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d’isolation électrique de machines de traction électrique
Florian Loubeau
To cite this version:
Florian Loubeau. Analyse des phénomènes de vieillissement des matériaux d’isolation électrique de machines de traction électrique. Energie électrique. Université Grenoble Alpes, 2016. Français. �NNT : 2016GREAT086�. �tel-01523977�
DOCTEUR DE LA COMMUNAUTE UNIVERSITE GRENOBLE ALPES
Spécialité : Génie Electrique
Arrêté ministériel : 7 août 2006
Présentée par
Florian LOUBEAU
Thèse dirigée par Pascal RAIN
Préparée au sein du Laboratoire de Génie Electrique de Grenoble (G2Elab)
Dans l'École Doctorale d’Electronique, Electrotechnique, Automatique et Traitement du Signal
Analyse des phénomènes de vieillissement des matériaux d’isolation électrique de machines de traction électrique
Thèse soutenue publiquement le 20 décembre 2016 devant le jury composé de :
M. Daniel ROGER
Professeur à l’Université d’Artois, Président
Mme. Isabelle ROYAUD
Professeur à l’Université de Lorraine, Rapporteur
M. David MALEC
Professeur à l’Université de Toulouse, Rapporteur
Mme. Anne DURIEUX
Ingénieure à Renault, Examinateur
Mme. Florence LE STRAT
Remerciements
!!! Un grand merci à tous ceux qui ont participé de près ou de loin à ces 3 ans de travaux !!!
Plus précisément, un grand merci à Anne Durieux pour m’avoir fait confiance pendant plus de 3 ans et pour avoir suivi ce projet au plus près ! Je tiens aussi à remercier Florence Le Strat pour ses précieux conseils et ses orientations pour l’avancement du projet. Merci à Jean-Luc Poitrinet pour son aide dans l’expertise des matériaux et à François Fresnet pour ses connaissances des phénomènes électriques. Merci également à toutes les personnes qui m’ont aidé à Renault durant
ces 3 années : Aurore P., Loic V., Mathieu C., Eric D., Stéphane R., Jean-Marc A., Magali G., Sylvain C., Jean-Baptiste D., Nathalie O-B. …
Je remercie également toutes les personnes du G2Elab avec qui j’ai pu échanger : Rachelle H., Olivier L. et Olivier G-L., Jean-Luc R. (pour ses courses à pied), Nelly B., Alain S. … et tous les doctorants et stagiaires avec qui j’ai passé 3 belles années : Clara, Priscillia, Laure, Maroua, Pierre, Bastien, Guillaume, Jérémie, Joko, Jie, Vikas, Achraf… Un grand merci à tous les ITA pour leur aide précieuse, leur disponibilité et leur bonne humeur : Julien, Jean-Paul, Daniel, Christophe, Sébastien, Jean-Luc, Roland, Pierrot, Geneviève… Merci à Pascal Rain pour avoir dirigé cette thèse.
Je tiens aussi à remercier les membres du jury, Mme Isabelle Royaud, M. David Malec et M.
Daniel Roger, pour avoir accepté de juger ce travail et pour leurs commentaires et leurs conseils constructifs.
Enfin, merci également à ma famille et à mes amis sur Grenoble, Clara, Philippe, Alexandre et Benoit, pour leur aide et les moments passés avec eux.
Voilà, je crois que tout le monde est présent… et sinon… Merci à tous ceux que j’aurais oublié!!!
Sommaire
Sommaire ... 5
Introduction ... 11
1. Contexte ... 12
2. Objectifs ... 12
3. Présentation des travaux de recherche ... 13
CHAPITRE 1 : Etat de l’art ... 15
1. Présentation du contexte industriel ... 18
1.1. Principe du moteur et caractéristiques d’une alimentation MLI ... 18
1.2. Le système d’isolation électrique ... 20
1.3. Contraintes subies par le système d’isolation électrique ... 22
2. Physique des isolants ... 23
2.1. Définition d’un isolant ... 23
2.2. Physique des décharges ... 24
2.3. Polarisations diélectriques des isolants ... 32
2.4. Pouvoir agglomérant des résines d’imprégnation ... 35
3. Phénomènes de vieillissements et de dégradation des isolations des machines tournantes ... 36
3.1. Causes de défaillances ... 36
3.2. Classe thermique ... 36
3.3. Les familles de contraintes ... 38
3.4. Les vieillissements thermiques ... 38
3.5. Les vieillissements électriques... 40
3.6. Les vieillissements environnementaux ... 42
3.7. Les vieillissements mécaniques ... 52
3.8. Les vieillissements multi-contraintes ... 53
3.9. Conclusions ... 54
CHAPITRE 2 : Matériaux et Dispositifs Expérimentaux ... 55
1. Matériaux du système étudié et propriétés ... 58
1.1. Email PEI/PAI (fil émaillé) ... 58
1.2. Papier d’isolation tri-couches Nomex®/Kapton®/Nomex® ... 59
1.3. Papier d’isolation tri-couches Nomex®/PET/Nomex® ... 61
1.4. Résine d’imprégnation en polyesterimide ... 62
1.5. Résine d’imprégnation en époxy ... 63
2. Les échantillons et maquettes ... 66
2.1. Disques de résines ... 66
2.2. Bobines hélicoïdales ... 70
2.3. Motorettes ... 72
3. Caractérisations physico-chimiques ... 73
3.1. Mesure de masse ... 73
3.2. Mesure par calorimétrie différentielle ... 73
3.3. Spectroscopie Infrarouge à transformée de Fourier (FTIR) ... 74
4. Caractérisation mécanique ... 74
5. Caractérisations électriques ... 76
5.1. Spectroscopie diélectrique ... 76
5.2. Mesure de Décharges Partielles ... 77
6. Protocoles des vieillissements ... 80
6.1. Vieillissements isothermes ... 80
6.2. Vieillissements hygrothermiques ... 80
6.3. Vieillissement thermomécanique ... 81
6.4. Vieillissements électriques sous décharges ... 82
Chapitre 3 : Résultats des caractérisations physico-chimiques, mécaniques et électriques ... 83
1. Caractérisations des matériaux avant vieillissement ... 87
1.1. Caractérisations des émaux (fils émaillés) ... 87
1.2. Caractérisations du papier d’isolation tri-couches Nomex®/Kapton®/Nomex® ... 90
1.3. Caractérisation du papier d’isolation tri-couches Nomex®/PET/Nomex® ... 95
1.4. Caractérisations de la résine d’imprégnation en polyesterimide ... 100
1.5. Caractérisations de la résine d’imprégnation en époxy ... 104
2. Caractérisations physico-chimiques des matériaux en vieillissement ... 109
2.1. Vieillissements isothermes ... 109
