-1 2 3 Icc,1 Icc,1 + 1 2 3 Icc,2 Icc,2
FIGURE4.30 – Court-circuit de type 1 (gauche) et de type 2 (droite) en mode générateur
Il convient de limiter le court-circuit de type 2 dans le but de préserver l’intégrité de la structure en évitant une élévation de température trop importante. Sa suppression complète est possible en jouant sur l’ouverture angulaire de la commande. Une commande inférieure à 120◦
Chapitre 4 : Applications industrielles pour traction automobile
évite qu’un même balai n’appuie sur deux lames mais induit une phase en l’air à tout instant et donc une perte de performances. Un compromis doit donc être trouvé entre performances et limitation de ce courant de court-circuit.
Enfin, sans tests de performances, il est difficile de juger les prototypes par rapport au modèle éléments finis. Néanmoins, on peut citer quelques hypothèses simplificatrices du modèle qui risquent d’entraîner un écart par rapport aux performances réelles :
— Le modèle 2D permet uniquement d’approximer les pertes Joule ;
— les pertes fer, comme les pertes mécaniques, ne sont pas prises en compte dans le modèle ; — la tolérance mécanique lors de la construction des prototypes peut entraîner des variations
par rapport aux modèles EF ;
— les propriétés physiques implémentées dans le logiciel EF ne sont pas connues avec préci-sion, les lois de comportement étant complexes à obtenir ;
— et enfin les arcs électriques ont été négligés alors qu’ils peuvent provoquer vibrations, échauffements, voire destruction des matériaux.
Il est donc probable que le comportement réel de la machine à travers les pertes, les courants de court-circuit et les possibles arcs soit en deçà des performances globales du modèle.
4.4.2 Regard sur le cahier des charges
Les parties précédentes nous informent que les machines optimisées ne parviennent pas à satisfaire intégralement le cahier des charges si ce n’est l’inducteur à pôles bobinés avec rotor à bobinage fractionnaire 12 encoches 10 pôles. Ces résultats permettent de conclure que le type de machine considérée n’est pas adapté au cahier des charges donné en 4.1.2. En général, les ma-chines optimisées ne parviennent pas à développer le couple pic exigé à cause de l’encombrement trop restreint notamment en diamètre. De plus, les densités de courant pour obtenir des couples satisfaisants sont en général très élevées. Les pertes Joule engendrées diminuent très fortement le rendement ce qui n’est évidemment pas acceptable pour une application traction automobile, et provoque une température élevée difficilement compensable en refroidissement forcé à air. L’élévation importante de la température implique qu’une telle densité n’est évidemment pas viable en présence d’aimants ferrites [Lec07]. Il reste alors les machines à réluctances variables qui permettent une montée en température plus importante. Si l’on s’intéresse particulièrement à la machine à réluctance à bobinage réparti 12 encoches 4 pôles, une optimisation portant sur la minimisation des pertes Joules en statique avec formes d’ondes de courant imposées dans les encoches est présentée en (4.6). On cherchera donc à minimiser les pertes Joule sous contraintes de couple minimum, de densité de courant efficace maximale et de courant circulant dans les MOSFET maximal. min X∈Rn (−PJ oule) sous c1 = 30−Γ(X)≤0 c2 =Jeff(X)−50A·mm−2≤0 c3 =Is,max(X)−300A≤0 (4.6)
Le calcul des pertes Joule est explicité en (4.7). PJ oule =
Z Z Z
Ωcuivre
ρcuivrejfil2dΩcuivre=
Z Z Z Ωs ρcuivre js 2 KrdΩs (4.7) Baptiste Ristagno 137
Les résultats sont sans équivoques puisque le couple est atteignable à condition d’accepter55% de rendement maximal sur ce point de fonctionnement pic. En considérant les 300 A maximum admissibles dans les MOSFET, cela nécessiterait 11 spires par encoches au minimum pour dé-velopper le couple. Enfin connaissant les flux, il est possible de calculer le nombre de spires maximum admissibles pour développer le couple exigé à 5 000 tr·min−1. Ce nombre de spires maximum dans ce cadre vaut 4. Il apparaît clairement que l’intervalle du nombre de spires pos-sibles est vide. Il reste alors plusieurs choix :
— augmenter le courant maximal admissible ; — dégrader le rendement ;
— modifier le nombre de phases et le couplage.
En considérant les hypothèses de départ et le cahier des charges, seule la machine à pôles bo-binés permet de respecter le cahier des charges. Mais cette dernière n’est pas envisagée d’un point de vue industriel dans le cadre de cette thèse car elle nécessite un second hacheur pour le contrôle du courant inducteur ainsi qu’une quantité de cuivre et unprocessne respectant pas scrupuleu-sement les exigenceslow-cost. Il faut également remarquer que les phases de dimensionnement tiennent compte des aspects dynamiques mais il serait judicieux d’y inclure une notion de cycle avec des durées de fonctionnement. En effet, les points de fonctionnement transitoire sont traités comme des points permanents dans le cadre de cette thèse mais une optimisation sur un cycle WLTP serait certainement plus pertinente.
Enfin, il ne faut pas oublier que les machines à commutateur traitées dans ce chapitre ont le point commun d’être alimentée en pleine onde sans aucune technique particulière de contrôle du fait que la forme et la position des lames et des balais soient figées. L’équivalent en structure classique serait une machine synchrone en alimentation pleine onde dont les angles d’ouverture et de fermeture des interrupteurs seraient figés. Les courants de phases subissent alors l’effet des flux, comme on peut le voir sur la FIGURE4.31, en l’absence de techniques particulières. On comprend alors aisément que le cahier des charges donné en TABLE4.1, et issu d’une machine synchrone à aimant alimentée par MLI en contrôle vectoriel, reste particulièrement complexe à satisfaire avec la classe de machines à commutateur mécanique étudiée dans ce chapitre.
4.4.3 Compromis performances - comportement
Les simulations ainsi que les maquettes ont permis de mettre en lumière plusieurs notions. Hormis le cahier des charges, les hypothèses de départ de nos machines ne semblent pas être les plus adaptées pour un comportement stable. Tout d’abord, il convient de noter qu’aucune technique de compensation n’est mise en place pour améliorer la commutation. Les pôles d’aide à la commutation ne sont pas admissibles pour l’aspectlow-cost du cahier des charges. De la même manière, la machine fonctionnant en quatre quadrants, le décalage des balais n’aurait pas de sens car en favorisant la commutation du mode marche avant du véhicule on dégradera très fortement le mode arrière. Plusieurs techniques de décalage des balais [Bou14] en fonction de la vitesse existent à l’heure actuelle mais elles ne peuvent être envisagées pour les raisons précédemment évoquées. L’amélioration du comportement de la commutation doit passer par des modifications géométriques de la machine et topologiques du bobinage. Plusieurs leviers sont envisageables :
Chapitre 4 : Applications industrielles pour traction automobile Position mécanique (◦) Courant