Docteur de l’Université de Technologie de Compiègne

(1)

THÈSE

présentée pour l’obtention du grade de

Docteur de l’Université de Technologie de Compiègne

préparée au laboratoire d’électromécanique de Compiègne en partenariat avec Valeo dans le cadre de l’école doctorale Technologies de l’information

et des Systèmes par

Antoine TAN-KIM

C O N T R I B U T I O N À L’ É T U D E D U B R U I T A C O U S T I Q U E D ’ O R I G I N E M A G N É T I Q U E E N

V U E D E L A C O N C E P T I O N O P T I M A L E D E M A C H I N E S S Y N C H R O N E S À G R I F F E S P O U R

A P P L I C AT I O N A U T O M O B I L E

Soutenue le 4 décembre 2015 devant le jury composé de :

Prof. Mohamed GABSI Président du jury

Prof. Michel HECQUET Rapporteur

Prof. Jean-Philippe LECOINTE Rapporteur

Prof. Nicolas DAUCHEZ Examinateur

Prof. Vincent LANFRANCHI Directeur de thèse

Dr. Jérôme LEGRANGER Encadrant Valeo

Dr. Jean-Claude MIPO Encadrant Valeo

(2)

(3)

R E M E R C I E M E N T S

Dans un premier temps je souhaite remercier mon directeur de thèse, Professeur Vincent LANFRANCHI, pour sa disponibilité, sa grande maîtrise du sujet et sa pédagogie. Je remercie de la même manière mes encadrants à Valeo, Jérôme LEGRANGER et Frédéric PALLESCHI, pour l’intérêt qu’ils ont porté à ma thèse, le temps qu’ils m’ont accordé et tout ce qu’ils m’ont appris grâce à leurs expertises dans leurs domaines. Je remercie égale- ment Jean-Claude MIPO pour avoir suivi ma thèse et pour sa constante bonne humeur.

Je remercie vivement les Professeurs Michel HECQUET et Jean-Philippe LECOINTE pour la qualité de leurs rapports et la pertinence de leurs remarques, ainsi que les Professeurs Mohamed GABSI et Nicolas DAUCHEZ pour avoir accepté de faire partie de mon jury.

Je souhaite ensuite remercier tous mes collègues du LEC : Azri, Bassel, Olfa, Serigne, Leila, Ayoub, Marie, Paul, Najib, Otmane, Stéphane, Christophe, Guy, Nicolas, Arnaud, Alejan- dro, Didier, Anne, Khadija, Loïc et surtout ceux avec qui j’ai partagé le bureau Nicolas, Romain et Radhouane.

Je remercie évidemment tous mes collègues de Valeo : Radu, Olivier, Philippe, Mamy, Ben- jamin, Jean-Marc, Mariam, Bassel, Etienne, Nam Gook, Raouaa, Yannick, Michel, André, Claire, Jean-Marc, Franck, Olivier, Mathieu pour les mesures acoustiques, Pierre pour les alternateurs, les concepteurs pour l’initiation au bagel, les doctorants et stagiaires avec qui j’ai pu travailler : Zifu, Sijun, Nicolas, Jian ou que j’ai simplement côtoyé : Laure, Claire, Guillaume, Sarah et bien d’autres encore dont la liste des noms serait trop longue pour apparaître sur cette page !

Enfin je remercie tous les membres de ma famille qui m’ont soutenu durant ces trois années, en particulier mes parents et mon frère.

(4)

(5)

TA B L E D E S M AT I È R E S

Résumé

20

Abstract

21

1 i n t r o d u c t i o n e t p r o b l é m at i q u e

22

1 . 1 Les machines synchrones à griffes dans l’automobile

23

1 . 1 . 1 Rôle et position de l’alternateur automobile

23

1 . 1 . 2 Structure des alternateurs à griffes

23

1 . 1 . 3 Principe de fonctionnement et caractéristiques électriques des alternateurs à griffes

29

1 . 2 Bruit acoustique d’origine magnétique des alternateurs à griffes

30

1 . 2 . 1 Origines du bruit acoustique des alternateurs à griffes

30

1 . 2 . 2 Caractéristiques du bruit acoustique d’origine magnétique des

alternateurs

32

1 . 3 Problématique et approche générale

34

2 é tat d e l ’ a r t

36

2 . 1 Modélisation électromagnétique et vibro-acoustique des machines élec- triques

37

2 . 1 . 1 Modèle électromagnétique

37

2 . 1 . 2 Modèle mécanique dynamique

43

2 . 1 . 3 Modèle acoustique

48

2 . 2 Réduction du bruit acoustique d’origine magnétique

50

2 . 2 . 1 Modifications des forces magnétiques

50

2 . 2 . 2 Modifications de la structure mécanique

53

2 . 2 . 3 Résumé des solutions de réduction du bruit

55

2 . 3 Synthèse des travaux précédents et positionnement de la thèse

56

3 m o d é l i s at i o n é l e c t r o m a g n é t i q u e e t v i b r o - a c o u s t i q u e d e s a l -

t e r nat e u r s à g r i f f e s

57

3 . 1 Modèle électromagnétique

59

3 . 1 . 1 Modèle électromagnétique numérique

59

3 . 1 . 2 Modèle électromagnétique hybride

61

3 . 1 . 3 Choix du modèle électromagnétique

70

3 . 2 Modèle mécanique dynamique

70

3 . 2 . 1 Calcul de la base modale

71

3 . 2 . 2 Analyse modale expérimentale

72

(6)

3 . 2 . 3 Corrélation et recalage du modèle

74

3 . 2 . 4 Modélisation des pièces de l’alternateur

76

3 . 2 . 5 Modélisation des sous-assemblages de l’alternateur

87

3 . 2 . 6 Modélisation de l’alternateur complet

93

3 . 2 . 7 Conclusion sur le modèle mécanique dynamique

96

3 . 3 Modèle acoustique

96

3 . 4 Couplage des modèles

97

3 . 4 . 1 Couplage magnéto-mécanique

97

3 . 4 . 2 Couplage vibro-acoustique

98

3 . 5 Simulation vibro-acoustique des machines à griffes

98

3 . 6 Conclusion sur la modélisation et la simulation vibro-acoustique des alternateurs à griffes

99

4 r é d u c t i o n d u b r u i t a c o u s t i q u e d ’ o r i g i n e m a g n é t i q u e d e s a l - t e r nat e u r s à g r i f f e s

101

4 . 1 Études de sensibilité

103

4 . 1 . 1 Influence de la géométrie du rotor

103

4 . 1 . 2 Influence des imperfections de la machine

106

4 . 1 . 3 Influence des surfaces d’appui stator - paliers

112

4 . 1 . 4 Influence de l’épaisseur de la culasse du stator

114

4 . 1 . 5 Influence du bobinage et de l’imprégnation du stator

116

4 . 1 . 6 Influence de la température

118

4 . 1 . 7 Conclusion sur les facteurs influents sur le bruit acoustique d’ori- gine magnétique des alternateurs à griffes

121

4 . 2 Étude des forces magnétiques dans les machines à griffes

122

4 . 2 . 1 Particularités des forces magnétiques dans les machines à griffes

122

4 . 2 . 2 Caractérisation des forces magnétiques radiales

125

4 . 2 . 3 Influence des forces magnétiques tangentielles

129

4 . 2 . 4 Conclusion sur les forces magnétiques d’une machine à griffes

132

4 . 3 Choix du critère et de la méthode d’optimisation

132

4 . 3 . 1 Choix du critère d’optimisation

132

4 . 3 . 2 Choix de la méthode d’optimisation

133

4 . 4 Validation expérimentale

133

4 . 5 Optimisation du rotor avec le modèle hybride

136

4 . 5 . 1 Définition de l’étude

136

4 . 5 . 2 Résultats

136

4 . 5 . 3 Domaine d’utilisation du modèle hybride

137

4 . 5 . 4 Conclusion sur l’utilisation du modèle hybride

138

(7)

5 c o n c l u s i o n g é n é r a l e

140

6 p e r s p e c t i v e s

142

a a n n e x e s

144

a . 1 Calcul des ordres spatiaux et des fréquences des forces magnétiques radiales en deux dimensions

