III.5.1 Pièce de liaison simple
L’optimisation sous contraintes réalisée au chapitre précédent a permis de s’assurer de la capacité des actionneurs à être intégrés au sein de l’enveloppe du manche à retour d’effort. Concernant la partie active, nous avons choisi d’utiliser une redondance duplex qui sera ajouté à un système de retour d’effort passif faisant l’objet du chapitre suivant. Pour le moment, et après avoir pris connaissance des solutions de collage des aimants fournies par les entreprises
III.5. FLEXION DE LA PIÈCE DE LIAISON mentionnées préalablement, nous sommes à même de réaliser indépendamment chaque parties de la DARM, à savoir le rotor intérieur, le rotor extérieur et le stator. Il faut alors trouver un moyen de raccorder le rotor intérieur au rotor extérieur par l’intermédiaire d’une pièce mécanique. Dans un premier temps, le design imaginé par M. Harribey, ingénieur d’étude au GREM3, et par l’auteur de ce manuscrit est donné par l’illustration ci-dessous :
Figure III.32 – Pièce de liaison simple
Le matériau choisi est alors de l’acier inoxydable classique comme utilisé pour la partie supérieure, dite inactive, du rotor intérieur.
De manière à connaître les efforts radiaux auxquels sera assujetie la pièce, nous avons réalisé une simulation en régime quasistatique avec le logiciel ANSYS. La table suivante donne la valeur des efforts à vide et en charge, efforts calculés par la méthode des travaux virtuels et du tenseur de Maxwell, pour la densité de courant maximale admissible de 10.55 (A.mm−2). Dans
le tableau la mention TV (respectivement MX) signifie travaux virtuels (respectivement tenseur de Maxwell).
Table III.14 – Efforts mécanique radiaux provoqués par l’intéraction entre les réseaux de Halbach et la culasse statorique. Résultats à vide et en charge.
Type de fonctionnement FiY (N) TV FeY (N) TV FiY (N) MX FeY (N) MX
A vide 121 −224 130 −233 En charge 121 −224 128 −233
CHAPITRE III. DÉFINITION DES ÉLÉMENTS DE CONCEPTION AVANCÉE DE LA STRUCTURE OPTIMISÉE
L’image III.33 illustre les efforts indiqués dans la table III.14.
Figure III.33 – Efforts mécaniques radiaux provoqués par les réseaux de Halbach en confron- tation directe avec la pièce ferromagnétique statorique
Appuyées par le logiciel de conception assistée par ordinateur (CAO) INVENTOR, des si- mulations ont été réalisées en intégrant les efforts préalablement simulés avec ANSYS afin de connaître la déformation engendrée en fonction du matériau utilisé. Le résultat est donné en figure III.34.
Figure III.34 – Déplacement en (mm) suivant la direction radiale de la pièce de liaison simple en acier inoxydable
On remarque une déformation, de l’ordre d’un dizième de millimètre, équivalente à 25% de l’entrefer optimal dimensionné à 0.4 (mm). A ce niveau de précision, il est inenvisageable de pouvoir utiliser une pièce subissant une telle déformation. Nous avons alors réalisé une simulation identique avec du titane, qui est plus dur que l’acier inoxydable classique.
La déformation prévue est alors de l’ordre de 2.5% de l’entrefer, d’où environ un centième de millimètre. Comme à tout bénéfice il existe une contre partie, la masse volumique du titane est près de deux fois supérieure à celle de l’inox classique. La masse de la pièce est alors multipliée
III.5. FLEXION DE LA PIÈCE DE LIAISON par deux, soit une masse prévue de l’ordre de 450 g au lieu de 225 g. Cette masse embarquée s’ajoute alors au couple résistant dû à l’attraction de la pesanteur.
III.5.2 Pièce de liaison double
Nous avons alors pensé à une solution un peu plus astucieuse. Elle consiste à imaginer chaque axe (profondeur ou roulis) du manche, non pas comme deux machines distinctes montées en parallèle, mais comme un système unique et indissociable comprenant deux machines en parallèle. La pièce centrale n’a plus l’unique fonction de relier le rotor intérieur au rotor extérieur, mais aussi de lier les deux actionneurs assurant la redondance duplex. L’aspect de la pièce imaginée est alors le suivant :
Figure III.35 – Pièce de liaison double
On s’imagine alors que les efforts de part et d’autre se compensent mutuellement et la déformation préalablement calculée devrait alors être annihilée. On peut par exemple montrer la répartition des contraintes de Von Mises sur chaque pièce en figure III.36 avec deux pièces en acier inoxydable standard.
(a)Répartition des contraintes de Von Mises
sur la pièce de liaison simple (b)sur la pièce de liaison doubleRépartition des contraintes de Von Mises Figure III.36 – Comparaison des contraintes de Von Mises en (M pa) sur les deux pièces de liaison
La pièce de liaison simple subit une contrainte maximum de l’ordre de 12.89 (Mpa), alors que pour les mêmes efforts d’attraction, la pièce de liaison double subit une contrainte maximum de l’ordre de 11.35 (Mpa). Cependant, on remarque par la vivacité des couleurs que la pièce double est beaucoup mieux équilibrée.
CHAPITRE III. DÉFINITION DES ÉLÉMENTS DE CONCEPTION AVANCÉE DE LA STRUCTURE OPTIMISÉE
La déformation radiale est beaucoup plus faible et la figure III.37 montre les résultats de simulation obtenues avec un acier inoxydable classique.
Figure III.37 – Déformation radiale en (mm) de la pièce de liaison double en inox La déformation obtenue est alors de 0.008 (mm), soit 2.5 % de l’entrefer. La masse de la « pièce double » est alors inférieure à deux fois la masse de la « pièce simple » en inox, et l’équilibrage des efforts limite la déformation. La masse de la pièce est de l’ordre de 380 (g), soit 190 (g) par machine.