II Soupapes électromagnétiques

Co-encadrement X. Mininger [DEA-XM], H. Allioui [DEA-HA], C. Bernez [DEA-CB, TH-CB] Collaborations industrielle PSA [RC-14] Autres permanents de l’équipe impliqués M. Gabsi, M. Lécrivain Article joint :

ν C. Bernez, X. Mininger, H. Ben Ahmed, M. Gabsi, M. Lécrivain, E. Gimmet : « « High-acceleration linear drives: Application to electromagnetic valves », Int. Journal of Electrical Engineering in Transportation, vol. 1, n°1, 2005, pp. :27-40.

Dans le ce projet, il ne s’agit pas directement de récupération d’énergie mais de dispositif d’assistance permettant l’optimisation de la consommation énergétique des systèmes de traction et la réduction de leur impact environnemental.

La pollution au CO2 est directement liée à la consommation du carburant et donc au rendement du moteur thermique. Sachant que les moteurs à essence sont plus nombreux et plus gourmands en carburant, ils sont les plus touchés par ce problème. Sa résolution passe donc principalement par l’amélioration du rendement de la combustion. Ce dernier est intiment lié à la pression des gaz et au régime moteur. Parmi les moyens d’augmenter le rendement des moteurs essence figure en bonne place le système de distribution variable qui permet un pilotage plus fin des lois d’admission et d’échappement réalisé en fonction de la charge et du régime moteur. De tels systèmes (Valvetronique) existent déjà tel que celui développé par le constructeur allemand BMW [21] composé d’un moteur tournant et d’un engrenage solidaire de l’arbre à cames. Les systèmes futurs (2010) utiliseront des motorisations dites camless où les soupapes sont directement mues par des actionneurs linéaires indépendants. Ce concept, dit de soupapes électromagnétiques, permettra en particulier de disposer d’un moteur thermique à cylindrée variable et ajustable selon le besoin. Les différentes études et mesures, notamment celles présentée dans [22], ont en effet montré un gain en consommation et en rejet CO₂ de l’ordre de 15% [22].

Les différents temps de commutation de la soupape (passage de position fermée à ouverte et vice-versa (T_f et T_o)) ainsi que les durées de maintien en position fermée et ouverte (T_pf et T_po) dépendent de la vitesse de rotation du moteur thermique (régime moteur) telle que indiquée sur la figure 1. On retiendra ainsi que le temps de commutation est fixe quelque soit le régime moteur (∆T=3.5 ms). La durée de maintien en position fermée (Tpf), généralement plus importante que celle liée à la position ouverte (Tpo), décroît avec le régime moteur passant de 80 ms à très bas régime à 10 ms à haut régime. On voit ainsi que d’une manière générale, la puissance mise en jeu est intiment liée à la commutation. La consommation du système d’entraînement des soupapes à bas et moyen régime est quant à elle essentiellement imposée par T_pf.

temps position soupape fermée ouverte ∆x Tf Tpf To Tpo commutations

Figure 1. Cycle d’une soupape en fonction du régime moteur

Sur le plan dimensionnel et sans préjuger du système d’entraînement, une étude très simplifiée imposant un profil de déplacement trapézoïdal en fonction du temps (cf. figure 2a) montre que la puissance maximale nécessaire pour assurer en un temps ∆T le déplacement d’une masse M sur une distance ∆X est notamment proportionnelle au cube du temps de déplacement (cf. relation 1). A titre d’exemple, pour M=158 g, ∆X=8mm et ∆T=3ms (cf. figure 2b, cas d’une seule soupape), l’accélération maximale nécessaire est de 500×g, la puissance maximale, pour α1=α2=1/3, est de 2.5 kW et la force maximale de 1300 N ! Compte tenu de l’encombrement alloué, il est bien évident qu’un entraînement direct à base d’actionneur électromagnétique n’est pas viable [RI-16]. En effet, la surface d’entrefer disponible est de l’ordre de 10 cm², la force surfacique que l’actionneur devra produire est de 130 N/cm². En outre, la puissance crête exigée

est démesurée et nécessite une électronique de puissance largement surdimensionnée pour satisfaire ces dynamiques. ⎛ ⎞ ∆ ⎜ ⎟ = _{⎜ α α ⎟} α ∆ _{⎜ − − ⎟} ⎝ ⎠ 2 2 max ₃ 1 2 1 M. X 1 P . T ₁ 2 2 (1)

Figure 2. Profil de déplacement imposé et influence de a sur la puissance maximale (P_max), moyenne (P_d) et la force maximale (F_max)

(M=158 g, ∆X=8 mm, ∆T=3 ms, α1=α2=α)

Pour pallier à ces limitations physiques et technologiques, seule une solution hybride est envisageable. La plus répandue est celle qui consiste à utiliser un dispositif mécanique de stockage de l’énergie cinétique : le ressort. Le système électromagnétique ne devra donc compenser que les différentes pertes générées essentiellement en frottements et permettre l’accrochage ou le décrochage de la soupape.