145

a . 2 Modèle vibratoire analytique d’un anneau

149

a . 3 Corrélation du palier arrière de l’alternateur T

151

a . 4 Corrélation et simulation acoustique de l’alternateur DT

152

a . 4 . 1 Corrélation du palier avant de l’alternateur DT

152

a . 4 . 2 Corrélation du palier arrière de l’alternateur DT

152

a . 4 . 3 Corrélation du palier avant encastré de l’alternateur DT

153

a . 4 . 4 Corrélation de l’assemblage stator paliers de l’alternateur DT

153

a . 4 . 5 Corrélation de l’assemblage complet de l’alternateur DT

154

a . 4 . 6 Simulation vibro-acoustique de l’alternateur DT

155

a . 5 Éléments d’analyse modale

156

a . 6 Principes du screening et des plans factoriels fractionnaires

157

a . 6 . 1 Principe du screening

157

a . 6 . 2 Plans factoriels fractionnaires

158

a . 7 Incertitudes de calcul sur les niveaux de puissance acoustique des ordres temporels secondaires

162

a . 8 Phénomène de résonance du rotor

164

b i b l i o g r a p h i e

168

(8)

F igure 1 . 1 Position de l’alternateur sur le groupe motopropulseur

23

F igure 1 . 2 Vue éclatée d’un alternateur à griffes

23

F igure 1 . 3 Stator d’un alternateur à griffes

24

F igure 1 . 4 Bobinage stator : disposition des fils dans l’encoche, composi- tion du bobinage et connexion des phases pour un alternateur double triphasé

24

F igure 1 . 5 Roues polaires et bobine du rotor (gauche), flux magnétique dans une machine à griffes (droite)

25

F igure 1 . 6 Rotor d’un alternateur à griffes avec aimants intergriffes

26

F igure 1 . 7 Ventilateur d’un alternateur à griffes

26

F igure 1 . 8 Paliers d’un alternateur à griffes

27

F igure 1 . 9 Porte balais - Régulateur

27

F igure 1 . 10 Schéma électrique d’un alternateur double triphasé

28

F igure 1 . 11 Géométries des alternateurs T (à gauche) et DT (à droite)

28

F igure 1 . 12 Stator de l’alternateur T ( 36 encoches) à gauche, et stator de

l’alternateur DT ( 72 encoches) à droite

29

F igure 1 . 13 Débit mesuré d’un alternateur en fonction de la vitesse rota- tion

30

F igure 1 . 14 Schéma électrique équivalent d’une phase du stator

30

F igure 1 . 15 Niveaux de puissance acoustique mesurés pour différentes confi- gurations

31

F igure 1 . 16 Spectrogrammes acoustiques mesurés de deux alternateurs à griffes : triphasé 36 encoches (T) à gauche, double triphasé 72 encoches (DT) à droite

32

F igure 1 . 17 Spectrogrammes acoustiques mesurés du bruit aéraulique (i.e.

bruit magnétique absent) de deux alternateurs à griffes : tri- phasé 36 encoches (T) à gauche, double triphasé 72 encoches (DT) à droite

32

F igure 1 . 18 Suivis d’ordres des niveaux de puissances acoustiques mesu- rés de deux alternateurs à griffes : triphasé 36 encoches (T) à gauche, double triphasé 72 encoches (DT) à droite

33

F igure 1 . 19 Exemples de gabarits de bruit pour un alternateur automo-

bile

34

(9)

F igure 1 . 20 Méthode de calcul du bruit acoustique d’origine magnétique d’une machine électrique

35

F igure 2 . 1 Induction magnétique calculée par la méthode des éléments finis au rotor et au stator d’une machine à griffes

38

F igure 2 . 2 Réseau de réluctances d’une machine à griffes proposé par Al- bert [

3

]

38

F igure 2 . 3 Allure de la perméance

λ^s

d’un stator à

Z^s

= 36 encoches

41

F igure 2 . 4 Allure de la perméance

λ^r

d’un rotor à pôles saillants à p = 6

paires de pôles

41

F igure 2 . 5 Allure de la perméance d’interaction

λ^sr

entre un stator à

Z^s

= 36 encoches et un rotor à pôles saillants à p = 6 paires de pôles

41

F igure 2 . 6 Allure de la fonction de force magnétomotrice

f^s_mm 42

F igure 2 . 7 Force magnétomotrice du rotor pour une machine synchrone à

flux radial

42

F igure 2 . 8 Forces radiales d’ordre spatial 2 (à gauche) et 3 (à droite)

43

F igure 2 . 9 Déformées modales d’un anneau, de gauche à droite : mode

d’ordre 0 et modes d’ordre 2 à 6

44

F igure 2 . 10 Coefficient d’amortissement en fonction de la fréquence selon Yang [

72

]

48

F igure 2 . 11 Différentes formes de dents proposées par Gieras et al. [

20

] à gauche, chanfreins sur les dents stator (Lee et al. [

42

]) en haut à droite et dents de largeurs différentes (Petrov [

54

]) en bas à droite

51

F igure 2 . 12 Vrillage du rotor et du stator proposé par Yang [

71

] pour une machine synchrone à réluctance variable

52

F igure 2 . 13 Forme du pôle rotor optimisée par Frias et al. [

18

] avec les paramètres

R_r

et

R_d 53

F igure 2 . 14 Formes du stator étudiées par Hong et al. [

29

]

54

F igure 3 . 1 Débit simulé avec le logiciel JMAG à 1800 tr/min en fonction du pas de calcul et circuit électrique

59

F igure 3 . 2 Maillage du rotor et du stator

60

F igure 3 . 3 Induction magnétique du stator de l’alernateur T à 1800 , 3000 et 6000 tr/min

60

F igure 3 . 4 Vecteurs de forces magnétiques calculées par le logiciel élé-

ments finis JMAG

60

(10)

F igure 3 . 5 Méthode de calcul avec le modèle électromagnétique hybride

61

F igure 3 . 6 Force magnétomotrice et perméance du rotor pour une ma- chine synchrone à griffes

63

F igure 3 . 7 Induction magnétique radiale au milieu de l’entrefer en fonc- tion de la position axiale

64

F igure 3 . 8 Contribution de chacun des modèles (analytique et éléments fi- nis) au calcul de l’induction magnétique radiale dans l’entrefer

Br

65

F igure 3 . 9 Positions du rotor pour les calculs numériques statiques

66

F igure 3 . 10 Évolution de l’induction magnétique radiale maximale au ni- veau de la dent 4 en fonction de la position du rotor, calculée au milieu de l’entrefer

66

F igure 3 . 11 Positions axiales considérées dans la

Figure 3.12

à gauche et sections des griffes correspondantes à droite

67

F igure 3 . 12 Induction magnétique radiale au milieu de l’entrefer calculée par le modèle éléments finis (EF) et par le modèle hybride : à gauche, au milieu de la machine (z = 0 mm), à droite, z = 10

mm

67

F igure 3 . 13 Champ magnétique avec coupe au milieu de la machine (z = 0

mm)

68

F igure 3 . 14 Induction magnétique radiale au milieu de l’entrefer calculée par le modèle éléments finis (EF) et par le modèle hybride avec prise en compte de la décroissance progressive de la perméance et la force magnétomotrice rotor : à gauche, au milieu de la machine (z = 0 mm), à droite, z = 10 mm

68

F igure 3 . 15 Définition des dimensions des chanfreins

68

F igure 3 . 16 Induction magnétique radiale au milieu de l’entrefer calculée par le modèle éléments finis (EF) et par le modèle hybride pour des griffes avec chanfreins : à gauche, au milieu de la machine (z = 0 mm), à droite, z = 10 mm

69

F igure 3 . 17 Force tangentielle exercée sur une dent en fonction de la posi- tion du rotor

70

F igure 3 . 18 Vecteurs de forces magnétiques calculées par le modèle numé- rique (à gauche) et le modèle hybride (à droite)

70

F igure 3 . 19 Dispositif expérimental pour l’analyse modale

72

(11)

F igure 3 . 20 Palier avant (à gauche) et stator bobiné (à droite) en libre- libre

73

F igure 3 . 21 Palier avant encastré

73

F igure 3 . 22 Exemple de FRF mesurée (amplitude et phase)

74

F igure 3 . 23 Mesure du coefficient d’amortissement

75

F igure 3 . 24 Somme des FRF mesurées sur le stator nu 36 encoches et ordres des modes

77

F igure 3 . 25 Déformées modales des modes radiaux d’ordre 2 à 9 du stator 36 encoches (mode d’ordre 0 non représenté)

