Conception d`une machine asynchrone haute température

Université Lille Nord de France – École doctorale SPI – 072
Université d’Artois – Laboratoire Systèmes Électrotechniques et Environnement (LSEE)
THÈSE
Présentée en vue d’obtenir le grade de
Docteur de l’Université d’Artois
par
Dorin COZONAC
Discipline : Génie Électrique
Conception d’une machine asynchrone
haute température
Soutenue publiquement à Béthune le 7 octobre 2015 devant le jury composé de :
Rapporteurs :
Examinateurs :
Invités :
J-P. CAMBRONNE, Professeur Université Paul Sabatier- Toulouse III, Toulouse
B. NAHID MOBARAKEH, Maître de conférences HDR Université de Lorraine, Nancy
J.OJEDA
Maître de conférences à l’ENS Cachan
G. VELU
Professeur, LSEE – Université d’Artois, Directeur de thèse
S. DUCHESNE
Professeur, LSEE – Université d’Artois
J-Ph. LECOINTE Professeur, LSEE – Université d’Artois, Co-directeur de thèse
M. CHARLAS
Docteur-Ingénieur, Labinal Power System (Groupe SAFRAN)
Remerciements
Le travail présenté dans ce mémoire a été effectué au Laboratoire Systèmes Électrotechniques et
Environnement (LSEE) de l’Université d’Artois à Béthune dirigé par Monsieur Jean-François BRUDNY
jusqu’en septembre 2014 puis par J-Philippe LECOINTE. Je tiens à les remercier pour m’avoir accueilli dans
leur équipe pendant ces années de travaux de recherche.
Je souhaite également adresser mes sincères remerciements à Monsieur Gabriel VELU d’avoir encadré
mes travaux et m’avoir guidé tout au long de ma thèse. Sa motivation, sa disponibilité, ses compétences, ses
encouragements et son aide ont été déterminants pour moi et pour ce travail. De même, je tiens remercier
mes co-encadrants, notamment Monsieur Jean-Philippe LECOINTE et Monsieur Stéphane DUCHESNE
pour leurs précieux conseils, leurs soutiens et d’avoir créé une atmosphère propice à la bonne réussite de mes
travaux.
Mes remerciements vont également à l’ensemble des membres du jury pour leur collaboration à
l’examen de ce travail et leur participation à la soutenance.
Je remercie profondément à Monsieur Jean Pascal CAMBRONNE, professeur à l’Université Paul
Sabatier- Toulouse III, Toulouse ainsi qu’à Monsieur Babak NAHID-MOBARAKEH maître de conférences
HDR à l’Université de Lorraine, Nancy pour leur intérêt qu’ils ont accordé à mes travaux de recherche en
acceptant d’en être rapporteur. Je suis très honoré de leur présence dans ce jury. Qu’ils trouvent ici le
témoignage de ma profonde reconnaissance.
Mes remerciements vont aussi à tous les personnels techniques, administratifs et scientifiques du LSEE
que j’ai côtoyés au cours de ces trois années de thèse.
J’adresse mes sincères remerciements à Monsieur Serghei SAVIN qui a établi les premiers contacts avec
le Laboratoire LSEE et pour son soutien au début de mon séjour à Béthune et à l’adaptation à la société
française.
Je souhaite évidemment remercier l’ensemble des doctorants avec qui j’ai eu plaisir de travailler dans
une ambiance chaleureuse et conviviale.
Enfin, je remercie ma femme Ana, ma famille et mes amis pour leur soutien moral durant ces années de
thèse.
5
Sommaire
Sommaire
Remerciements ............................................................................................................................................ 3
Sommaire ..................................................................................................................................................... 7
Introduction générale................................................................................................................................ 11
I
État de l’art...................................................................................................................................... 17
I.1 Contexte et problématique ................................................................................................................ 19
I.2 Effets de la température sur les machines tournantes ....................................................................... 20
I.2.1
Cas de la machine asynchrone ................................................................................................... 21
I.2.2
Fondements théoriques du moteur asynchrone. ......................................................................... 22
I.2.3
Influence de la température sur le choix des composants du moteur......................................... 27
I.2.4
Machines électriques fonctionnant à HT° .................................................................................. 29
I.3 Influence de la température sur les propriétés des matériaux ........................................................... 32
I.3.1
Matériaux isolants ...................................................................................................................... 32
I.3.2
Matériaux magnétiques .............................................................................................................. 39
I.3.3
Impacts de la température sur les matériaux conducteurs ......................................................... 44
I.4 Conclusion ........................................................................................................................................ 46
Bibliographie Chapitre I........................................................................................................................... 47
II
Caractérisation des matériaux candidats aux hautes températures .......................................... 57
II.1 Identification des fils candidats avec isolation inorganique ............................................................. 59
II.1.1 Méthodologie et système de mesure .......................................................................................... 60
II.1.2 Comparaison des fils avec différentes isolations inorganiques ................................................. 64
II.1.2.1
Description des fils HT° ............................................................................................................... 64
II.1.2.2
Analyse générale des fils HT° ...................................................................................................... 66
II.1.2.3
Analyse structurelle des fils HT° ................................................................................................. 67
II.2 Isolants plats et ciments d’imprégnation ........................................................................................... 72
II.2.1.1
Les isolants plats .......................................................................................................................... 72
II.2.1.2
Ciments d’imprégnation ............................................................................................................... 74
II.3 Performances des fils candidats à HT° ............................................................................................. 78
II.3.1 Caractérisation diélectrique ....................................................................................................... 78
II.3.1.1
Résistance d’isolation................................................................................................................... 79
II.3.1.2
Capacité parallèle ......................................................................................................................... 80
II.3.1.3
Décharges Partielles et tension de claquage ................................................................................. 81
II.3.1.4
Interprétation des résultats ........................................................................................................... 83
II.3.2 Caractérisation des contraintes mécaniques sur les isolants céramiques ................................... 86
II.3.2.1
Analyse du rayon de courbure dans un métal liquide................................................................... 86
II.3.2.2
Analyse du rayon de courbure par microscopie de la surface de l’isolant ................................... 88
II.3.2.3
Interprétation des résultats ........................................................................................................... 90
II.3.3 Caractérisation du fil candidat final ........................................................................................... 90
II.3.3.1
Préparation des échantillons ......................................................................................................... 91
II.3.3.2
Résultats ....................................................................................................................................... 92
9
II.4 Circuit magnétique ........................................................................................................................... 98
II.4.1 Tôles à grains orientés............................................................................................................... 99
II.4.2 Essais sur cadre torique en température .................................................................................... 99
II.5 Conclusion...................................................................................................................................... 106
Bibliographie Chapitre II ...................................................................................................................... 107
III
Contribution au dimensionnement d’une machine asynchrone HT° ...................................... 111
III.1 Description des éléments du moteur .............................................................................................. 113
III.1.1 Conception du bobinage.......................................................................................................... 113
III.1.2 Design du circuit magnétique ................................................................................................. 116
III.1.3 Éléments passifs ...................................................................................................................... 119
III.2 Modèle thermique .......................................................................................................................... 120
III.2.1 Modèle thermique pour la MASHT° ...................................................................................... 120
III.2.2 Analyse mathématique du modèle thermique ......................................................................... 127
III.2.3 Calcul des éléments du modèle thermique .............................................................................. 129
III.2.3.1
Sources de chaleur du moteur .................................................................................................. 129
III.2.3.2
Résistances thermiques par conduction.................................................................................... 130
III.2.3.3
Résistances thermiques par convection .................................................................................... 134
III.2.3.4
Résistances thermiques par rayonnement................................................................................. 137
III.2.3.5
Les capacités thermiques.......................................................................................................... 137
III.2.3.6
Résultats ................................................................................................................................... 138
III.3 Méthode de calcul d’une MASHT° ................................................................................................ 139
III.3.1 Stratégie de dimensionnement du MASHT° ........................................................................... 139
III.3.1.1
Exploitabilité de la bibliographie. Définition des contraintes .................................................. 139
III.3.1.2
Méthodes de calcul des machines asynchrones ........................................................................ 140
III.3.1.3
Adaptation à la conception des moteurs à HT° ........................................................................ 144
III.3.2 Méthodologie de calcul ........................................................................................................... 146
III.3.2.1
Paramètres de classe 0.............................................................................................................. 147
III.3.2.2
Paramètres de classe 1. Choix des variables ............................................................................ 149
III.3.2.3
Paramètres de classe 2. Début du calcul électromagnétique. ................................................... 153
III.3.2.4
Dimensionnement géométrique du stator et du rotor ............................................................... 156
III.3.2.5
Calcul des paramètres du régime de fonctionnement ............................................................... 158
III.3.2.6
Expression du couple ............................................................................................................... 159
III.3.2.7
Calcul des pertes ...................................................................................................................... 160
III.3.2.8
Courbes de fonctionnement...................................................................................................... 161
III.3.2.9
Analyse des paramètres impactant le dimensionnement .......................................................... 163
III.4 Conclusion...................................................................................................................................... 172
Bibliographie Chapitre III ..................................................................................................................... 173
Conclusion générale et perspectives...................................................................................................... 177
10
Introduction générale
Introduction générale
La conception des machines électriques tournantes repose sur les propriétés mécaniques, électriques et
thermiques qu’offrent les matériaux qui constituent ces machines. Par exemple, pendant longtemps, atteindre
de très grandes vitesses a été impossible pour des problèmes de guidage mécanique. Actuellement, les
densités de courant choisies par les concepteurs de machines tournantes ne dépassent que rarement 6A/mm2,
sauf pour les machines équipées de systèmes de refroidissement évolués, comme les actionneurs refroidis par
eau ou les turbo-alternateurs. L’augmentation des densités de courant conduit en effet à des échauffements
que les matériaux isolants organiques utilisés dans la majorité des cas ne supportent pas. Pourtant, accroître
la température de fonctionnement des actionneurs électriques tournants revêt un double intérêt.
Premièrement, certaines applications requièrent des moteurs électriques pouvant évoluer dans des
environnements chauds. Un exemple typique est la nouvelle technologie « open rotor », en développement
pour les futures turbines d’avion. En effet, dépourvues de carénages, ces nouvelles turbines ne pourront plus
accueillir en périphérie les accessoires électriques comme c’est le cas actuellement. Il devient alors
nécessaire de les implanter au cœur même de la turbine où la température avoisine les 300°C dans les zones
les plus froides. D’autres applications plus industrielles comme la ventilation d’air chaud en cas d’incendie
sont également concernées.
Deuxièmement, accroître la densité de courant dans les conducteurs d’une machine électrique tournante
est synonyme d’accroissement de sa puissance massique et de sa puissance volumique. Ces dernières sont
primordiales en termes d’encombrement et de masse pour les applications embarquées. Les répercussions
liées à l’utilisation d’actionneurs plus compacts sont économiques, à la fabrication comme à l’usage, mais
aussi environnementales.
On perçoit donc bien l’intérêt de pouvoir accroître la température de fonctionnement des machines
tournantes. Bien des difficultés apparaissent à différents niveaux. En effet, ce n’est pas seulement la
problématique du dimensionnement qui est à considérer, mais c’est l’ensemble de la machine qu’il faut
repenser : les matériaux constitutifs doivent être identifiés, caractérisés, de manière à redéfinir des lois
d’évolution tributaires de la température. Du point de vue structurel, les contraintes imposées par l’utilisation
de ces matériaux pourraient conduire à remettre en cause les procédures actuelles de construction des
machines : réalisation du circuit magnétique, insertion du bobinage, mise en forme des têtes de bobines, etc...
Ce travail de thèse propose de définir une approche théorique couplée à des validations expérimentales
pour définir les matériaux les plus adaptés aux machines hautes températures en termes de mise en œuvre ou
de performances électriques. L’objectif est ambitieux avec la conception d’une machine fonctionnant à
400°C. Les contraintes imposées par le bobinage de nouveaux matériaux devront être placées au cœur de la
démarche de conception des machines en adaptant les propriétés des circuits magnétiques aux
caractéristiques des nouvelles bobines. De même, il sera nécessaire de remettre en cause le choix du matériau
conducteur aux très hautes températures.
13
Chapitre I Etat de l'art
Le verrou technologique majeur de ce travail porte donc évidemment sur l’isolation du conducteur, mais
aussi sur celle des tôles magnétiques. Cette étude, nous le verrons tout au long du mémoire, exploite des
matériaux inorganiques qui peuvent, à cause de leur température de fusion très élevée, garder leurs propriétés
mécaniques et électriques pour des régimes continus de longues durées. Néanmoins, le comportement de ces
isolants dans les machines reste assez mal connu. Il s’agira donc d’analyser les propriétés diélectriques, le
vieillissement et la dégradation des isolants, mais aussi les propriétés thermiques, mécaniques et électriques
de chacun des éléments d’une machine tournante. Concernant le bobinage, l’attention sera portée sur les
isolations entre-spires, entre-phases et de fonds d’encoches. Les études déjà menées sur ces isolants
inorganiques se sont uniquement concentrées, pour la plupart, sur la stabilité thermique et diélectrique des
composants.
Ce mémoire de thèse est structuré en trois chapitres.
Le premier chapitre synthétise les études théoriques et pratiques de la littérature relative à l’effet des
hautes températures pour les machines électriques et leurs composants. Le principe de sélection des
composants d’un Moteur ASynchrone à Haute Température (MASHT°) et les pistes théoriques pour la
réduction de la taille du moteur sont d’abord analysés. L’étude bibliographique est axée sur les conducteurs,
les isolants et les matériaux magnétiques susceptibles d’être utilisés pour une MASHT°. Les sources
bibliographiques montrent bien que, pour la réalisation d’un prototype de moteur électrique fonctionnant à
HT°, les éléments constitutifs diffèrent totalement de ceux des machines classiques fonctionnant à
température ambiante.
Le deuxième chapitre a pour objectif de cibler, parmi plusieurs matériaux HT°, les meilleurs candidats
pour la construction d’une telle machine. Le cœur du chapitre est consacré à la caractérisation électrique et
mécanique des fils candidats par des méthodes spécifiques. Par exemple, pour évaluer les propriétés de
l’isolation inorganique, des fils candidats sous forme d’éprouvettes bobinées sur cylindre et des bobines de
test sont analysés. Du point de vue magnétique, des essais sur un cadre torique de tôles à grains orientés en
fonction de la température sont effectués. L’étude expérimentale de la montée en température conduit à
définir les limites des matériaux et à mettre en évidence les possibilités de fabrication du bobinage et du
circuit magnétique.
Finalement, le troisième chapitre est consacré à la démarche de calcul d’une MASHT° triphasée de 1kW
alimentée par le réseau. Le dimensionnement géométrique de chacun des éléments du prototype est présenté
en prenant en compte les recommandations préliminaires issues du deuxième chapitre sur les limites des
composants. Un modèle thermique simplifié pour le transfert thermique est adopté. Le calcul
électromagnétique spécifique détermine les dimensions principales du moteur. L’influence de la température
sur les paramètres fixe les bases de la conception des machines électriques HT°.
Les conclusions et les perspectives sur les machines électriques HT° sont présentées à la fin de ce
mémoire.
14
Introduction générale
Dans le mémoire, les grandeurs se référant au stator et au rotor seront affectées d’indices "s" ou "r". Les
grandeurs "x" à évolution sinusoïdale seront notées
x xˆ cos (ωt − e ) où xˆ = x 2 , "x" désignant la valeur
=
efficace.
L’ensemble de ces travaux a été réalisé au sein du laboratoire LSEE (Laboratoire Systèmes
Électrotechniques et Environnement EA2546) de l’Université d’Artois à Béthune et financé par le Ministère
de l’Enseignement Supérieur et de la Recherche.
Chapitre d'équation (Suivant) Section 1
15
I État de l’art
I.1 Contexte et problématique
Ce premier chapitre est important, car il va nous permettre de mettre en lumière pourquoi la montée en
température des machines électriques tournantes est freinée par les caractéristiques des matériaux les
constituants. Ainsi, après un bref état du contexte et de la problématique, nous donnerons quelques
généralités sur la machine asynchrone. Nous exposerons ensuite les problèmes qui apparaissent pour les
éléments constitutifs de la machine comme le fil conducteur, l’isolation électrique, le circuit magnétique,
lorsque la température augmente franchement. Nous examinerons enfin les solutions envisageables
actuellement.
I.1
Contexte et problématique
Nous l’avons évoqué en préalable : l’amélioration de la classe de température de l’isolation des
machines électriques constitue actuellement un verrou pour les fabricants de machines électriques. En effet,
les différents isolants répondent à un cahier des charges incluant la valeur de la tension électrique à
supporter, la température de fonctionnement ainsi que les contraintes fonctionnelles et d’agencement de
l’isolant dans la machine. Pour les petits moteurs en basse tension et bobinés en vrac, la dégradation est
essentiellement due à l’effet de la température et de l’environnement. Les machines de moyennes et grandes
puissances, qui utilisent des enroulements préformés, sont également affectées par la température et
l’environnement chimique. Cependant, les contraintes électriques et mécaniques sont aussi, pour ces
machines, des facteurs de vieillissement important. La détermination de l’aptitude d’une machine à supporter
un fonctionnement en régime permanent sous l’effet de Hautes Températures (HT°) est donc primordiale.
Pendant les dernières six décennies, la classe de température des isolants utilisés dans les machines
électriques est passée de 105-130°C à plus de 200°C. À cause des propriétés limitées des isolants organiques
lorsque la température augmente, leur classe thermique ne dépasse pas, aujourd’hui, 240°C. Certains fils
particuliers isolés avec des poly-imides et comportant des nano-charges inorganiques étendent les gammes
de températures jusque 280°C [1]. Dans des conditions extrêmes où les températures excèdent 300°C,
l’isolation organique ne peut plus fonctionner sans dégrader le comportement diélectrique de la machine [2].
Les actionneurs actuellement utilisés là où les températures dépassent 250°C sont le plus souvent
mécaniques ou hydrauliques. De nombreuses applications prennent place dans des environnements où l’air a
une température constante dépassant les classes de référence de l’isolation organique comme, par exemple,
les zones proches des réacteurs nucléaires, les applications spatiales ou les secteurs fermés sans moyens de
refroidissement particuliers. De plus, certaines applications autorisent le fonctionnement intermittent, des
démarrages fréquents ou des environnements avec ventilation limitée voir nulle. La température de
fonctionnement conditionne l’isolation du bobinage et toute amélioration de la classe de température de
l’isolation permet aux concepteurs de machines de reconsidérer le dimensionnement des machines.
19
Chapitre I Etat de l'art
I.2
Effets de la température sur les machines tournantes
L’apparition d’isolants inorganiques aptes à travailler à des températures nettement supérieures à celles
des matériaux organiques ouvre un verrou technologique et donne des possibilités nouvelles aux concepteurs
de moteurs. Néanmoins, des éléments autres que l’isolant du fil conducteur vont aussi être impactés
significativement par la montée en température.
• L’un des éléments clés est le conducteur qui doit assurer la circulation du courant dans la
machine et dont la résistance électrique augmente naturellement avec la température.
Parallèlement, il subit également des phénomènes de dégradation plus spécifiques comme, par
exemple, l’oxydation du métal ou la migration du métal au travers de la couche isolante pour
des températures supérieures à 200°C [3]. Pour prévenir ces problématiques, une couche d’un
métal protecteur vient généralement recouvrir le métal de base pour former une barrière de
diffusion. Cet ajout vient aussi notablement influencer la résistance globale du fil. Ceci
constitue un paramètre important, car une résistance de phase importante pourra conduire à une
forte chute de tension et à des pertes par effet Joule élevées.
• Le circuit magnétique devra également être adapté aux hautes températures. En effet, en
fonction de la température, les tôles voient leurs performances magnétiques diminuer. De plus,
l’isolation entre les tôles devra également être à même de supporter les températures élevées au
cœur de la machine pour continuer à limiter les courants de Foucault. Il faudra également
prendre en compte les problématiques d’oxydation accélérée sur les bords des tôles qui sont
dépourvus d’isolation [4]. Il est évident que l’isolation par vernis organique, qui est
habituellement utilisée, n’est plus un bon choix. Cependant, l'augmentation de la température
augmente la résistivité des alliages constituant le circuit magnétique et par conséquence tend à
réduire les courants induits qui y circulent.
• Les roulements et leurs lubrifiants sont aussi des éléments à adapter à la HT°. Des roulements
entièrement en céramique sont actuellement disponibles [5] et doivent permettre la rotation
mécanique d’une machine HT°. Les lubrifiants organiques classiques sont inutilisables, car
dépassés par la classe de température de la machine. Cependant, des roulements qui comportent
des lubrifiants à base de poudre de graphite sont disponibles pour une utilisation à des
températures maximales de plus de 350°C [6].
• Enfin, le ventilateur du moteur et les éléments des connexions sont habituellement constitués de
polymères ne supportant pas la température, mais ils pourront être remplacés par des matériaux
métalliques ou minéraux. La carcasse du moteur et l’arbre doivent être remplacés par des
matériaux à base d’acier inoxydable, d’acier avec faible teneur en carbone, par du titane ou
encore du tungstène.
20
I.2 Effets de la température sur les machines tournantes
Un des principaux verrous à la montée en température des machines électriques reste la problématique
de la dilatation thermique différentielle qui apparait à différents endroits de la machine. En effet, les
différents constituants de la machine tels que les conducteurs, l’isolant du conducteur, le circuit magnétique
ou encore les éléments métalliques sont de formes et de natures différentes. La dilatation différentielle
conduit, notamment, à la formation de contraintes mécaniques entrainant des fissures ou des crevasses entre
le conducteur et son isolant à cause de coefficients de dilatation thermique très différents. Plus sensible
encore, l’entrefer des petites machines peut avoir une épaisseur inférieure à 0.3mm. Dans ce cas, la dilatation
thermique peut conduire à des variations particulièrement gênantes pour le fonctionnement normal de la
machine. De plus, le moteur étant constitué de nombreuses pièces de géométries variées (dents, barres
rotoriques, encoches, culasse, etc...), la dilatation thermique ne se manifeste pas nécessairement dans la
même direction. Ainsi, les pièces cylindriques vont plutôt se dilater vers l’extérieur et les pièces de forme
rectangulaire tendront à se dilater proportionnellement dans toutes les directions. Ces modifications qui sont
négligeables jusque 100°C, requièrent des considérations supplémentaires pour les températures bien
supérieures qui nous intéressent ici.
I.2.1
Cas de la machine asynchrone
La littérature relative à la machine asynchrone est très riche si bien que nous ne redonnerons pas la
théorie complète de ces machines [7-13]. Le but de ce paragraphe est de rappeler les parties essentielles
constitutives de cette machine afin que le lecteur non-spécialiste puisse suivre l’ensemble de la démarche
présentée.
La machine asynchrone est la plus utilisée dans tous les domaines industriels grâce à la simplicité de sa
construction et de son principe de fonctionnement. Son bon rendement et l’excellente fiabilité font que les
machines asynchrones alimentées directement sur le réseau représentent la grande majorité des applications
industrielles.
La machine asynchrone (Figure I-1) est composée de deux parties principales : la partie mécaniquement
statique, le stator, et la partie tournante, le rotor. Les deux parties sont constituées d’un circuit magnétique
habituellement fait en tôles (FeSi) qui facilite le passage du flux magnétique. L’empilement de tôles est
découpé en formant des encoches qui permettent d’accueillir le circuit électrique qui est usuellement
constitué de conducteurs isolés en cuivre ou en aluminium. Dans les encoches du circuit magnétique, les
bobines sont connectées à une source de tension et les courants statoriques créent un champ magnétique
tournant. Au rotor, un bobinage, réalisé également avec des conducteurs de cuivre ou d’aluminium, permet la
circulation des courants induits par le champ statorique lorsqu’il est mis en court-circuit. C’est l’interaction
de ces deux champs, statorique et rotorique qui va entrainer la rotation du rotor. Lorsque ce dernier est à cage
d’écureuil, les enroulements rotoriques sont constitués de barres coulées directement dans les encoches. Ce
type du moteur se caractérise par un entrefer très réduit séparant les deux parties. Il est donc nécessaire de
disposer d’énergie réactive pour magnétiser l’entrefer.