Sur ces considération, les architectures de l’actionneur électromagnétique proposées sont généralement de types électro-aimant. Chaque soupape est ainsi actionnée par deux électro-aimants (haut et bas) contrôlant ainsi aussi bien l’ouverture que la fermeture de la soupape. La partie mobile se présente sous forme de

palette massive à laquelle est solidaire la soupape. La partie fixe peut être de deux types :

- Non-polarisée utilisant la composante normale de la force électromagnétique. Seul un effet d’attraction est donc possible ;

- Polarisées dans laquelle un ou plusieurs aimants permanents sont mis à contribution pour générer une force d’attraction ou de maintien plus ou moins importante.

Pour la première configuration (non-polarisée), le maintien en position fermée ou ouverte de la soupape (et donc de la palette) impose une alimentation continue en courant et donc une consommation permanente (cf. figure ci-contre). En outre, la variation de la force électromagnétique étant fortement non-linéaire (en 1/x² en non-saturé, x étant la position de la palette), le contrôle de l’atterrissage de la palette s’avère difficile et générateur de bruit et de rebond importants. Une des solutions développée par notre équipe dans ce problème particulier est la linéarisation de la force, en particulier en position proche de la fermeture (ou de l’ouverture). Ceci est fait par un sous-dimensionnement des circuits magnétiques et donc par un effet de saturation progressive de ceux-ci [CR-8], [BI-8].

Pour la seconde configuration (électro-aimant polarisé, cf. figure 4), de nombreux travaux proposent diverses architectures et dispositions. En particulier, on peut citer les travaux de B. Lequesne de Delphy Ressearch Labs (USA) [23 à 26] ou encore de J.P Yonnet et de Ch. Chillet du LEG [27 à 29].

Figure 3. Courant, vitesse et position relevés sur un actionneur non-polarisé

La présence d’aimants permet ici de diminuer la consommation en position fermée ou ouverte. Les aimants compensent en totalité ou en partie la force de rappel du ressort. Quant à la bobine, l’injection d’un courant lors de la commutation de la soupape génère un effort électromagnétique antagoniste à la force des aimants et donc permet de libérer la palette. L’efficacité de cette bobine (force/pertes Joule) est intiment liée à sa disposition par rapport aux aimants. Il existe, comme pour les machines à double excitation (voir thème B), principalement deux dispositions extrêmes que sont la disposition à circuits magnétiques série (ou couplés) et celle dite parallèle (circuits découplés). La première est simple en terme de réalisation, cependant l’efficacité de la bobine est relativement réduite. D’autre part, les aimants subissent ici totalement la contrainte magnétique de désaimantation due à la bobine.

(k)

(M)

Figure 4. Schéma de principe d’une structure polarisée

La seconde disposition (circuits parallèles) accroît l’efficacité de la bobine, néanmoins, sa mise en œuvre s’avère délicate en particulier concernant le feuilletage du circuit magnétique. En outre, dans la pratique, le découplage des deux excitations n’est que partiel entraînant des fuites magnétiques des aimants relativement importantes.

Au delà de la disposition choisie, la « distribution » relative du bobinage, des aimants et du ressort (i.e. taux d’hybridation) dépend essentiellement du point de fonctionnement dimensionnant choisi et donc du régime moteur. En effet, à bas régime, la durée en position fermée (ou ouverte) est très élevée par rapport au temps de commutation (3ms, indépendant du régime). A l’inverse, à haut régime, les deux temps sont de même ordre de grandeur. Par conséquent, à bas régime, il s’agira de privilégier la minimisation de la consommation en position fermée (ou ouverte) et donc l’effort dû aux aimants par rapport à celui de la bobine. A haut régime, la consommation due à la commutation devenant non-négligeable, il s’agira alors de favoriser l’efficacité de la bobine. Sachant que l’effort dû à la bobine doit être de même ordre de grandeur que celui généré par les aimants afin de compenser celui-ci, les ampères-tours de commutation sont donc directement liés à l’effort dû aux aimants en position fermée (ou ouverte). Minimiser la consommation en position fermée et la consommation en commutation sont deux objectifs contradictoires. De plus, leur poids relatif dépend du régime moteur. Enfin, la raideur du ressort est tributaire du temps de commutation, de la course de la soupape ainsi que de la masse du circuit magnétique mobile de l’actionneur (palette). Cette masse est à son tour fonction du niveau de saturation admis et de la surface active d’entrefer. C’est pourquoi, le dimensionnement d’un tel dispositif est relativement complexe de par le couplage fort des constituants. Pour le montrer et dégager une première méthodologie de dimensionnement, prenons une structure polarisée élémentaire à circuits séries telle que celle de la figure 5. La recherche du meilleur taux d’hybridation (bobine-aimant-ressort) peut être décrite suivant un problème d’optimisation multi-objectifs au sens de Pareto. Les fonctions à minimiser sont les consommations en position fermée et en commutation. Les contraintes majeures correspondent à l’encombrement maximal disponible, aux paramètres de fonctionnement (durées, course) et à la masse de la soupape (valeur incompressible).