77

F igure 3 . 26 Différence relative maximale entre la mesure et la simulation pour les fréquences propres des modes radiaux du stator 36 encoches sans bobinage

78

F igure 3 . 27 Somme des FRF mesurées sur le stator nu 72 encoches et ordres des modes

79

F igure 3 . 28 Déformées simulées des modes axiaux du paquet de tôles sta- tor 36 encoches : modes radiaux 2 à 6 et axial 1 et le mode ( 0 , 1 )

80

F igure 3 . 29 Modélisation du bobinage

83

F igure 3 . 30 Erreur maximale entre la simulation et la mesure pour les 6 premières fréquences propres du stator bobiné (gauche) et somme des FRF radiales de 36 accéléromètres placées sur la culasse du stator bobiné 36 encoches (droite)

83

F igure 3 . 31 Modélisation du bobinage par des masses ponctuelles liées aux surfaces des encoches par des éléments RBE 3

85

F igure 3 . 32 Palier avant (à gauche) et ajout de masses supplémentaires sur un palier arrière (à droite)

86

F igure 3 . 33 Déformées modales du palier avant de l’alternateur T avec masses additionnelles

86

F igure 3 . 34 FRF mesurée sur le palier avant de l’alternateur T

87

F igure 3 . 35 Palier avant sur son support à gauche et faces liées en rouge à droite

88

F igure 3 . 36 Déformées modales du palier avant encastré d’alternateur tri- phasé

89

F igure 3 . 37 Assemblage stator nu - paliers (alternateur T), précontraintes des tirants à gauche en rouge, faces encastrées en bleu à droite

90

(12)

F igure 3 . 38 Déformation de l’assemblage stator nu - paliers de l’alternateur T après serrage des tirants à gauche et déformation du stator à droite (échelles en mm différentes)

90

F igure 3 . 39 Pressions en MPa sur les surfaces d’appui des paliers de l’al- ternateur T : palier avant à gauche, palier arrière à droite

90

F igure 3 . 40 Surfaces de contact (en vert) entre le stator et le palier

91

F igure 3 . 41 Déformées modales calculées de l’assemblage stator nu - pa-

liers de l’alternateur T

92

F igure 3 . 42 Déformées modales d’un stator nu de l’alternateur T en libre- libre à gauche (mode 2 et 3 ) et déformées modales de l’assem- blage stator nu - paliers encastré de l’alternateur T à droite (paliers cachés, mode n° 4 et mode n° 8 ), vues de face

92

F igure 3 . 43 Alternateur à griffes en conditions de mesures acoustiques

94

F igure 3 . 44 Déformées modales de l’alternateur T complet

95

F igure 3 . 45 Déformations du diamètre intérieur du stator pour les modes de l’alternateur T complet et spectre des déformations radiales

95

F igure 3 . 46 Méthode de transfert des efforts (mapping) : maillages méca-

nique et électromagnétique

97

F igure 3 . 47 Maillage mécanique (à gauche) et maillage électromagnétique (à droite) pour la vérification du couplage magnéto-mécanique

98

F igure 3 . 48 Forces magnétiques sur le maillage mécanique pour différents

cas de mapping

99

F igure 3 . 49 Niveau de puissance acoustique simulé et mesuré pour l’alter- nateur T complet, ordre temporel 36 et déformée opération- nelle simulée à 2450 tr/min

100

F igure 4 . 1 Définition des facteurs

104

F igure 4 . 2 Effets des facteurs sur le niveau de puissance acoustique

L_w

de l’ordre 36 à gauche et sur le débit à droite

105

F igure 4 . 3 Évolution du niveau de puissance acoustique (Lw) de l’ordre 36 en fonction de la taille du chanfrein de base

chb

et de la vitesse de rotation en tr/min

106

F igure 4 . 4 Niveaux de puissance acoustique de 10 alternateurs triphasés : niveau global (noir), ordre 12 (vert), 30 (bleu) et 36 (rouge)

107

F igure 4 . 5 Allure des défauts de forme du diamètre intérieur d’un stator

d’alternateur à griffes : stator nominal, retrait des dents, ovali-

sation, retrait des dents et ovalisation

107

(13)

F igure 4 . 6 Fonction de perméance du stator avec les défauts de forme : ovalisation et retrait des dents

108

F igure 4 . 7 Exemple de modification du maillage au niveau d’une dent ("morphing") [

24

]

108

F igure 4 . 8 Spectre de la somme des forces radiales sur le stator et du couple électromagnétique pour le cas nominal, pour un stator avec retrait des dents et pour un stator ovalisé à 4000 tr/min (composante continue masquée)

109

F igure 4 . 9 Niveau de puissance acoustique simulé d’un alternateur tri- phasé avec différents défauts de forme à 4000 tr/min

109

F igure 4 . 10 Représentation des excentricités statique et dynamique et incli-

naison du rotor

110

F igure 4 . 11 Excentricité simulée

111

F igure 4 . 12 Niveau de puissance acoustique simulé d’un alternateur tri- phasé nominal et avec l’excentricité de la

Figure 4.11

à 4000 tr/min

112

F igure 4 . 13 Dégagement sous le trou de passage du tirant séparant les sur- faces d’appui en vert

113

F igure 4 . 14 Pressions sur les surfaces d’appui modifiées des paliers

113

F igure 4 . 15 Surfaces d’appui sur le palier avant pour différents dégage-

ments

114

F igure 4 . 16 Fréquence propre du premier mode d’ovalisation en fonction de l’angle de dégagement entre les deux surfaces d’appui

114

F igure 4 . 17 Épaisseur de la culasse du stator

115

F igure 4 . 18 Premier mode d’ovalisation de l’assemblage stator - paliers et niveaux de puissance acoustique de l’ordre 36 pour deux épais- seurs de culasse différentes

115

F igure 4 . 19 Niveau de puissance acoustique mesuré d’un alternateur à griffes sans bobinage au stator (bleu) et avec bobinage et imprégnation du stator (noir)

116

F igure 4 . 20 Somme des FRF mesurées sur le stator nu, le stator bobiné non imprégné et le stator bobiné imprégné (amplitudes normali- sées)

117

F igure 4 . 21 Influence de la température sur le niveau de puissance acous-

tique mesuré d’un alternateur à griffes : mesure à chaud en

rouge, à froid en bleu

118

(14)

F igure 4 . 22 Somme des FRF mesurées sur le stator bobiné imprégné 36 encoches à différentes températures

119

F igure 4 . 23 Somme des FRF mesurées sur le stator bobiné non imprégné 36 encoches à différentes températures

120

F igure 4 . 24 Évolution temporelle calculée par éléments finis et ordres tem- porels de l’induction magnétique radiale dans l’entrefer

B_r

et de la pression magnétique radiale

P_r

en trois positions axiales

z =0, 5, 10

mm d’une machine à griffes

123

F igure 4 . 25 Forces magnétiques sur le stator : à vide à gauche et en charge (i.e. connecté au pont de diodes et à la batterie) à droite

124

F igure 4 . 26 Forces magnétiques sur le stator : ordre temporel 18 à gauche

et ordre temporel 36 à droite

125

F igure 4 . 27 Pression magnétique à un instant sur un pas polaire du sta- tor

126

F igure 4 . 28 Pression magnétique de l’ordre temporel 36 sur un pas polaire du stator

126

F igure 4 . 29 Spectre des pressions magnétiques de l’ordre temporel 36

127

F igure 4 . 30 Spectre des ordres temporels des pressions magnétiques d’ordres

spatiaux (OSC = 0 , OSA = 0 )

127

F igure 4 . 31 Allure et spectre des déformées radiales des modes n° 10 et 11 de l’alternateur T

128

F igure 4 . 32 Forces magnétiques exercées sur une dent : à gauche, toutes les forces, au milieu uniquement les forces sur les faces des dents en regard avec l’entrefer, à droite uniquement les forces à l’intérieur des encoches

129

F igure 4 . 33 Couples de l’alternateur T (noir), de l’alternateur T avec un autre rotor (bleu) et de l’alternateur DT (vert) en charge à 2500 tr/min (simulation)

131

F igure 4 . 34 Déformations du diamètre intérieur du stator pour les modes n° 10 et 11 de l’alternateur T et spectre des déformations tan- gentielles

131

F igure 4 . 35 Niveau de puissance acoustique mesuré de l’alternateur DT 2 : niveau global et niveaux des ordres 66 et 72