2.2. Vieillissements hygrothermiques ... 134
3. Caractérisations des maquettes à l’état initial ... 143
3.1. Mesures mécaniques sur bobines hélicoïdales ... 143
3.2. Mesures de TADP sur motorettes ... 144
4. Caractérisations des maquettes en vieillissement ... 153
4.1. Vieillissements isothermes ... 153
4.2. Vieillissement hygrothermique ... 177
4.3. Vieillissement thermomécanique ... 183
4.4. Vieillissement électrique sous décharges ... 187
Chapitre 4 : Discussions ... 191
1. Analyses de l’évolution des propriétés des matériaux ... 194
1.1. Analyses en vieillissement isotherme ... 194
1.2. En vieillissement hygrothermique ... 202
2. Analyses de l’évolution de la TADP du SIE ... 205
2.1. Vieillissements isothermes ... 205
2.2. Vieillissement hygrothermique ... 208
2.3. Vieillissement thermomécanique ... 209
2.4. Evaluation du caractère destructif des décharges partielles ... 210
3. Synthèse des impacts des vieillissements sur le SIE ... 212
3.1. Pourquoi peut-on comparer les impacts des différents vieillissements ? ... 212
3.2. Dégradations des matériaux seuls ... 212
3.3. Dégradations du SIE ... 213
3.4. Hiérarchisation des contraintes ... 214
4. Température et forme d’onde : leurs impacts sur la TADP ... 215
4.1. Effet de la température ... 215
4.2. Impact de la forme d’onde sur la TADP ... 217
5. Discussions sur la robustesse des résines d’imprégnation utilisées ... 218
5.1. Vieillissements thermiques ... 218
5.2. Vieillissements hygrothermiques ... 218
5.3. Vieillissement thermomécanique ... 218
5.4. Vieillissement sous décharges ... 218
Conclusions et Perspectives ... 219
Bibliographie ... 223
ANNEXES ... 235
Annexe 1 : Comparaison des maquettes systèmes et sélection ... 236
Introduction
1. Contexte
Depuis 2009, Renault a lancé sa propre gamme de voitures 100% électriques appelée Zéro Emission (Z.E.) (Figure 1). Dans un premier temps équipées par des moteurs conçus par Continental, les Renault Zoé sont depuis Juin 2015 dotées d’un moteur entièrement conçu en interne.
Figure 1 : Gamme de véhicules Renault Z.E. (dans l’ordre de gauche à droite : Twizy, Zoé, Fluence, Kangoo)
Cette conception d’un moteur de nouveau genre pour Renault entraine de nouvelles connaissances et de nouvelles compétences à acquérir. Un domaine important dans ce moteur électrique est l’isolation électrique. Elle est l’une des garanties principales du bon fonctionnement du moteur. Une défaillance d’un matériau isolant électrique induira un vieillissement prématuré du moteur, à savoir la destruction de ce dernier à court ou moyen terme selon la nature du défaut.
Le système d’isolation électrique est soumis à de nombreuses contraintes : thermiques, environnementales, mécaniques et électriques. La compréhension des différents mécanismes mis en jeu par ces contraintes tant au niveau matériau seul qu’au niveau système complet est donc essentielle. Les travaux effectués et présentés ici s’attachent à comprendre ces différents comportements du système d’isolation avec un focus particulier sur les résines d’imprégnation.
2. Objectifs
De par ces travaux de recherches, quatre objectifs majeurs sont visés :
1) Modéliser en conditions accélérées le vieillissement du système d’isolation étudié,
2) Etablir une hiérarchisation qualitative et quantitative des contraintes, au regard des vieillissements observés sur les maquettes de moteur,
3) Réaliser une étude comparative de l’impact du type d’onde appliquée sur les décharges partielles observées,
4) Conclure sur les résines d’imprégnation en terme de robustesses relatives en tenant compte à la fois des essais sur matériaux seuls et sur maquettes.
3. Présentation des travaux de recherche
Ces travaux de recherches sont présentés par la suite selon 4 parties.
La première partie de ce document commence par la présentation du moteur électrique et notamment le système d’isolation électrique. Les différents types de matériaux utilisés dans ces systèmes d’isolation sont décrits et les contraintes subies seront définies. Une description de phénomènes physiques propres aux isolants est ensuite effectuée abordant les mécanismes des décharges et de polarisation. Ces descriptions sont accompagnées par des exemples issus de la littérature illustrant les matériaux utilisés dans cette étude. Cette partie se termine par un état des lieux des phénomènes de vieillissement des systèmes d’isolation électrique des machines tournantes et une sélection des vieillissements pertinents pour notre étude.
La seconde partie s’attache à la présentation des matériaux et des dispositifs expérimentaux. Tout d’abord, les différents matériaux et les maquettes utilisés pendant cette étude seront décrits. Leurs propriétés et leur mise en œuvre lors de la préparation d’échantillons et de maquettes seront données. Ensuite, une description sera faite des moyens de caractérisation utilisés, que ce soit pour la caractérisation chimique, mécanique ou électrique. Enfin, les protocoles de vieillissements seront donnés.
Dans cette troisième partie abordant les résultats obtenus, ces derniers seront séparés selon qu’ils concernent des matériaux seuls ou bien des maquettes systèmes. Les résultats concernant les matériaux seuls avant application des contraintes seront d’abord présentés : analyse par spectroscopie IR, absorption en eau, propriétés diélectriques… S’ensuivent les résultats sur ces matériaux lors des différents vieillissements. Le même enchainement est appliqué concernant les résultats concernant les maquettes systèmes. Les mesures de la Tension d’Apparition des Décharges Partielles (TADP) et l’influence de la forme d’onde sur celle-ci ainsi que les mesures de pouvoir agglomérant sont présentées avant et après application des différentes contraintes.