21
Chapitre I Etat de l'art
Figure I-1 : Vue d’ensemble d’un moteur asynchrone classique avec rotor à cage d’écureuil
Si le rotor tourne aussi rapidement que le flux tournant, le flux embrassé par le bobinage rotorique
devient constant. Il n’y a donc plus de forces électromotrices induites et, par conséquent, il n’y a plus de
courant et ni de couple. La machine ne développe un couple qu’à la condition où il existe une différence de
vitesse de rotation entre le champ tournant et le rotor. L’écart relatif entre les deux vitesses représente le
glissement g du moteur asynchrone. Lorsque le glissement tend vers 0 et que le couple s’annule, le rotor
atteint une vitesse dite de synchronisme.
I.2.2
Fondements théoriques du moteur asynchrone.
La tendance actuelle des actionneurs électriques à forte puissance massique repose majoritairement sur
la technologie des supraconducteurs ou sur un refroidissement forcé à l’aide de liquides cryogènes [14]. Ce
type de machines possède, en général, une grande vitesse de rotation, une grande longueur d’induit et un
diamètre d’alésage réduit. L’équilibre thermique de ce type de moteurs est déterminé par une évacuation
optimisée de la chaleur permettant de conserver une température de fonctionnement correct pour l’isolation
des conducteurs.
L’expérience obtenue avec les augmentations pour paliers de température (105°C→135°C→150°C)
semble montrer que l’augmentation de la classe thermique n’est pas obligatoirement synonyme
d’augmentation de la puissance massique [15]. D’autres paramètres limitent la réduction de la taille de la
machine [16-18]. On constate que la taille d’une machine tournante est mesurée électriquement par le couple
de ruptures.
a) Dimensionnement d’une machine asynchrone ; cas idéal
Plaçons nous dans une configuration idéalisée :
• la force magnétomotrice créée par les enroulements a une répartition spatiale sinusoïdale ;
• les pertes fer sont négligées ;
• les chutes de tension dues aux résistances et aux inductances de fuites des enroulements
statoriques sont également négligées.
22
I.2 Effets de la température sur les machines tournantes
En régime permanent, cette force magnétomotrice est une onde à répartition spatiale sinusoïdale qui
tourne à la vitesse de synchronisme dans l’entrefer. Elle est équivalente à celle que produirait un
enroulement fictif, parcouru par un courant continu qui tournerait à la vitesse de synchronisme dans
l’entrefer. Le vecteur espace du courant statorique représente ce phénomène, il tourne à la vitesse de
synchronisme et il est en permanence orienté vers le point de l’entrefer où la force magnétomotrice est
maximale.
De même, le vecteur espace du "flux magnétisant ψ µ " représente l’induction dans l’entrefer qui
résulte de l’interaction entre le stator et le rotor. En régime permanent, il est orienté vers le point de
l’entrefer où l’induction est maximale.
La Figure I-2, dessinée à l’instant t=0, illustre ces propos et précise la position relative des vecteurs
espaces. Tous les angles de cette figure sont des angles électriques.
enroulement fictif à répartition
spatiale sinusoïdale, tournant à
la vitesse de synchronisme
Im
ω
.
vV Ss
ϕ
Ras
Re
IiSs
ψµ
t=0
Fig. 1
Figure I-2 Représentation relative des vecteurs espaces courant, tension et flux magnétisant du stator
Le vecteur espace I s est en retard d’un angle ϕ par rapport au vecteur espace V s qui est l’image
des tensions du stator. Lorsque les résistances du stator sont négligées, le flux magnétisant ψµ est en
quadrature arrière par rapport à V s (la tension induite dans les bobines du stator est proportionnelle à la
dérivée du flux embrassé donc en avance de 90°).
On note p le nombre de paires de pôles par phase et ϕ l’angle qui repère un point quelconque de
l’entrefer de la machine, Ras le rayon de l’alésage interne du stator ( Ras est confondu avec le rayon
moyen de l’entrefer) et Lsi la longueur active de la machine.
Avec ces notations et ces hypothèses simplificatrices, le diagramme vectoriel de la Figure I-2 permet
de construire les répartitions spatiales de la Figure I-3. Cette figure est dessinée à l’instant t= 0, l’axe
23
Chapitre I Etat de l'art
horizontal représente un point quelconque de l’entrefer pour une distance polaire. L’enroulement fictif
tournant, à répartition spatiale sinusoïdale, également représenté sur cette figure, est caractérisé par sa
densité linéique de courant J L (λ , t ).
Cette figure permet de calculer la force appliquée en chaque point de l’enroulement fictif de longueur
Lsi . Cette force est équivalente, en moyenne, à celle qui est appliquée sur les conducteurs réels situés
dans les encoches et, par réaction, à celle qui fait tourner le rotor.
Figure I-3 Répartition spatiale d’induction et la densité linéique de courant
La loi de Laplace, appliquée à un élément Ras d λ de la nappe de courant, produit une force
élémentaire sur l’enroulement statorique fictif.
dF = b(λ , t ) J L (λ , t ) Ras d λ Lsi
(I.1)
Par intégration le long de la circonférence, on obtient :
=
F
2π
∫ bˆ
e
sin(ωt − pλ ) JˆL sin(ωt − pλ − φ ) Ras Lsi d λ
(I.2)
0
Après intégration, la force devient :
F = π bˆe JˆL Ras Lsi cos φ
(I.3)
Le couple électromagnétique s’écrit donc :
TE = π ( Ras ) Lsi bˆe JˆL cos φ
2
(I.4)
et la puissance :
P = π ( Ras ) Lsi
2
24
ω ˆe ˆ
b J L cos φ
p
(I.5)
I.2 Effets de la température sur les machines tournantes
En pratique, les conducteurs sont placés dans les encoches du stator dont les dimensions sont
précisées à la Figure I-4. On note wds la largeur de la dent, wes la largeur d’encoche et hes la hauteur.
hes
wds
wes
Figure I-4 Denture du stator
Il est possible de considérer que, compte tenu de l’épaisseur des isolants et du foisonnement des
conducteurs, les encoches ne sont pas totalement remplies de cuivre. On introduit pour cela un
coefficient de remplissage d’encoche noté krs _ e . La valeur efficace de la densité de courant dans les
conducteurs est, quant à elle, notée J cs .
La valeur crête de la densité linéique de courant est alors donnée par :
krs_ e Jˆcs wes hes
ˆ
JL =
wes + wds
(I.6)
En notant bˆsat l’induction de saturation des tôles magnétiques du stator, et en négligeant la
concentration du champ magnétique dans les angles, la valeur maximale de l’induction dans l’entrefer
peut être estimée par :
bˆe = bˆsat
wds
wds + wes
(I.7)
En prenant le nombre d’encoches par pôle et par phase égal à 2, on peut en déduire la valeur de la
circonférence minimale de l’entrefer puis son rayon :
Ras =
6 p ( wes + wds )
2π
(I.8)
et la longueur active de la machine est donnée par :
Lsi =
π (R
)
s 2
a
Pp
ωbˆe JˆL cos φ
(I.9)
b) Courbe du couple
La courbe de couple d’une machine asynchrone (Figure I-5) montre que, lorsque le couple demandé
par la charge mécanique augmente, le glissement augmente également. Cet effet s’accompagne d’une
augmentation du courant dans le bobinage statorique, et potentiellement d’une augmentation de la
température par effet Joule.
25
&KDSLWUH,(WDWGHO
DUW
7
7Q
&RXSOH7
7Q
3RLQWGH
GpPDUUDJH
=RQHGH
IRQFWLRQQHPHQW
&RXSOH
PD[LPDO
=RQHGH
VXUFKDUJH
7Q
7Q
9LWHVVHGH
V\QFKURQLVPH
7Q
1Q 1 V
J
JPD[
9LWHVVHGHURWDWLRQ1
*OLVVHPHQWJ
1
JQ )LJXUH,&RXUEHGXFRXSOHpOHFWURPDJQpWLTXH7G¶XQPRWHXUDV\QFKURQHHQIRQFWLRQGHODYLWHVVHGH
URWDWLRQGXURWRU1HWGXJOLVVHPHQWJ
*pQpUDOHPHQWGDQVOHVPDFKLQHVGHPR\HQQHWDLOOHOHJOLVVHPHQWQRPLQDOHVWLQIpULHXUj3RXU
OHVPDFKLQHV+7ƒOHSRLQWGHIRQFWLRQQHPHQWQRPLQDOSRXUUDUHFXOHUOpJqUHPHQWYHUVOD]RQHGHFRXSOH
PD[LPDO/D]RQHGHVXUFKDUJHGXPRWHXUVHUDGRQFUpGXLWH&¶HVWjGLUHTXHOHFRXSOHUpVLVWLIPD[LPDO
LPSRVp SDU OD FKDUJH DYDQW TXH OD PDFKLQH QH V¶DUUrWH QH SRXUUD GpSDVVHU TXH GH WUqV SHX VD YDOHXU
QRPLQDOH
F %LODQGHSXLVVDQFH
3RXUXQPRWHXUDV\QFKURQHGRQWODSXLVVDQFHXWLOHHVWQRWpH3XOHELODQGHSXLVVDQFHHVWGRQQpjOD
)LJXUH,$YHFODPRQWpHHQWHPSpUDWXUHRQSHXWSUpYRLUTXDOLWDWLYHPHQWXQHUpSDUWLWLRQGLIIpUHQWHGHV
SHUWHV 3ULQFLSDOHPHQW F¶HVW O¶DXJPHQWDWLRQ GHV SHUWHV -RXOH GX VWDWRU 3V- HW GX URWRU 3U- j FDXVH GH
O¶DXJPHQWDWLRQGHODGHQVLWpGHFRXUDQWDLQVLTXHO¶DXJPHQWDWLRQGHODUpVLVWDQFHGHVFRQGXFWHXUVDYHFOD
WHPSpUDWXUH>@TXLYRQWPRGLILHUOHELODQGHSXLVVDQFHGHODPDFKLQH2QSHXWDXVVLDYDQFHUTXHOD
UpVLVWDQFHGHO¶HQURXOHPHQWVWDWRULTXHYDDYRLUXQHLQIOXHQFHSULPRUGLDOHVXUOHUHQGHPHQWDLQVLTXHVXU
OHGHVLJQGXPRWHXU
I.2 Effets de la température sur les machines tournantes
↑PsJ
↓PsFe
↓PrFe
↑Prméc
Entrefer
↑Pabs
↑PrJ
Pu
Figure I-6 Bilan de puissance du moteur
Moteur à haute température
Moteur classique à basse température de même puissance
À cause de l’augmentation de la résistivité électrique des matériaux avec la température, il y a une
diminution des courants de Foucault dans les tôles. Les pertes fer, dans le circuit magnétique du stator
PsFe et rotor PrFe, seront donc réduites. Les pertes mécaniques peuvent également être différentes par
rapport à un moteur classique.
Après ce bref aperçu de l’influence d’une augmentation de la température dans une machine
asynchrone, on peut raisonnablement supposer qu’un moteur fonctionnant à HT° et ayant une puissance
massique plus élevée, sera également caractérisé par un rendement plus faible que celui des machines
classiques, à cause de l’augmentation globale des pertes en HT°.
I.2.3
Influence de la température sur le choix des composants du moteur
L’augmentation de la température d’un moteur électrique jusqu’à 400°C au cœur du bobinage sousentend de dépasser largement la limite thermique des machines classiques. Pour évaluer les points faibles qui
apparaissent avec la montée en température, la machine peut être divisée en plusieurs sous éléments :
• Le circuit magnétique. Les tôles magnétiques classiques sont réalisées en Fer Silicium (FeSi)
et sont à grains Non Orientés (NO). Lorsque la température de fonctionnement augmente, les
performances des tôles en FeSi diminuent lentement jusqu’à ce que leurs caractéristiques
magnétiques disparaissent totalement en atteignant le point de Curie. La température de Curie se
situe aux environs de 700°C pour le FeSi [4, 21]. Les tôles NO sont généralement recouvertes
d’une couche d’isolant organique appliquée après le processus de laminage et qui ne supporte
pas la montée en température. Il est possible d’utiliser des tôles à Grains Orientés (GO) qui sont
isolées entre elles naturellement par un revêtement inorganique phosphaté durant leur processus
27
Chapitre I Etat de l'art
et qui sont capables de travailler à des températures bien plus importantes. Cependant,
l’anisotropie très forte présente dans ces tôles rend leur mise en œuvre au sein d’une machine
plus difficile.
• Circuit électrique statorique. Les matériaux conducteurs les plus utilisés pour le bobinage des
machines électriques sont le cuivre et l’aluminium. Les caractéristiques thermoélectriques
moyennes de l’aluminium l’éliminent naturellement lorsqu’il s’agit de monter en température.
À des températures supérieures à 220-250°C, le cuivre est victime d’un phénomène d’oxydation
[2-3, 22] qui dégrade assez rapidement le conducteur et réduit les performances de l’émail
isolant. De ce fait, l’utilisation d’un conducteur de cuivre seul n’est pas compatible avec un
fonctionnement à HT°. La couverture du conducteur avec des matériaux à point de fusion élevé
résout ce problème. Les matériaux conducteurs résistants à HT° sont : le titane (Ti), le tantale
(Ta), le niobium (Nb), l’argent (Ag), l’or (Au), le platine (Pt), le nickel (Ni) ou le constantan
(Cu+Ni). Le choix du type de métal pour le revêtement contre l’oxydation dépend de la
température d’utilisation, et cela impacte le coût du conducteur final. Le constantan et le Nickel
constituent les solutions les plus couramment utilisées.
• Isolation du conducteur. L’isolation électrique à base de composants organiques ne dépasse
pas 250°C. L’isolation à HT° pour une machine électrique ne peut être constituée qu’avec des
matériaux inorganiques : fibre de verre, céramiques, mica phlogopite ou autres matériaux
minéraux.
• Isolants plats et d’imprégnation. Les matériaux d’isolation à basse température sont
généralement à base de polymères. Leur température d’utilisation ne dépasse pas plus de 250°C.
Les candidats qui résistent à HT° sont des solutions à base de mica combiné avec du tissu de
verre ou de la céramique. Les éléments qui constituent l’imprégnation sont des ciments
céramiques.
• Rotor. Les barres du rotor ne comportent pas d’isolation ; elles peuvent donc supporter des
températures élevées sans avoir de problèmes d’isolation. En pratique, les barres aluminium
peuvent être employées jusqu’à des températures proches de la fusion de celui-ci (600-650°C).
De plus, l’aluminium, en s’oxydant avec la température, va former une très fine couche isolante
d’alumine (Al2O3) à sa surface. L’utilisation de cuivre comme barres en court-circuit pour le
rotor devient possible après traitement ou plaquage du conducteur avec des métaux prévenant
l’oxydation comme le Nickel.
• Éléments périphériques. Les pièces de ventilation et le boîtier de raccordement sont constitués
de polymères comme le PET, dont la température d’utilisation est limitée à 120°C. Ces pièces
peuvent être remplacées simplement par des éléments en métal.
• Les roulements. Les roulements fabriqués en acier avec des lubrifiants organiques devront être
remplacés par des éléments résistants à HT°. La solution consiste à utiliser des roulements en
céramique. Ces roulements sont capables de fonctionner jusqu’à 450°C ; ils comportent un
traitement des pièces en acier, avec du phosphate de manganèse et/ou de la céramique, qui les
28
I.2 Effets de la température sur les machines tournantes
rendent bien plus résistants à la chaleur [23]. Le lubrifiant HT° est remplacé par des lubrifiants
solides tels que le bisulfure de molybdène (MoS2) qui résiste jusqu’à 400°C [24] ou le bisulfure
de tungstène (WS2) [25-26] jusqu’à 650°C. Depuis peu il est possible de trouver sur le marché
des roulements HT° avec un lubrifiant graphité.
• Câble de connexion. La connexion du moteur en environnement extrême, peut être remplacée
avec des câbles multi brins HT°. Comportant des conducteurs en cuivre plaqué avec du nickel,
le câble est renforcé avec plusieurs couches d’isolation organiques et inorganiques.
• Connexion, soudage et brassage. Un point faible de la machine lors de la montée en
température reste le point de contact entre les conducteurs actifs et les zones sans protection
contre l’oxydation. Pendant l’élaboration du bobinage du stator, le soudage des bobines entre
elles est effectué actuellement avec des alliages qui ne supportent pas plus de 300°C. Au-delà,
des alliages avec des points de fusion élevés et résistants à l’oxydation sont nécessaires. Ces
alliages sont des brasures à base de cuivre (Cu), de nickel (Ni), d’argent (Ag), de manganèse
(Mn), qui donnent de bonnes propriétés anticorrosives, mais dont la mise en œuvre, qui s’opère
à des températures plus élevées, est plus compliquée.
I.2.4
Machines électriques fonctionnant à HT°
Généralement, les moteurs sont classifiés grâce à leurs types de fonctionnement, leur tension
d’alimentation ou encore leur principe de construction. Le type de fonctionnement est souvent l’aspect qui
détermine les applications ciblées et l’environnement de fonctionnement devient alors un facteur secondaire.
Néanmoins, il existe des cas où l’environnement de fonctionnement constitue le point déterminant du choix
de la machine. C’est notamment le cas pour les applications avioniques qui veulent intégrer des actionneurs
électriques dans des parties très chaudes de l’avion. Dans ce cas, les recherches doivent se concentrer sur
cette problématique particulière. Parallèlement à ce problème de contraintes, il est probable, qu’à terme,
l’augmentation de la classe thermique des machines électriques permette également des gains significatifs de
puissances massiques ou volumiques [15, 17-18].
Les machines électriques et les dispositifs électromagnétiques qui comportent des bobinages capables de
fonctionner à HT° ont été conçues pour des applications très spécifiques par exemple des applications
spatiales [27]. Certaines de ces applications travaillent à des températures si élevées que la limite vient du
point de Curie du circuit magnétique [28].
Cependant, dans la plupart des cas, c’est le bobinage et son isolation qui sont les verrous empêchant une
montée en température d’un actionneur électrique et c’est sur ce point que va particulièrement se concentrer
cette étude. Des expériences de bobinages statoriques réalisées avec des conducteurs de cuivre plaqué nickel
isolés grâce à la céramique ou aux rubans de mica ont démontré la faisabilité de machines électriques
fonctionnant à 500°C [29-38]. Sans changement majeur de la géométrie de la machine, il est possible
d’utiliser des conducteurs en cuivre recouvert de nickel pour ce type de machine. En revanche, la durée de
vie de la machine se trouve fortement réduite à cause des contraintes thermomécaniques qui tendent à éroder
très vite l’isolation des conducteurs.
29
Chapitre I Etat de l'art
Comme nous l’avons précisé, le fil électrique isolé avec de la céramique peut constituer une alternative
viable de bobinage à HT° à condition de prendre en compte ses limites mécaniques. Lorsque les actionneurs
à HT° sont conçus autour de leur bobinage, on utilise des bobines de forme rondes ou enroulées sur dents
(Figure I-7) qui limitent les contraintes mécaniques dues aux courbes de faible rayon de courbure [31, 37,
39-40]. Cela permet d’atteindre des températures élevées, mais elles sont peu adaptées à la fabrication des
structures classiques de machines électriques telles que la machine asynchrone. On rencontre des
configurations de bobine sur dents dans des dispositifs à HT° sur les roulements électromagnétiques [19, 41],
des actionneurs électromagnétiques linéaires [40, 42-44], des roulements magnétiques à aimants permanents
[45-47], des moteurs à réluctance variable [26], des moteurs à aimants permanents [39], des moteurs à
courant continu [48]. Parfois, le bobinage final est imprégné avec un ciment formant une pièce monolithe
[45] par contre, si les contraintes mécaniques d’origine vibratoire sont fortement réduites l’imprégnation de
bobines finales peut être omise.
Le circuit magnétique, dans la grande majorité des cas est constitué avec des tôles d’alliages FeCo qui
présentent de meilleures performances magnétiques et une meilleure résistance thermique que les alliages
FeSi. Par exemple, l’induction dans l’entrefer des machines construites en FeCo devient plus grande que les
modèles construits avec des alliages FeSi [45].
Figure I-7 Géométrie classique de la bobine généralement utilisée pour le bobinage à HT°
L’inconvénient prédominant sur ce type de bobinage est l’alimentation en tension avec une source de
tension variable (MLI). La faible tenue en tension de l’isolation céramique est peu compatible avec les
contraintes électriques créées par les dV/dt. De plus, pour avoir des moteurs compacts, le coefficient de
remplissage des encoches pour le bobinage sur dents devra également être considéré. Pratiquement, le
bobinage pour les machines à HT° est préfabriqué individuellement avec la forme géométrique la plus simple
(Figure I-8, a). Chaque bobine est insérée par la suite sur les dents du stator et maintenue avec des pièces de
calage pour ne pas glisser. Cette méthode est caractérisée par un facteur de remplissage d’encoche médiocre
et, introduit donc des espaces non utilisés à l’intérieur du moteur. Un facteur de remplissage d’encoches
amélioré peut être obtenu avec des bobines présentes à la Figure I-8, b. Dans ce cas, la fabrication des
bobines à l’extérieur et l’insertion sur les dents, devient impossible par l’intérieur du stator. De plus, la
fabrication des bobines directement sur les dents, est difficile et réduit considérablement l’efficacité d’une
bonne imprégnation avec des ciments liquides. Par contre, dans les cas où l’imprégnation est négligée, ce
30
I.2 Effets de la température sur les machines tournantes
problème est résolu. De plus, la denture du circuit magnétique est plus adaptée aux machines électriques
spécifiques par exemple les machines à réluctance variable. Pour une machine asynchrone alimentée
classiquement, ce type de denture n’est pas souhaitable, à cause de l’augmentation des pertes créées par les
harmoniques d’induction dans l’entrefer.
a)
b)
Figure I-8 Forme des bobines : a) Habituellement utilisé à HT°, b) Forme pour améliorer le facteur de
remplissage d’encoche
La tension d’alimentation pour ces types de machines électriques HT° varie entre 14V [26] et 50V pour
un bobinage avec des fils isolés en céramique et 100V [29] pour le fil isolé avec du mica. Par contre, la
valeur du courant est supérieure à celle des modèles à basse température. Cela s’explique par le type
d’isolation céramique : les contraintes électriques dV/dt et la dégradation des propriétés diélectriques dans le
temps conduisent les concepteurs à utiliser une tension très basse.
31
Chapitre I Etat de l'art
I.3
Influence de la température sur les propriétés des matériaux
I.3.1
Matériaux isolants
a) Contraintes subies par l’isolant
Généralement, les principales contraintes qui dégradent l’isolation solide d’une machine électrique
sont montrées à la Figure I-9.
Electrique
• Décharges partielles
Thermique
•
Oxydation
•
Hydrolyse
•
Effet thermomécanique
•
Surtension
Isolation
Mécanique
Ambiante
• Humidité
•
Vibration
•
Force
• Gaz, acide
•
Craquement
• Radiation
Figure I-9 Principales contraintes subies par l’isolation des machines électriques
Comme on l’a signalé précédemment, l’une des contraintes les plus importantes auxquelles sont
soumis les matériaux isolants dans les matériels électriques est, après la contrainte électrique, celle qui
résulte des échauffements. La fonction essentielle de l’isolation des conducteurs est de s’opposer au
passage du courant entre deux parties conductrices. L’augmentation de la température a pour effet, dans
la très large majorité des cas, de réduire la résistivité des matériaux polymères et de réduire
drastiquement leur espérance de vie.
Les sources de chaleur internes sont bien connues [49]. Elles correspondent aux différentes pertes
localisées dans le cuivre (pertes Joule), dans le fer (Hystérésis et courants de Foucault) [50] et, dans une
moindre mesure, dans l’isolant lui-même (pertes diélectriques). Si les pertes dans le fer peuvent être
évacuées assez facilement par le contact existant entre le circuit magnétique et la carcasse extérieure ou
par le système de ventilation, la chaleur créée par les pertes dans le cuivre doit traverser l’isolant. La
température dans la machine n’est donc pas uniforme et il est important de localiser les points chauds et
de prendre une marge de sécurité lors du dimensionnement pour limiter les dégâts dus aux
échauffements locaux [51]. A ces pertes il faut encore ajouter les pertes d'origine mécaniques,
principalement liés aux frottements des pièces en mouvement.
