieur et se présente, comme pour le premier exemple, sous la forme d’un induit de Gramme (bobinage torique). Le bobinage d’excitation solénoïdal (repère 8 sur la figure 4d) est intercalé entre ces deux anneaux. Le circuit magnétique est composé de barres radiales feuilletées (repère 27), leur nombre étant égal au nombre de paires de pôles. La tenue mécanique des

barres est ici un problème délicat. Leur tenue par les disques extérieurs (par frettage par exemple) limite sensiblement la vitesse périphérique admissible et donc les performances énergétiques du dispositif.

(a) (b) ^{(c) (d)}

Figure 4. Exemples de convertisseurs synchrones appliqués au stockage inertiel : (a), (b) à excitation homopolaire à champ radial, [56] [57], (c) à champ axial à aimants [58], (d) à champ axial à excitation homopolaire [59]

Les spécificités de l’application visée nous ont incité à reprendre, à la base, les contraintes associées et d’analyser leurs conséquences structurelles. Ce bilan est le suivant :

- Pour des raisons de résistance mécanique, le rotor devra être entièrement passif (ne comportant ni bobinage, ni aimant) et de préférence massif isotrope ;

- Pour minimiser les pertes magnétiques dans le fer, toutes les parties ferromagnétiques devront êtres tournantes (fixes par rapport au champ magnétique). Ceci implique donc une architecture à bobinages d’induit et d’excitation fixes et dans l’entrefer (sans fer). La distribution du premier devra en outre permettre un champ tournant aussi parfait que possible ;

- Pour obtenir une large plage de vitesse à puissance constante (fonctionnement en régime de défluxage) et pour minimiser les pertes à vide (pas de champ inducteur), l’excitation devra être bobinée réglable ; Rappelons qu’un rapport de vitesse de 3 est suffisant dans le cas d’un accumulateur inertiel puisqu’il permet d’extraire 89 % de l’énergie stockée ;

- Pour atteindre un bon niveau d’intégration au volant d’inertie, une architecture disque est recommandée.

Par conséquent, une solution synchrone discoïde avec « tout fer tournant » à excitation homopolaire semble une configuration à priori « optimale » répondant simultanément aux divers critères de sélection pré-cités.

Les « itérations » humaines nous ont donc conduit à l’architecture illustrée par la figure 5 [BI-5]. Le convertisseur ainsi conçu s’avère être très proche de la configuration proposée par Pinkerton de la société Active Power brevetée à la même époque que nous [60]. Tout d’abord, il est intéressant de constater la convergence de nos travaux respectifs vers une architecture très proche. Ensuite, deux différences majeures existent cependant, liées aux valeurs différentes des vitesses de fonctionnement, 7000 tr/min pour la configuration « Pinkerton » et 30000 pour notre application. Ceci a eu donc deux conséquences structurelles. La première est liée à la forme du rotor, celui-ci est pour notre part ajouré et ne présente pas de sur-épaisseur. Ces dernières ont un effet limitant sur la vitesse périphérique admissible et donc sur le diamètre du rotor. La

seconde conséquence concerne le bobinage d’induit. La minimisation des pertes magnétiques (contrainte majeure pour les hautes vitesses) et des perturbations vis-à-vis des paliers (paliers magnétiques semi-actifs), nous a conduit à l’optimisation de la distribution du bobinage afin que la force magnétomotrice soit sinusoïdale à très faible taux d’harmonique. Le bobinage de la structure « Pinkerton » est filaire classique.

Comme déjà mentionné, un dispositif répondant simultanément aux diverses contraintes a été conçu et expérimenté dès 1998 et breveté en 1999 [BI-5]. Ce dispositif est donc composé de deux disques ajourés réalisés dans un matériau magnétique doux, d’un bobinage induit fixe triphasé situé dans l’entrefer et

Figure 5. Structure générale du dispositif de stockage inertiel développé [TH-NB]

produisant une force magnétomotrice hétéropolaire axiale la plus sinusoïdale possible, et enfin d’un bobinage inducteur solénoïdal fixe générant un flux homopolaire axial.

Figure 6. Architecture du moteur/générateur et photo de la maquette de validation

Le principe de fonctionnement de l’actionneur est fondé sur la modulation de flux , à savoir : l’alternance du flux inducteur vu par une phase du bobinage d’induit (fixe) est obtenue par combinaison d’une excitation homopolaire et d’une variation locale de réluctance. Cette variation est assurée par le déplacement relatif du rotor.