Enfin, la dernière partie s’attache à exploiter et analyser ces résultats. La compréhension des mécanismes de dégradations des matériaux et des maquettes systèmes sera réalisée. Des liens entre les différentes dégradations seront faits et une hiérarchisation des contraintes sera établie.
CHAPITRE 1 : Etat de l’art
Chapitre 1
1. Présentation du contexte industriel ... 18
1.1. Principe du moteur et caractéristiques d’une alimentation MLI ... 18
1.1.1. Principe d’un moteur synchrone à rotor bobiné ... 18
1.1.2. Principes d’une alimentation MLI ... 19
1.2. Le système d’isolation électrique ... 20
1.2.1. Système d’isolation électrique du moteur ... 20
1.2.2. L’émail ... 20
1.2.3. Le papier isolant ... 21
1.2.4. Résine et vernis d’imprégnation ... 21
1.3. Contraintes subies par le système d’isolation électrique ... 22
2. Physique des isolants ... 23
2.1. Définition d’un isolant ... 23
2.2. Physique des décharges ... 24
2.2.1. Les catégories de décharges partielles ... 24
2.2.2. Mécanisme d’avalanches électroniques ... 24
2.2.3. Arborescence électrique et rupture d’isolation... 25
2.2.4. Loi de Paschen ... 26
2.2.5. Corrections en pression et température à la loi de Paschen ... 27
2.2.6. Impact du type d’onde sur le niveau de TADP ... 28
2.2.7. La mesure des décharges partielles... 29
2.2.8. Analyse et reconnaissance des décharges partielles ... 30
2.3. Polarisations diélectriques des isolants ... 32
2.3.1. Généralités ... 32
2.3.2. Etat de l’art sur les études des propriétés diélectriques des isolants utilisés ... 33
2.4. Pouvoir agglomérant des résines d’imprégnation ... 35
2.4.1. Principe ... 35
2.4.2. Applications ... 35
3. Phénomènes de vieillissements et de dégradation des isolations des machines tournantes ... 36
3.1. Causes de défaillances ... 36
3.2. Classe thermique ... 36
3.3. Les familles de contraintes ... 38
3.4. Les vieillissements thermiques ... 38
3.4.1. Vieillissement à température constante ... 38
3.4.2. Vieillissement sous cycle thermique ... 38
3.5. Les vieillissements électriques... 40
3.5.1. Généralités sur le vieillissement électrique ... 40
3.5.2. Vieillissement sous décharges ... 41
3.6. Les vieillissements environnementaux ... 42
3.6.1. Les différents types de contraintes environnementales ... 42
3.6.2. La thermo-oxydation ... 42
3.6.3. Le vieillissement hygrothermique ... 50
3.7. Les vieillissements mécaniques ... 52
3.8. Les vieillissements multi-contraintes ... 53
3.8.1. Cas des vieillissements appliqués simultanément ... 53
3.8.2. Cas des cycles de vieillissements ... 53
3.9. Conclusions ... 54
1. Présentation du contexte industriel
1.1. Principe du moteur et caractéristiques d’une alimentation MLI
1.1.1.Principe d’un moteur synchrone à rotor bobiné
Le moteur qui servira de référence pour l’étude des différents matériaux du système d’isolation électrique (SIE) est un moteur triphasé de type synchrone à rotor bobiné. La machine se compose d’une partie tournante, le rotor, et d’une partie fixe, le stator.
Le stator (Figure 2) est constitué d’un noyau en fer dans lequel sont disposés trois enroulements identiques décalés de 2π/3 les uns par rapport aux autres. L’ensemble de ces enroulements forme le bobinage statorique. Les conducteurs de ce dernier sont placés dans les fonds d’encoches du noyau de fer et se rebouclent aux extrémités du stator dans les têtes de bobine (également appelées
« chignon »). Grâce à l’alimentation par un réseau triphasé, les enroulements créent un champ tournant multipolaire. A noter que la batterie délivre une tension de 400 VDC.
Figure 2 : Stator du moteur synchrone
Le rotor (Figure 3) est composé de 4 bobines en série parcourues par un courant continu.
L’enroulement de ces bobines créé une succession de pôles Nord et Sud.
Figure 3 : Rotor bobiné du moteur synchrone
Ce placement fixe des pôles du rotor (une bobine correspond toujours à un même pôle) sous l’action du champ magnétique statorique entraîne en rotation le rotor et par conséquent la suite d’arbres afin de faire avancer le véhicule.
1.1.2. Principes d’une alimentation MLI
En automobile, il est nécessaire de pouvoir faire varier la vitesse du moteur. Pour les moteurs thermiques, cela revient à augmenter ou diminuer le débit en carburant. Pour ces moteurs électriques, la commande de la vitesse se fait par variation de la vitesse du champ tournant ce qui est obtenu par variation de la fréquence de la tension d’alimentation. Cette tension est fabriquée à partir de créneaux d’amplitude constante et de largeur variable. Cette modulation de largeur (Modulation de la Largeur d’Impulsion, MLI, ou PWM pour Pulse-Width Modulation) permet de constituer, après filtration, un signal sinusoïdal de fréquence variable.
La tension générée par cette technique est donc un train d’impulsion à haute fréquence en accord avec une loi sinusoïdale. Pour ce faire, un signal de référence (souvent une sinusoïde) est comparée avec un signal triangulaire. Lorsque le signal de référence est supérieur au signal triangulaire, le signal MLI est dans son état maximal (soit 1), sinon il est égal à 0 (Figure 4).
Figure 4 : Génération de signaux MLI (superposition de signaux sinusoïdaux et triangulaires)
Dans ce signal, la puissance envoyée au moteur est proportionnelle au ratio du temps passé en position haute sur la période.