La contrainte thermique a deux impacts :
•
le premier concerne le comportement instantané des isolants aux températures élevées ;
•
le second est relatif à la dégradation qui s’opère progressivement au cours du temps et affecte
leur comportement à long terme.
32
I.3 Influence de la température sur les propriétés des matériaux
La variation du stress thermique conditionne également les contraintes thermomécaniques. En
fonction de la variation thermique et de la taille des moteurs, les contraintes thermomécaniques sont plus
ou moins accentuées. Ainsi, lorsque la température du conducteur croît brusquement, il se dilate en
suivant sa direction axiale. Pendant le régime transitoire, la couche isolante en céramique, qui a
généralement un coefficient de dilatation thermique inférieur à celui du conducteur, se dilate plus que les
valeurs admissibles. Le résultat est qu’une contrainte de cisaillement apparait entre le conducteur et la
couche isolante. Dans le cas d’isolation organique et après de nombreux cycles de température, ce
phénomène peut conduire au décollement de l’isolation du conducteur. La grande résistance à la traction
de l’isolation organique évite l’apparition des ruptures transversales d’isolation pour les petits moteurs
lorsque les contraintes restent raisonnables.
Les principales caractéristiques thermiques des isolants sont donc généralement assez différentes
suivant la catégorie à laquelle ceux-ci appartiennent. Parmi les caractéristiques thermiques, nous nous
intéresserons d’abord aux grandeurs de base, à savoir le coefficient de dilatation thermique linéaire, la
conductivité thermique et la capacité thermique [51-53]. La tendance générale est que l’augmentation de
la température dans les matériaux isolants augmente le tan δ [54] et la constante diélectrique, alors
qu’elle diminue la rigidité diélectrique [55], la résistance d’isolement et la résistance mécanique [56].
b) Caractéristiques diélectriques des isolants
Les isolants sont caractérisés par leurs propriétés électriques, mécaniques et chimiques. Ils ont une
résistivité très élevée, car ils contiennent un très petit nombre d’électrons libres [56]. Un excellent
isolant ne devrait pas laisser passer de courant lorsqu’il est soumis à une tension continue. Autrement
dit, sa résistance en courant continu (CC) doit être infiniment grande. Cependant, en pratique, un courant
de fuite, même très faible, circule dans tous les matériaux isolants. Dans les solides, les principaux
mécanismes entraînant le claquage sont essentiellement d’origines intrinsèques ou thermiques et font
suite à des mécanismes d’ionisation localisés. On évoque également parfois, lorsque le gradient de
champ électrique est appliqué à HT°, le mécanisme dit électromécanique qui apparaît à la suite de la
migration d’ions. Si on augmente la tension à laquelle est soumis un isolant au-delà d’une certaine
valeur appelée tension de claquage, il apparaît un arc électrique dans l’isolant : un courant intense
traverse l’isolant en suivant un chemin formé par l’arc lui-même. Dans ce cas, l’isolant est percé: il y a
rupture diélectrique ou claquage, la perte de la fonction d’isolation est irréversible pour les isolants
solides (carbonisation). Le claquage dans un diélectrique classique peut provoquer la fusion, brûler ou
perforer le diélectrique et les électrodes [51]. Après un claquage, une trace du claquage sous forme de
perforation, de fonte ou de brûlure sur le diélectrique peut rester et donner une forme irrégulière à
l’isolant. Si la tension est appliquée de nouveau à cet isolant, un claquage survient dans la majorité des
cas, suivant le canal tracé par la décharge précédente, et même à une tension inférieure [57]. En
pratique, on choisit souvent comme critère de fin de vie une valeur égale à 50 % de la valeur initiale.
Ces valeurs sont approximatives et peuvent varier nettement en fonction de la fréquence et de la
température.
33
&KDSLWUH,(WDWGHO
DUW
/H FODTXDJH LQWULQVqTXH VH GpURXOH WUqV UDSLGHPHQW HQ TXHOTXHV PLFURVHFRQGHV HW ODLVVH GDQV OH
PDWpULDX XQH WUDFH VRXV IRUPH GH FDQDO ILQ > @ ,O V¶DJLW GX PpFDQLVPH GH FODTXDJH OH SOXV
IUpTXHPPHQW REVHUYp GDQV OHV FpUDPLTXHV LVRODQWHV RX GLpOHFWULTXHV VROLGHV /HV YDOHXUV GHV ULJLGLWpV
GLpOHFWULTXHV GHV FpUDPLTXHV VRQW FHSHQGDQW JpQpUDOHPHQW SOXV IDLEOHV TXH OD ULJLGLWp GLpOHFWULTXH
LQWULQVqTXHGHVPDWpULDX[GRQWHOOHVVRQWFRQVWLWXpHVVXLWHjODSUpVHQFHGHVGpIDXWVGDQVODVWUXFWXUHHW
GDQVODPLFURVWUXFWXUH>@/HFODTXDJHWKHUPLTXHVXLWOHFODTXDJHLQWULQVqTXH
(QJpQpUDOOHFODTXDJHG¶XQLVRODQWVROLGHHVWXQHFRPELQDLVRQHQWUHOHVGHX[W\SHVGHFODTXDJH2Q
SHXW LGHQWLILHU OH W\SHGH FODTXDJH GRPLQDQW G¶DSUqVOHV HIIHWV TX¶LO D SURGXLWVHW G¶DSUqV VDGXUpH /D
FLUFXODWLRQ GH FHV FRXUDQWV GDQV OH PDWpULDX D SRXU FRQVpTXHQFH XQ WUDQVIHUW G¶pQHUJLH TXL FKDXIIH OH
PDWpULDX &HW pFKDXIIHPHQW GRLW rWUH FRPSHQVp SDU OHV SHUWHV WKHUPLTXHV SDU FRQGXFWLRQ GDQV OH
PDWpULDX SRXU TXH O¶pTXLOLEUH VRLW FRQVHUYp /¶pTXLOLEUH HQWUH OD GLVVLSDWLRQ WKHUPLTXH HW O¶pQHUJLH GX
FKDPSpOHFWULTXHHVWGpFULWSDUO¶pTXDWLRQGLIIpUHQWLHOOH,>@
,
2
F9HVWODFDSDFLWpWKHUPLTXHPDVVLTXHjYROXPHFRQVWDQW
P9ODPDVVHYROXPLTXH
7ODWHPSpUDWXUH
ıODFRQGXFWLYLWppOHFWULTXH
(OHFKDPSpOHFWULTXH
ODFRQGXFWLYLWpWKHUPLTXH
WOHWHPSV
/D)LJXUH,UHSUpVHQWHOHVVROXWLRQVGHFHWWHpTXDWLRQSRXUGLIIpUHQWHVYDOHXUVGXFKDPSDSSOLTXp
(/HVW\SHVGHFODTXDJH,,,HW,9VRQWVRXYHQWUHQFRQWUpVj+7ƒHQSDUWLFXOLHUGDQVOHVFpUDPLTXHV
)LJXUH,5HSUpVHQWDWLRQJUDSKLTXHGHVFRQGLWLRQVGHVWDELOLWpSRXUOHFODTXDJHWKHUPLTXH>@
/HV SHUWHV GLpOHFWULTXHV HW OHV SHUWHV SDU HIIHW -RXOH SURYRTXHQW XQ GpJDJHPHQW GH FKDOHXU GDQV
O¶LVRODQW /RUVTXH OD TXDQWLWp GH OD FKDOHXU SURGXLWH HVW VXSpULHXUH j FHOOH pYDFXpH OD WHPSpUDWXUH
I.3 Influence de la température sur les propriétés des matériaux
augmente, entraînant l’augmentation de la conduction thermique dans un processus d’instabilité
thermique. Il en résulte une augmentation de la température de l’isolant par rapport au milieu ambiant
qui produit la dégradation de l’isolant. Le mécanisme se déroule durant un temps relativement long, de
l’ordre de quelques secondes. En effet, le claquage thermique est favorisé par les conditions
défavorables d’évacuation de la chaleur.
c) Cas des isolants polymères
La durée de vie d’une isolation organique dépend directement de la température d’utilisation. Les
performances du moteur en basse température sont basées sur le facteur de service S1. Un moteur
fonctionnant avec un facteur de service plus grand présentera des températures plus élevées. En
conséquence, d’après la loi d’Arrhenius, l’effet de monter en température influence la vie de l’isolant
organique avec une réduction de 50% tous les 10°C.
L’isolation électrique pour les machines tournantes fonctionnant jusqu’à 240°C est généralement
faite avec des matériaux organiques (polyimide, kapton, polyamide imide, etc...) [61]. Toutes sont
construites avec du fil émaillé standard ou renforcé. L’évolution de la classe thermique des matériaux
organiques est donnée par la Figure I-11 issue de [1].
Figure I-11 Évolution temporelle de la classe thermique des isolants organiques [1]
L’isolation électrique du conducteur en basse température est constituée de polymères organiques
comme le Polyamide-imide (PAI) et le Polyester-imide (PEI) formant l’émail. Les vernis
d’imprégnation ont pour rôle de renforcer la protection de ces bobinages contre les agressions externes
(température, vibrations, pollution, humidité) mais également de donner une certaine cohérence
mécanique au bobinage. L’isolation phase-masse et de fond d’encoche est réalisée avec des feuilles
isolantes issues également de la chimie organique. Actuellement, les vernis employés sont à base de
composants organiques et, parfois, ils comportent des ajouts d’éléments inorganiques pour une meilleure
tenue aux décharges partielles. Selon la température d’utilisation, l’épaisseur d’isolant peut être
constituée d’une ou plusieurs couches de polymères de même nature ou de nature différente. Dans
certains cas, elle peut être renforcée par un composite inerte comme des fibres de mica ou des charges
35
Chapitre I Etat de l'art
d’oxyde inorganique pour les fils “Corona résistant”[62]. La température de fonctionnement pour ces
types d’isolation ne dépasse pas 200°C. Au-delà, l’isolation organique est soumise à un fort
vieillissement thermique. Le principal mécanisme de vieillissement des polymères est lié à la rupture des
macromolécules qui fragilisent la structure des matériaux. L’effet de la température se manifeste par une
oxydation de l’isolation qui la rend cassante. Avec la montée en température à plus de 300°C, plusieurs
isolants organiques atteignent leur point de ramollissement ou de fusion. Par conséquent, les chaînes
organiques se décomposent en formant des traces de carbone ou sa volatilise. En première
approximation, le processus chimique d’oxydation répond à la loi d’Arrhenius. Cette loi exprime que la
durée de vie L en heures d’une isolation organique est liée à la température T par :
B
L = A eT
(I.11)
Où A et B sont des constantes dépendantes du matériau considéré. Cette loi est valable pour le
fonctionnement à HT° et est la base de tous les tests de vieillissement accéléré pour estimer la durée de
vie de bobinage des machines électriques comportant des isolants polymères.
Les principales contraintes mécaniques s’exerçant sur l’émail sont dues à des différences de
coefficient de dilatation thermique entre l’émail (de 25 à 200.10-6 K-1 selon la nature du polymère) et le
cuivre (17.10-6 K-1) ainsi qu’entre l’émail et le vernis d’imprégnation, mais également à cause des
vibrations dues au fonctionnement du moteur.
L’évolution des propriétés diélectriques des émaux, des isolants plats et des vernis (PI, Kapton, PAI,
PEI) classiquement utilisés dans une gamme de température 200-400°C est proposée par les auteurs [2,
63-64]. Ils notent que les isolants organiques au-delà de 280°C sont sujets à une dégradation,
caractérisée par la perte de masse et la modification des polymères. Pour l’utilisation d’une isolation
organique à une température de 400 à 500°C, on regarde leurs propriétés thermomécaniques comme la
température de transition vitreuse et la température de thermoplasticité. Par exemple, la température de
thermoplasticité pour le polyimide est 500°C. L’isolation silicone semble être un bon candidat pour
fonctionner jusqu’à 200-300°C [65-69]. Au-delà, l’isolation organique qui entre dans sa composition se
dégrade rapidement.
d) Cas des isolants inorganiques - céramiques
La famille des isolants inorganiques utilisable dans les moteurs électriques comporte les céramiques
sous forme de poudre, de papier ou de tissu, l’isolant mica phlogopite et moscovite et la fibre de verre.
Les céramiques sont d’excellents isolants électriques et peuvent servir de support à des éléments de
circuit électrique de distribution haute tension. Les caractéristiques électriques des différentes
céramiques sont analysées dans plusieurs travaux [35, 57, 70-81]. Les céramiques présentent
généralement une très grande inertie chimique et résistent bien aux attaques des substances agressives, à
l’oxydation et aux agressions climatiques [59].
Pour améliorer leurs propriétés, les isolants céramiques utilisés en électrotechnique sont soumis,
après séchage, à des procédures finales de cuisson ou de frittage qui constituent la phase essentielle de la
36
I.3 Influence de la température sur les propriétés des matériaux
technologie céramique [82]. La cuisson des céramiques est spécifique à tous les isolants en céramique.
La température de cette procédure peut varier de 120°C à 1500°C ou plus. Le but de ce processus est
d’éliminer l’eau de l’isolant et de lier les cristaux dispersés. La densification des grains cristallins des
céramiques s’effectue par le traitement thermique de frittage. On obtient alors un matériau polycristallin
possédant une microstructure contrôlée. Pendant le processus, les particules se réarrangent en un cristal
cohérent avec l’augmentation de la compacité. Les pores de la céramique sont progressivement éliminés
par la diffusion et migration aux interfaces grains-joints. Les céramiques présentent les caractéristiques
décrites ci-dessous :
• Les céramiques gardent leur solidité. Même à des températures très élevées, la plupart résistent
aux chocs thermiques et à la dégradation électrique. La résistance structurelle de la céramique
est maintenue aux hautes températures, contrairement aux propriétés diélectriques.
• L’effet qui n’est pas négligeable en fonction de la température est la différence de la dilatation
thermique entre le conducteur et l’isolation [59]. Il en résulte des contraintes mécaniques entre
l’isolant céramique du conducteur et le conducteur lui-même à cause de la différence des
coefficients de dilatation thermique entre la céramique (de 2 à 13·10-6 K-1 selon la nature de la
céramique et 17·10-6 K-1 pour le cuivre).
• La conductivité thermique est généralement médiocre ou faible pour les céramiques en
comparaison de celle des métaux. Par contre, par rapport aux isolants organiques, la
conductivité thermique est nettement supérieure. Par exemple pour l’alumine (Al2O3) qui est la
plus utilisée pour l’isolation électrique, la conductivité thermique λ est de 15 à 30 W m-1 K-1 [86].
Cette valeur est considérablement réduite pour l’isolation finale d’un fil conducteur ou des
ciments d’imprégnation, de 1.4 à 5 W m-1 K-1. Pour les céramiques, la conductivité thermique se
fait par les phonons λp en comparaison avec les métaux où les électrons λe sont essentiels pour
le transfert de chaleur, λe>>λp. Pour les matériaux isolants céramiques, λis = 2 à 50 Wm −1K −1 qui
est plus grande que celle de l’air λair=0.02, et diminue avec la porosité. Avec la montée en
température, la valeur de la conductivité thermique augmente sensiblement. Plus sa valeur est
importante, plus l’énergie créée par le conducteur peut être évacuée et par conséquence
déterminera la température rémanente de l’isolant.
• Plusieurs céramiques ont de grandes capacités thermiques volumiques. On dit alors que la
céramique peut recevoir une quantité de chaleur pour ensuite l’éliminer après la saturation
thermique volumique. C’est pour cette raison qu’on les utilise dans le chauffage inertiel. Par
contre, elles ne sont pas idéales pour l’utilisation en tant qu’isolants en électrotechnique où une
capacité thermique volumique réduite sera favorable.
• La résistance des différents isolants inorganiques diminue avec l’augmentation de la
température [70]. Cette diminution dépend du type et de la quantité de matériaux conducteurs
qui sont présents, comme des impuretés dans l’isolation inorganique [79, 83-84]. À cause de
l’influence de la température, la résistance d’isolement des céramiques diminue de 5 à 8 fois à
800 °C par rapport à la température ambiante. Par exemple, la résistance électrique d’une
37
Chapitre I Etat de l'art
épaisseur de 16μm de l’alumine (Al2O3) déposée par la méthode de dépôt en phase vapeur
(CVD) sur un fil conducteur, garde, à T=800°C, une valeur de 340 MΩ [85].
La résistance volumique RV change en fonction de la température T (en K) avec l’équation (I.12)
présentée par [52] et valable entre 23°C et 1600°C :
RV = 10lg R −3(T −300)/200
0
(I.12)
où R0 est la résistance initiale à 20°C.
• La tension de claquage et la durée de vie pour un conducteur isolé avec une céramique sont
influencées par le type de conducteur. Cela s’explique par les performances de l’âme
conductrice pour résister à la HT° et pour s’opposer aux phénomènes d’oxydation et de
diffusion. Conformément l’étude présentée par Jumonji [86], la durée de vie pour les
conducteurs de cuivre recouverts de nickel et avec une isolation céramique approche 700 à 1000
heures à une température de 500°C. Puisque l’alumine est généralement utilisée pour constituer
l’isolation du fil électrique ou l’isolation d’imprégnation, sa tension de claquage varie avec
l’épaisseur : la rigidité diélectrique est maximale pour les épaisseurs les plus faibles [52, 76,
87].
e) Cas particulier du mica
L’isolant qui présente de bonnes caractéristiques diélectriques et une bonne stabilité à HT° est
l’isolation à base de mica. Le mica est, à l’état naturel, une roche qui présente une structure lamellaire.
Les types de mica le plus souvent utilisés en électrotechnique sont les micas phlogopite et muscovite.
Contrairement aux produits céramiques, le mica peut concourir facilement du point de vue des
propriétés diélectriques avec les isolants organiques. De plus, il comporte une tenue thermique sans
dégradation jusqu’à 400°C.
L’isolation mica utilisée dans les machines électriques se présente sous forme de papier de mica ou
ruban de mica. La feuille et le ruban de mica sont élaborés à partir d’une pulpe de mica déposée sur un
tissu de fibre de verre. En fonction de l’épaisseur, le ruban ou le papier de mica deviennent plus ou
moins souples.
L’isolation à base de mica est cassante et fragile à très HT°. Comparée avec l’isolation organique,
elle peut être employée entre 450 et 600°C [29, 88-90] pendant une longue durée. De plus sa
composition est sans carbone. Un facteur qui a été cité précédemment est la diffusion de cuivre dans la
couche isolante de mica à HT°. Comme pour l’isolant céramique, la diffusion des métaux est
pratiquement la même [74, 91].
f)
Isolations inorganiques pour le fil et le câble HT°
Les conducteurs utilisés à HT° comportent des isolants qui sont parfois adaptés à une application
spécifique. Ainsi, pour les transducteurs ou capteurs [92], les conducteurs peuvent comporter une
isolation plus épaisse pour qu’aucun contact ne soit possible. L’isolation dans ce cas peut être constituée
de segments de tubes en différentes céramiques, dures, résistantes à très HT°. Parfois, les tubes en
38
I.3 Influence de la température sur les propriétés des matériaux
céramique sont remplis avec de la poudre de céramique pour immobiliser le conducteur à l’intérieur.
Après la mise en place, le conducteur reste immobile pendant sa durée d’utilisation. Par exemple, des
conducteurs isolés avec des composants comme l’Al2O3 et MgO sont les fils avec isolation minérale.
Par ailleurs, on trouve des isolants en fibre de verre constituée de plusieurs couches [19, 93].
L’épaisseur pour ce type d’isolation va de 0.15mm à des valeurs de quelques millimètres. La couche
isolante est habituellement préfabriquée, soit à la base de fil en fibre ou en tissu de verre.
Pour les câbles, la réalisation en céramique devient difficile et peut conduire à des câbles d’épaisseur
élevée. Par contre, des câbles HT° (Figure I-12) qui comportent une isolation combinée constituée
d’isolations organiques et inorganiques et complétées avec un blindage métallique entre les couches
isolantes sont disponibles. Les isolants organiques utilisés sont le Polyimide et le silicone. Ces isolants
sont utilisés pour améliorer la flexibilité de mise en place du câble, mais également pour assurer une
bonne protection diélectrique en température, jusqu’à 300-350°C. Au-delà, ils se dégradent
constamment jusqu’à leur destruction définitive à 450-500°C. Après, l’isolation est assurée par les
couches d’isolation inorganiques en ruban de mica et fibre de verre. La tenue en tension dans ce cas
reste toujours élevée (>600V). On peut l’expliquer par les grandes épaisseurs d’isolation entre l’âme
conductrice et le conducteur adjacent. L’isolation organique ne perd pas complètement sa masse même
si elle perd ses propriétés diélectriques. La double épaisseur se transforme en composants carbonisés, ce
qui assure quand même une distance entre les couches adjacentes d’isolation mica et fibre de verre.
Malgré sa « bonne » flexibilité de défaut, après l’échauffement, le câble présente des propriétés
mécaniques très faibles.
Figure I-12 Câble HT° constitué d’isolants organiques (Kapton, Silicone) et inorganiques (bande en fibre de
verre, ruban de mica). La partie bleue représente le câble avant échauffement, la partie blanche montre le
câble après échauffement à 500°C pendant 500h
Dans le cas du conducteur utilisé pour bobinage ou des capteurs, il est nécessaire d’avoir un
conducteur avec une isolation mince. L’application de la céramique sur le conducteur devient ainsi très
spécifique et parfois très coûteuse.
I.3.2
Matériaux magnétiques
Les propriétés primordiales d’un circuit magnétique sont l’induction à saturation, la perméabilité
magnétique, la résistivité électrique, la résistance mécanique, la machinabilité et le prix. Le circuit
magnétique a pour rôle de canaliser le flux magnétique. Les aciers magnétiques actuels sont fabriqués à
partir d’alliages FeSi, FeCo, NiFe et de nombreux autres composites spécifiques. Les tôles ont généralement
39
Chapitre I Etat de l'art
un revêtement isolant organique appliqué sur leurs surfaces extérieures pour les isoler électriquement entre
elles.
L’efficacité intrinsèque d’un matériau magnétique est définie selon deux paramètres principaux :
•
Le premier est le niveau d’induction, limité par la polarisation magnétique à saturation : cela
influence directement l’induction de travail et la puissance volumique de la machine.
•
Le deuxième concerne les pertes totales massiques qui accompagnent inévitablement le passage
du flux, entraînant un échauffement de la machine.
Les tôles magnétiques seraient idéales, si elles possédaient une polarisation magnétique de saturation et
une résistivité électrique très élevées.
Les pertes dans les matériaux de bobinage sont évacuées à l’extérieur par l’intermédiaire du circuit
magnétique. La conductivité thermique est donc un paramètre important pour le système magnétique.
L’addition d’un faible pourcentage de silicium dans le fer permet de diminuer la conductivité thermique
jusqu’à 20 W m-1K-1 [94-95].
En général, pour ces machines, la température des tôles n’excède pas 150°C et l’isolation inter laminaire
est assez bien maîtrisée. Il existe des aciers magnétiques FeSi ou FeCo, adaptés pour un fonctionnement à
HT° [26, 96]. En effet, les applications des machines électriques fonctionnant à HT° ont conduit au
développement des tôles FeCo [97-98], dont l’induction de saturation (Figure I-13) et la perméabilité est
supérieure à celles des tôles FeSi [97-103].