134

F igure 4 . 36 Effets des facteurs sur le niveau de puissance acoustique

L_w

de

l’ordre 72 à 1800 tr/min et de l’ordre 66 à 4000 tr/min

135

(15)

F igure 4 . 37 Comparaison entre les niveaux de puissance acoustique mesu- rés avec le rotor initial et avec le rotor optimisé : ordre temporel 72 à gauche et ordre temporel 66 à droite

135

F igure 4 . 38 Comparaison entre le rotor initial et le rotor optimisé : niveau de puissance acoustique global mesuré à gauche et débit me- suré à droite

135

F igure 4 . 39 Géométries des griffes simulées avec le modèle hybride : chan- frein minimal ( 2 mm) à gauche et chanfrein maximal ( 6 mm) à droite

137

F igure 4 . 40 Niveau de puissance acoustique de l’ordre temporel 36 en fonc- tion du chanfrein de base chb à 1800 tr/min (à gauche) et à 2000 tr/min (à droite)

137

F igure 4 . 41 Niveau de puissance acoustique de l’ordre temporel 36 calculée par éléments finis et avec le modèle hybride pour différents courants statoriques

138

F igure 4 . 42 Surfaces des dents considérées pour le critère de validité du modèle hybride et différence relative entre le flux de la confi- guration donnée en abscisse par rapport à la référence

139

F igure A. 1 Dimensions de l’anneau

149

F igure A. 2 Déformées des premiers modes radiaux d’un anneau

150

F igure A. 3 Déformées modales du palier arrière de l’alternateur T avec

masses additionnelles

151

F igure A. 4 Déformées modales du palier avant de l’alternateur DT avec masses additionnelles

152

F igure A. 5 Déformées modales du palier arrière de l’alternateur DT avec masses additionnelles

153

F igure A. 6 Déformées modales du palier avant encastré de l’alternateur DT

153

F igure A. 7 Déformées modales de l’assemblage stator nu - paliers de l’al- ternateur DT

154

F igure A. 8 Déformées modales de l’alternateur DT complet

155

F igure A. 9 Niveau de puissance acoustique simulé et mesuré pour l’alter- nateur DT complet, ordre temporel 72 et déformée opération- nelle simulée à 1150 tr/min

155

F igure A. 10 Plan factoriel complet [

68

]

159

F igure A. 11 Plan factoriel complet et plan d’expériences factoriel fraction-

naire en gris [

68

]

159

(16)

F igure A. 13 Effets principaux et effets des interactions des facteurs de la géométrie de la griffe sur le niveau de puissance acoustique de l’ordre 36

161

F igure A. 14 Effets principaux et effets des interactions des facteurs de la géométrie de la griffe sur le débit

161

F igure A. 15 Différences maximales et moyennes sur l’ensemble des ordres des niveaux de puissance acoustique par rapport à un calcul avec une tolérance de 1 e- 6 (calcul de référence)

162

F igure A. 16 Niveaux de puissance acoustique simulés pour différentes va- leurs de tolérances du calcul électromagnétique

163

F igure A. 17 Spectrogramme de la puissance acoustique d’un alternateur, résonance rotor entourée en rouge

164

F igure A. 18 Puissance acoustique d’un alternateur : niveau global et prin- cipaux ordres croisant la fréquence propre du rotor

165

F igure A. 19 Assemblage de l’arbre et d’une roue polaire

165

F igure A. 20 Déformées modales d’un rotor à griffes

166

F igure A. 21 Dispositif expérimental pour l’analyse modale du rotor en libre- libre

167

F igure A. 22 Somme des FRF mesurées sur le rotor

167

F igure A. 23 Déformées mesurées et simulées

167

L I S T E D E S TA B L E A U X

T able 1 . 1 Principales caractéristiques du matériau des paliers EN AC- 46200

27

T able 1 . 2 Caractéristiques principales des alternateurs T et DT

29

T able 2 . 1 Caractéristiques mécaniques des tôles M 800 - 50 (source : Arce-

lor Mittal)

44

T able 2 . 2 Modélisation du paquet de tôles stator : état de l’art

45

T able 2 . 3 Modélisation du bobinage : état de l’art

46

T able 2 . 4 Critères d’optimisation des forces magnétiques selon certains auteurs

53

T able 2 . 5 Quelques solutions de réduction du niveau de bruit

55

(17)

T able 3 . 1 Liste des recalages

76

T able 3 . 2 Corrélation des modes radiaux du stator nu 36 encoches, E = 160 GPa,

ν

= 0 , 15 ; coefficient d’amortissement

ξ

mesuré

78

T able 3 . 3 Corrélation des modes radiaux du stator nu 72 encoches, E = 160 GPa,

ν

= 0 , 15 ; coefficient d’amortissement

ξ

mesuré

79

T able 3 . 4 Corrélation entre simulation et mesures pour différents para-

mètres matériaux

81

T able 3 . 5 Corrélation des modes axiaux du stator nu 36 encoches

81

T able 3 . 6 Corrélation des modes axiaux du stator nu 72 encoches

81

T able 3 . 7 Corrélation du stator bobiné 36 encoches pour un module de

Young équivalent du bobinage de 1 , 1 GPa

84

T able 3 . 8 Corrélation du stator bobiné 72 encoches pour un module de Young équivalent du bobinage de 1 GPa

84

T able 3 . 9 Différence entre les fréquences propres simulées et mesurées du stator bobiné 36 encoches avec une modélisation du bobi- nage par des masses ponctuelles

85

T able 3 . 10 Corrélation du palier avant de l’alternateur T avec masses ad- ditionnelles

86

T able 3 . 11 Corrélation en fréquence du palier avant de l’alternateur T

87

T able 3 . 12 Corrélation du palier avant encastré de l’alternateur triphasé

89

T able 3 . 13 Corrélation de l’assemblage stator nu - paliers de l’alternateur

T

91

T able 3 . 14 Corrélation de l’assemblage stator nu - paliers de l’alternateur T pour un contact sur toute la surface d’appui stator - paliers

93

T able 3 . 15 Corrélation de l’alternateur T complet

94

T able 4 . 1 Niveaux des facteurs

104

T able 4 . 2 Ordres temporels et spatiaux des termes de perméances dus aux excentricités statique et dynamique

111

T able 4 . 3 Fréquences

f

et coefficients d’amortissement

ξ

mesurés pour le stator 36 encoches dans 3 configurations : stator nu, stator bobiné et stator bobiné imprégné

117

T able 4 . 4 Fréquences propres des premiers modes du stator bobiné im-

prégné 36 encoches en fonction de la température et différence

relative (

∆

) par rapport au stator bobiné à 20 °C

119

(18)

T able 4 . 5 Coefficients d’amortissement mesurés du stator bobiné impré- gné 36 encoches (en %) en fonction de la température

119

T able 4 . 6 Fréquences propres des premiers modes du stator bobiné non

imprégné 36 encoches en fonction de la température et diffé- rence relative (

∆

) par rapport au stator bobiné non imprégné à 20 °C

120

T able 4 . 7 Coefficients d’amortissement mesurés du stator bobiné non im- prégné 36 encoches (en %) en fonction de la température

120

T able 4 . 8 Module de Young (E) du bobinage équivalent en fonction de la température pour le stator 36 encoches (alternateur triphasé)

121

T able 4 . 9 Influence des paramètres étudiés sur le niveau de puissance acoustique

121

T able 4 . 10 Ordres temporels liés au rotor de l’induction magnétique ra- diale dans l’entrefer d’une machine à griffes (interaction rotor- stator négligée)

124

T able 4 . 11 Niveau de puissance acoustique

L_w

de l’ordre temporel 36 de l’alternateur T avec et sans prise en compte des forces dans les encoches

130

T able 4 . 12 Niveau de puissance acoustique

L_w

de l’ordre temporel 36 à 2450 tr/min de l’alternateur triphasé avec un autre rotor : com- paraison avec et sans prise comptes des forces dans les en- coches

130

T able 4 . 13 Niveau de puissance acoustique

L_w

de l’ordre temporel 72 de l’alternateur DT avec et sans prise comptes des forces dans les encoches

130

T able 4 . 14 Différences calculées et mesurées sur le débit et les niveaux de puissance acoustique entre le rotor optimisé et le rotor ini- tial