1.2. Le système d’isolation électrique
1.2.1.Système d’isolation électrique du moteur
Le système d’isolation du moteur est nécessaire afin d’isoler les différentes parties électriques du moteur entre elles. Il se compose de trois éléments principaux : l’émail autour des fils de cuivre, le papier isolant et la résine (ou le vernis) d’imprégnation. Différents types d’isolation existent.
Premièrement, une isolation entre les fils de même phase (n°3 de la Figure 5) est appliquée : i.e.
isolation entre spires. Ceci est assuré par l’émail et par la résine d’imprégnation. Ensuite, il y a l’isolation entre phases (n°1 de la Figure 5) qui est assuré à la fois par l’émail, la résine d’imprégnation et le papier isolant. Enfin, une isolation entre la phase et la masse est nécessaire (n°2 de la Figure 5) pour laquelle, comme l’isolation entre phases, les trois types d’isolation sont employés.
Figure 5 : Les types d'isolations sur machine tournante [CEI 60034]
1 : l’isolation entre phases ; 2 : isolation entre phase et masse ; 3 : isolation entre spires.
1.2.2.L’émail
L’émail du fil de cuivre est la première isolation entre le conducteur et l’environnement extérieur. Le vernis d’émaillage est un mélange comportant solvant, pré-polymère, système de réticulation et additifs [ANT09]. Il est déposé en couches successives sur le fil de cuivre comme schématisé sur la Figure 6.
Figure 6 : Application de l'émail sur fil de cuivre [ANT09]
Différents matériaux polymères peuvent être utilisés comme émail tels que le polyuréthanne, le polyester, le polyesterimide au THEIC (Tris-(2-HydroxyEthyl) Isocyanurate), le polyamide-imide, le polyimide… Pour notre cas, l’émail sera composé de polyesterimide et de polyamide-imide.
1.2.3. Le papier isolant
Le papier isolant sert pour l’isolation entre phase et masse mais aussi entre phases. Les matériaux utilisés pour les papiers sont divers. Ces isolants peuvent être souples et tissés, non tissés, laminés ou bien encore cellulosiques. Ces isolants peuvent également être utilisés sous forme de laminés (ensemble de plusieurs papiers collés). Parmi ces papiers, certains portent une marque déposée et sont utilisés depuis de nombreuses années. Ci-dessous ceux qui sont le plus communément utilisés :
- Le Nomex® : fibre en polyamide aromatique (ou polyaramide) - Le Kapton® : film en polyimide
- Le Mylar : film en polyester téréphtalate (PET) - Film en polypropylène
- Film en polyester…
Dans notre étude, deux types de laminés seront utilisés. Un premier constitué de deux couches de Nomex® englobant un film de Kapton® et un second où les couches de Nomex® entourent un film de PET.
1.2.4.Résine et vernis d’imprégnation
1.2.4.1. Rôles de la résine ou du vernis d’imprégnation
Les vernis et résines d’imprégnation sont généralement déposés sur les bobinages déjà formés.
Leurs rôles sont d’augmenter la tenue mécanique du bobinage afin de mieux résister à la force centrifuge pour le rotor, aux vibrations et aux forces électromagnétiques. Egalement, ils favorisent la dissipation thermique, permettent la protection par rapport à l’environnement (humidité et corrosion) et participent à la tenue diélectrique sur les machines électriques.
Dans le cas du moteur servant de référence pour notre étude, l’imprégnant est aussi appliqué sur les parties courbées des conducteurs (chignons ou développantes), dans les fonds d’encoche du noyau magnétique du stator et sur le dessus des empilements (stacks) extérieurs des tôles du stator.
1.2.4.2. Les familles de résines et de vernis d’imprégnation et leur formulation
Il existe essentiellement quatre familles chimiques de vernis et résines d’imprégnation (pour une classe thermique visée supérieure à 150°C) :
- Les époxys (polyépoxydes), - Les polyesters,
- Les polyesterimides, - Les silicones.
Pour chacune des résines, la réticulation se fera généralement avec un durcisseur en présence d’un catalyseur.
Pour améliorer leurs propriétés physiques et/ou chimiques, des adjuvants pourront être rajoutés [TRO06] :
- Des diluants (réactifs ou non), - Des plastifiants,
- Des stabilisants (anti-oxydants, thermiques, anti-UV), - Des antichocs, des anti-retraits etc…,
- Des charges ou renforts (silice, alumine, mica…).
Deux types de résines seront étudiés durant ces travaux : une en polyesterimide et une en époxy.
1.3. Contraintes subies par le système d’isolation électrique
Différentes contraintes sont subies par le système d’isolation électrique du moteur lors de son fonctionnement mais également à l’arrêt. Ces contraintes sont tout d’abord thermiques avec une température moyenne de l’isolation comprise entre 60 et 80°C et des températures extrêmes allant de -20°C lors de grand froid à 180°C selon le cahier des charges. De ce fait, des aspects de dilatation thermique des différents matériaux lors des démarrages et accélérations sont aussi à considérer.
Des contraintes mécaniques sont également à prendre en compte avec les vibrations engendrées par la route mais aussi de la tenue mécanique du fait de la force centrifuge sur un moteur pouvant aller jusqu’à 11 300 tour/mn. Bien évidemment, le moteur étant électrique, les phénomènes liés à l’alimentation du moteur, notamment le MLI, et l’impact du champ électrique sur le système d’isolation vont être des éléments importants à considérer. Enfin, que ce soit en fonctionnement ou à l’arrêt, ce moteur, refroidi à l’air, est exposé à son environnement. Les problématiques liées à l’oxygène et à l’eau devront donc être appréciées.
2. Physique des isolants
2.1. Définition d’un isolant
Un isolant est caractérisé par une grande résistivité supérieure à 1010 Ω.m [MCC] [DIS92] tandis que celle des conducteurs est inférieure à 10-6 Ω.m. Dans ce matériau, tous les électrons sont fortement liés aux atomes du matériau. L’énergie qu’il faut pour les libérer, et donc avoir de la conduction, est très élevée notamment devant l’énergie thermique ou électrostatique. La mobilité des électrons y est quasi nulle.