Figure I-13 Courbes de première aimantation B-H en courant continu à la température ambiante des tôles
d’épaisseur 0.35mm en alliages Fe3%Si par rapport aux alliages FeCo [104]
La plupart des aciers magnétiques typiques vont fonctionner à des températures de l’ordre de 500°C [4,
21]. La principale préoccupation pour les aciers magnétiques utilisés aux températures élevées, est la surface
d’isolation. Une isolation spécifique doit être prévue pour fonctionner à une température supérieure à 500°C
à cause de la forte contrainte thermique. L’isolation organique classiquement utilisée est rapidement
endommagée, provoquant un accroissement des pertes par courants de Foucault. Nous évoquerons la
combinaison des matériaux organiques et inorganiques. Par ailleurs, la recherche bibliographique présentée
40
I.3 Influence de la température sur les propriétés des matériaux
et les caractéristiques expérimentales montreront que, si, à température normale, les matériaux magnétiques
présentent des inductions à saturation élevées (de l’ordre de 1.5 T sur les tôles NO) et des pertes par
hystérésis faibles, la montée en température modifie sensiblement ces caractéristiques. Des changements de
propriétés magnétiques apparaissent avec l’augmentation de la température. Certains ont des effets
bénéfiques et d’autres des effets indésirables.
• L’induction rémanente et la force coercitive diminuent, ce qui conduit à une diminution des
pertes par hystérésis. La résistivité des tôles magnétiques augmente et, donc, les courants de
Foucault diminuent [51]. Par conséquent, ces changements conduisent à la réduction des pertes
fer du circuit magnétique. De plus, les constantes de magnétostriction et d’anisotropie
diminuent favorablement. La perméabilité pour les champs faibles est également augmentée.
• Les changements néfastes sur le circuit magnétique sont la réduction de l’induction de
magnétisation et la perméabilité relative aux champs forts. La puissance réactive à induction
élevée est d’ailleurs augmentée.
L’influence de la température jusqu’à 400-500°C sur les aimants permanents n’élimine pas ces
matériaux magnétiques de la liste des candidats pour les machines à HT° [105]. En effet, les aimants
permanents conservent une partie de leurs propriétés magnétiques mais montrent une démagnétisation
linéaire extrinsèque avec la montée en température [51].
a) Tôles FeSi
Pour les moteurs actuels, le circuit magnétique est utilisé jusqu’à 200°C ; la limite provient de la
température admissible à laquelle peuvent fonctionner les enroulements du moteur. Les tôles
magnétiques NO sont généralement utilisées pour la construction des machines tournantes, en
comparaison avec les tôles GO qui constituent majoritairement les circuits magnétiques des machines
électriques statiques et les turboalternateurs.
Les alliages les plus fréquents rencontrés actuellement pour la fabrication des tôles GO sont les
alliages FeSi qui contiennent entre 0.05 et 3.2% de silicium.
Les tôles magnétiques GO se décomposent en deux familles de produits : les tôles magnétiques,
« fully-process » et les tôles magnétiques « semi-process ». Les tôles magnétiques, « fully-process » sont
utilisées le plus souvent dans la construction des grosses machines, tandis que les « semi-process » sont
utilisées dans les petites machines. Pour les deux familles de tôles, il faut faire un recuit après le
découpage et la procédure d’isolement des tôles [21].
Pendant le recuit à HT° à 1200 °C, la croissance des grains confère à la matière une texture
particulière, bien visible à l’œil nu. La procédure et les conditions de recuit jouent un rôle important sur
la durée de vie et sur les caractéristiques des tôles [106]. En effet, l’orientation de ces grains dans une
certaine direction distingue la tôle GO de la tôle magnétique NO et crée les propriétés magnétiques
particulières dans le sens du laminage. La norme NF C 28-900 [107] définit les différentes qualités de
ces tôles magnétiques d’épaisseur nominale 0.35, 0.50 et 0.65mm.
41
Chapitre I Etat de l'art
b) Tôles FeCo
Les tôles d’alliage FeCo sont connues sous les noms commerciaux suivants : Hiperco, AFK,
Supermendure, Vacoflux, etc... Les références AFK 502 [104], Hiperco 50 [108] et Vacoflux 50 [109]
sont équivalentes dans la composition de leurs alliages et de leurs propriétés magnétiques. Les tôles
FeCo ont des qualités exceptionnelles, mais aussi des défauts [21]. Le cobalt est un élément très coûteux
compte tenu de petites quantités disponibles sur Terre. Les alliages FeCo sont disponibles avec 27%,
36% ou 50% de Co. Pour une concentration de 30 à 50% de cobalt, ces alliages possèdent une
aimantation spontanée, à température ambiante, supérieure ou égale à 2,4 T. Pour l’augmentation de la
résistivité, la rigidité et la formation des grains de ces alliages, différents composants comme le Niobium
(Nb),le Vanadium (V) ou le Chrome (Cr) sont employés. Les alliages FeCo sont des matériaux cassants
et l’amélioration de cette propriété requiert l’addition de Vanadium. La constante d’anisotropie est bien
inférieure à celle du fer pur.
Les alliages FeCo nécessitent un recuit final variant de 2 à 4 heures à une température de 850°C, dans
un environnement sans oxygène et après un refroidissement dans les mêmes conditions jusqu’à 250 °C.
•
Propriétés magnétiques. L’évaluation à HT° des propriétés magnétiques a été analysée par Yu
[110]. Pour une température allant jusqu’à 500-550°C, les performances magnétiques sont
sensiblement diminuées. En particulier, le champ coercitif et les pertes sont réduits.
L’inconvénient de ces tôles est qu’en basse fréquence, le champ coercitif est supérieur à celui
d’un acier FeSi non orienté de bonne qualité [21]. Ensuite, les pertes spécifiques sont fonction
des différentes fréquences. Une étude sur les tôles Premadur (Supermendure) à 450°C a été
effectuée sur des transformateurs fonctionnant à 450°C [111]. Elle montre que les performances
magnétiques, après un vieillissement de plus de 1000 heures, ne sont pas affectées.
•
Propriétés électriques. Le paramètre qui nous intéresse sur les tôles FeCo est la résistivité des
tôles. Par exemple, la résistivité d’un alliage Fe50%Co varie de 13,4 μΩ-cm à 20°C à 45,8 μΩcm à 650°C [101]. De plus, il montre que la résistivité est indépendante de la température de
recuit et de l’orientation des grains dans les tôles magnétiques Fe50%Co.
•
Propriétés mécaniques. Le traitement thermique qui est fait sur les tôles finies a pour objectif
de supprimer les tensions mécaniques dues à l’écrouissage et d’amener au métal le bon
compromis entre les caractéristiques magnétiques et mécaniques [104]. Les propriétés
mécaniques et magnétiques varient en fonction de la température et du temps de recuit [112].
Les tôles avec des grains plus petits montrent de meilleures propriétés mécaniques et elles ont
une meilleure résistance au fluage, mais ces propriétés sont applicables pour une plage de
température assez restreinte. Quand la température de fonctionnement dépasse la température
critique, un phénomène de glissement des grains intervient qui crée une résistance de fluage des
corps [113]. Pour l’alliage de FeCo, la température critique est de 428°C [114]. Cet effet est
expliqué par la transformation d’une phase de la structure physique ε en autre phase γ du Co. De
ce fait, les tôles magnétiques d’alliage FeCo avec des grains de taille plus grande peuvent avoir
une résistance de fluage plus grande. Pour les tôles commerciales, les grains sont très petits, de
42
I.3 Influence de la température sur les propriétés des matériaux
l’ordre de 2-3 μm. Pour agrandir la taille des grains, il faut faire appel à des procédures
spéciales de déformation à froid et de recuit.
Les caractéristiques mécaniques des tôles Hiperco 50 à 540°C montrent que les contraintes
mécaniques qui sont présentées pour cette température doivent être limitées à des pressions
inférieures à 310 kPa [115]. Les résultats obtenus par Geist [98] sur une comparaison entre les
tôles de type Hiperco montrent que le Hiperco®27 est le plus adapté aux températures élevées.
Pour le rotor, le système magnétique doit avoir une bonne rigidité mécanique et un faible fluage
à des températures élevées. Les exemples de types d’aciers utilisés pour le rotor sont les aciers
maraging (Fe-NiCoMo) [116] où les aciers Fe-C-Cr-V.
•
Vieillissement thermique. L’analyse des propriétés thermiques des alliages FeCoHiperco®
(27, 50, 50HS) soumis à un vieillissement thermique jusqu’à 500°C est présentée par Fingers
[97]. Celui-ci montre la variation des pertes pour chaque type de ces alliages pour des
températures allant de 25°C à 500°C. Il note qu’après un vieillissement thermique à différentes
durées et différentes fréquences, les pertes n’augmentent que légèrement. La résistivité, le
champ coercitif et les pertes des tôles sont analysés jusqu’à 570°C [98]. La résistivité diminue
après un vieillissement thermique de 1000 h, la décroissance est plus lente jusqu’à 5000h. La
tendance est la même pour l’augmentation des pertes et pour l’augmentation du champ coercitif.
Lin Li [100] a analysé les propriétés magnétiques en tension continue pour les alliages Hiperco
soumis à un vieillissement à 450°C pour une longue période de temps.
Après les tests préliminaires, on distingue deux types de modifications des propriétés magnétiques à
HT° :
1) les modifications réversibles en fonction de la température,
2) les modifications irréversibles dues au vieillissement thermique.
Les modifications irréversibles sont celles qui conduisent, pour les mêmes cycles thermiques et dans
les mêmes conditions, à des propriétés magnétiques différentes. Lorsque la température dépasse 550°C,
les propriétés magnétiques commencent à diminuer. Les mesures des courbes B-H à ces températures
donnent une déformation de la courbe, causée par le changement de la structure physique des alliages
FeCo.
c) Applications à HT° des tôles FeCo
Gandhi [45]et Hossain [46] ont utilisé, pour la construction d’un servomoteur homopolaire qui peut
fonctionner à 530 °C, des tôles AISI 1010 (FeCo) pour le stator et l’alliage FeCoV (tôles Hiperco®50)
pour le rotor.
Un moteur à réluctance variable et un moteur courant continu qui peut être utilisé dans un
environnement à 450°C. Il est également constitué des tôles Hiperco®50 (49%Co-2%V-Fe) au stator et
au rotor.
Des tôles des alliages FeCo-AFK502R pour le stator et le rotor ont été utilisées pour les mesures à
HT° (500°C) sur un roulement magnétique actif par Burdet [19].
43
Chapitre I Etat de l'art
Montague [47] a élaboré des roulements magnétiques radiaux pour turbomachines qui peuvent
fonctionner dans un environnement de 540°C. La fabrication du système magnétique du stator a été faite
avec des tôles d’alliage FeCo (Hiperco 50) d’épaisseur 0,35 mm. Pour le rotor, il utilise l’alliage
Hiperco50HS avec des propriétés mécaniques améliorées.
Un servomoteur linéaire ayant des tôles d’alliage FeCo (Imphy AFK1) a été fait par Sidell et Jewell
[40]. La limite de fonctionnement de cette machine est de 800°C.
I.3.3
Impacts de la température sur les matériaux conducteurs
a) Problématique
Pour le bon fonctionnement d’une machine à HT°, le choix d’un conducteur pour réaliser le circuit
électrique est très important. Les bobines électromagnétiques de la plupart des dispositifs
électromagnétiques typiques sont élaborées avec du fil en cuivre. Le fil de bobinage en cuivre est
disponible avec différents types d’isolation pour un fonctionnement jusqu’à une température maximale
de 240 °C (Polyimide) [117-119].
Dans la conception d’un fil HT°, le conducteur est aussi important, voire plus important que l’isolant
lui-même. L’impact de la température sur les conducteurs de fil électrique est accentué principalement
par les effets d’oxydation [120], de diffusion et d’agrandissement des grains des métaux [21].
•
Dans notre étude, le conducteur en cuivre n’est pas le plus adapté, car celui-ci s’oxyde
rapidement en présence d’oxygène et sous l’influence de la HT° ce qui entraîne au final la
formation d’oxydes de cuivre. L’oxydation de cuivre est négligeable à température ambiante,
mais s’accélère rapidement au-dessus 200°C [22, 63, 121].
•
A HT°, le métal conducteur se diffuse ou migre dans la couche de céramique, formant ainsi un
matériau semi-conducteur d’oxyde. De ce fait, les caractéristiques diélectriques de l’isolation se
dégradent fortement. Par conséquent, la résistance d’isolation du fil isolé avec des céramiques
ou mica dépend de la diffusion du métal conducteur dans l’isolation [86, 91]. Ce phénomène est
observé après une longue période de vieillissement à HT° et reste indépendant de l’application
d’une tension d’alimentation : même hors tension, l’isolation du conducteur se dégrade
constamment. L’application de la tension change sensiblement la distance de diffusion dans
l’épaisseur de l’isolant. En effet, pour des céramiques ou un isolant en mica, la distance de
diffusion du métal conducteur est liée au temps (t1/2 ) [91]. Le phénomène de diffusion du
conducteur dans l’isolant conduit à la réduction de la couche d’isolation effective du
conducteur.
•
L’accroissement des grains du métal conduit à l’augmentation de la résistance du conducteur.
De plus, l’agrandissement des grains sous l’influence de la température peut conduire à la
rupture de l’âme conductrice le long de la bordure des grains.
44
I.3 Influence de la température sur les propriétés des matériaux
Le conducteur doit ainsi être choisi avec la même importance que l’isolation. Pour éviter ce
problème, les fabricants ont opté pour le plaquage ou habillage du conducteur de cuivre avec un métal
résistant à l’oxydation à HT°. Les métaux qui répondent à ces exigences sont les métaux avec un point
de fusion très élevé.
Les matériaux conducteurs adaptés à un fonctionnement à température élevée peuvent être le
platine(Pt), l’argent (Ag) et ses alliages, le cuivre à la condition qu’il soit doté d’une barrière de
diffusion [47, 86, 89, 122]. Par ailleurs, la liaison entre la couche de céramique et le conducteur dépend
du matériau conducteur [1, 86].
b) Résistance du conducteur en fonction de la température
Le paramètre important qui influence directement les performances du conducteur et donc les
performances des moteurs, est l’évolution de la résistance du conducteur en fonction de la température.
Par exemple, une réduction de la température de 10 °C dans un moteur réduit les pertes Joule de 3 à 4%.
La résistance du conducteur dépend fortement de la température et augmente linéairement avec celle-ci.
La résistivité d’un métal change de façon complexe, approximée souvent par l’équation (I.13) valable
entre 20 et 1600°C :
ρ= ρ0 (1 + α ∆T + β ∆T 2 )
(I.13)
où ρ0 , α et β sont respectivement la résistivité à la température T0 , et les coefficients fonction de
la température avec α >> β .
En fonction du type de conducteur utilisé, l’augmentation de la résistivité en fonction de la
température est différente. Celle-ci dépend du premier coefficient de température α qui, par exemple,
est de 3.8 ⋅ 10−3 K −1 et 3.93 ⋅ 10-3 K -1 pour les conducteurs en cuivre et en argent. La valeur de ce
coefficient est plus faible que pour d’autres types de conducteurs utilisés pour le bobinage comme
l’Aluminium ou le Nickel. À 500°C, la résistance du conducteur peut être multipliée par un facteur
compris entre 2.5 à 2.7.
L’augmentation de la résistivité du conducteur à HT° n’est pas caractérisée qu’avec le coefficient de
température. En effet, l’accélération de l’oxydation est plus ou moins accentuée en fonction du type de
conducteur, mais le phénomène persiste sur tous les types de conducteur.
L’observation du comportement d’une barre en cuivre d’un diamètre 20mm chauffée à 500°C
pendant 72h sous oxygène montre que le conducteur perd une partie de sa masse en formant de l’oxyde
de cuivre. L’utilisation d’un conducteur en cuivre pur devient fortement déconseillée. Par contre, un
conducteur qui comporte différents métaux avec des points de fusion élevés protège le cuivre du
processus d’oxydation. Des conducteurs en cuivre portant différentes épaisseurs de nickel plaqué sur le
cuivre démontrent que l’augmentation relative de la résistance augmente avec l’épaisseur de nickel [20].
En fonction de la durée de fonctionnement du conducteur en température, les conducteurs possédant la
plus grande épaisseur de nickel montrent une faible variation de la résistance : la barrière empêche la
diffusion des ions de cuivre vers la couche isolante [86]. À titre d’exemple, pour un conducteur de
45
Chapitre I Etat de l'art
cuivre plaqué avec du nickel, l’augmentation de la résistance relative à 500°C pendant 300h n’est que de
10%. De la même façon, l’augmentation pour un conducteur en argent, soumis à une température de
650°C pendant une période de 600h, est négligeable [19].
Économiquement, un conducteur composé de75% de cuivre plaqué avec 25% de nickel est une
solution assez appropriée pour les applications HT°. Par contre, ce type de conducteur montre une
résistance élevée. L’introduction du nickel, qui comporte une résistivité et un coefficient de température
plus élevé que le cuivre, donne un conducteur plus résistif.
I.4
Conclusion
Cette étude nous permet de mettre en lumière l’effet de la température sur les matériaux isolants,
électriques et magnétiques. De plus, on met en évidence les avantages et les inconvénients de la montée à des
températures extrêmes des machines électriques. La réduction de la taille du moteur et l’augmentation de la
puissance massique, constituent l’intérêt majeur d’un fonctionnement à températures élevées. Par contre, la
montée en température s’accompagne de plusieurs inconvénients impactant les performances d’une MASHT.
Parmi les paramètres électriques, ceux qui modifient le plus le design de la machine sont l’effet résistif élevé
et la basse tenue en tension. Mécaniquement, les isolants inorganiques vont conduire aux conditions
mécaniques strictement définies pour l’élaboration de bobinage.
Pour répondre aux problématiques des matériaux capables de fonctionner à HT° au sein d’un moteur
asynchrone, différents axes de recherches peuvent être abordés. La sélection et l’analyse d’un conducteur
avec une isolation inorganique, parmi plusieurs candidats, détermineront les conditions d’élaboration du
bobinage du moteur. Pour étudier leurs propriétés diélectriques, des procédés et des dispositifs spécifiques
permettant de mesurer la tenue en tension ou la résistance d’isolation doivent être élaborés. Les isolants plats
et d’imprégnation influeront également sur la réalisation finale du bobinage. L’étude devra aussi se porter sur
le circuit magnétique utilisant des tôles capables de fonctionner à HT° : les performances du circuit
magnétique en fonction de la température aideront à affiner les données de calculs de la MASHT°.
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Equation Chapter (Next) Section 1
55
II Caractérisation des matériaux candidats aux
hautes températures
II.1 Identification des fils candidats avec isolation inorganique
Nous avons mis en évidence dans le chapitre précédent que l’augmentation de la température de
fonctionnement d’un moteur électrique signifie que tous ses éléments sont conçus avec des matériaux ayant
des propriétés spécifiques permettant d’arriver à une température de 400°C au cœur du bobinage. Dans ce
chapitre, nous présentons des expérimentations menées sur les éléments qui constituent le bobinage, les
isolants plats et le circuit magnétique du stator et du rotor. Ce chapitre est donc axé sur l’identification des
matériaux candidats capables d’être utilisés à HT°. Il s’agit d’essais effectués sur des conducteurs isolés en
céramique, des isolations de fond d’encoche et des ciments d’imprégnation. Nous verrons que la qualité et le
comportement à HT° détermineront les possibilités de réalisation du bobinage d’une machine HT°.
Les données disponibles dans la littérature à propos de fils isolés en céramique sont peu nombreuses et
surtout orientées vers des applications basiques. De plus, les caractéristiques techniques données par les
constructeurs ne reflètent pas toujours leurs comportements en fonction de la température lorsqu’ils sont
utilisés pour un actionneur tournant. L’étude menée consiste à établir l’évolution des caractéristiques
électriques en fonction de la température. La résistance du conducteur, la capacité parallèle d’isolation, la
résistance parallèle, la tension d’apparition des décharges électriques et la tension de claquage sont les
paramètres diélectriques étudiés en fonction de la température. Les propriétés concernées mettent en
évidence les conditions de base pour l’utilisation des éléments isolants d’une MASHT°. Retenons que
l’isolation inorganique et céramique possède des propriétés mécaniques spécifiques, si bien que tous les
essais seront réalisés sur des éprouvettes adaptées aux contraintes mécaniques.
Ensuite, la caractérisation du circuit magnétique est réalisée sur des tôles magnétiques FeSi à grains
orientés avec une isolation inorganique de la surface. Les essais, réalisés sur un cadre torique, sont basés sur
la norme NF EN 60404-6 [1], en fonction de la température dans la gamme 20°C - 500°C.
II.1
Identification des fils candidats avec isolation inorganique
Le choix du fil candidat avec isolation inorganique pour former l’enroulement d’une machine électrique
est tributaire de plusieurs facteurs. Les conducteurs isolés avec un isolant inorganique et disponibles sur le
marché ont des caractéristiques spécifiques avec des conditions de mise en œuvre bien déterminées.
Habituellement, ces produits sont utilisés pour des capteurs ou des dispositifs électrotechniques en basse
tension. L’utilisation dans une machine électrique alimentée par le réseau avec des tensions assez grandes
(400V), imposera des contraintes électriques nettement supérieures aux limites d’isolation données par le
fabricant. Surtout, les caractéristiques diélectriques fournies par les fabricants de fils avec isolation
inorganique à HT° sont pratiquement inexistantes. Pour s’assurer de leur adaptabilité aux machines
électriques, chaque fil doit être testé dans des conditions représentatives du fonctionnement de ces machines.
Le travail est notamment axé sur l’identification du fil candidat le plus approprié pour la réalisation d’un
MASHT° d’1kW, alimentée avec une tension classique par le réseau.
59
Chapitre II Caractérisation des matériaux candidats aux hautes températures
II.1.1 Méthodologie et système de mesure
La méthodologie et les systèmes de mesures expérimentaux doivent permettre d’établir les propriétés
diélectriques en fonction des contraintes mécaniques et de la température. Les normes qui concernent le fil
isolé avec isolation inorganique ou céramique sont pratiquement inexistantes ou inapplicables. De ce fait, des
méthodes particulières doivent être développées pour chaque spécimen en les adaptant aux conditions
d’usage.
a) Dispositifs de mesures
Les éprouvettes torsadées normalisées et valables pour les conducteurs avec isolation organique sont
inappropriées aux matériaux qui nous intéressent. En effet, les contraintes mécaniques comme la force
de torsion et la compression exercées durant la réalisation des éprouvettes torsadées avec isolation
inorganique conduisent à l’endommagement de la céramique : la surface céramique commence à se
détacher du conducteur et de grandes fissures et crevasses sont formées.
Par ailleurs, la méthode de réalisation des tests des fils avec isolation inorganique est basée sur la
norme NF EN 60851-5. Cette norme décrit que, pour analyser les caractéristiques diélectriques de fils
avec isolation organique de petit diamètre, le fil peut être enroulé sur des cylindres métalliques. Cette
technique offre l’avantage de diminuer le stress mécanique sur le revêtement inorganique. Nous nous
sommes inspiré de cette méthode : les éprouvettes avec isolation inorganique ont été réalisées par
enroulage sur un cylindre d’acier inoxydable résistant aux HT°. Le diamètre d’enroulement présente une
valeur admissible validée par des études présentées dans les sections suivantes. Cette valeur sera un
élément critique pour la réalisation du bobinage de la machine, notamment pour les têtes de bobines
(Figure II-1).