136

T able A. 1 Ordres spatiaux et temporels des fonctions de perméance

146

T able A. 2 Ordres spatiaux et temporels des fonctions de force magnéto-

motrice

146

T able A. 3 Ordres spatiaux et temporels de l’induction magnétique radiale

dans l’entrefer d’une machine électrique synchrone à flux bidi-

mensionnel

147

(19)

T able A. 4 Ordres spatiaux et temporels des fonctions de perméance et de force magnétomotrice du rotor pour une machine à griffes à une position axiale z

6=

0

147

T able A. 5 Ordres spatiaux et temporels de l’induction magnétique radiale dans l’entrefer d’une machine à griffes à une position axiale z

6=

0

148

T able A. 6 Corrélation du palier arrière de l’alternateur T avec masses ad- ditionnelles

151

T able A. 7 Corrélation du palier avant de l’alternateur DT avec masses additionnelles

152

T able A. 8 Corrélation du palier arrière de l’alternateur DT avec masses additionnelles

152

T able A. 9 Corrélation du palier avant de l’alternateur DT encastré

153

T able A. 10 Corrélation de l’assemblage stator nu - paliers de l’alternateur

DT

154

T able A. 11 Corrélation de l’alternateur DT complet

154

T able A. 12 Exemple de screening : valeurs des facteurs et des réponses

157

T able A. 13 Exemple de screening : valeurs des facteurs centrées et réduites

et des réponses

157

T able A. 14 Noms et numéros des facteurs

160

T able A. 15 Comparaison des temps de calcul, des débits et des niveaux de puissance acoustique de l’ordre temporel principal (H 72 ) pour différentes valeurs de tolérances du calcul électromagné- tique

162

T able A. 16 Fréquences propres du rotor en libre-libre et avec arbre encas-

tré

166

(20)

Cette thèse porte sur la simulation et la réduction du bruit acoustique d’origine magnétique des alternateurs à griffes ainsi que sur la compréhension des phénomènes mis en jeu dans la génération du bruit.

La structure, les différents composants et les particularités du bruit acoustique de l’alternateur à griffes sont détaillés dans la première partie. La problématique ainsi que l’approche générale de cette thèse sont ensuite exposées. Cette approche se base sur la simulation du bruit acoustique d’origine magnétique.

Un état de l’art des études sur le bruit acoustique d’origine magnétique des machines électriques est présenté dans la seconde partie. Les modèles électromagnétiques, méca- niques et acoustiques utilisés pour l’étude de ces machines ainsi que les principales solutions de réduction du bruit sont exposés.

Les nouvelles approches de modélisation électromagnétique et vibro-acoustique de la machine à griffes sont développées dans la troisième partie. Deux modèles électromagnétiques sont étudiés : un modèle numérique qui repose sur l’utilisation de la méthode des éléments finis et un modèle hybride qui allie le modèle numérique à un modèle analytique. Ce der- nier s’appuie sur la décomposition de l’induction magnétique dans l’entrefer en un produit d’une fonction de perméance avec une fonction de force magnétomotrice. Chaque fonction prend en compte les variations axiales dues à la géométrie des griffes. Ce modèle nécessite toutefois l’utilisation d’un modèle numérique afin de prendre en compte la saturation et les forces tangentielles. Un modèle mécanique purement numérique est ensuite construit. Il permet de prendre en compte la géométrie exacte des pièces ainsi que les contacts entre les pièces. Ce modèle mécanique est développé grâce à la corrélation avec des mesures et porte principalement sur trois parties de l’alternateur : le paquet de tôles du stator, le bobinage du stator et l’assemblage stator-paliers. Enfin, les simulations acoustiques avec les modèles numériques sont comparées aux mesures et permettent de retrouver les principaux pics de bruit des alternateurs.

Dans la quatrième partie, des études de sensibilités sont menées afin de déterminer les paramètres les plus influents sur le bruit acoustique d’origine magnétique des machines à griffes. Ces études montrent l’influence importante de la géométrie du rotor, du bobinage stator et de la température sur le bruit. Les modifications de la structure ainsi que les imperfections étudiées (i.e. défauts de forme et excentricité) ont une influence moindre.

Les caractéristiques des forces magnétiques ainsi que les influences des forces radiales et tangentielles sont ensuite exposées. Finalement, des exemples d’optimisation du rotor sont traités avec les deux modèles électromagnétiques (numérique et hybride). Un prototype est réalisé pour valider expérimentalement les résultats des simulations et un gain de 10 dB est obtenu sur la puissance acoustique.

(21)

A B S T R A C T

This thesis aims at simulating and reducing the acoustic noise due to magnetic forces of claw-pole automotive alternators. It also aims at improving the understanding of the noise generation mechanisms.

In the first part, the assembly of the claw-pole alternator and its different parts are de- scribed. The particularities of the acoustic noise of the alternator are also given. Then, the problem as well as the global approach, based on the vibro-acoustic simulation, are explained.

The second part is a review of the studies on the acoustic noise from a magnetic origin of electrical machines. The models used to study these machines as well as the main noise reduction solutions are detailed.

In the third part, new electromagnetic and vibro-acoustic models are developed. Two electromagnetic models are considered: a finite element model and a hybrid model which couples the finite element model with an analytical model. This analytical model computes the airgap magnetic flux density as the product of a permeance and a magnetomotive force functions. Each function takes the variations of the claw-pole geometry along the axial direction into account. Saturation and tangential forces are taken into account thanks to the finite element model. Then, a finite element mechanical model is developed. Three unknown parameters of the model are determined thanks to the correlation between the model and experimental data, namely: the equivalent materials of the stator stack and the windings and the contact conditions between the stator and the brackets. Finally, acoustic simulations are compared with measurements. A good correlation is achieved between simulated and measured noise peaks.

In the fourth part, sensitivity studies are carried out in order to determine the most influential parameters on the acoustic noise of claw-pole alternators. These studies show the significant influence of the claw-pole geometry, the stator windings and the temperature on the acoustic noise. Structural modifications and studied faults have a smaller influence.

Characteristics of the magnetic forces as well as the influences of radial and tangential forces are then detailed. In the end, optimizations with the finite element and the hybrid models are presented. A prototype is built and acoustic measurements show a 10 dB decrease of the sound power level.

(22)

1 I N T R O D U C T I O N E T P R O B L É M AT I Q U E

Ce chapitre introductif présente dans un premier temps les principales caractéristiques de l’alternateur à griffes, objet de cette étude. Celui-ci se distingue des machines électriques conventionnelles notamment par la géométrie de son rotor qui engendre un flux magné- tique tridimensionnel et par sa structure mécanique composée d’un stator enserré dans deux carters appelés paliers.

Les différentes sources de bruit acoustique des alternateurs à griffes sont ensuite présen- tées. On se concentrera sur le bruit acoustique d’origine magnétique qui est prépondérant à basses vitesses de rotation (<6000tr/min) et contient généralement un ordre émergent.

Enfin, on exposera la problématique qui peut se résumer ainsi : Comment réduire le bruit acoustique d’origine magnétique des alternateurs à griffes ? Pour répondre à cette question, on se basera sur une approche par simulation qui sera détaillée à la fin de ce chapitre.

Sommaire

1.1 Les machines synchrones à griffes dans l’automobile 23 1.1.1 Rôle et position de l’alternateur automobile 23 1.1.2 Structure des alternateurs à griffes 23

1.1.3 Principe de fonctionnement et caractéristiques électriques des alternateurs à griffes 29

1.2 Bruit acoustique d’origine magnétique des alternateurs à griffes 30 1.2.1 Origines du bruit acoustique des alternateurs à griffes 30 1.2.2 Caractéristiques du bruit acoustique d’origine magnétique des al-

ternateurs 32

1.3 Problématique et approche générale 34

(23)

1 . 1 l e s m a c h i n e s s y n c h r o n e s à g r i f f e s d a n s l ’ au t o m o b i l e 1 . 1 . 1

Rôle et position de l’alternateur automobile

L’alternateur automobile est une machine électrique synchrone à rotor bobiné dont le rôle est de recharger la batterie du véhicule. Il est placé sur la face d’accessoires du groupe motopropulseur et est entraîné par une courroie reliée à la poulie du vilebrequin (voir Figure1.1). Le rapport entre la vitesse de rotation de l’alternateur et celle du moteur thermique est généralement compris entre 2,5et 3.