Cette énergie est décrite à l’aide de la théorie des bandes (issue elle-même de la théorie des orbitales moléculaires). Cette théorie définit que dans un solide les niveaux d’énergie permis pour les électrons sont confinés dans une bande dont la largeur, de l’ordre de l’électronvolt (1 eV=1,602x10-19 J), dépend du matériau et du recouvrement des orbitales atomiques. Les solides ont une structure de bandes d’énergies permises et de bandes d’énergie interdites. Ces premières se remplissent selon la loi statistique de Fermi. A 0 K, les électrons occupent tous les niveaux d’énergie inférieure au niveau de Fermi. La bande de valence et la bande de conduction sont alors mises en évidence.
Figure 7 : Théorie des bandes métal-semi-conducteur-isolant
Comme il est montré sur la Figure 7, pour un métal, les bandes de valence et de conduction se chevauchent impliquant qu’un faible apport d’énergie suffit à un électron pour se déplacer. Pour un isolant, la bande interdite (ou gap) est beaucoup plus importante. Il faut donc un apport très important d’énergie pour permettre aux électrons d’accéder à cette bande où ils pourront se déplacer. Il est considéré que lorsqu’un matériau a un gap supérieur ou égal à 4-5 eV, il s’agit d’un isolant. En comparaison, l’énergie thermique à 300 K (27 °C) est de 0,026 eV.
Quelques valeurs d’énergies du gap sont données dans le Tableau 1.
Tableau 1 : Energies de gap pour quelques matériaux
Matériau Type Valeur du gap
Métal Conducteur 0 eV
Silicium Semi-conducteur 1,106 eV (à 300 K)
Résine époxy Isolant 4,1 eV
Diamant Isolant 5,1 eV
Ce sont ces électrons situés sur la bande de conduction qui pourront ensuite servir d’électron germe lors du processus d’avalanche électronique.
2.2. Physique des décharges
2.2.1. Les catégories de décharges partielles
Les décharges partielles (DP) sont des impulsions de courant rapides qui ne conduisent pas à un court-circuit entre deux électrodes. C’est en ce sens qu’il s’agit de décharges « partielles ». Beaucoup de classifications de décharges partielles ont été proposées. Un groupe de travail de la CIGRE (Conférence Internationale des Grands Réseaux Electriques) avait distingué 13 cas en fonction des signaux observés [CIG69]. Kreuger a proposé 4 catégories [KRE93] :
- Les décharges internes : elles se déclenchent dans les zones où la rigidité diélectrique est faible. C’est le cas par exemple d’une cavité gazeuse dans un matériau solide,
- Les décharges de surface : se manifestent en présence d’un fort champ tangentiel en surface de l’isolant,
- Les décharges couronnes : elles apparaissent dans les gaz, air en particulier, au niveau des renforcements localisés du champ électrique dues à la géométrie des électrodes (effet de pointe…),
- L’arborescence électrique : elle se crée sur un défaut d’isolation. La croissance des différentes branches se fait grâce aux décharges.
2.2.2.Mécanisme d’avalanches électroniques
En se plaçant dans la configuration d’un champ électrique entre une cathode et une anode, Townsend définit un premier coefficient α correspondant au nombre d’électrons générés par unité de longueur pour un électron incident (Équation 1).
Équation 1
𝑑𝑁 = 𝛼𝑁(𝑥)𝑑𝑥 avec N(x) le nombre d’électrons libres à la distance x
Avant d’entrer en collision avec un atome du gaz séparant l’anode et la cathode, l’électron franchit un libre parcours moyen. Lorsque le champ est suffisamment important pour apporter une énergie cinétique suffisante à l’électron, ce dernier également appelé électron germe, lors d’un impact avec une molécule (ex : Ar, O2…), va permettre d’éjecter un ou plusieurs électrons supplémentaires.
Pour cela, il faut donc que l’énergie cinétique de l’électron (Wcin=eEλ, e la charge de l’électron, E le champ électrique et λ le libre parcours moyen) soit supérieure ou égale à l’énergie d’ionisation Wion. Il apparait alors une tension seuil Us qui est atteinte lorsque ces deux énergies sont égales (Équation
Équation 2
𝑊𝑐𝑖𝑛 = 𝑊𝑖𝑜𝑛 𝑒𝑈𝑠
𝑑 = 𝑊𝑖𝑜𝑛(𝑃,𝑑) 𝑈𝑠 = 𝑑
𝑒 𝑊𝑖𝑜𝑛 (P, d) où p la pression du gaz et d la distance inter-électrodes.
A partir de cette valeur de tension seuil, les électrons accélérés par le champ électrique vont tour à tour percuter d’autres molécules entrainant une multiplication électronique : l’avalanche de Townsend [TOW10] (Figure 8).
Figure 8: Représentation schématique de la multiplication électronique
La succession de plusieurs de ces avalanches conduit aux décharges partielles mesurées couramment.
2.2.3. Arborescence électrique et rupture d’isolation
La multiplication électronique est la première étape de l’arborescence électrique (Figure 9).
Figure 9: Exemple d'arborescence électrique [EIC76]
Les gaz sont ionisés et les ions accélérés par le champ électrique. Ils génèrent de nouveaux sous- produits qui, lors de leur rencontre avec les matériaux environnants, accélèrent leur processus de dégradation.
V e-
e-
e-
Multiplication électronique
électrique peut suffire pour casser des liaisons du matériau: ce dernier est alors dégradé, par agrandissement de la cavité. Lorsque cette dégradation est localement trop importante une arborescence électrique peut apparaitre et conduire au claquage. L’étude de la propagation d’arborescence électrique a fait l’objet de nombreuses études [EIC76] [STO79] [DIS02].
De façon générale, de nombreuses études ont été faites sur la mesure de DP pour des moteurs hautes tensions tournant en courant alternatif sinusoïdal [TET99] [CAP06] mais beaucoup moins ont été réalisées sur les liens entre les DP et les alimentations basse tension [GRU08] et à MLI (Modulation de la Largeur d’Impulsion) [KAU00] [FAB05].