Figure II-1 Éprouvettes enroulées sur cylindre (du gauche à droite: bande d’aluminium, conducteur avec
isolation céramique, conducteur avec isolation en ruban mica-fibre de verre)
Pour les tests du conducteur candidat, une seule couche de fil est bobinée sur le cylindre. Un bon
contact entre chaque éprouvette et le cylindre est assuré par serrage et étirage du fil. Les extrémités de
conducteurs sont serrées rigidement au cadre, tandis qu’une masse est attachée au cylindre et tire
l’ensemble vers le bas. Chaque éprouvette est attachée et serrée individuellement pour assurer un contact
optimisé. La longueur de contact entre le conducteur et la partie métallique est d’environ 12 cm, ce qui
représente une adaptation de la norme NF EN 60712. Les diamètres de fils utilisés dans notre étude
60
,,,GHQWLILFDWLRQGHVILOVFDQGLGDWVDYHFLVRODWLRQLQRUJDQLTXH
VRQWPPPPPPHWPP/HFRQGXFWHXUG¶$OXPLQLXPVHSUpVHQWHVRXVODIRUPH
GHEDQGHVGHODUJHXUPPHWG¶pSDLVVHXUPP
/D QRUPH 1) (1 SUpFLVH TXH SRXU REWHQLU GHV UpVXOWDWV DYHF XQH HUUHXU DFFHSWDEOH pSURXYHWWHVDXPLQLPXPGRLYHQWrWUHXWLOLVpHV'RQFSRXUFKDTXHWHVWpSURXYHWWHVVRQWSUpSDUpHVHW
GpSRVpHV GDQV OH PrPH FDGUH &H FDGUH D pWp FRQoX SRXU DVVXUHU OHV PrPHV FRQGLWLRQV SRXU FKDTXH
pSURXYHWWH 3RXU LVROHU pOHFWULTXHPHQW OHV pSURXYHWWHV GHV SDUWLHV PpWDOOLTXHV GX FDGUH RQ XWLOLVH XQH
IHXLOOHGH1pIDOLWHG¶pSDLVVHXUPPTXLUpVLVWHjOD+7ƒ
/H V\VWqPH GH FRQQH[LRQ TXL SHUPHW G¶DQDO\VHU OHV SURSULpWpV GLpOHFWULTXHV HQ IRQFWLRQ GH OD
WHPSpUDWXUHHVWSUpVHQWpjOD)LJXUH,,
7HPSpUDWXUH
DPELDQWH
$OLPHQWDWLRQ
$OLPHQWDWLRQ
+DXWHWHPSpUDWXUH
2VFLOORVFRSH
&N
)RXU
&DJHGH)DUDGD\
0HVXUHGHGpFKDUJH
pOHFWULTXH
)LJXUH,,6FKpPDGHFRQQH[LRQGHVpSURXYHWWHVHQWHPSpUDWXUHFkEOHEOLQGpPDVVHpSURXYHWWHV
VHUUDJHF\OLQGUHHQDFLHULQR[\GDEOH
/HFDGUH)LJXUH,,DYHFOHVpSURXYHWWHVHVWSODFpjO¶LQWpULHXUG¶XQHpWXYH/HVpSURXYHWWHVVRQW
FRQQHFWpHV DX V\VWqPH GH PHVXUHV SDU GHV FkEOHV EOLQGpV +7ƒ /HV SRLQWV GH FRQQH[LRQ DYHF OHV
DSSDUHLOVGHPHVXUHVVRQWjWHPSpUDWXUHDPELDQWH
)LJXUH,,&DGUHVSpFLDODGDSWpSRXUOHVpSURXYHWWHVHQURXOpHV
7RXV OHV WHVWV RQW pWp UpDOLVpV GDQV O¶DLU j OD SUHVVLRQ DWPRVSKpULTXH /D WHPSpUDWXUH SHXW rWUH
PDLQWHQXH FRQVWDQWH GDQV OD JDPPH ƒ&ƒ& SDU OHV IRXUV UpJXOpV /HV SRLQWV GH PHVXUHV VRQW
HIIHFWXpV DX[ YDOHXUV GH WHPSpUDWXUHV FURLVVDQWHV VXLYDQWHV O¶DLU DPELDQW §ƒ& ƒ& ƒ&
ƒ&ƒ&HWƒ&4XDQGXQHLVRODWLRQVLOLFRQHHVWXWLOLVpHOHVSRLQWVGHPHVXUHVRQWHQUHJLVWUpV
Chapitre II Caractérisation des matériaux candidats aux hautes températures
tous les 50°C jusqu’à 500°C, car la limite du silicone est située à 300°C. Avant de démarrer les tests, les
échantillons n’ont subi aucune contrainte thermique. Cela nous permettra d’analyser le comportement de
l’isolation céramique en prenant en compte une éventuelle influence de l’humidité absorbée.
À cause des différents coefficients de conductivité thermique des matériaux et de l’inertie thermique
du four, un temps de 20 minutes, pour stabiliser la température, est choisi avant de commencer
l’enregistrement des mesures.
b) Décharges électriques et tenue en tension
Pour caractériser les isolants organiques, on utilise le seuil de la tension d’apparition de décharges
électriques. Suite à l’ionisation de l’air à la proximité de la surface de l’isolant du conducteur, les
charges électriques s’accumulent à la surface externe de l’isolant. L’apparition de charges sur la surface
provoque la circulation d’un courant mesurable par un appareil de mesure. Utiliser le PDIV (Partial
Discharge Inception Voltage), pour caractériser les céramiques, peut interpeller. En effet, nous verrons
par la suite que la tension d’apparition de décharges électriques dans les céramiques peut être plus faible
que les seuils indiqués par la courbe de Paschen définie dans l’air [2] à la température ambiante et en
température [3-5]. Pour les isolants céramiques, le phénomène devient beaucoup plus complexe et il
n’est pas comparable avec celui qui apparaît dans les isolants organiques. La porosité de l’isolation ainsi
que l’état rugueux des surfaces isolantes peuvent expliquer ces mécanismes spécifiques de formation de
décharges électriques. Ainsi, avec la nature polycristalline des céramiques, les facteurs qui influencent
les caractéristiques électriques sont : la taille des grains, la distribution des pores, leurs concentrations et
la distribution des différentes phases présentes, la présence d’impuretés, etc... L’initiation de claquages
électriques dans les céramiques résulte de la production d’électrons par le processus d’émission par le
champ électrique [6]. Des électrons ayant de grandes énergies et issues par le processus d’émission
bombardent la surface de l’isolant et forment plus d’électrons avec le deuxième processus d’émission.
Le deuxième processus d’émission d’électrons « germes » est influencé par la constante diélectrique et
la résistivité [7]. Les paramètres de la microstructure comme les grains et leurs joints de grains, la taille
des pores et leurs distributions, peuvent aussi affecter le second processus d’émission d’électrons de
Townsend.
La courbe typique tension-courant [7], dans les matériaux céramiques, montre les limites d’utilisation
en tension. Le comportement du courant dans l’isolant céramique est très variable en fonction de la
tension appliquée (Figure II-4). Cet aspect donne des informations essentielles pour nous aider à
expliquer les phénomènes présents dans les céramiques sous l’action du champ électrique. Selon cette
courbe, le courant qui passe dans un isolant céramique reste relativement constant puis, à la proximité de
la tension de claquage, saute brusquement. La valeur U d de la tension pour laquelle le courant change,
sera le point de caractérisation d’apparition des décharges électriques.
62
Courant, I
II.1 Identification des fils candidats avec isolation inorganique
Ud Uc
Tension, U
Figure II-4 Caractéristique typique tension-courant dans les matériaux céramiques [7]
Conformément à la Figure II-4, à une tension donnée, la valeur du courant augmente brusquement
suite à une variation sensible de la tension appliquée. La tension Uc, où le courant croît brutalement,
correspond à la tension de claquage.
L’étape de changement de la quantité de charges qui passe dans l’isolant à la tension Ud, peut être
appelée l’initiation du mécanisme de claquage électrique d’isolation. L’étape suivante est caractérisée
par la propagation de décharges jusqu’à une distorsion importante de la tension aux bornes des
éprouvettes. Le claquage électrique apparaît quand l’arc est entretenu dans le canal formé. Les essais
diélectriques d’un isolant dépendent de nombreux facteurs comme la géométrie des échantillons, la
forme d’onde de la tension appliquée ainsi que les conditions d’essais. Dans notre étude, le paramètre
marquant analysé est la température, les autres paramètres tels que l’humidité, la pression, sont
maintenus figés.
Pour analyser expérimentalement les propriétés diélectriques, comme la tension de décharges
électriques partielle (DP) et la tension de claquage (Uc), une source de tension sinusoïdale de fréquence
50 Hz est utilisée. La mesure de décharge électrique dans l’isolant est réalisée avec un appareil de
mesure de décharges partielles PD Power ICMcompact. Cet appareil normalisé détermine la quantité de
charge électrique q passant dans l’isolant lorsqu’il est soumis à une impulsion de courant I sur une
∫
période de temps dt : q = I dt . La tension sinusoïdale appliquée aux bornes des éprouvettes et la
quantité de charges électriques qui passent dans l’isolation pendant une alternance positive et négative
sont mesurées.
c) Résistance parallèle et la capacité parallèle d’isolation
Pour caractériser les isolations céramiques et inorganiques selon la température, nous mesurons la
capacité parallèle et la résistance parallèle de l’isolant avec un analyseur d’impédance Agilent E4998a.
La résistance parallèle est représentative des pertes dans l’isolant. Une tension (AC) d’amplitude faible
(1V) est appliquée pour éviter les phénomènes non linéaires. Les mesures sont effectuées à la fréquence
63
Chapitre II Caractérisation des matériaux candidats aux hautes températures
de 10 kHz pour obtenir une marge d’erreur de moins de 0.3%, selon l’abaque de l’appareil. La méthode
« quatre points » est utilisée pour s’affranchir de l’influence du câble de connexion. Avant chaque
campagne de mesures, un étalonnage est effectué afin de compenser les valeurs parasites liées au câble
de connexion. Cet étalonnage est réalisé en court-circuit et en circuit ouvert.
La capacité parallèle entre le fil et le tube cylindrique correspondent à une géométrie du contact fil
conducteur-isolant-surface plate métallique (Figure II-5).
Figure II-5 Configuration des mesures pour la caractérisation des propriétés diélectriques du fil
Les tests portant sur la capacité parallèle sont effectués pour avoir une idée des valeurs possibles pour
le bobinage constitué du fil céramique et son comportement sous l’effet de la température. Puisque la
permittivité de l’isolation du conducteur et celle des ciments d’imprégnation sont nettement supérieures
à celle de l’isolation organique, la valeur de la capacité parallèle pourrait jouer un rôle non négligeable
sur le comportement de l’isolation et l’impédance totale du circuit électrique.
II.1.2 Comparaison des fils avec différentes isolations inorganiques
II.1.2.1
Description des fils HT°
Afin d’identifier le fil le plus adapté pour une MASHT°, différents types de fils ont été étudiés. Le
Tableau II-1 donne les caractéristiques de fils HT° commercialisés actuellement. Les températures de
fonctionnement de ces produits dépassent 400°C. Il est à noter que la température de fonctionnement de ces
produits comprend les performances de l’isolation et celles du conducteur.
Parmi les types de couches isolantes des fils HT°, nous pouvons distinguer différents types d’isolation
appliquée avec des techniques différentes :
• isolation céramique faite à partir de poudre appliquée par soufflage,
• isolation céramique et organique qui forme un revêtement solide sous l’effet de la température,
• isolation alumine par anodisation,
• isolation par ruban en mica-fibre de verre guipé autour du conducteur.
64
+870
+500
Cu plaqué Ni(27%), Cu
plaqué Al
Pt, Ag, Or, Ni
Cu plaqué Ni, Ti, Ta,
Ag, Nb
Cu plaqué Ni, Al,Ag. Al
PbO, TiO2, SiO2, MgO2
mica-fibre de verre
Al2O3
Céramique
PbO, SiO2, Bi2O3, ZnO
Al2O3, SiO2
Alumina, SiO2, MgO2 organique
Al2O3, SiO2
PbO, TiO2, SiO2, MgO2
SK650
Al anodisé
KD 500
Cercal E
Alcal E
Fujithermo A
KD 700
Ceramawire - Nickel
205
Ni (27%)
Ni (27%)
Ni (27%)
Nickel
Cu plaqué
Al (99,5%)
Cu plaqué
Cu plaqué
Ni (27%)
Ceramawire - Kulgrid
28
Cu plaqué
-267 à +815
+700
+700
-90 à +500
Autres conducteurs
+500
+500
-267 à+540
-90 à +500
Conducteurs testés
Céramique
Température de
fonctionnement
(°C )
Cerafil 500
Conducteur
Type d’isolation
Référence du
fabricant
0,071 à 0,51
< 0,254
<1
< 0,254
< 0,254
0,1 -à 1,02
0,03 à 1,5
0,7 à 3,5
0,102 à 1,02
0,102 à 1,02
Diamètre
possibles
(mm)
0,0076 - 0,015
< 0,012
< 0,035
< 0,012
< 0,012
0,005 - 0,010
0,002 à 0,006
0,1
0,0076 - 0,018
0,005 - 0,010
Épaisseur
d’isolant
(mm)
5
5
-
5
5
5
-
7
7
5
151 - 200 DC
600 VDC
> 500VDC
600 VDC
600 VDC
150 AC
40-120
600
150 -200 DC
150 AC
Rayon de courbure
Tension
minimal (x fois
d'utilisation
(V)
le diamètre du fil )
II.1 Identification des fils candidats avec isolation inorganique
Tableau II-1 Fils candidats pour la réalisation de bobinage à HT°
Le Tableau II-1 permet de choisir un produit en fonction des conditions générales. Néanmoins, il n’offre
qu’un moyen de sélection primaire, car les propriétés sont attribuées en fonction de plusieurs facteurs liés à
la température et à ses conséquences : l’oxydation du conducteur, la diffusion des matériaux du conducteur
dans l’isolant, la différence de dilatation entre conducteur et l’isolant, l’effet résistif du conducteur en
65
Chapitre II Caractérisation des matériaux candidats aux hautes températures
température, l’activation thermique des ions des matériaux, le comportement de l’isolant en température,
etc... Les produits sont fournis avec des propriétés qui ne sont pas connues en fonction des conditions
d’essai. Souvent, les caractéristiques sont valables à température ambiante avec une mention stipulant :
« qu’un fonctionnement à HT° est possible ». Ainsi, des tests préliminaires suivis par d’autres, plus
approfondis en fonction des objectifs imposés au départ, ont été menés.
II.1.2.2
Analyse générale des fils HT°
L’isolation inorganique semble un bon candidat pour une augmentation significative de la température
dans la machine électrique. La famille des matériaux céramiques utilisée pour l’isolation inclut des matériaux
partiellement ou complètement cristallins obtenus grâce à une opération de vitrification ou de frittage. Dans
la mesure où les céramiques ne possèdent pas une structure chimique à base de chaines imbriquées comme
les polymères, l’application sur un fil conducteur est très différente de celle de matériaux traditionnels.
Généralement, pour fabriquer ces types de fils, la procédure est difficile et coûteuse et leur point faible reste
la faible flexibilité mécanique.
Les principales céramiques utilisées dans la fabrication des fils isolés en céramique (Figure II-6) sont
l’alumine (Al2O3), le dioxyde de silicium (SiO2), l’oxyde de plomb (PbO), le dioxyde de titane (TiO2) et
l’oxyde de magnésium (MgO). La céramique isolante d’un conducteur électrique doit être appliquée avec
une épaisseur relativement faible pour avoir de bonnes propriétés diélectriques [8], car l’augmentation
d’épaisseur de la céramique diminue la rigidité diélectrique. L’épaisseur de la céramique est de l’ordre de
0.006mm à 0.018mm, à comparer aux 0.005 à 0.030 mm d’un isolant traditionnel. Ainsi pour un conducteur
en aluminium isolé par un processus d’anodisation, l’épaisseur d’isolation peut n’être que de quelques
microns (4-8μm). Les méthodes pour former une couche de céramique sur un conducteur sont la
pulvérisation thermique, la méthode sol-gel [9], le dépôt physique par phase vapeur (PVD), le dépôt
chimique par vapeur (CVD) [10], l’oxydation anodique [11-14] ou la décomposition thermique [15].
1)
2)
3)
Figure II-6 Exemple de conducteurs avec isolation céramique. 1) fil avec isolation constituée en SiO2, PbO,
TiO2 et MgO, 2) fil avec isolation constituée principalement d’Al2O3 et SiO2 , 3) fil (éprouvette torsadée)
avec l’Al2O3
Les poudres de céramiques comme l’Al2O3, MgO, SiO2 et autres sont déposées en couche d’isolation par
pulvérisation thermique. Les propriétés du film céramique dépendent fortement des méthodes de traitement
et des composants contenus. Des améliorations de la méthode de projection thermique (par exemple, la
pulvérisation de plasma, projection de la flamme avec détonation et à base de pulvérisation sous pression)
66
II.1 Identification des fils candidats avec isolation inorganique
sont présentées à la Figure II-7 où l’on peut voir l’effet de la procédure sur la tension de claquage de
l’isolant. Quel que soit le mode d’application utilisé, des pores à l’intérieur de la céramique comme à la
surface restent inéluctablement présents dans l’isolation finale. Ces porosités qui sont très gênantes pour
l’isolation en général peuvent être éliminées dans les isolations organiques. Pour les isolations céramiques, il
est très difficile de ne pas avoir de porosités, il faut donc s’en accommoder.
Figure II-7 Dépendance de tension de claquage de type d’application de céramique sur conducteur [16]
Une caractéristique importante des céramiques est ses propriétés hydrophiles. La céramique poreuse
absorbe souvent bien l’eau, c’est pourquoi on doit la protéger contre l’humidité, car l’isolation peut
l’absorber depuis l’air ambiant.
Le fil électrique isolé avec alumine semble être l’un des meilleurs choix pour l’utilisation à HT° [17].
Parmi les oxydes existants l’Al2O3 montre la plus grande résistivité.
II.1.2.3
Analyse structurelle des fils HT°
a) Ceramawire
Le fil « Ceramawire » possède une isolation céramique frittée à une température de 750°-850°C. Il
peut fonctionner dans une gamme de température allant de -240°C à 550°C. On distingue deux types de
conducteurs :
• Kulgrid 28, composé de 27% de nickel plaqué sur l’âme conductrice en cuivre,
• Nickel 205 constitué entièrement de nickel.
La caractéristique clé d’un isolant céramique est son rayon de courbure minimal. Le fil Ceramawire
propose un rayon de courbure équivalent à 7 fois le diamètre du conducteur (1 pour l’isolation
organique). La tension de claquage à 400°C, pour ce type du fil, est de 50V [18-19]. La tenue en tension
donnée par le fournisseur est de 200 V en tension continue. Comme la température associée à cette
valeur n’est pas indiquée, l’utilisation d’un fil avec isolation inorganique nécessite impérativement une
analyse en fonction de la température ciblée.
67
Chapitre II Caractérisation des matériaux candidats aux hautes températures
Les tests effectués sur des éprouvettes enroulées sur cylindre sont présentés à la Figure II-8. Nous
avons testé un conducteur de 0.85mm avec une épaisseur d’isolation de 0.016 mm dans une gamme de
températures allant de 20 à 500°C. Au-delà de 300°C, la tenue en tension est médiocre et plusieurs
éprouvettes se trouvent directement en court-circuit. Malgré de meilleures propriétés de flexibilité, la
tenue en tension de ce type de conducteur est faible à température élevée. Les propriétés de substances
céramiques constituant l’isolant et le mode de dépôt de l’isolant peuvent expliquer la faible valeur
relevée. Ceux-ci peuvent, à cause de leurs propriétés et caractéristiques diélectriques individuelles,
conduire à des phénomènes qui abaissent la tenue en tension avec la température.
1000
Cp (pF) 100
Rp (MΩ )
Tc (V)
Cp
10
Rp
Tc
1
0
100
200
300
400
500
Température (°C)
Figure II-8 Évaluation des propriétés diélectriques du fil de diamètre 0.8 mm Ceramawire en fonction de la
température
Les essais diélectriques montrent que ce type de fil n’est pas exploitable dans des environnements de
400-500°C avec une tension supérieure à 50V. La tension seuil d’apparition des décharges (SAD) est
relativement stable jusqu’à 100°C et correspond aux valeurs données par le fournisseur. Par contre, aux
températures supérieures à 100°C la tension de claquage Tc est considérablement réduite. La capacité
parallèle Cp et la résistance parallèle Rp, conservent des valeurs raisonnables pour l’isolation d’une
machine, même si la résistance parallèle est fortement réduite. La faible tenue en tension nous oblige à
ne pas utiliser ce type de fil pour une machine tournante à HT°.
b) Cerafil 500 et KD 500
Ces deux types de fils HT° ont été conçus à l’origine pour fabriquer des bobinages à haute fiabilité,
afin de rester en service même lors de fortes surcharges thermiques. Malgré des noms commerciaux
différents, leurs caractéristiques spécifiques données par les fabricants [20-21] sont identiques. Ces
conducteurs sont utilisés dans l’industrie aéronautique, dans des capteurs, des selfs, des transformateurs,
etc... Ils fonctionnent dans des conditions extrêmes, avec une température optimale d’utilisation de 0 à
400°C, en régime permanent et en pointe jusqu’à 1000°C. Grâce aux propriétés de la céramique utilisée,
ils possèdent une bonne résistance mécanique et une résistance élevée à l’usure. Même à des
températures très élevées, ils gardent leurs propriétés en cas de chocs thermiques, de vieillissement, de
68
II.1 Identification des fils candidats avec isolation inorganique
corrosion et d’agressions climatiques ou chimiques. L’âme conductrice est composée de cuivre à 73% et
d’un revêtement plaqué à 27% de nickel. Sa résistivité électrique à 20 °C est de 2.3 Ωcm. L’épaisseur
d’isolation varie entre 5 et 10μm, avec un mélange des composants principaux qui sont l’alumine
(Al2O3) et le dioxyde de silicium (SiO2). Après l’application de la couche isolante, la surface présente un
revêtement de céramique vitrifié. Puisque l’opération de bobinage est délicate, on ne doit pas porter de
coups au fil et ne pas exécuter d’efforts de traction de l’âme conductrice supérieure à 60N/mm. Le rayon
de courbure minimal pour le « Cerafil 500 » est de 5 fois le diamètre extérieur du conducteur.
Ce type de conducteur montre des caractéristiques prometteuses et sera un des candidats pour
l’analyse détaillée.
c) Aluminium anodisé
L’utilisation de l’aluminium et de son oxyde comme isolation pour la fabrication des fils électriques
offre des avantages significatifs par rapport aux conducteurs en cuivre.
• La fabrication de ce type de conducteur est relativement bon marché et l’application de la
couche d’alumine est appliquée par un processus d’anodisation bien maîtrisé.
• Il n’y a pas de difficulté de migration du métal ou d’oxydation jusqu’à 450°C-500°C.
• La masse du conducteur, plus faible que celle du cuivre, peut contribuer à la réduction de masse
des dispositifs électromagnétiques.
• La forme du conducteur pourra présenter des géométries et des épaisseurs très distinctes : de
gros conducteurs, mais aussi des bandes d’aluminium très fines. L’anodisation des bandes
d’Aluminium permet d’obtenir des géométries optimales prenant en compte la couche isolante
en cas de contraintes mécaniques comme le pliage et les flexions. Même, si des contraintes
mécaniques sont présentes au contact de l’air, les parties nues du conducteur se recouvrent
instantanément d’une couche d’oxyde natif très mince. Cette couche est environ de 2 à 4nm et
joue un rôle important vis-à-vis de la tenue à la corrosion, à cause de son renouvellement
spontané [22]. Les essais sur des fils ronds, menés dans notre laboratoire, ont montré que les
rayons de courbure présentaient des valeurs assez importantes par rapport aux fils à isolation
céramique plus classique. Cela rend difficile l’utilisation d’un fil rond en aluminium anodisé.
Pour un conducteur en forme de bande, le facteur de remplissage des conducteurs dans la
bobine est proche de un. De plus, l’arrangement des conducteurs dans la bobine est imposé,
mais de façon très favorable, puisque la tension entre bandes est minimale. L’épaisseur
d’isolation peut donc avoir des valeurs de quelques micromètres seulement. Les faces de chacun
des conducteurs sont parfaitement en contact les unes avec les autres, évitant ainsi les zones
d’air entre deux spires.
• Grâce à cette géométrie et au type d’isolant, le transfert de la chaleur créée par effet Joule des
conducteurs en bandes est nettement plus intéressant par rapport à un conducteur rond.