Pour le maintien ou le blocage, la force magnétique totale (attractive) exercée par la bobine et les aimants doit être supérieure ou égale à celle de la force de rappel du ressort de raideur k :

( )

où Be est l’induction d’entrefer résultante (aimant+bobine). Sa valeur est ici déterminée à partir d’un modèle électromagnétique analytique très simplifié.

d.bL b.L h.H ^2c.L c.L H L c.L c.L a.H E W

Figure 5. Géométrie considérée (les paramètres en minuscule sont en valeur réduite)

Pour le décrochage ou la commutation, il s’agit d’annuler la force magnétique pour que le ressort seul puisse déplacer la palette sur une course ∆X imposée (8 mm) pendant un temps donné ∆T (3 ms) :

( )

e r

B B , I, x E= =0 (3)

La raideur du ressort est calculée dans les conditions idéales de commutation (force magnétique et frottements négligeables). La fréquence propre masse-ressort doit donc être égale à : ₀ ^k

M ω = , ce qui donne k M ² T π ⎛ ⎞ = _{⎜ ⎟} ∆

⎝ ⎠ ^{, où M représente la somme d’une masse incompressible M0 (masse de la soupape, de}

la tige de guidage, du ressort, …) et celle de la palette M_p telle que 2 p v

M =M L cW(M_v est la masse

volumique de la palette).

A partir des conditions (2) et (3), nous pouvons déterminer les pertes Joule en position de blocage et en commutation en fonction des paramètres géométriques et des caractéristiques des aimants.

L’optimisation revient alors à rechercher les paramètres normalisés a,b et d minimisant les pertes Joule à la fois en blocage et en commutation. Un certain nombre de contraintes géométriques et magnétiques peuvent être également prises en compte de façon simplifiée, notamment la saturation (induction maximale imposée) et la désaimantation (intervenant uniquement en commutation).

A titre d’exemple, en considérant les valeurs du tableau 1, les résultats obtenus en utilisant une optimisation stochastique (algorithme génétique) sont donnés à la figure 6. Ainsi, les configurations optimales se situant sur l’axe verticale, favorisant donc la minimisation des pertes en commutation, sont des structures non-polarisées. Celles qui se trouvent sur l’axe horizontale permettent un maintien ou un blocage seulement à partir de la force des aimants (courant nul).

Grandeurs Valeurs

Induction rémanente des aimants (T) 1

Durée de commutation (ms) 3.5

Course palette (mm) 8

M0 (soupape, tige, ressort, …) (g) 100

Entrefer parasite (mm) 0.1

Induction maximale dans le CM (T) 2

Encombrement (H*L*W), (mm) 20*45*35

TABLEAU 1.VALEURS DES PARAMETRES CONSTANTS CONSIDEREES DANS L’EXEMPLE D’APPLICATION

Compte tenu des spécificités du fonctionnement du moteur thermique, les configurations polarisées seront donc favorisées à bas régime pour lequel le temps de maintien est largement prépondérant devant le temps de commutation. A haut régime, les deux temps étant similaires, il s’agira alors de choisir une configuration « compromis » où les pertes sont de même ordre de grandeur.

Notons que pour l’actionneur du bas dédié au maintien en position ouverte de la soupape, le temps correspondant est quasi-nul à haut régime. Pour cet actionneur et pour ce régime, une configuration se trouvant sur l’axe horizontal est donc préférable.

Figure 6. Front de Pareto obtenu

Bien évidemment, ces résultats ne sont qu’une première approche illustrative de la difficulté de dimensionnement d’un tel dispositif. Cependant, la méthodologie reste valable et est actuellement perfectionnée [TH-CB] à travers :

- l’utilisation de modèles électromagnétiques précis (schémas réluctants saturables, éléments finis non linéaire) ;

- la prise en compte d’un cycle de fonctionnement normalisé ;

- la prise en compte, à partir de modèles en cours d’identification, des pertes magnétiques et électriques (cuivre et du convertisseur électronique d’alimentation) ;

- l’intégration de contraintes supplémentaires telles que celles liées à l’échauffement ou aux aspects dynamique et de commande.

Ainsi, à terme, une optimisation énergétique sur cycle permettra d’approcher la configuration optimale. Elle permettra également une comparaison quantitative de différentes topologies à aimants que nous avons conçues telles que celles présentées à la figure 7 [BI-9]. Des prototypes pré-dimensionnés sur la base d’études paramétriques par éléments finis [DEA-XM], [DEA-HA], [DEA-CB] sont actuellement en cours d’expérimentation utilisant un banc d’essai statique et dynamique (cf. figure 8).

Figure 7. Exemples de structrures polarisées que nous avons développées

AIMANT FER CUIVRE RESSORT

Figure 8. Schéma général d’alimentation et de commande des soupapes électromagnétiques et banc d’essai dynamique actionneur

Capteur de position