2.2.4.Loi de Paschen
La loi de Paschen s’appuie sur le développement d’une avalanche d’électrons, telle que décrite ci-dessus, ainsi que sur le phénomène d’émission d’électron à la cathode suite au bombardement d’ions positifs du gaz (second coefficient de Townsend). A température constante, Paschen décrit la tension disruptive d’un gaz dans un champ électrique uniforme comme étant une fonction simple du produit de la pression p par la distance d (Figure 10).
Figure 10 : Courbe de Paschen dans l'air à 20 °C [DAK74]
L’allure de cette courbe s’explique par différents phénomènes. A distance constante, lorsque la pression diminue, le libre parcours moyen augmente, la tension seuil permettant le phénomène d’avalanche diminue donc aussi. A très basse pression, étant donné le nombre limité de molécules présentes, l'avalanche ionisante est limitée, entraînant une tension disruptive élevée.
A pression constante, la diminution de la distance inter-électrodes implique une augmentation du champ électrique seuil (Figure 11).
Figure 11: Champ de claquage dans l'air selon la pression et l'épaisseur [KRE89]
Un modèle permet de reproduire [BAD65] [SIL12A], dans un certain domaine de validité compris entre 75 et 400 kV/mm, la courbe de Paschen (Équation 3).
Équation 3
𝑉𝑐 = 𝐵∗𝑝𝑑
𝐶+ln (𝑝𝑑) avec 𝐶 = ln [ 𝐴
ln (1+𝛾1)]
A et B sont des coefficients propres au gaz obtenus à 20 °C pour une humidité de 11 g/m3. Pour l’air, A vaut 15 Torr-1.cm-1 et B vaut 365 V.Torr-1.cm-1. Le coefficient γ est appelé second coefficient de Townsend ou bien coefficient d’émission électronique secondaire. Il s’agit de la probabilité d’extraction d’un électron à la cathode suite au bombardement d’un ion. Ce dernier est dépendant de la nature des électrodes, de leur état de surface ainsi que du gaz. Il varie également en fonction de E/N, N étant le nombre d’entités en jeu, et donc, selon la loi des gaz parfait, en fonction de E/p.
Considérer le coefficient γ constant permet cependant une bonne approximation de la partie quasi linéaire de la courbe.
2.2.5. Corrections en pression et température à la loi de Paschen
Afin de prendre en compte d’éventuels écarts aux conditions de Paschen, notamment pour la température et la pression, des corrections ont été établies. Peek [PEE24] définit un facteur correctif δ afin de tenir compte de ces changements (Équation 4).
Équation 4
𝛿 =293𝑇 760𝑝 avec T la température en Kelvin et p la pression en Torr Ce facteur amène à un décalage de la courbe de Paschen vers le bas lorsque la température
augmente et inversement. Dans son étude, E. Sili [SIL12B] détermine que ce facteur n’est valable
Dunbar et Seabrook [DUN76] s’appuient quant à eux sur la loi des gaz parfaits (Équation 5) et sur la relation de Gay-Lussac pour introduire les effets de la pression et de la température dans la loi de Paschen.
Équation 5
𝑃𝑉 = 𝑛𝑅𝑇 Avec :
- P, la pression (Pa)
- V, le volume occupé par le gaz (m3) - n, la quantité de matière (mol)
- R, la constante universelle des gaz parfaits (~8,314 J.K-1.mol-1) - T, la température (K)
Ainsi, si (P0, T0) définissent dans un état donné d’un gaz, la pression P qui règnerait dans ce gaz à la température T à masse et volume constants peut être calculée selon l’Équation 6.
Équation 6
𝑃0 𝑇0=𝑃
𝑇
La pression P0 est ensuite remplacée pour donner la loi de Paschen modifiée par Dunbar (Équation 7).
Équation 7
𝑉𝑐 = 𝐵 ∗ 𝑃 ∗ 𝑑 ∗ (𝑇0 𝑇 ) 𝐶 + ln (𝑃 ∗ 𝑑 ∗ (𝑇0
𝑇 ))
Ce facteur amène à un décalage de la courbe de Paschen vers la droite lorsque la température augmente et inversement. Dans son étude, E. Sili [SIL12B] détermine que ce facteur n’est valable que pour des variations de distance pour des températures supérieures à 25°C. Il n’est pas valable pour des variations de pression. Le moteur étant amené à fonctionner à des températures au-dessus de l’ambiante, excepté lors de démarrages par température froide, c’est ce facteur correcteur de Dunbar que nous utiliserons par la suite. Sans citer de modèle, Hudon et al. [HUD00] observent une baissent de la TADP sur des paires torsadées de l’ordre de 13 à 15 % entre la température ambiante et 130°C.
2.2.6.Impact du type d’onde sur le niveau de TADP
Outre les conditions environnementales qui impactent les conditions d’apparition des décharges partielles, l’effet du type d’onde de tension appliqué sur les moteurs est un domaine non totalement maitrisé. Des études sur les alimentations MLI ont montré une augmentation des contraintes électriques sur l’isolation, notamment de par les surtensions engendrées qui sont de l’ordre de 25 à 30 % [WRI83] [HUD00] [HWA02] [STO07]. Ces dernières pouvant amener jusqu’à un doublement de la tension nominale [CEI60034]. Cette surtension dépend en particulier de la longueur des câbles d’alimentation et de la vitesse du front de montée [SUN98] [HUD00]. Ne pas mesurer cette surtension au niveau du moteur et considérer pour la TADP la tension d’alimentation
différences de potentiel entre spires au sein d’une même bobine [BEL94] [BIL14] [MBA97]. Des études comparant les niveaux de TADP ont été réalisées et montrent des résultats contradictoires.
Selon Guastavino et al. [GUA10], il est observé une TADP inférieure pour une alimentation MLI face à une tension AC sinusoïdale tandis que Foulon et al. [FOU97] ne voit pas d’effet notable de ces types d’onde sur le seuil d’apparition des DP. Ces derniers notent cependant que les énergies des DP sont plus importantes en MLI. Quant à Okubo et al. [OKU04], ils observent une TADP supérieure pour des fronts raides générés par des impulsions en comparaison avec une tension AC sinusoïdale.