Le paramètre qui peut limiter l’utilisation de ce type de conducteur dans certaines applications, est la
valeur très importante de la capacité (capacité inter-spires) d’une bobine. De plus, la géométrie en
69
Chapitre II Caractérisation des matériaux candidats aux hautes températures
bandes conduit à construire des machines tournantes utilisant un bobinage concentré (Figure II-9). Il est
cependant possible de faire varier la largeur de la bande en fonction de la position autour de la dent
(Figure II-9).
Figure II-9 Géométries possibles de bobines avec conducteur en bande d’Al anodisé. À gauche : une seule
bobine. À droite : des bobines en plusieurs niveaux sur la même dent
Avec un bobinage sur dents, l’application d’une alimentation en tension directement sur le réseau est
problématique. L’alimentation avec un onduleur de tension sera donc indispensable, ce qui imposera des
contraintes électriques supplémentaires sur l’isolation du conducteur avec des fronts raides dV/dt. La
possibilité d’arrangement régulier des conducteurs en bandes formant une bobine réduit
considérablement la tension entre spires. Cette réduction de la tension entre spires est envisageable si on
divise le bobinage d’une dent en plusieurs bobines connectées en série et placées en niveaux isolés avec
du mica plat ou une feuille de mica (Figure II-9, à droite).
d) SK 650
Le fil « SK 650 » est composé d’un conducteur de cuivre plaqué avec un revêtement de nickel et
isolé avec un ruban de mica phlogopite et un tissu de fibre de verre (Figure II-10). L’épaisseur de nickel
varie entre 3 et 5μm, pour des conducteurs dont le diamètre varie de 0.7mm à 3.5mm. La classe de
température du mica phlogopite-fibre de verre qui constitue l’isolation de ce type de fil est de 650°C.
La bande en mica-fibre de verre est enrubannée sur le conducteur sans collage particulier avec le
conducteur. Les composants organiques qui peuvent se dégrader ou carboniser à 400-500°C ne sont pas
présents dans ce type d’isolant. L’épaisseur de la bande isolante de 0.1mm reste la même pour tous les
diamètres des conducteurs et devient donc non négligeable pour les conducteurs de faible diamètre.
Cette épaisseur conduira à une augmentation de la taille des encoches du moteur. Notons que la couche
d’isolation atteint des valeurs plus grandes (jusqu’à 2 fois), car la technique d’enroulage impose que
chaque tour recouvre la moitié de la bande précédente. D’après les caractéristiques techniques données
par le constructeur, le rayon de courbure devrait être 7 fois supérieur au diamètre du conducteur. Des
70
II.1 Identification des fils candidats avec isolation inorganique
tests d’éprouvettes immergées dans du métal liquide ont été faits jusqu’à des rayons de courbure égaux
au diamètre du conducteur et ce, sans qu’il y ait de court-circuits.
Figure II-10 Conducteur à HT° qui comporte un conducteur cuivre plaqué avec du nickel et une isolation en
ruban de mica enroulé
Ce type de fil nécessite impérativement l’imprégnation des bobines avec un ciment adhésif liquide
car, au-delà de 380-400°C, l’isolation en mica-fibre de verre devient fragile et cassante. La couche
isolante du conducteur, pour un fonctionnement prolongé dans un moteur, sera endommagée par les
vibrations et des forces de Laplace qui s’exercent entre les conducteurs. Ce phénomène peut être
maitrisé avec une bonne imprégnation par des ciments adhésifs ou des mélanges de silicone et fibre de
verre résistant jusqu’à 1000°C.
e) Cercal et Alcal E
Ces deux conducteurs sont conçus pour des utilisations aux températures extrêmes : de 700°C à
800°C. Leur nom indique le type de céramique appliquée sur le conducteur avec une épaisseur inférieure
à 12 μm. Leur particularité vient du type de conducteur utilisé qui résiste à l’oxydation : l’argent, l’or ou
le platine sont utilisés pour la fabrication de l’« Alcal ». Son utilisation n’est envisagée que dans les cas
où la température excède 500°C, ou lorsque des performances électriques particulièrement bonnes du
conducteur sont recherchées à cause du surcoût important de ces produits. Le « Cercal » peut avoir des
conducteurs en aluminium, nickel, constantan ce qui conduit à une meilleure adhérence entre le
conducteur et l’isolation. Malgré de bonnes caractéristiques pour le Cercal fournies par le fabricant, le
diamètre de ce type de fil est limité à 0.25mm si bien que l’utilisation dans des machines (même de
faible puissance) paraît difficile. La flexibilité est comparable à celle du fil classique comportant une
isolation organique, cependant des caractéristiques n’ont pu être testées. Comme un traitement
thermique est nécessaire avant utilisation, les conducteurs doivent rester immobiles sans contraintes de
flexion sur l’isolation après la cuisson.
f)
Fujithermo, CEW
Le fil « Fujithermo » possède un conducteur « classique » en cuivre plaqué avec d’autres métaux
résistants à l’oxydation. Deux types de conducteurs Fujithermo sont disponibles : « Fujithermo M » et
« Fujithermo A ».
• Fujithermo M est plutôt dédié aux bobines magnétiques des capteurs à HT°. Le conducteur est
fabriqué avec des alliages en platine, argent, etc...
• Le Fujithermo A avec un conducteur cuivre souvent plaqué avec du nickel est employé dans les
démarreurs automobiles et différents types de moteurs fonctionnant à HT°.
71
Chapitre II Caractérisation des matériaux candidats aux hautes températures
L’isolation de ces conducteurs est constituée de céramique et de polyimide et qui s’adaptent à la
température. Cette température (jusqu’à 600°C) est destinée à convertir la poudre de céramique et le
pheniyl-metyl silicone en revêtement vitrifié. Par contre, après avoir été soumis à cette température, il
perd complètement sa flexibilité [23]. On trouve également qu’une température de 400°C est la
température optimale de cuisson d’isolation du conducteur pour le Fujithermo A [19]. La tenue en
tension de ce type de conducteur varie entre 0.8kVet 1kV pour des températures de 100°C à 400°C.
L’autre type d’isolation qui constitue la couche de céramique « CEW » est recouvert avec une
épaisseur de polyimide (PI) [23]. Le fil montre un très bon comportement à la flexion, comparable avec
les conducteurs classiques. La montée en température conduit à la volatilisation de l’isolation organique.
En conséquence, le conducteur ne garde pas que l’isolation céramique. Après une phase de chauffage à
400°C, la couche de céramique montre des forces d’adhésion sur le conducteur assez faibles par rapport
aux fils isolés céramiques comme le Cerafil 500, le Ceramawire ou le KD 500. On constate que pour des
pliages légers, la couche de céramique se détache complètement du conducteur, sous la forme d’une
poudre de céramique. Ainsi, même avec de bonnes valeurs de tenue en tension [24], l’isolation
céramique requiert de limiter les contraintes mécaniques pendant le fonctionnement du moteur. De plus,
un processus d’imprégnation à l’aide d’un ciment liquide est fortement recommandé, car la volatilisation
de l’isolation organique peut conduire à la formation d’espaces entre l’isolation restante et le ciment
d’imprégnation durci. Pour toutes ces raisons, ce type de conducteur nécessite une étude approfondie sur
la tenue mécanique en fonction de contraintes imposées par les machines électriques.
g) KD 700
Les paramètres de ce type de fil s’apparentent beaucoup avec ceux du « Cercal E » et de
l’« Alcal E ». Avec différents conducteurs en métaux résistants aux HT°, le produit final peut avoir un
diamètre maximal de 0.381mm. Dans de très petits moteurs, ce type de fil pourra être utilisé. Pour une
machine tournante avec le bobinage en vrac d’un 1kW, l’utilisation de ce type de fil est plus
difficilement envisageable à cause des diamètres limités du conducteur.
II.2
Isolants plats et ciments d’imprégnation
II.2.1.1
Les isolants plats
Les isolants plats sont utilisés dans les machines électriques pour :
• le fond d’encoche,
• l’isolation entre phases,
• le calage mécanique du bobinage.
À des températures élevées, les isolants plats organiques ne sont pas appropriés pour assurer leurs
fonctions diélectriques au-delà de 250°C. Les isolations de fond d’encoche ainsi qu’entre les différentes
phases seront constituées uniquement d’isolants inorganiques. Pour des températures de plus de 400°C,
les isolants plats inorganiques sont à base de mica, de céramique ou de fibre de verre.
72
II.2 Isolants plats et ciments d’imprégnation
Les isolants plats étudiés sont :
• le ruban de mica-fibre de verre, d’épaisseur 0.09mm,
• le mica stratifié à base de mica-tissu de verre (PMFV), d’épaisseur 0.25mm,
• le tissu de céramique d’épaisseur 0.8mm (TCer),
• le papier céramique de 0.8mm (PCer),
Les candidats les plus adaptés, du point de vue des propriétés diélectriques et mécaniques, sont le
papier et le ruban mica. Avec des épaisseurs qui peuvent varier entre 100μm jusqu’à des valeurs de
l’ordre du millimètre, les propriétés mécaniques peuvent être améliorées par le renforcement avec de la
fibre de verre.
• Le ruban en mica d’épaisseur 0.09mm est caractérisé par des mesures effectuées sur le fil
conducteur enrobé avec le ruban de mica. Le ruban peut être enroulé sur un conducteur (par
exemple le SK 650) grâce à la bonne flexibilité, ou sur des bobines pour renforcer l’isolation
entre phases et l’isolation phase-masse du bobinage. Avec la montée en température,
l’inconvénient le plus marquant est la réduction significative de la flexibilité du ruban qui
devient cassant.
• La feuille de mica stratifié sert pour l’isolation de fond d’encoche. Contrairement au ruban
mica, sa flexibilité est très médiocre. Après le chauffage à 450-500°C, l’isolation reste
suffisamment rigide, sans démontrer d’affaiblissement de la rigidité mécanique. Cela peut être
expliqué par l’épaisseur plus grande de l’isolant mais aussi par la technique de fabrication avec
l’application de grandes pressions entre les couches de mica et de fibre de verre. Les
applications à HT° nécessitent des conditions spécifiques de mise en place par collage ou par
d’autres techniques de construction pour la maintenir en place. Ce type d’isolant peut être
uniquement utilisé pour l’isolation de fond d’encoche.
• Le papier céramique pourra être employé de préférence pour le renforcement mécanique
pendant l’imprégnation de la bobine. L’utilisation de ce type d’isolant seul comme isolant de
fond d’encoche est peu probable, car ses propriétés diélectriques sont faibles. Par ailleurs, le
papier de céramique a la propriété d’absorber bien les liquides, apportant une bonne adhésion
avec le ciment d’imprégnation.
• Les tissus céramiques et fibre de verre peuvent contribuer, comme dans le cas de papier de
céramique, au renforcement mécanique de la bobine finale. Cela nous aidera à réduire les
contraintes mécaniques créées par la dilatation thermique des conducteurs sur le ciment
d’imprégnation de la bobine. L’influence de la dilatation thermique se manifeste par plusieurs
craquelures qui conduisent au détachement de la céramique de la bobine finale. Ces tissus
montrent des propriétés mécaniques nettement supérieures au papier céramique, même à HT°.
Après le chauffage à HT°, les propriétés mécaniques sont sensiblement réduites.
Les isolants inorganiques plats qui peuvent être employés pour une machine HT° ne sont donc pas
utilisés particulièrement pour leurs caractéristiques diélectriques, mais aussi pour améliorer les
propriétés mécaniques. Tous les types d’isolants plats sont présentés à la Figure II-11.
73
Chapitre II Caractérisation des matériaux candidats aux hautes températures
Figure II-11 Les isolants plats utilisés pour l’isolation fond d’encoche, l’isolation entre phases et le
renforcement d’imprégnation. De gauche à droite : ruban mica-fibre de verre, feuille mica stratifiée avec
fibre de verre, papier en céramique, tissu de céramique, tissu de fibre de verre
Les mesures de décharges partielles sont réalisées sur trois types d’isolant plats pour valider
l’utilisation de ceux-ci à HT°. Chaque type d’isolant est placé entre deux électrodes rondes plates en
acier inoxydable. Les éprouvettes sont placées à l’intérieur du four et les mesures sont réalisées
conformément à la procédure décrite pour les tests sur le fil. En appliquant une tension AC à 50Hz entre
les électrodes, la tension d’apparition des premières décharges électriques est mesurée en fonction de la
température. On présente les résultats obtenus à la Figure II-12.
Tension (V)
1000
PMFV
TCer
PCer
100
0
100
200
300
Température (°C)
400
500
Figure II-12 Courbes de régression de la tension d’apparition de décharges partielles en fonction de la
température pour les trois types d’isolants plats
Les meilleures propriétés électriques et mécaniques sont obtenues pour le papier en mica (PMFV). Sa
tenue en tension est plus de 600V à 500°C. Les papiers en céramique (Pcer) et en tissu céramique (Tcer)
présentent des valeurs de 280V et 360V à 500°C. Ces isolants pourront être appropriés dans les
dispositifs à très basse tension. Dans ce cas, le papier ou le tissu céramique peuvent réunir les deux
fonctions importantes : le renforcement de l’imprégnation et des propriétés diélectriques, et l’isolation
de fond d’encoche, sans ajouter une feuille de mica supplémentaire.
II.2.1.2
Ciments d’imprégnation
Un adhésif à base de céramique qui peut fonctionner à une température élevée, en général, possède
les propriétés des composants principaux dont il est constitué. Pour choisir un adhésif correspondant à
chaque utilisation, on peut l’analyser en fonction de ces composants principaux. Le choix de matériaux
74
II.2 Isolants plats et ciments d’imprégnation
qui peuvent supporter des températures élevées de l’ordre de 500°C ou plus provoque généralement une
augmentation de la taille d’un dispositif électromagnétique et ce pour une tenue inférieure en tension.
L’adhésif HT° qui est vendu dans le commerce, est fait avec un composant céramique (un mélange
de poudre de céramique et différents liants). L’application d’un ciment adhésif change les paramètres
mesurés. Ainsi, la valeur de tension d’apparition de décharges électriques à une température ambiante
est augmentée jusqu’à 2 fois.
La préparation des ciments choisis se fait avec un mélange d’une poudre avec un liant. La pâte
formée peut alors être appliquée pour l’imprégnation des bobines. Après, l’imprégnation la bobine
nécessite un temps de prise long (3 semaines). Pour les céramiques, une phase finale pour l’élaboration
de la céramique est le frittage qui consolide par l’action de la chaleur en agglomérant les composants
granulaires dont elle est constituée [25]. Le frittage des céramiques améliore significativement leurs
propriétés mécaniques et électriques. Généralement le frittage est fait en température >800°C. Puisque
l’application des températures supérieures à 400°C implique des changements néfastes tant sur le
conducteur que sur son isolation, le procédé de frittage de la céramique sur une bobine n’est pas
recommandé.
Les ciments d’imprégnation sont utilisés pour rigidifier le bobinage du moteur à HT°. Ils favorisent
généralement la dissipation de la chaleur interne du bobinage : les ciments permettent d’augmenter
significativement la quantité de la chaleur qui passe du conducteur vers l’extérieur par rapport à leurs
homologues organiques.
Pour caractériser les ciments et les céramiques, plusieurs paramètres doivent être considérés. Parmi la
multitude des produits disponibles sur le marché, l’analyse de quelques paramètres est insuffisante pour
faire le bon choix. Dans le cas des céramiques, la température d’utilisation est un indicateur secondaire.
Avec un point de fusion très élevé, leur utilisation dépasse habituellement 400-500°C.
Pour obtenir une bonne imprégnation, la prise en compte des paramètres comme la « pénétration » au
cœur de l’enroulement, la force de collage, la taille des pores formés, devient indispensable. Les
matériaux d’imprégnation sont des éléments-clés du système d’isolation et, dans le cas des ciments, ils
doivent satisfaire plusieurs exigences :
•
Après une première approximation, les matériaux, dont la résistivité est supérieure à 108 Ω.cm,
sont considérés comme de bons isolants électriques [26].
•
Le ciment avec une rigidité diélectrique maximale et proche de la rigidité d’isolation du
conducteur est préférable. Par contre, comme le montre le Tableau II-2, on trouve des ciments
avec une rigidité diélectrique de moins de 3kV/mm (Cerastil 13).
•
La conductivité thermique élevée favorise au maximum le transfert de chaleur créée par les
pertes Joule dans le conducteur du bobinage. Par ailleurs, une capacité thermique réduite sera
favorable.
75
Chapitre II Caractérisation des matériaux candidats aux hautes températures
•
Pour éviter le détachement du ciment d’imprégnation et les fissures, un coefficient de dilatation
thermique proche de la valeur des coefficients de dilatation des matériaux conducteurs de la
bobine est nécessaire.
•
Les grains des matériaux d’imprégnation déterminent la taille des pores du produit final et la
qualité de la diffusion du ciment entre les spires des bobines. De plus, si on considère que
l’isolation céramique du conducteur peut comporter des fissures, les observations au microscope
montrent que, dans le cas de matériaux d’imprégnation avec de très fins grains de céramique
(Cotronics 908, 903HP), les particules des ciments peuvent remplir les crevasses ou les plus
grands pores ouverts de la surface d’isolation.
•
Avec sa viscosité réduite, l’imprégnation du bobinage après l’insertion dans les encoches du
moteur conduit à une mauvaise qualité d’imprégnation, même en utilisant des techniques
d’imprégnation par vibration ou sous vide [27]. Les ciments à l’état liquide sont difficiles à
« introduire » au cœur de la bobine pour remplir l’espace d’air. Notons qu’un vide poussé peut
influencer négativement la couche d’isolation du conducteur. Comme mentionnée
précédemment, pour la plupart des candidats, après la mise en place ou l’échauffement, la
couche isolante perd son adhésion sur le conducteur comme par exemple, le fil CEW. Par
contre, la viscosité du ciment d’imprégnation n’est pas toujours synonyme de bonne qualité
d’imprégnation. Si, par exemple, un ciment possède une viscosité relativement grande et de
bonnes propriétés de collage, la qualité d’imprégnation n’est pas optimale car l’effet de la
mouillabilité empêche la diffusion des matériaux liquides. C’est le cas du Cotronics 903HP.
Dans ce cas, l’imprégnation la plus adaptée consiste à appliquer du ciment à chaque spire pour
assurer la présence d’une imprégnation satisfaisante.
•
La masse volumique du ciment devient un paramètre pour diminuer au maximum la masse du
dispositif ou de la bobine réalisée. On peut prendre le cas du Duraseal 1529UHT° qui, après une
activation par la température, forme un composite très léger avec une excellente force de collage
sur le conducteur.
•
Une bonne force de collage est nécessaire pour éviter le détachement de la céramique sous les
contraintes mécaniques.
76
II.2 Isolants plats et ciments d’imprégnation
Le Tableau II-2, présente les propriétés principales avec lesquelles nous pouvons déterminer le
meilleur ciment candidat.
Tableau II-2 Caractéristiques principales disponibles pour les ciments et barbotines d’imprégnation testés
Caractéristiques
Référence du
fabricant
Composant pincipale
Consistance
Rigidité
dièlectrique
kV/mm
Conductivité
thermique
W/m°C
Dilatation
thermique
.10-6/°C
Résistivité
Ω.cm
Taille de
grains
μm
Témperature
d'utilisation
°C
Cotronics 903HP
Al2O3
liquide
9,8
5,72
7,2
1010
1/40
1780
Resbond 907GF
Mica
pâte
11,7
0,86
7,7
109
sans objet
1260
Cotronics 908
Al2O3
poudre+liant
8,1
10
10
1/20
1700
Rescor RTC-60
Al2O3
poudre+eau
5,8
1,43
7,2
-
-
1760
Rescor RC-780
Al2O3
liquide
7,87
1,43
7,2
-
-
1650
Cotronics 903 verte
Al2O3
liquide
9,8
5,72
7,2
1010
20/60
1650
®
9,8
1,7
silice/verre
liquide
31
-
-
-
-
1032
Cerastil C13
15%MgO+autres
composants
poudre+eau
2,5
1,5
9,4
-
/100
1343
Duralco 215
Al2O3
liquide
3,94
1,44
-
109
-
1370
Durasel 1529UHT
®
Évidemment, réunir tous les critères clés énumérés pour les ciments d’imprégnation du bobinage
d’une machine électrique, est une tâche difficile. Cependant, un choix considérant les paramètres
principaux peut être réalisé à partir des caractéristiques typiques (Tableau II-2). Notons que le candidat
final ne peut pas être désigné uniquement en fonction des caractéristiques données par le fournisseur,
mais après une validation expérimentale en fonction des objectifs fixés.
Parmi 10 candidats de ciments d’imprégnation vérifiés, deux références ont été sélectionnées et sont
présentées dans le Tableau II-3. Ce dernier montre les critères déterminants du ciment d’imprégnation
pour former des bobines d’un moteur électrique. Les deux ciments contiennent principalement de
l’alumine (Al2O3). Les distinctions principales entre ces deux produits sont une bonne qualité
d’imprégnation pour le Cotronics 908, grâce à la taille des grains très fins et sa faible viscosité. Il peut
être fabriqué à partir d’un mélange de poudre et liant. Le deuxième produit, Cotronics 903 HP, comporte
une bonne force de collage qui peut placer ce type de ciment comme un très bon candidat à HT°.
Tableau II-3 Propriétés et critères de base pour les ciments d’imprégnation HT° utilisés dans le bobinage des
moteurs électriques.
Cotronics 908
Rigidité
diélectrique
kV/mm
9.8
Cotronics 903HP
9.8
Type de ciment
Propriétés
Thermique
Conductivité
Dilatation
.10-6/°K
W/m°C
1.7
8.1
5.72
7.2
Taille des
grains
μm
1/20
1/40
Force de collage
Bonne
Très bonne
Puisque l’alumine est le composant principal pour les ciments d’imprégnation, sa tenue en tension
dépend de l’épaisseur analysée [8]. On observe que plus l’épaisseur est faible, plus la tenue en tension
croît. Cette tendance est notable car elle va à l’encontre de ce qui pourrait être pensé à priori, à savoir
que plus l’épaisseur est importante, plus la tenue en tension est élevée. Cela s’explique par la réduction,
avec l’épaisseur d’isolation, de la probabilité d’avoir un défaut dans la couche considérée.
77
Chapitre II Caractérisation des matériaux candidats aux hautes températures
Des essais mécaniques sur un pot vibrant (Figure II-13) ont été réalisés pour vérifier la force de
collage de la céramique sur le conducteur d’une bobine imprégnée. Le niveau de vibration mécanique
est appliqué conformément au niveau admissible de la vibration dans les machines asynchrones
alimentées sur réseau. La bobine a été soumise sur cette contrainte pendant 100h sans dépister de
détachements visibles du ciment.
Figure II-13 Le pot vibrant utilisé pour les essais
Les mesures sur les propriétés diélectriques sont effectuées avec différentes configurations : des
éprouvettes en croix, enroulées sur cylindre et des bobines identiques à celles présentées précédemment.
L’utilisation d’une tension d’alimentation triphasée classique (220/380V) impose de ne pas utiliser les
ciments d’imprégnation comme l’isolation principale entre phases ou phase-masse due à leur
insuffisante tenue en tension. Cette fonction sera assurée par l’isolation mica.
II.3
Performances des fils candidats à HT°
II.3.1 Caractérisation diélectrique
L’objectif de ce paragraphe est de présenter et de comparer les propriétés diélectriques de trois fils
candidats avec différents types d’isolation.
• Le premier fil, Cerafil500, possède un diamètre de conducteur de 0.5mm et il comporte une
isolation céramique d’épaisseur environ 9μm.
• Le deuxième, SK650, repose sur un conducteur de 0.5mm sur lequel est enroulé un ruban
constitué de mica phlogopite et de tissu de fibres de verre d’épaisseur 0.1mm.
• Le troisième type de conducteur est une la bande d’aluminium anodisé. Avec une forme
rectangulaire de 3mm sur 0.145mm, le conducteur est isolé avec une épaisseur d’alumine
(Al2O3), obtenue par anodisation et dont l’épaisseur est de 6μm.
78
II.3 Performances des fils candidats à HT°
La méthodologie utilisée sur les éprouvettes enroulées sur un cylindre pour réaliser les mesures est
décrite dans la section II.1.1.