On notera les spécificités suivantes :

- tout d’abord, à densité de courant donnée, l’induction d’excitation maximale est ici quasi-indépendante de la hauteur de l’entrefer magnétique. A l’inverse, la richesse harmonique en dépend ; - Ensuite, vue de toutes les parties ferromagnétiques, l’induction d’excitation est constante. Pourvu

que le bobinage d’induit génère, de part sa construction et son alimentation, une induction d’entrefer parfaitement sinusoïdale, l’induction magnétique résultante dans le fer ainsi créée est également constante dans le temps en régime permanent. Cela implique que les pertes magnétiques dans le fer sont sensiblement nulles et que les forces magnétiques axiales exercées sur toutes les parties ferromagnétiques sont quasi-constantes.

La première propriété autorise l’utilisation d’un circuit magnétique composé d’éléments massifs compatibles donc avec l’architecture massive du volant et les contraintes mécaniques associées. La seconde propriété a pour conséquences des forces axiales parasites et des vibrations d’origine magnétique très réduites ainsi qu’une ondulation du couple électromagnétique très faible.

La qualité de conversion souhaitée est essentiellement tributaire de la distribution du bobinage d’induit. Afin de se rapprocher des conditions idéales de fonctionnement, la distribution du bobinage a été optimisée afin de générer une force magnétomotrice sinusoïdale. Pour se faire, la solution retenue, peu classique, est la variation optimale dans le sens orthoradial des sections des conducteurs d’induit. Techniquement, après avoir réalisé une première maquette de validation de principe en bobinage filaire, nous avons adopté une technologie sur circuit imprimé, réalisée à partir d’une gravure par attaque chimique (cf. figure 7a). L’épaisseur de cuivre maximale réalisable avec cette technique est de 0.3 mm, l’espacement minimal entre pistes est de 0.2 mm. Chaque phase du bobinage d’induit est ainsi composée de plaques de circuit imprimé double face appelées galettes. L’induit, triphasé, est ainsi constitué de galettes superposées convenablement connectées. Les connections électriques entre deux faces sont telles que les épaisseurs rajoutées soient minimales (cf. figure 7b). Cette technique permet également d’optimiser les volumes des têtes de bobines, en particulier dans la zone intérieure, contrainte majeure pour ce type d’architecture discoïde.

La répartition de la FMM d’induit et de la densité de courant correspondante étant directement proportionnelles à la largeur de la piste, à courant et épaisseur fixés, leur distribution spatiale est donc sinusoïdale pour une répartition des largeurs des pistes également sinusoïdale, aux harmoniques dus aux largeurs inter-pistes près. N S S N S N S N epoxy N S S S N N S N couche inférieure bobinage induit bobinage inducteur couche supérieure

Un des principaux défauts de ce type de technologie, compte tenu de l’épaisseur maximale de pistes autorisée et de l’épaisseur minimale du support époxy, est la faible valeur du remplissage volumique en cuivre. Les valeurs atteintes dépassent en effet difficilement 35 %. Cependant, la technologie pourrait être améliorée grâce à l’emploi d’autres matériaux et d’autres procédés de gravure.

Concernant l’inducteur, celui-ci, de forme solénoïdale simple, est réalisé par la même technique de gravure. L’induction normale, à la surface d’entrefer, présente une composante continue et une composante alternative. La première, inévitable dans ce mode d’excitation, est à minimiser car ne générant pas de couple électromagnétique mais accentuant la contrainte magnétique dans le circuit central. La composante alternative fondamentale est quant à elle génératrice de couple moyen par interaction avec la répartition quasi-sinusoïdale de la densité de courant d’induit (modèle de Laplace). L’ondulation de couple et les pertes dans les pièces ferromagnétiques dépendent donc directement de la richesse harmonique de la répartition spatiale de la densité de courant et celle de l’induction d’excitation. Cette dernière est intimement liée à l’ouverture angulaire des dentures (cf. figure 8b) et dans une moindre mesure à la hauteur de l’entrefer magnétique.

Bmax

Bmin

Figure 8. Répartition de l’induction normale d’excitation au milieu de l’entrefer, calculée par un modèle EF 3D (Flux3D[61])

Concernant le rotor, il est composé de deux disques ferromagnétiques entièrement passifs, identiques et ajourés. La fermeture du flux est assurée par un axe magnétique.

L’architecture proposée permet également, par l’optimisation du circuit d’induit et par l’absence de circuit magnétique fixe, de favoriser la compatibilité électromagnétique actionneur-paliers en termes de forces et de couples de perturbation générés par la machine en cas de déséquilibre de la position du rotor par rapport au bobinage.