Figure 1.1: Position de l’alternateur sur le groupe motopropulseur (Gimeno [21])

1 . 1 . 2

Structure des alternateurs à griffes

LaFigure1.2montre la structure et les principales pièces d’un alternateur à griffes. Comme pour toutes les machines électriques, on retrouve un rotor et un stator. Le stator est enserré dans deux carters appelés paliers. Le pont de diodes et son dissipateur ainsi que le porte

Figure 1.2: Vue éclatée d’un alternateur à griffes

(24)

balais et le régulateur sont fixés sur le palier arrière. Un capot en plastique vient recouvrir ces éléments.

L’alternateur est donc un assemblage complexe comportant des pièces dont les géomé- tries sont également complexes comme le rotor et les paliers. Ces spécificités ont un impact aussi bien au niveau électromagnétique que mécanique comme nous le verrons au chapitre 3. Le rôle et les spécificités de chaque pièce sont détaillés dans les sections suivantes.

1 . 1 . 2 . 1

_{Le stator}

Le stator des alternateurs à griffes est un assemblage hélicoïdal de tôles magnétiques en acier obtenu par un procédé de fabrication appelé "Slinky" (Figure1.3gauche). La plupart des tôles magnétiques utilisées dans les alternateurs sont de type M800-50A. Le premier nombre de cette dénomination signifie que les pertes fer à1,5 T et 50Hz sont de 8W/kg.

Le deuxième nombre correspond à l’épaisseur des tôles en centième de millimètre soit0,50 mm. Le paquet de tôles est compacté puis soudé le long du paquet au niveau du diamètre extérieur (voirFigure1.3droite). Il existe généralement6soudures uniformément réparties sur la circonférence du stator. L’influence de ces soudures sur le bruit sera étudiée dans la section4.1.2.

Figure 1.3: Stator d’un alternateur à griffes

Le bobinage du stator est constitué de fils de cuivre émaillés et de vernis d’imprégnation.

Le stator est séparé du bobinage par un isolant de fond d’encoche. Une cale de fermeture maintient le bobinage à l’intérieur de l’encoche (voirFigure1.4).

Figure 1.4: Bobinage stator : disposition des fils dans l’encoche, composition du bobinage et connexion des phases pour un alternateur double triphasé

(25)

Les alternateurs à griffes sont des machines électriques polyphasées comportant 3, 5ou 2×3 phases. Les alternateurs les plus courants sont triphasés ou double-triphasés (2×3 phases). Ces derniers se composent de deux systèmes triphasés décalés de 30

°

électriques (Figure1.4droite). Ils sont choisis en raison de leur bruit acoustique d’origine magnétique généralement inférieur aux alternateurs triphasés. Néanmoins, les phases et diodes sup- plémentaires du système double-triphasés engendrent une augmentation du coût total de l’alternateur (i.e. coût des composants supplémentaires et coût de fabrication).

Les phases du stator peuvent être couplées en étoile ou en triangle. Le couplage en triangle est parfois préféré puisqu’il ne nécessite pas la connexion d’un point neutre. Néan- moins, contrairement au couplage en étoile, il existe un courant circulant dans le triangle d’harmonique 3 par rapport à la fréquence électrique. Ce courant génère des pertes Joule supplémentaires mais réduit les pertes fer d’après Gimeno [21].

Le bobinage est généralement de type réparti à pas diamétral avec 1encoche par pôle et par phase. On retrouve donc principalement des stators avec 36 ou 72 encoches pour les alternateurs à 6 paires de pôles selon le nombre de phases et 48 ou 96 encoches pour les alternateurs à8paires de pôles.

Après l’opération de bobinage du stator, celui-ci est imprégné avec un vernis afin d’amé- liorer la tenue mécanique du bobinage et améliorer la conduction thermique entre le stator et le bobinage.

1 . 1 . 2 . 2

_{Le rotor}

Le rotor est composé de deux roues polaires (voir Figure 1.5 gauche). Comme pour les paliers, on nomme généralement ces roues : roue polaire avant pour la roue polaire située du côté de la poulie (i.e. "l’avant" de la machine) et roue polaire arrière pour la roue polaire située du côté du dissipateur (i.e. "l’arrière" de la machine). Chaque roue polaire comporte généralement 6 ou 8 griffes, chaque griffe correspondant à un pôle. Ces pièces en acier, de type SAE 1005, sont obtenues par forgeage. La partie liant les deux roues polaires est appelée noyau. Autour de ce noyau, une bobine de fils de cuivre crée un champ magnétique dans la direction axiale (i.e. direction de l’axe de rotation). Ce champ magnétique suit ensuite le chemin décrit sur laFigure1.5 à droite.

Figure 1.5: Roues polaires et bobine du rotor (gauche), flux magnétique dans une machine à griffes (droite)

(26)

Des aimants peuvent être placés entre les griffes afin de réduire les fuites d’un pôle à un autre et ainsi améliorer les performances de l’alternateur (voirFigure1.6).

Figure 1.6: Rotor d’un alternateur à griffes avec aimants intergriffes (Albert [3])

1 . 1 . 2 . 3

Les ventilateurs

La plupart des alternateurs actuels sont refroidis par air grâce à deux ventilateurs rivetés de chaque côté du rotor (Figure1.7). La rotation de ces ventilateurs est la principale cause du bruit acoustique d’origine aéraulique qui ne sera pas traité dans cette thèse.

Figure 1.7: Ventilateur d’un alternateur à griffes

1 . 1 . 2 . 4

Les paliers

Dans un alternateur à griffes, les paliers désignent les pièces situées de part et d’autre du stator et se distinguent donc des roulements. Les géométries des deux paliers ("avant" côté poulie et "arrière" côté dissipateur) sont généralement différentes. Ils assurent le maintien du stator en l’enserrant dans la direction axiale (configuration dite "sandwich") à l’aide de quatre vis appelées "tirants" (voir Figure 1.8). Dans certains cas, le stator est aussi fretté dans le palier avant. Les paliers permettent également la fixation de l’alternateur sur le bloc moteur par l’intermédiaire de pattes de fixation. Les roulements se logent à l’intérieur des paliers.

Les paliers sont des pièces en alliage d’aluminium (EN AC-46200) moulés sous pression.

Les principales caractéristiques mécaniques du matériau des paliers sont résumées dans le Tableau1.1.

(27)

Figure 1.8: Paliers d’un alternateur à griffes, les trous de passage des tirants sont entourés en rouge

Caractéristique Nom Valeur

Module de Young E 70GPa

Coefficient de Poisson ν 0,33 Limite d’élasticité min. R_p0,2 90MPa Limite à la rupture min. R_m 150MPa

Table 1.1: Principales caractéristiques du matériau des paliers EN AC-46200

1 . 1 . 2 . 5

Le système bagues-balais et le régulateur

Le courant d’excitation de la bobine du rotor est amené par l’intermédiaire de deux balais (Figure 1.9) glissant sur deux bagues placées sur l’arbre (voir Figure 1.6). Sur le porte balais, se situe généralement le régulateur dont le rôle est d’adapter le courant d’excitation de l’alternateur afin de maintenir la tension aux bornes de la batterie à un niveau donné.

Figure 1.9: Porte balais - Régulateur

1 . 1 . 2 . 6

Le pont de diodes

Le redresseur est constitué d’un pont de diodes triphasé. Si l’alternateur est double triphasé, deux ponts de diodes sont alors connectés en parallèle comme le montre laFigure1.10.

(28)

Figure 1.10: Schéma électrique d’un alternateur double triphasé

1 . 1 . 2 . 7

Les alternateurs étudiés

Deux alternateurs à griffes seront étudiés dans cette thèse : un alternateur triphasé (T) et un alternateur double triphasé (DT) (Figure1.11). D’un point de vue électrotechnique, ces alternateurs se différencient principalement par leurs nombres de phases (respectivement 3et 2×³) et leurs nombres d’encoches au stator (respectivement36 et 72, voir Figure1.12).

Ils possèdent chacun6paires de pôles, ne possèdent pas d’aimants intergriffes au rotor et les dimensions principales de leur stator (longueur et diamètres intérieur et extérieur) sont identiques. LeTableau1.2résume les caractéristiques principales de ces deux alternateurs.

Les différences mécaniques entre ces deux alternateurs résident principalement dans les géométries des pattes de fixation, les géométries des surfaces d’appui entre le stator et les paliers (voir p89) et les jupes des paliers qui recouvrent complètement le stator dans le cas de l’alternateur T (i.e. la culasse n’est plus visible) tandis que le stator est partiellement recouvert pour l’alternateur DT. Pour ces deux alternateurs, le stator n’est pas fretté à l’intérieur du palier avant.