II.3.1.1
Résistance d’isolation
La mesure classique de la résistance d’isolation dans un moteur réel a été faite en fonction de
température en appliquant 500V DC pour caractériser le conducteur comportant une isolation en micafibre de verre uniquement. Cet essai n’est en effet pas approprié pour l’isolation céramique, car la tenue
en tension est nettement plus faible. L’évolution de la résistance est présentée à la Figure II-14 en
fonction d’une température variant entre 20°C et 500°C. La mesure de la résistance d’isolation en
fonction de la température montre bien l’augmentation du courant de fuite qui traverse la couche
Résistance d'isolation (MΩ)
d’isolant.
1000
SK650
100
10
0
100
200
300
Température (°C)
400
500
Figure II-14 Variation de la résistance d’isolation de fil SK650 en fonction de la température avec isolation
en ruban de mica et fibre de verre en appliquant 500V DC
On observe que, jusqu’à 350°C, la résistance d’isolation présente de bonnes valeurs, correspondant à
de faibles courants de fuite. Par la suite, la résistance chute progressivement jusqu’à 18 MΩ à 500°C.
Les mesures de la variation de la résistance parallèle Rp (valeur absolue) entre le conducteur et le
cylindre pour les fils céramiques sont présentées à la Figure II-15. Chaque point sur le graphique
représente une valeur moyenne résultant de mesures effectuées sur 11 éprouvettes. Ce nombre restera
identique pour tous les essais suivants. Comme la tenue en tension pour l’isolant céramique est plus
faible que pour une isolation organique, le test avec une tension de l’ordre de 500V, est inapproprié car,
dans ce cas, on dépasse la tension de claquage de l’isolant. En conséquence, les mesures sont effectuées
en appliquant une tension d’1V AC à 10 kHz.
79
Résistance parallèle (MΩ)
Chapitre II Caractérisation des matériaux candidats aux hautes températures
100
SK650
10
Cerafil500
1
Al anodisé
0,1
0
100
200
300
Température (°C)
400
500
Figure II-15 Évolution de la résistance parallèle en fonction de la température pour les fils candidats
• Les mesures montrent que les valeurs de Rp du fil isolé céramique (Cerafil500) sont proches, à
HT°, de celle du fil isolé avec du mica (SK 650). On remarque également que la résistance, pour
ces deux fils, tend à augmenter jusqu’à 100°C. Cet effet peut être lié aux propriétés hydrophiles
des céramiques qui absorbent bien l’eau et qui nécessitent une période de séchage pour dégager
l’humidité captée par l’isolant.
• Le fil d’Al anodisé montre des valeurs de résistances les plus basses, d’ordre d’environ 1MΩ.
Les valeurs obtenues ne sont pas comparables directement avec les fils ronds utilisés pour les
autres candidats. La forme rectangulaire du conducteur conduit à une surface de contact
nettement supérieure à celle des fils ronds. Malgré des valeurs de résistance modérées, les
valeurs restent constantes jusqu’à 500°C.
II.3.1.2
Capacité parallèle
La variation de la capacité parallèle Cp, en fonction de la température, des éprouvettes enroulées sur
le cylindre est présentée à la Figure II-16. Comme pour la résistance parallèle, la tension d’1V AC est
appliquée à une fréquence de 10kHz. La capacité parallèle représente un paramètre important du schéma
équivalent d’un bobinage de machine électrique [28]. C’est d’autant plus vrai pour un bobinage fait de
bandelettes enroulées.
80
Capacité parallèle (pF)
II.3 Performances des fils candidats à HT°
410
360
310
260
210
160
110
60
10
Al anodisé
Cerafil500
0
100
SK650
200
300
400
500
Température (°C)
Figure II-16 Évolution de la capacité parallèle en fonction de la température pour les trois fils candidats
• Comme précisé précédemment dans le cas de la résistance parallèle, la capacité parallèle est
aussi influencée par l’humidité de l’air jusqu’à 100°C. Dans ce cas, à cause de l’humidité, les
courants de fuite traversant l’isolant sont plus grands.
• Pour les fils isolés céramique et mica, Cp évolue de la même manière. Cependant, les valeurs de
la Cp pour l’éprouvette mica sont sensiblement plus faibles.
• Dans la gamme 100°C à 500°C, la valeur de Cp varie peu, pour tous les trois candidats.
• Pour le fil d’Al anodisé, on observe que la valeur de la Cp, dépasse de 8 à 10 fois les valeurs des
fils céramique ou mica. Une comparaison des valeurs de capacité de conducteurs de même
section, isolés soit avec une isolation organique soit avec une anodisation, est donnée. On
constate que la valeur Cp pour un conducteur (0.71 mm) avec isolation organique, donne une
valeur de 7.5pF. Pour la bande en Aluminium anodisé, nous obtenons environ 150pF.
II.3.1.3
Décharges Partielles et tension de claquage
La courbe typique tension-courant d’un isolant céramique donne la gamme d’utilisation dans la zone
de claquage. Cette courbe nous indique que, dans la zone proche de la tension de claquage, le courant
monte brusquement suite à une variation faible de la tension appliquée. Le courant jusqu’à cette zone est
quasiment constant. Dans ce contexte, on essaie de déterminer la tension à laquelle un mouvement de
charges électriques sous forme de décharges partielles (DP) a lieu dans l’isolant.
Pour observer les premières DP, la tension d’alimentation est augmentée progressivement, jusqu’au
claquage de l’isolant. L’analyse de DP ne peut pas être le seul indicateur. Les phénomènes très
complexes et les conditions particulières de la mécanique et de la physique de la céramique nécessitent
d’autres mesures complémentaires pour donner une interprétation définitive du comportement d’une
isolation céramique du conducteur. Plusieurs facteurs peuvent influencer indépendamment la structure
de l’isolation du fil comme la porosité, les éventuelles fissures ou l’humidité. Un test de claquage
d’isolant est réalisé pour mieux interpréter les caractéristiques diélectriques. Les résultats d’essais de DP
et de tension de claquage sont donnés à la Figure II-17.
81
Chapitre II Caractérisation des matériaux candidats aux hautes températures
600
SK 650
Tension (V)
500
400
300
Cerafil500
200
100
Al anodisé
0
Tension (V)
0
800
700
600
500
400
300
200
100
0
100
200
300
Température (°C)
400
500
a)
SK 650
Al anodisé
0
100
Cerafil500
200
300
Température (°C)
400
500
b)
Figure II-17 Évolutions en fonction de la température : a) de la tension d’apparition des premières Décharges
Partielles, b) de la tension de claquage de l’isolant
• Les tests effectués sur le fil SK 650 montrent les meilleurs résultats de tenue en tension. Même
à HT°, il montre une bonne stabilité et une meilleure résistance diélectrique. A température
ambiante, les valeurs de DP ont une moyenne de 700-800V, ce qui est comparable avec les
valeurs des éprouvettes torsadées de fils émaillés organiques. Une différence visible est la
valeur faible de tension entre le seuil d’apparition des décharges et la tension de claquage. Cette
différence se situe entre 100 et 200V. La différence entre la tension d’apparition de décharges et
la tension de claquage sera évidemment réduite avec la montée en température
• Le Cerafil 500 montre une tenue en tension plus faible par rapport au SK 650, mais il se
distingue par sa bonne stabilité diélectrique dans une gamme de température allant de 20°C à
500°C. Le Cerafil500 présente une meilleure stabilité thermique. Même si la tension
d’apparition des DP est autour de 110V pour une seule couche d’isolation à 20°C, cette valeur
ne diminue que de 20-30V à 500°C. Pour une seule couche d’isolation d’épaisseur de 9-10μm,
la tension de claquage est de 120-130V à 500°C. Les essais sur des fils avec des diamètres
0.3mm, 0.8mm et 1.02 mm dévoilent que les valeurs mesurées sur chaque diamètre sont plus ou
moins constantes. Le faible niveau d’apparition des DP peut être expliqué par des forts champs
électriques locaux, qui apparaissent à cause des grandes valeurs de permittivité des céramiques,
particulièrement à HT°. Comme la céramique est poreuse, des courts-circuits peuvent apparaître
entre les porosités, ils forment alors des conduits ionisés responsables du claquage.
82
II.3 Performances des fils candidats à HT°
• Concernant le conducteur en Al anodisé, la tenue en tension aux températures extrêmes de
450°C-500°C s’effondre. Les valeurs de la tension admissible sont de 40V à 500°C. Néanmoins,
ces valeurs faibles de la tenue en tension peuvent s’expliquer par la grande surface mise en jeu
dans le test donc une probabilité de défauts accentuée.
II.3.1.4
Interprétation des résultats
Les performances à 500°C des trois fils candidats sont présentées à la Figure II-18 et dans le Tableau
II-4.
Rp*100,MΩ
100
10
Tc/10,V
Cp,pF
1
Cerafil500
SK650
Al anodisé
DP,V
Figure II-18 Synthèse des résultats à 500°C des trois types de conducteurs : Cerafil500, SK650 et Aluminium
anodisé
Tableau II-4 Comparaison des fils candidats à 500°C
Paramètre
Rp
(MΩ)
Cp
(pF)
tan δ
SAD
(V)
Ub
(V)
Fil
Cerafil500
2.47
68.6
0.099
119
173
SK650
1.74
57.3
0.206
328
540
Al anodisé
0.689
386.2
0.063
40
55
a) Résistance d’isolement
Dans les isolants organiques, la température fait varier fortement la valeur de la résistance
d’isolement. Généralement, la résistance d’un isolant organique est réduite par 2 à chaque augmentation
de la température de 10°C. Dans le cas des matériaux inorganiques, on remarque que, jusqu’à 400500°C, cette règle ne fonctionne plus. Les valeurs de la résistance d’isolement diminuent de 12 à 20 fois
dans une gamme variant de 20°C à 500°C.
83
Chapitre II Caractérisation des matériaux candidats aux hautes températures
b) Capacité parallèle
La valeur élevée pour le ruban Al est liée à la grande surface de contact entre le ruban et le tube
métallique. Cette forte capacité inter-spire peut être un atout car, en effet, une augmentation de la Cp
entre spires d’un bobinage influence la propagation des fronts raides imposés par l’alimentation MLI
[28]. Ces impulsions créent localement dans une bobine de très grandes tensions inter-spires, qui
dégradent fortement la couche isolante du conducteur. Avec une grande capacité parallèle, les fronts
raides de tension sont réduits, impactant favorablement les contraintes sur l’isolant.
c) Décharges Partielles et tension de claquage
Les résultats des essais présentés nous ont donné l’image générale des propriétés diélectriques du fil
en fonction de la température. On constate que le paramètre le plus sensible pour les applications
moteurs est la tenue en tension avec, d’une part, la faible tenue en tension de céramique et, d’autre part,
le comportement spécifique d’apparition des DP. La forme et la quantité des premières décharges
électriques observées pendant les essais sont présentées à la Figure II-19.
a)
b)
Figure II-19 Forme des décharges électriques et leur quantité de charge pour des éprouvettes alimentées en
AC. a) décharges dans une isolation céramique, b) décharges sur des conducteurs avec isolation en mica et
fibre de verre
En fonction du type d’isolation céramique ou mica, le comportement du phénomène est différent.
Nous présentons ici trois indicateurs de comportement de DP dans ces isolants :
• Quantité de charge électrique pendant les DP. Les décharges particulières mesurées pour les fils
céramiques sont très énergétiques, avec des valeurs supérieures à 3.5nC. Ces décharges
particulières peuvent initier la formation d’un canal de conduction en interconnectant les
porosités de la céramique. Cette forte énergie trouve son explication dans la constante
diélectrique très élevée dans les céramiques. Malgré cela, la tension mesurée n’est pas égale à la
tension de claquage. La quantité de charges électriques dans l’isolant mica est plus faible, avec
des valeurs de 10-16pF.
• Forme des DP. Les résultats des tests sur l’isolation céramique montrent que des pulses unitaires
(Figure II-19,a) apparaissent à des tensions plus faibles que le seuil d’apparition dans le cas de
DP dans les isolants classiques.
• Conformément à la Figure II-19, on remarque que la forme de DP dans l’isolant mica ressemble
davantage aux décharges détectées dans les isolants organiques.
84
Contrairement au fil
II.3 Performances des fils candidats à HT°
céramique, on n’observe pas de décharges fortement énergétiques à la tension d’apparition de
DP.
• Variation de tension sur les DP. Pour l’isolation mica, l’amplitude des DP reste relativement
stable même en montant la tension d’alimentation. Contrairement aux fils avec isolation en
céramique, la faible variation de la tension peut introduire de fortes décharges énergétiques.
Pour un bobinage en vrac HT°, les fils les plus adaptés du point du vue de la tenue en tension sont les
fils Cerafil500 et SK650.
• Le fil SK650 apparaît comme étant le meilleur candidat. L’épaisseur de l’isolation est 10 fois
plus grande et, donc engendre des inconvénients comme un facteur de remplissage des encoches
dégradé. L’inconvénient le plus important est qu’après un séjour à une température de 400°C,
l’isolation devient très cassante. Avec les vibrations existant dans un dispositif
électromagnétique, la couche isolante peut se transformer en poudre (Figure II-20). En effet, la
mesure de la résistance d’une seule couche de mica, peut montrer que leurs propriétés
diélectriques restent satisfaisantes avec un test de l’isolation normalisé (NF C 15-100) sur les
machines classiques et câbles, même à HT°.
Figure II-20 L’isolation du mica après chauffage à 450°C. L’isolation devient très fragile et se détache
facilement du conducteur sous forme de poudre
Ce problème peut être résolu par imprégnation dans des ciments suffisamment fluides. Cette
procédure devient très complexe, et nécessite des opérations techniques maîtrisées. L’utilisation
du SK650 en HT° ne se justifie que pour les machines de moyenne et grande taille : le diamètre
du conducteur peut être plus grand tout en conservant la même épaisseur d’isolant.
• La force de collage de l’isolation sur le conducteur Cerafil500 fait qu’il n’y a pas de
détachement avec la température jusqu’à 500°C.
85
Chapitre II Caractérisation des matériaux candidats aux hautes températures
II.3.2 Caractérisation des contraintes mécaniques sur les isolants
céramiques
Les phénomènes observés dans les fils isolés céramique sont influencés par les modifications de la
couche céramique pendant la fabrication des bobines destinées à un moteur électrique. La contrainte clé qu’il
faudra impérativement respecter pour ce type de fil est le rayon de courbure. Contrairement à l’isolation mica
qui est plus souple, une couche d’isolation céramique se fissure très vite, même suite à des contraintes
minimes. Rappelons que pour le rayon de courbure minimal, la céramique probablement ne se détachera pas
du conducteur, mais pourra tout de même comporter quelques fissures mineures. Ceci est important pour la
fabrication des bobines d’un moteur à double titre : l’isolation de chaque bobine par pôle doit être renforcée
et les têtes des bobines ou les dents sur lesquelles les bobines sont pliées devront avoir un rayon de courbure
compatible.
Le fabricant donne les valeurs pour le rayon de courbure de 5 à 10 fois le diamètre du conducteur. En
fait, l’enroulement du fil sur un rayon de courbure conseillé modifie l’état de surface de la céramique et
laisse des traces de poudre sur le support.
Pour déterminer les conditions mécaniques optimales pour le bobinage d’un moteur, il est nécessaire
d’effectuer les tests en fonction des contraintes limites d’isolation céramique. L’analyse est faite pour un fil
enroulé sur des cylindres de différents diamètres et qui sont ensuite immergés dans un métal liquide (étain) à
300-350°C; il suffit ensuite de détecter la présence de courts-circuits entre le métal liquide et le conducteur.
L’analyse microscopique de la surface de l’isolation pour chaque rayon de courbure nous donnera des
informations supplémentaires sur l’état de la couche isolant du fil.
II.3.2.1
Analyse du rayon de courbure dans un métal liquide
Les essais sont menés sur différents diamètres de conducteur pour avoir une représentation générale et
une base valide pour la caractérisation du rayon de courbure. Les fils analysés ont des diamètres de
conducteurs de 0.3mm, 0.5mm, 0.8mm et 1mm. Le conducteur est couvert avec une couche d’isolation en
céramique d’une épaisseur comprise entre 8µm et 10µm, en fonction du diamètre de conducteur. Chaque fil
de diamètre dc est enroulé sur des cylindres métalliques, de rayon de courbure Rc calculé selon la formule
suivante :
Rc = x d c
(II.1)
où x est un coefficient prenant les valeurs arbitraires de 2.5 à 25. En fonction du diamètre du conducteur
analysé, le rayon de courbure est présenté au Tableau II-5. Rappelons que, pour le fil Cerafil 500, ce
coefficient est préconisé égal à 5 par le constructeur.
86
II.3 Performances des fils candidats à HT°
Tableau II-5 Diamètre d’enroulage en fonction du diamètre du fil analysé
Rayon de courbure
(x fois le diamètre de conducteur) (mm)
Diamètre
du
conducteur
(mm)
x=2.5
x=5
x=7.5
x=10
x=12.5
x=15
x=20
x=25
0.318
0.8
1.5
2.25
3
4
4.75
6.5
8
0.518
1.25
2.5
3.75
5
6.5
7.75
10.2
13
0.820
2
4
6
8.25
10.25
12.2
16.5
20
1.02
2.5
5
7.5
10.2
12.75
15
20
25
Les valeurs obtenues avec la relation (II.1) et présentées au Tableau II-5 sont arrondies à la valeur plus
proche de la valeur disponible pour le tube de mise en forme.
Après l’enroulage du fil sur les différents rayons de courbure et l’analyse microscopique, le dispositif est
immergé dans un métal liquide comme indiqué à la Figure II-21. Les bobines sont immergées intégralement
dans le liquide. La présence de courts-circuits entre le conducteur du fil et le liquide est ensuite vérifiée.
L’état liquide du métal est maintenu avec une source extérieure de chaleur qui chauffe en continu le récipient
métallique. L’alliage du métal liquide est constitué d’étain (Sn) et de plomb (Pb). En fonction du
pourcentage de chaque composant dans le produit final et de l’ajout d’autres composants en petites quantités,
la température de fusion de celui-ci varie entre 200 et 350°C.
Fil conducteur
Isolation
céramique
Alliage Pb/Sn
en fusion
Récipient
métallique
Figure II-21 Dispositif de mesure de rayon de courbure dans le métal liquide
Les courts-circuits dans l’isolation du conducteur sont ensuite détectés pour chaque diamètre de fil et
chaque valeur du rayon de courbure. Le court-circuit est détecté en appliquant une très basse tension entre le
conducteur du fil et le métal liquide. Les résultats du test sont donnés dans le Tableau II-6.
87
Chapitre II Caractérisation des matériaux candidats aux hautes températures
Tableau II-6 Vérification du court-circuit dans l’isolation en fonction du rayon d’enroulage
Rayon de courbure
(x fois le diamètre de conducteur)
Diamètre du
conducteur
(mm)
x2.5
x5
x7.5
x10
x12.5
x15
x20
x25
0.318
CC
CC
CC
CC
OK
OK
OK
OK
0.518
CC
CC
CC
OK
OK
OK
OK
OK
0.820
CC
CC
CC
OK
OK
OK
OK
OK
1.02
CC
CC
CC
OK
OK
OK
OK
OK
À l’aide du Tableau II-6, on observe que les courts-circuits apparaissent à partir d’une valeur du rayon
de courbure égale à 10 fois le diamètre extérieur du conducteur. Pour les valeurs supérieures à 20 fois, on
peut considérer que la limite minimale de rayon de courbure du fil est atteinte. Ces résultats montrent que les
données techniques spécifiées par le constructeur, qui donnent un rayon de courbure minimal d’utilisation de
5 fois le diamètre du conducteur, ne sont pas applicables dans nos conditions d’utilisation. Par contre, il est
possible que l’effet de la température influence la diminution de la résistance d’isolation qui conduit aux
courts-circuits. Une même expérience à HT° consiste imposer l’emploi d’un métal liquide à 20°C comme le
mercure. Sa nocivité nous interdit une telle mise en œuvre.
On peut supposer que si on utilise une très faible tension, les deux « électrodes » ont un bon contact
entre elles. Cela veut dire que la céramique est détachée du conducteur ou que les crevasses sont
suffisamment grandes pour permettre au métal liquide de s’infiltrer jusqu’au conducteur du fil.
Grâce à ces essais la valeur minimale dépourvue de court-circuit permettra de déterminer le rayon
admissible pour la fabrication des échantillons d’expérimentation pour le fil candidat final.
II.3.2.2
Analyse du rayon de courbure par microscopie de la surface de l’isolant
Pour savoir s’il y a le contact entre le métal liquide et le conducteur du fil, on fait l’analyse
microscopique pour chaque cas.
Après l’enroulage sur des cylindres, la surface d’isolation est examinée avec un microscope pour chaque
diamètre du conducteur. Pour chaque rayon de courbure, il est possible de déterminer la taille des fissures et
des crevasses formées. Ainsi, les résultats nous aideront à comprendre les effets de la contrainte mécanique
sur l’apparition de courts-circuits, mais aussi sur la tenue en tension décrite dans les sections suivantes.
La surface d’isolation du fil après enroulage est présentée à la Figure II-22 à partir d’une valeur
arbitraire d’enroulage variant de 2,5 fois jusqu’à 25 fois le diamètre d c .
88
II.3 Performances des fils candidats à HT°
20μm
a)
20μm
20μm
b)
c)
20μm
20μm
d)
e)
20μm
20μm
f)
g)
Figure II-22 Surface de l’isolation après l’enroulage avec différents rayons de courbure Rc. a) surface
d’isolation céramique et le conducteur dénudé à l’état initial, b) surface d’isolation après Rc=2.5Dc, c)
surface d’isolation après Rc=5Dc, d) surface d’isolation après Rc=7.5Dc, e) surface d’isolation après
Rc=10Dc, f) surface d’isolation après Rc=15Dc, g) surface d’isolation après Rc=25Dc
En fonction de la taille des fissures présente dans l’isolation céramique, analysée avec le microscope, on
peut fixer leurs impacts sur les propriétés diélectriques.
89
Chapitre II Caractérisation des matériaux candidats aux hautes températures
II.3.2.3
Interprétation des résultats
Les tests dans le métal liquide et l’examen de la surface donnent plus d’informations sur l’utilisation de
ce type de fils. La surface de l’isolation céramique avant contrainte est montrée à la Figure II-22,a.
L’influence de la courbure du fil est visible aux Figure II-22,b-g. On remarque que pour des rayons de
courbures inférieures à 10Dc, la surface de l’isolant montre des changements importants caractérisés par des
lignes de fracture de la céramique. Dans le cas de la Figure II-22,b-c, on observe des segments de céramiques
qui sont détachés du conducteur. Avec l’augmentation du rayon de courbure (Figure II-22,d), les crevasses
diminuent jusqu’à leur complète disparition (Figure II-22,e).
La manipulation pour la fabrication des bobines avec un rayon de courbure de 10Dc change la surface
de la céramique présentée à la Figure II-22,e. La surface fissurée persiste même à des valeurs de 25Dc, mais
on remarque que les crevasses ne sont pas présentes. On conclut que la valeur du rayon de courbure est un
indicateur de la taille des fissures dans l’isolant céramique, car la moindre contrainte influence l’état de
surface de l’isolant.
En conséquence, pour l’interprétation des résultats diélectriques sur les échantillons enroulés sur des
cylindres et ceux qui sont formés en bobines, ces aspects doivent être considérés.
II.3.3 Caractérisation du fil candidat final
Dans la section suivante, le comportement diélectrique du fil candidat pour la fabrication du bobinage
HT° d’un moteur électrique est présenté. L’objectif de cette section est d’évaluer les propriétés diélectriques
du conducteur candidat en fonction de la configuration géométrique des échantillons et pour différentes
contraintes mécaniques de l’isolation céramique. Pour réaliser le bobinage d’un premier prototype d’une
machine asynchrone d’1kW, le choix s’est porté sur le fil Cerafil 500. Ses propriétés sont meilleures que
celles d’autres candidats et il est disponible facilement sur le marché.