2.2.7. La mesure des décharges partielles
Les méthodes de détections des décharges partielles sont variées. Ci-dessous sont décrites quelques une de ces méthodes.
2.2.7.1. La détection radio
Dans le cas d’une détection radio, les ondes électromagnétiques générées par une décharge sont captées par un récepteur à l’aide d’une antenne. Cependant, cette méthode ne permet pas de localiser ni de quantifier les décharges. Cette méthode, développée à Renault avec le laboratoire Laplace [BIL14], sera utilisée pour la comparaison des niveaux de TADP pour différents types de signaux.
2.2.7.2. La détection acoustique
La détection acoustique est basée sur la détection de la pression de l’onde de choc formée par l’activité de la décharge partielle à l’intérieur du matériau diélectrique. Les signaux sont ensuite convertis en son audible.
2.2.7.3. La détection optique
Lorsqu’elles se déclenchent, les décharges partielles émettent une lumière de faible intensité qui se situe dans le domaine du visible ou des UV. Cela nécessite donc généralement de travailler dans une chambre noire. Cela impose également que la décharge ait lieu en surface ou au sein d’un matériau transparent ou suffisamment translucide. La détection se fait au moyen d’une caméra, ce qui permet de localiser les décharges avec précision. Cependant, la corrélation entre l’amplitude de la décharge et l’intensité lumineuse est difficile à établir. Il faut alors utiliser un photomultiplicateur pour pouvoir corréler l’émission lumineuse avec l’amplitude de la décharge.
2.2.7.4. La détection électrique
Il existe deux types de circuit de mesure des décharges partielles :
- Une mesure indirecte : l’impédance de mesure Zm est en parallèle avec l’échantillon sous test,
- Une mesure directe : l’impédance de mesure est en série avec l’échantillon.
Cette dernière est la plus couramment utilisée et est celle que nous emploierons. Le circuit de mesure est présenté en Figure 12.
Figure 12 : Schéma de principe de la détection directe des DP [KOL09]
Ctest représente ici la capacité du système testé. Elle est connectée en série avec une impédance de mesure Zm. Ck est le condensateur de couplage, c’est un condensateur haute tension exempt de décharges qui va fournir des charges de manière transitoire au système testé.
Lorsque qu’une décharge se produit, deux cas se distinguent à nouveau :
- Si Zm est une résistance seule, la réponse du circuit RC (tension aux bornes de Zm) à cette décharge est une impulsion exponentielle décroissante
- Si Zm se compose d’une résistance plus une bobine, la réponse du circuit RLC est oscillatoire et amortie
Dans ces deux situations, la hauteur de l’impulsion est proportionnelle à la charge q. Cette dernière peut être obtenue par intégration du courant de décharge.
2.2.8. Analyse et reconnaissance des décharges partielles
De nombreuses études se sont portées sur les mesures et les interprétations des décharges partielles afin d’identifier leurs provenances et ainsi détecter la présence éventuelle de défauts d’isolation [NAT88] [GUL92] [GUT95] [JAM95] [NIE95] [KIM04] [CON09]. Hudon et Bélec [HUD05]
établissent une liste de figures types pouvant apparaitre sur des stators d’alternateurs (Figure 13).
Figure 13 : Figures types de DP et leurs identifications [HUD05]
Un autre défaut donnant lieu à une interprétation clairement définie est la présence de cavité au sein du matériau isolant. Les décharges se produisant à l’intérieur à la cavité donnent lieu à une figure ressemblant à un corps et une oreille de lapin [GUT95] [NIE95] [KIM04] (Figure 14). Selon Kim et al. [KIM04], la première décharge présente qui se produit dans le front montant est une décharge de type streamer due à la présence d’espèces électronégatives telles que l’eau ou le CO2 dans la cavité.
Ces premières décharges forment l’oreille du lapin tandis que le reste des décharges forment le corps du lapin.
Figure 14 : Figure de DP représentant un "corps et une oreille de lapin" décrivant la présence d’une cavité [KIM04]
Des méthodes de reconnaissance numérique ont également été mises au point [GUL92] [KRE93].
2.3. Polarisations diélectriques des isolants
2.3.1.Généralités
La spectroscopie diélectrique permet l’étude des propriétés diélectriques du matériau telles que sa permittivité, grâce à des mesures de capacité, et son angle de perte (tan delta). Son principe est basé sur l’application d’une tension sinusoïdale et la mesure de l’amplitude et du déphasage de la réponse en courant (Figure 15). Ces mesures se font sur un large spectre de fréquence.
Figure 15 : Principe de la spectroscopie diélectrique [NOV09]
En considérant que la tension appliquée est U(ω)=U0 cos (ωt), le courant obtenu est alors I(ω)=I0 cos (ωt –ϕ). La tension et le courant sont donc reliés par la relation présentée dans l’Équation 8.
Équation 8
𝐼∗(ω) = 𝑌𝑝∗∗ 𝑈∗(ω) avec Yp*
l’admittance complexe
Cette dernière peut d’ailleurs s’exprimer en fonction de la capacité complexe Cp* (Équation 9).
Équation 9
1
𝑌𝑝∗(𝜔)= − 𝑗
𝜔𝐶𝑝∗(𝜔)=𝑈∗(𝜔) 𝐼∗(𝜔)
La permittivité diélectrique complexe ε* et l’angle de perte tan δ sont définis selon l’Équation 10 et l’Équation 11.
Équation 10
𝜀 ∗(𝜔) = 𝜀 ′(𝜔) − 𝑗𝜀 "(𝜔) = − 𝑗
𝜔𝑍𝑠∗(𝜔)𝐶0= −𝑗𝑌𝑝∗(𝜔) 𝜔𝐶0 =𝐶𝑝∗
𝐶0 Avec 𝐶0=𝐴 𝜀0
𝑑 où A est la surface et d l’épaisseur de l’échantillon.