Figure 1.11: Géométries des alternateurs T (à gauche) et DT (à droite)

(29)

Figure 1.12: Stator de l’alternateur T (36encoches) à gauche, et stator de l’alternateur DT (72 encoches) à droite

Caractéristiques Alternateur T Alternateur DT

Phases 3 2×3

Nombre d’encoches stator 36 72

Nombre de paires de pôles 6

Diamètre extérieur stator (mm) 131 Diamètre intérieur stator (mm) 99

Longueur axiale stator (mm) 31,5

Table 1.2: Caractéristiques principales des alternateurs T et DT

1 . 1 . 3

Principe de fonctionnement et caractéristiques électriques des alternateurs à griffes

Le rotor, sur lequel est fixée la poulie, est entraîné en rotation par la courroie. Un champ magnétique est créé au rotor par un courant électrique circulant dans la bobine d’excitation. Le flux magnétique suit alors le trajet tridimensionnel décrit dans la section1.1.2.2. La rotation de ce champ magnétique créé une différence de potentiel aux bornes des phases du stator qui sont connectées à un pont de diodes et une batterie. Les différences de poten- tiels aux bornes de ce circuit fermé engendrent la circulation d’un courant électrique qui est redressé par le pont de diodes. La courbe du courant en sortie du redresseur (appelé

"débit" de l’alternateur) en fonction de la vitesse de rotation est la principale caractéristique électrique de l’alternateur automobile (voirFigure1.13).

On remarque sur cette courbe que l’alternateur ne fournit un débit qu’à partir d’une certaine vitesse qui correspond au dépassement de la tension de la batterie par la tension aux bornes des phases du stator.

Le schéma équivalent d’une phase du stator est représenté par la Figure 1.14. De ce schéma on établit l’équation suivante :

V =E_v− (R_s+jL_sω)I

( 1 . 1 )

où E_v est la force électromotrice, R_s est la résistance d’une phase du stator et L_s est l’inductance synchrone. Lorsque la vitesse de rotation devient élevée (i.e. ω élevée), la réactance X_s = L_sωdevient prépondérante par rapport à la résistance R_s et la force élec-

(30)

Figure 1.13: Débit mesuré d’un alternateur en fonction de la vitesse rotation, les points correspondent aux débits à1800,3000et6000tr/min souvent considérés dans les cahiers des

charges

Figure 1.14 : Schéma électrique équivalent d’une phase du stator

tromotrice E_v = kΩ devient prépondérante par rapport à la tension V, on peut alors écrire :

I≈ E_v

L_sω ≈ Φ

L_s

( 1 . 2 )

où Φ est le flux magnétique créé par le rotor. La réactance et la force électromotrice évoluant tous les deux en fonction de la vitesse de rotation, le débit devient alors quasiment constant au delà d’une certaine vitesse de rotation, soit environ 4000 tr/min sur la Figure1.13.

Dans leurs cahiers des charges, les constructeurs automobiles demandent généralement un débit et un rendement minimum pour différentes vitesses de rotation (typiquement 1800, 3000, 6000 tr/min, voir Figure 1.13). Les différents tests électriques pour les alternateurs sont définis dans la norme ISO8854et dans des spécifications internes à Valeo.

1 . 2 b r u i t a c o u s t i q u e d ’ o r i g i n e m a g n é t i q u e d e s a lt e r nat e u r s à g r i f f e s 1 . 2 . 1

Origines du bruit acoustique des alternateurs à griffes

On distingue généralement trois sources de bruit acoustique pour les machines électriques :

•

le bruit d’origine mécanique, engendré notamment par les roulements,

(31)

Figure 1.15: Niveaux de puissance acoustique mesurés pour différentes configurations

•

le bruit d’origine aéraulique, provoqué par les pales du ventilateur,

•

le bruit d’origine magnétique, provoqué par les forces magnétiques au sein de la machine.

Pour évaluer l’influence des différentes sources de bruit acoustique sur le bruit acoustique total d’un alternateur à griffes, plusieurs configurations sont testées. Tout d’abord, la puissance acoustique d’un alternateur en fonctionnement normal est mesurée (courbe rouge sur la Figure 1.15, correspondant au bruit total). Le courant d’excitation au rotor est fixé à 4A. Une deuxième mesure est réalisée avec un courant d’excitation nul (courbe bleue). Dans ce cas, le rotor ne comportant pas d’aimants, il n’existe pas de forces magné- tiques au sein de la machine et le bruit acoustique d’origine magnétique est éliminé. Enfin, la puissance acoustique est mesurée avec un arbre nu à la place du rotor à griffes (courbe noire). Le bruit d’origine aéraulique provoqué par le mouvement des pales du ventilateur et des griffes est donc quasiment éliminé et il ne reste que le bruit d’origine mécanique¹.

L’influence de chaque source de bruit peut ainsi être évaluée. La courbe noire correspond au bruit mécanique. La différence entre les courbes bleue et noire correspond à la contribution du bruit aéraulique. La différence entre les courbes rouge et bleue correspond à la contribution du bruit magnétique.

On constate que pour les basses vitesses de rotation (jusqu’à environ 6000 tr/min), les courbes bleue et noire sont bien inférieures à la courbe rouge (écart > 10dB). Cela signifie que le bruit d’origine magnétique est prépondérant sur cette plage de vitesses de rotation.

Pour les vitesses de rotation élevées (au delà de 7000 tr/min), les courbes rouge et bleue sont quasiment confondues et supérieures à la courbe noire (bruit mécanique). Le bruit d’origine aéraulique est donc prépondérant.

On peut donc déduire de ces mesures que le bruit acoustique d’origine mécanique est négligeable et que les bruits acoustiques d’origine magnétique et aéraulique sont prépon- dérants respectivement à basses et hautes vitesses de rotation.

1 On suppose ici que la différence entre la masse du rotor et la masse de l’arbre nu a une influence négligeable sur le bruit acoustique d’origine mécanique.

(32)

1 . 2 . 2

Caractéristiques du bruit acoustique d’origine magnétique des alternateurs

La Figure 1.16 montre des spectrogrammes, ou "colormaps", des puissances acoustiques mesurées des deux alternateurs étudiés sur lesquels on peut observer le niveau et la fré- quence du bruit en fonction de la vitesse de rotation.

Figure 1.16: Spectrogrammes acoustiques mesurés de deux alternateurs à griffes : triphasé36 encoches (T) à gauche, double triphasé72encoches (DT) à droite

Figure 1.17 : Spectrogrammes acoustiques mesurés du bruit aéraulique (i.e. bruit magnétique absent) de deux alternateurs à griffes : triphasé36encoches (T) à gauche, double triphasé72

encoches (DT) à droite

On remarque l’émergence de raies, présentes sous forme de droites obliques sur la Fi- gure 1.16. Ces raies, appelées "ordres", correspondent à un bruit dont la fréquence est un

(33)

multiple de la fréquence de rotation du rotor. La fréquence (en Hz) d’un ordre à un régime (en tr/min) se calcule par la formule suivante :

fréquence= ordre×régime

60

( 1 . 3 )

Dans les chapitres suivants, on pourra préciser ordre "temporel" afin d’éviter la confusion avec les ordres "spatiaux" des forces ou des déformées.

Ces spectrogrammes de la puissance acoustique de laFigure1.16peuvent être comparés aux spectrogrammes de la puissance acoustique du bruit aéraulique seul (i.e. sans courant au rotor) montrés sur la Figure 1.17. La comparaison entre le bruit total et le bruit aérau- lique seul montre clairement la contribution des efforts magnétiques au bruit acoustique total.

Le niveau de puissance acoustique peut également être représenté par la Figure 1.18 montrant le niveau global, le niveau du bruit d’origine aéraulique ("aero") et le niveau des ordres temporels prépondérants en fonction de la vitesse de rotation pour ces deux mêmes alternateurs. On peut ainsi comparer le niveau des ordres temporels les uns par rapport aux autres et leurs contributions au niveau global. On constate que le bruit aéraulique devient prépondérant à partir de6000tr/min pour l’alternateur T et à partir de 4000 tr/min pour l’alternateur DT.