Équation 11
tan 𝛿 =𝜀"(𝜔)
𝜀′(𝜔) = −𝑍′(𝜔) 𝑍"(𝜔)
Visuellement, δ est l’angle complémentaire du déphasage entre la tension aux bornes de l’isolant et le courant traversant l’isolant. Pour un bon isolant, le tan δ sera faible.
Ces deux propriétés que sont la permittivité et l’angle de perte sont dépendantes de la température et de la fréquence.
2.3.2. Etat de l’art sur les études des propriétés diélectriques des isolants utilisés 2.3.2.1. Papier isolant Nomex®-Kapton®-Nomex® (NKN)
Aucune étude n’a pu être trouvée sur des mesures de propriétés diélectriques d’un papier isolant de type Nomex®-Kapton®-Nomex®. De ce fait, les recherches se sont portées sur des études réalisées sur les matériaux seuls.
Concernant le Kapton®, de nombreuses études ont été réalisées. De façon non exhaustive, nous pouvons citer celles de Suthar et al. [SUT92], de Yasufuku [YAS03], de Talon [TAL07] et de [YAN12]
qui étudient le Kapton® à température ambiante sur la gamme de fréquence de 102 à 106 Hz. La permittivité relative est stable sur cette gamme et se situe aux environs des 3,3-3,5. Elles montrent que la permittivité du Kapton® est stable à 3,2 entre 20 et 200°C à 60 Hz et à 1,2 kHz [HAM92] [LI10].
Le facteur de pertes est également stable selon la température entre 20°C et 200°C selon: Hammoud et al. [HAM92] est vaut environ 2x10-3 à 60 Hz. Li et al. [LI10] observent à 1,2 kHz des variations sur cette gamme de température avec des valeurs passant de 8x10-4 à 20°C, à 1,5x10-3 à 110°C pour finir à 1,5x10-3 à 200°C.
Concernant le comportement du Kapton® en vieillissement thermique, Bellomo et al. [BEL94] ne notent pas de variations significatives de la permittivité relative et du facteur de perte après 1000 h à 210°C sur des échantillons d’épaisseur de 20 à 30 µm tandis que Li et al. [LI10] observent une augmentation de ces deux facteurs à 1 kHz après un vieillissement thermique de quelques heures à 450°C sur des échantillons de 125 µm d’épaisseur.
Concernant le Nomex®, une seule étude mentionnant les propriétés diélectriques a été trouvée.
Yasufuku et al. [YAS03] mesurent la permittivité relative et le facteur de perte du Nomex® à température ambiante entre 102 et 106 Hz. Ces deux propriétés sont stables sur cette gamme de fréquence avec des valeurs autour de 3 pour la permittivité relative et aux environs de 10-2 pour le facteur de perte.
2.3.2.2. Papier isolant Nomex®-PET-Nomex® (NPN)
Comme pour le précédent papier isolant, aucune étude n’a pu être trouvée sur des mesures de propriétés diélectriques d’un papier isolant de type Nomex®-PET-Nomex®.
Les études sur le PET sont variées et surtout les résultats diffèrent selon le degré de cristallinité du matériau [BEL94] [ALV04]. Dans leurs travaux Bellomo et al. [BEL94] et Neagu et al. [NEA97]
observent que la permittivité relative du PET est stable entre l’ambiante et 70°C autour des 3,1 (à 1 Mhz) - 3,4 (à 1 kHz).
Le facteur de perte évolue quant à lui entre 3,2x10-3 et 1,2x10-2 entre 102 et 106 Hz à température ambiante du fait d’une β-relaxation dont le pic se trouve à 400 kHz [PIH13]. Mais ces valeurs sont à prendre à titre indicatif. En effet, Alvarez et al. montrent une diminution de la permittivité lors de la cristallisation d’un PET amorphe. Ceci est en accord avec les mesures faites par Bellomo [BEL94] qui explique la diminution de la permittivité observée par une recristallisation.
Les études concernant le Nomex® ont été présentées dans la Partie 2.3.2.1 (Chapitre 2).
2.3.2.3. Résine polyesterimide
Les études sur les résines polyesterimide sont de façon générale peu nombreuse et concernent principalement leur formulation. Les recherches sont principalement effectuées sur le polyesterimide utilisé pour les vernis d’émaillage.
Deux études concernant des résines d’imprégnation ont été trouvées. L’étude de Xia et al. [XIA15]
sur un polyesterimide sans solvant montre un facteur de perte à température ambiante de 3,6x10-2 à 1 kHz. Les travaux de Fetouhi et al. [FET16] s’avèrent un plus complets et présentent les courbes de permittivités, de pertes diélectriques et de facteur de perte en fonction de la température à plusieurs fréquences. Il est observé de fortes augmentations de ces propriétés au-delà de la Tg situé à 90°C notamment à 0,1 Hz (Figure 16).
Figure 16 : Evolutions des propriétés diélectriques d’une résine polyesterimide utilisée par Fetouhi et al. [FET16]
Concernant le polyesterimide utilisé comme vernis d’émaillage, Petitgas et al. [PET11] [PET13]
mesurent le facteur de perte d’un polyesterimide modifié au THEIC à 1 kHz entre 20°C et 400°C. La propriété s’avère stable jusqu’à 150°C, autour des 6x10-3. S’ensuit une forte augmentation de ce facteur avec un pic à 180°C, lié à sa Tg.
La permittivité diélectrique est mesurée aux environs des 3,3 à 20°C puis diminue jusqu’à 3,1 à 75°C et se stabilise ensuite à cette valeur jusqu’à 150°C. Cette diminution est expliquée par un séchage progressif du matériau. Une étude, réalisée par Aymonino [AYM07], concerne les propriétés diélectriques du polyesterimide au-dessus de 200°C, sortant du cadre de nos recherches.
2.3.2.4. Résine époxy
De très nombreuses études sur les propriétés diélectriques des matériaux époxy ont déjà été réalisées. Elles portent sur différents aspects tels que le suivi des propriétés diélectriques durant la polymérisation ou bien l’impact des charges sur ces mêmes propriétés. De ce fait, ici ne seront ciblées que quelques études portant sur des résines époxy proches du matériau étudié.