Figure 1.18: Suivis d’ordres des niveaux de puissances acoustiques mesurés de deux alternateurs à griffes : triphasé36encoches (T) à gauche, double triphasé72encoches (DT) à droite

Sur ces mesures, on distingue deux phénomènes importants :

•

l’émergence de certains ordres temporels, par exemple l’ordre temporel "principal"

(i.e. l’ordre 36) pour l’alternateur triphasé à36encoches.

(34)

•

des pics de bruit à certaines fréquences correspondants à des fréquences propres de la machine.

On remarque également des pics de bruit à environ6000tr/min sur les ordres temporels 66, 72,78sur laFigure1.16pour les deux alternateurs. Ces pics sont clairement visibles sur laFigure1.18à droite et correspondent au phénomène de résonance du rotor qui sera traité dans l’annexeA.8. Ce phénomène n’apparaît pas lors de la mesure du bruit aéraulique seul (Figure1.17) pour laquelle il n’existe pas d’efforts magnétiques exercés sur le rotor.

1 . 3 p r o b l é m at i q u e e t a p p r o c h e g é n é r a l e

Avec la diminution du bruit acoustique des moteurs thermiques, les exigences des constructeurs automobiles concernant les niveaux acoustiques des accessoires deviennent de plus en plus strictes. Pour un alternateur, ces exigences se traduisent par un gabarit fixant un niveau de bruit maximum en fonction du régime. La Figure 1.19 montre l’allure de tels gabarits.

Figure 1.19: Exemples de gabarits de bruit pour un alternateur automobile

Le bruit de l’alternateur est notamment détectable lorsque le bruit du moteur thermique est faible, par exemple, lors du ralenti moteur à environ 700 tr/min ce qui correspond à une vitesse de rotation d’environ1800tr/min pour l’alternateur.

Avant ce travail, il était difficile de garantir le respect du cahier des charges acoustique dès la phase de calcul. Seules quelques règles de conception, généralement empiriques, per- mettaient de limiter les niveaux de bruit, souvent au détriment du coût et des performances.

De surcroît, ces règles étaient insuffisantes pour prévoir l’émergence de pics de bruit. La méthode la plus utilisée pour déterminer le niveau acoustique d’un alternateur restait la mesure en chambre semi-anéchoïque. Il était donc nécessaire de fabriquer un ensemble d’alternateurs pour évaluer leurs niveaux de bruit.

L’approche adoptée dans cette thèse consiste à simuler le bruit acoustique d’origine ma- gnétique des alternateurs à griffes. Cette simulation peut se scinder en trois grandes étapes.

La première étape est la simulation électromagnétique qui permet de calculer les forces magnétiques qui s’exercent au sein de la machine. Ces forces constituent la source du bruit.

La seconde étape est le calcul de la base modale qui caractérise le comportement vibratoire de la machine. Ces deux premières étapes peuvent s’effectuer en parallèle. La troisième

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étape consiste à calculer les vibrations et le bruit acoustique émis par la machine à partir des forces magnétiques et de la base modale. La Figure 1.20 résume la méthode de calcul du bruit acoustique d’origine magnétique.

Figure 1.20: Méthode de calcul du bruit acoustique d’origine magnétique d’une machine électrique

Grâce à cette approche, il est possible d’étudier le phénomène de génération du bruit magnétique et de déterminer les paramètres influents sur le bruit tant du point de vue de la source du bruit (i.e. les forces magnétiques) que du point de vue de la structure mécanique (i.e. réponse vibro-acoustique). La simulation permettra ensuite de comparer différentes configurations afin de déterminer la solution optimale du point de vue du bruit acoustique et des performances dès le stade de calcul, en limitant de facto le nombre d’essais physiques ainsi que le temps de conception global.

(36)

2 É TAT D E L’ A R T

La méthode de calcul du bruit acoustique d’origine magnétique exposée au chapitre précé- dent nécessite une approche multiphysique. Dans ce chapitre, un état de l’art sur la modé- lisation électromagnétique, mécanique et acoustique des machines électriques est présenté.

On détaillera en particulier la modélisation électromagnétique analytique, permettant de caractériser les forces magnétiques, et les difficultés liées à la modélisation mécanique dynamique.

Les principales méthodes de réduction du bruit acoustique des machines électriques seront ensuite abordées. Elles seront divisées en deux catégories : celles agissant sur les forces magnétiques et celles agissant sur la structure de la machine.

Enfin, une synthèse résumera les travaux précédents sur le bruit acoustique d’origine magnétique des machines électriques et les objectifs de cette thèse seront donnés.

Sommaire

2.1 Modélisation électromagnétique et vibro-acoustique des machines électriques 37 2.1.1 Modèle électromagnétique 37

2.1.2 Modèle mécanique dynamique 43 2.1.3 Modèle acoustique 48

2.2 Réduction du bruit acoustique d’origine magnétique 50 2.2.1 Modifications des forces magnétiques 50

2.2.2 Modifications de la structure mécanique 53 2.2.3 Résumé des solutions de réduction du bruit 55

2.3 Synthèse des travaux précédents et positionnement de la thèse 56

(37)

2 . 1 m o d é l i s at i o n é l e c t r o m a g n é t i q u e e t v i b r o - a c o u s t i q u e d e s m a c h i n e s é l e c t r i q u e s

2 . 1 . 1

Modèle électromagnétique

Le modèle électromagnétique permet de calculer les forces magnétiques à l’origine du bruit acoustique. Différents types de modèles électromagnétiques peuvent être utilisés et seront détaillés dans le paragraphe suivant. On insistera ensuite sur le calcul analytique des forces magnétiques basé sur la décomposition de l’induction magnétique dans l’entrefer en un produit d’une fonction de force magnétomotrice et d’une fonction de perméance par unité de surface. Cette méthode est la plus couramment utilisée dans les études précédentes sur le bruit acoustique d’origine magnétique et permet de caractériser les forces magnétiques en fonction de leurs origines.

2 . 1 . 1 . 1

Types de modèles électromagnétiques

On classe généralement les modèles électromagnétiques dans 3 catégories : numérique, semi-numérique et analytique. Les paragraphes suivants présentent ces différents modèles.

m o d è l e é l e c t r o m a g n é t i q u e n u m é r i q u e Les modèles numériques consistent à discrétiser la géométrie des pièces pour pouvoir résoudre les équations de Maxwell rap- pelées ci-dessous.

−→rot−→

E = −∂−→ B

∂t

( 2 . 1 )

−→rot−→ H =−→

J +∂−→ D

∂t

( 2 . 2 )

div−→

B =0

( 2 . 3 )

div−→

D =ρ

( 2 . 4 )

avec −→

E le champ électrique, −→

D l’induction électrique, −→

H le champ magnétique, −→ B l’induction magnétique, −→

J la densité de courants et ρ densité volumique de charges élec- triques.

Parmi les méthodes numériques, la méthode des éléments finis est la plus utilisée même pour les machines à griffes (Kuppers, Ramesohl et Kaehler [36], [59], [34]). La Figure 2.1 montre l’induction magnétique dans une machine à griffes calculée par cette méthode. C’est la méthode la plus précise et permet en outre de prendre en compte la non linéarité des matériaux magnétiques, les flux de fuite, la géométrie exacte des pièces et les harmoniques des courants dans les phases du stator.

(38)

Figure 2.1: Induction magnétique calculée par la méthode des éléments finis au rotor et au stator d’une machine à griffes

m o d è l e é l e c t r o m a g n é t i q u e s e m i-n u m é r i q u e Les modèles semi-analytiques re- présentent généralement le circuit magnétique par un réseau de réluctances. Les pièces sont discrétisées et des réluctances équivalentes sont calculées pour chaque partie de la machine.

Différents modèles réluctants de l’alternateur à griffes ont été développés par Hecquet [26], Rakotovao [56], Ostovic et al. [53] et Albert [3] (Figure2.2). Ce type de modèle a été utilisé par Hecquet [27] pour calculer les forces magnétiques dans une machine à griffes.

Ces modèles ont l’avantage d’être plus rapides que les modèles éléments finis mais sont moins précis notamment pour prendre en compte la saturation locale, la géométrie exacte des pièces ou encore les harmoniques dans les courants des phases du stator.

Figure 2.2: Réseau de réluctances d’une machine à griffes proposé par Albert [3]

m o d è l e é l e c t r o m a g n é t i q u e a na ly t i q u e Les modèles électromagnétiques analytiques s’appuient généralement sur la décomposition de l’induction magnétique radiale