Un conducteur 0.518mm de diamètre est choisi pour le moteur étudié. Pour un moteur d’1kW classique,
le diamètre du conducteur est traditionnellement compris entre 0.7-0.85mm. Cependant, les conditions
mécaniques imposées par le fil céramique, comme le rayon de courbure élevé, impliquent que le conducteur
de la machine soit le plus petit possible.
La composition de l’âme conductrice qui comporte 27% de nickel implique une résistivité plus élevée
qu’un conducteur de cuivre pur. En conséquence, la résistance finale du conducteur est augmentée. Dans les
petits moteurs, il est connu que la résistance du conducteur par phase est plus grande que dans les grandes
machines. Alors, le choix d’un diamètre trop petit du conducteur conduira à un fort effet résistif.
Compte tenu des essais mécaniques dans le métal liquide, le conducteur de 0.518mm peut répondre aux
contraintes d’un bobinage en vrac pour le moteur envisagé.
Pour caractériser plus finement ce type de conducteur, différents cas sont considérés. Les essais sont
réalisés dans trois types de configurations : des éprouvettes en croix ou enroulées sur cylindre et sur des
bobines. La résistance parallèle, la capacité parallèle et la tenue en tension sont mesurées dans des
environnements comme l’air, l’huile, la résine silicone et les ciments liquides d’imprégnation en fonction de
la température.
90
,,3HUIRUPDQFHVGHVILOVFDQGLGDWVj+7ƒ
,,
3UpSDUDWLRQGHVpFKDQWLOORQV
&RPSWH WHQX GHV SURSULpWpV H[SRVpHV SUpFpGHPPHQW SRXU OH ILO &HUDILO OHV pFKDQWLOORQV VRQW
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D eSURXYHWWHVHQFURL[
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FRQIRUPpPHQWDX[GRQQpHVWHFKQLTXHV
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FRQGXFWHXUV VRQW ERELQpHV DYHF FLQT WRXUV SDU QLYHDX 8QH ORQJXHXU G¶XQ PqWUH GX FRQGXFWHXU HVW
XWLOLVpH SRXUFKDTXH ERELQH DYHF GHX[ FRQGXFWHXUV PLV HQ SDUDOOqOH /H SURFHVVXV G¶LPSUpJQDWLRQ GHV
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G¶XQHSURFpGXUHGHYLEUDWLRQDYHFXQSRWYLEUDQWGHVpFKDQWLOORQVHWG¶XQHPLVHVRXVYLGH/HVERELQHV
ILQDOHVVRQWPRQWUpHVjOD)LJXUH,,F
Chapitre II Caractérisation des matériaux candidats aux hautes températures
Les tests dans l’huile sont faits pour analyser une situation pour laquelle il n’y a plus d’air autour de
l’isolant. Comme l’huile ne résiste pas à la HT°, les essais ne sont effectués qu’à température ambiante.
La résine silicone possède une classe thermique d’isolation élevée, ce qui permet d’analyser ses
propriétés pour des dispositifs fonctionnant à des températures inférieures à 400°C.
Tous les tests sont réalisés avec la méthodologie et les appareillages décrits dans la section précédente.
II.3.3.2
Résultats
a) Capacité parallèle
De manière générale, la capacité parallèle dépend de la permittivité diélectrique qui n’est pas une
constante. Elle varie suivant la structure et les conditions d’utilisations du matériau, la fréquence du
champ appliqué, l’humidité, la température [29] et d’autres paramètres. Dans un matériau non-linéaire,
la permittivité peut dépendre de l’amplitude du champ électrique. L’évolution de la capacité parallèle en
fonction de la température est présentée à la Figure II-24. Les tests sur les éprouvettes en croix ne sont
pas mesurables à cause de la surface de contact trop faible.
Capacité parallèle (pF)
700
600
500
Bobine +air
Bobine + Cotronics 908
Bobine + Cotronics 903HP
Bobine + Damisol 3551
Fil+air
Fil + Cotronics 908
Fil + Cotronics 903HP
400
300
200
100
0
0
100
200
300
400
500
Température (°C)
Figure II-24 Capacité parallèle en fonction de la température pour les échantillons enroulés sur cylindre et
pour les bobines
À l’aide de la Figure II-16, on constate qu’en fonction du type d’imprégnation utilisée, la valeur de la
capacité parallèle change.
• Dans le cas des éprouvettes sans imprégnation, la capacité reste relativement stable en fonction
de la température. Les tests nous montrent également que les bobines voient leurs valeurs de
capacité parallèle dans l’air augmenter de 2 fois par rapport aux éprouvettes enroulées sur le
cylindre.
• Si, jusqu’à 200°C, la température n’a pas de grande influence sur la capacité des échantillons
bobinés, après cette température, la valeur de cette capacité pour les échantillons imprégnés
avec du ciment augmente substantiellement jusqu’à 70% à 500°C. On remarque que les bobines
92
II.3 Performances des fils candidats à HT°
avec imprégnation Cotronics 903HP montrent les valeurs les plus élevées. Dans le cas des
éprouvettes imprégnées avec des ciments, la capacité est 3.5 à 5 fois plus élevée que celle des
éprouvettes enroulées sur le cylindre.
• Pour les bobines avec imprégnation résine silicone, après 250°C, on observe sur la Figure II-24
une légère décroissance de la capacité jusqu’à 500°C. Les valeurs tendent alors vers les valeurs
obtenues avec les bobines non-imprégnées. Cette évolution peut s’expliquer par un début de
dégradation la résine silicone.
b) Résistance parallèle
Comme la résistance parallèle joue un rôle important sur les caractéristiques électriques des isolants,
les valeurs admissibles pour maintenir le bon fonctionnement d’une isolation sont très importantes. La
résistance de l’isolation céramique, comme pour l’isolation classique, diminue en fonction de la
Résistance parallèle (MΩ)
température. Les résultats obtenus sont présentés à la Figure II-25.
10
Bobine +air
1
Bobine + Cotronics 908
Bobine + Cotronics 903HP
Bobine + Damisol 3551
0,1
Fil+air
Fil + Cotronics 908
Fil + Cotronics 903HP
0,01
0
100
200
300
400
500
Température (°C)
Figure II-25 Résistance de l’isolation en fonction de la température pour les échantillons enroulés sur
cylindre et les bobines
D’après les tests réalisés, la résistance parallèle augmente sensiblement entre 20°C et 100°C.
L’évolution de la résistance parallèle en fonction du type d’imprégnation et de la température présente la
même tendance. Les différences entre chaque type d’échantillons varient sensiblement. Cependant, les
ciments d’imprégnation conduisent à la réduction de la résistance parallèle d’isolation. On note ici que
les faibles valeurs de la résistance (0.1-1MΩ), n’ont pas une forte influence sur l’affaiblissement de la
tenue en tension. Par contre, pour les éprouvettes non-imprégnées, si des valeurs plus élevées de 3-5MΩ
sont obtenues, on constate que des courts-circuits peuvent apparaître à des tensions très faibles,
d’environ 20-50V. Cette observation est persistante au-delà de 400°C.
93
&KDSLWUH,,&DUDFWpULVDWLRQGHVPDWpULDX[FDQGLGDWVDX[KDXWHVWHPSpUDWXUHV
F 7HQXHHQWHQVLRQHWDX[GpFKDUJHVSDUWLHOOHV
'HV GpFKDUJHV pOHFWULTXHV GH JUDQGH DPSOLWXGH RQW pWp REVHUYpHV VXU WRXV OHV pFKDQWLOORQV ¬ XQH
WHQVLRQOpJqUHPHQWVXSpULHXUHjODWHQVLRQG¶DSSDULWLRQGHV'3O¶LVRODWLRQHVWWUDYHUVpHSDUXQFRXUDQW
LPSRUWDQW/DWHQVLRQFKXWHDORUVjXQHWHQVLRQG¶DUFHQWUHWHQX)LJXUH,,
)LJXUH,,)RUPHGXFRXUDQWMDXQHHWGHODWHQVLRQEOHXHQUpJLPHGHGpFKDUJHpOHFWULTXHHWSURFKHGHOD
SKDVHGHFODTXDJH
1RWRQVTXHVLRQFRXSHODWHQVLRQDSUqVXQODSVGHWHPSVFRXUWDSUqVO¶DSSDULWLRQGHFHSKpQRPqQH
ODUHPLVHVRXVWHQVLRQSHXWVHIDLUHVDQVFRXUWFLUFXLW$LQVLRQSHXWGLUHTXHOHVpFKDQWLOORQVQHVRQWSDV
QpFHVVDLUHPHQWGpWUXLWV'DQVOHFDVRODWHQVLRQG¶DOLPHQWDWLRQHVWPDLQWHQXHOHFODTXDJHG¶LVRODWLRQ
HVWDWWHLQW)LJXUH,,GHPDQLqUHLUUpYHUVLEOH
)LJXUH,,3RLQWGHFODTXDJHHQWUHGHX[FRQGXFWHXUVHQFURL[
&RPPH SUpVHQWp SUpFpGHPPHQW SRXUOHVpSURXYHWWHVHQURXOpHV VXUXQF\OLQGUHODGLIIpUHQFHHQWUH
OHV SUHPLqUHV '3 HW OD WHQVLRQ GH FODTXDJH HVW DXWRXU GH 9 HW GLPLQXH DYHF OD PRQWpH HQ
WHPSpUDWXUH
/HVHVVDLVGH'3HIIHFWXpVVXUOHVpFKDQWLOORQVHQFURL[VRQWPRQWUpVjOD)LJXUH,,
II.3 Performances des fils candidats à HT°
700
600
Tension (V)
500
400
300
Cotronics 908
200
Cotronics 903HP
100
Damisol 3551
Air
0
0
100
200
300
400
500
Température (°C)
Figure II-28 Tension d’apparition des DP en fonction de la température pour différentes imprégnations sur
éprouvettes en croix
Les mesures sur les fils en croix donnent les valeurs « limites » de l’isolation céramique du
conducteur. La surface pour cette configuration représente l’épaisseur intacte d’isolation céramique sans
aucune contrainte mécanique appliquée. La Figure II-28 montre que le type de matériau influence le
seuil d’apparition de DP. À température ambiante, les différences sont importantes. Le vernis silicone
(Damisol 3551) influence le résultat par une augmentation importante du seuil par rapport aux matériaux
d’imprégnation à base de céramique. Cette tendance persiste jusqu’à 400°C, température à partir de
laquelle les propriétés du vernis silicone se détériorent considérablement, pour tendre vers des propriétés
équivalentes à celles des échantillons sans imprégnation. Pour l’imprégnation céramique, à plus de
100°C, l’influence du type d’imprégnation est faible avec une différence variant entre 15 et 35V. Entre
100 et 400°C, l’évolution des fils isolés céramique est la même : le seuil d’apparition des DP décroit de
40% environ. Le fait d’avoir des décharges hautement énergétiques à basse tension est particulier. On
peut l’expliquer avec l’utilisation d’une isolation céramique [30] possédant une grande permittivité. De
plus, les champs électriques importants formés localement se concentrent dans les pores ou les fissures.
Il est également très probable que nous soyons en présence de problème de décharges de surface se
propageant librement entre les deux âmes conductrices sans la présence d’une barrière diélectrique.
Ensuite, on dissocie deux cas possibles :
•
la zone de contact du point est située sur une surface avec des pores,
•
la zone de contact est une surface idéale, sans pores extérieurs ni fissures.
Quel est l’effet de DP sur l’isolation non-stressée mécaniquement ? Avec les premières décharges, la
surface de la céramique est percée par les courants qui traversent l’isolant via les pores entre les grains
de céramique formant plusieurs canaux minces. Ces canaux constituent un chemin par lequel, sous
l’effet des décharges énergétiques, les particules de métal fondu peuvent être arrachées du conducteur et
créent une voie conductrice. Sous l’action du champ électrique, avec une période plus « longue » de
temps, la surface percée se transforme en 2-3 canaux plus larges caractérisés par des cratères à la surface
proche de cette position.
95
&KDSLWUH,,&DUDFWpULVDWLRQGHVPDWpULDX[FDQGLGDWVDX[KDXWHVWHPSpUDWXUHV
/D'3GpEXWHDXQLYHDXGHVSRLQWVOHVSOXVIDLEOHVGHO¶LVRODWLRQYLDOHVJUDQGVSRUHVRXILVVXUHVHW
VH SURSDJH j OD VXUIDFH G¶LVRODWLRQ /H FODTXDJH SHUPDQHQW HVW SRVVLEOH VL OHV GpFKDUJHV YDSRULVHQW OH
PpWDO GX FRQGXFWHXU HQ FRXUWFLUFXLWDQW OHV SRUHV GH O¶LVRODQW &HOD GpSHQG GH OD SXLVVDQFH GX FRXUW±
FLUFXLWGHODVRXUFHG¶DOLPHQWDWLRQHWGHODWHPSpUDWXUH
'DQVOHFDVUpHOODVXUIDFHGHO¶LVRODQWFpUDPLTXHSUpVHQWHXQHVXUIDFHFRPSRUWDQWGHVILVVXUHVHWGHV
FUHYDVVHV /D SUpGLFWLRQ GH OD ]RQH GH '3 QH SHXW rWUH UpDOLVpH TXH SDU OHV RXWLOV SUREDELOLVWHV /D
ORFDOLVDWLRQGHOD]RQHGHV'3UHVWHSUDWLTXHPHQWGLIILFLOHjGpWHUPLQHUFDUODVXUIDFHGHO¶LVRODQWHVWWUqV
LUUpJXOLqUHHWFRQWLHQWGHVILVVXUHV$LQVLOHV'3SHXYHQWVHSURGXLUHHQWUHOHVVXUIDFHVGHGHX[ILOVF{WH
jF{WHRXGLUHFWHPHQWHQWUHOHVFRQGXFWHXUVYLDOHVILVVXUHVGHO¶LVRODQW
6XUIDFH
SHUFpH
6XUIDFHVDQVSRUHV
&UDWqUHV
3RUHV
)LJXUH,,6XUIDFHG¶LVRODWLRQDSUqVO¶HIIHWGH'3
/HV WHVWV VXU OHV pSURXYHWWHV HQURXOpHV )LJXUH ,, VXU F\OLQGUH DYHF LPSUpJQDWLRQ FpUDPLTXH
FRPSOqWHQW OHV WHVWV VXU OH ILO &HUDILO GDQV O¶DLU 2Q IDLW O¶DQDO\VH GH FHWWH FRQILJXUDWLRQ SRXU
PRGpOLVHUOHVGpIDXWVGXILOPDVVHGDQVOHFDVG¶LPSUpJQDWLRQDYHFXQFLPHQWOLTXLGHG¶XQILOERELQp
II.3 Performances des fils candidats à HT°
400
350
Tension (V)
300
250
200
150
100
50
Bobine +air
Bobine + Cotronics 908
Bobine + Cotronics 903HP
Bobine + Damisol 3551
Fil+air
Fil + Cotronics 908
Fil + Cotronics 903HP
0
0
100
200
300
Température (°C)
400
500
Figure II-30 Seuil d’apparition des DP en fonction de la température pour les éprouvettes enroulées sur
cylindre et les échantillons bobinés imprégnés avec différents matériaux d’imprégnation
Les échantillons en forme de bobine fournissent les résultats qui peuvent être représentatifs d’une
bobine du moteur. Les tests sont effectués entre les deux spires de la bobine échantillon.
• On remarque que, dans le cas d’imprégnation avec le ciment Cotronics 908 qui est caractérisé
par une bonne qualité d’imprégnation, les valeurs de DP sont comparables à une imprégnation
avec une résine silicone Damisol 3551 jusqu’à 300°C. Ainsi, dans le cas des fils enroulés sur un
cylindre, les meilleurs résultats sont obtenus avec ce type d’imprégnation.
• Une bonne imprégnation avec ciments céramiques conduit à l’augmentation de la tension
d’apparition de DP.
• À très HT° pour les éprouvettes en croix, les DP sont détectées aux mêmes valeurs de tension
que les éprouvettes non-imprégnées. Les tests effectués sur les éprouvettes en croix et sur des
bobines nous montrent que la valeur de la tenue en tension doit être impérativement analysée
dans les deux cas.
• Grâce à la Figure II-30, on remarque que les valeurs de DP inter-spires sur les bobines,
montrent parfois des valeurs comparables à celles des éprouvettes enroulées.
En résumé, les essais avec différents types d’imprégnation pour des bobines réalisées avec du fil
possédant une isolation en céramique sont comparés à des bobines avec isolation organique sans
imprégnation ou imprégnées avec des vernis organiques. Les essais sont effectués à température
ambiante. Les résultats sont montrés dans le Tableau II-7.
97
Chapitre II Caractérisation des matériaux candidats aux hautes températures
Tableau II-7 Valeurs comparatives entre les fils à isolation céramique avec différents types d’imprégnation et
le fil émaillé avec imprégnation organique classique sur des éprouvettes-bobines.
Caractéristiques diélectriques
Échantillon
Décharges électriques
(V)
Capacité parallèle
(pF)
Résistance
parallèle
(MΩ)
9
Fil émaillé avec isolation
organique (PEI)
Fil émaillé +imprégnation
organique
Cerafil 500 (air)
680
121
690-700
190
6
260
160
25
Cerafil500+huile
750
392
4.5
Cerafil+Résine silicone
390
280
8.7
Cerafil500+Ciments
290 et 380
300 et 310
4 et 6
On constate que la tenue en tension pour l’isolation céramique est 2 fois plus faible que celle obtenue
avec l’isolation organique. En effet, l’isolation dans la machine devra être renforcée pour avoir des
valeurs comparables. Par contre, la capacité parallèle de l’isolation céramique dépasse considérablement
les valeurs obtenues avec une isolation organique.
II.4
Circuit magnétique
Les circuits magnétiques sont composés de tôles à base d’alliage de Fer additionné d’un faible
pourcentage de Silicium (FeSi) à grains non orientés (NO) pour les applications pour lesquelles de bonnes
propriétés magnétiques et un prix de fabrication bas sont requis, ou à grains orientés (GO) pour des
applications où les performances optimales sont requises. D’autres alliages peuvent également être utilisés
tels que les alliages à base de Cobalt (FeCo) ou de Nickel (NiFe) pour des applications très spécifiques. Audelà de 300°C, l’utilisation de ces tôles est limitée à cause du revêtement de surface. Les tôles non-orientées
modernes ont, pour la plupart, une couche d’isolation en surface organique qui peut parfois être combinée
avec des composants inorganiques. Les tôles avec une couche inorganique pure qui existent dans le
commerce sont les tôles GO élaborées après différentes étapes de recuits à HT° et l’application d’une couche
de phosphate et d’oxyde de magnésium.
L’utilisation à HT° des tôles GO ou NO nécessite de connaître leurs propriétés magnétiques vis-à-vis de
la température. Comme les isolants organiques ne sont pas capables de maintenir leurs propriétés au-delà de
300°C, les tôles concernées doivent avoir une couche protectrice inorganique. Les tôles utilisées pour nos
essais sont des tôles FeSi à grains orientés d’épaisseur 0.35 mm, avec une couche isolante sur la surface à
base d’oxyde vitrifié. Les possibilités d’utilisation des alliages FeSi à HT° sont aussi limitées par leur
température de Curie, température à partir de laquelle ils perdent leurs propriétés magnétiques. Donc pour le
design d’une MASHT°, il est indispensable de faire une caractérisation des propriétés magnétiques dans la
gamme de température choisie. L’analyse des courbes B-H et des pertes fer en fonction de la température
sont les objectifs principaux.
98
II.4 Circuit magnétique
II.4.1 Tôles à grains orientés
Les tôles GO sont des tôles présentant une très forte anisotropie de leurs performances magnétiques qui
sont très bonnes dans la direction de laminage et beaucoup plus médiocres dans la direction transverse [31].
Leur utilisation au sein des machines de très grandes tailles est facile car ces machines utilisent des portions
de stator empilées et placées côte à côte. Dans des machines de plus petites tailles, leur mise en œuvre est
plus délicate car le flux qui s’établit dans la machine, nécessite un circuit magnétique dont les propriétés sont
sensiblement identiques tout le long de son trajet. On peut alors utiliser un décalage des tôles en suivant
l’empilement. Le principe de décalage des tôles GO (Figure II-31) consiste à décaler d’un angle β [32]. Les
nombreuses investigations menées au LSEE [32-34] ont montré que β= 90° conduit aux meilleures
performances. Le flux passe ainsi d’une tôle à une autre suivant l’axe z, afin de satisfaire le principe de la
minimisation d’énergie [34]. Les machines tournantes construites avec cette technique ont deux avantages.
•
Les tôles GO avec une structure décalée ont des pertes fer plus faibles et une perméabilité
magnétique plus élevée par rapport aux tôles avec des structures non-orientées utilisant les
mêmes épaisseurs des tôles.
•
Les vibrations et le bruit acoustique d’origine magnétique sont significativement réduits [32].
Figure II-31 Principe de décalage des tôles GO pour un stator de machine tournante [34]
La technique de décalage peut être appliquée pour l’utilisation des tôles à HT°, mais une caractérisation
du circuit magnétique est à mener.
II.4.2 Essais sur cadre torique en température
La configuration de la maquette doit nous permettre de mesurer les courbes B-H et les pertes fer en
fonction de la température. Quinze tôles magnétiques GO d’épaisseur 0.35 mm sont décalées à 90° par
rapport à la direction de laminage décrit par Lopez [34] comme le montre la Figure II-31. Le circuit
magnétique est formé de tôles empilées et serrées, à une pression minimale de 160 MPa pour réduire le
foisonnement. Avec une utilisation de tôles à haute perméabilité, le champ appliqué nécessaire à la
99
&KDSLWUH,,&DUDFWpULVDWLRQGHVPDWpULDX[FDQGLGDWVDX[KDXWHVWHPSpUDWXUHV
PDJQpWLVDWLRQ HVW SOXV IDLEOH $P >@ /HV PHVXUHV GHV SURSULpWpV PDJQpWLTXHV VRQW UpDOLVpHV
VXLYDQWOHVUHFRPPDQGDWLRQVGHODQRUPH1)(1>@
/H FDGUH VSpFLDO SRXU OD PHVXUH GHV SURSULpWpV PDJQpWLTXHV j +7ƒ HVW SUpVHQWp j OD )LJXUH ,, /H
FDGUHSHXWrWUHXWLOLVpHQWHPSpUDWXUHMXVTX¶jSOXVGHƒ&,OHVWFRQVWLWXpGHGHX[SODTXHVDQQXODLUHVHQ
FpUDPLTXHDYHFGHSHWLWHVHQFRFKHVVXUO¶H[WpULHXUHWO¶LQWpULHXUTXLSHUPHWWHQWOHJXLGDJHGXILOGHODERELQH
SULPDLUH/HVHQFRFKHVVRQWIDLWHVSRXUPDLQWHQLUXQHGLVWDQFHVXIILVDQWHHQWUHOHVVSLUHVHWV¶DIIUDQFKLUGHV
SUREOqPHVG¶LVRODWLRQGXFRQGXFWHXUSRXUOHVKDXWHVWHPSpUDWXUHV
3ODTXHV
FpUDPLTXHV
3DTXHWGHW{OHV
PDJQpWLTXHV
FDUDFWpULVpHV
)LJXUH,,&DGUHVSpFLDOSRXUOHVPHVXUHVGHSURSULpWpVPDJQpWLTXHVVXUOHVW{OHV*2j+7ƒ
/DERELQHSULPDLUHFRPSWHVSLUHV1HWOHERELQDJHVHFRQGDLUHVSLUHV1/HGLDPqWUHGXILOHVW
GH PP SRXU PLQLPLVHU O¶LQIOXHQFH GH OD FKXWH GH WHQVLRQ VXU OHV ERELQHV /HV VSLUHV VRQW SODFpHV
XQLIRUPpPHQWDXWRXUGXFDGUH/¶LVRODWLRQDGGLWLRQQHOOHHQWUHODERELQHG¶H[FLWDWLRQHWODERELQHVHFRQGDLUH
HVWFRQVWLWXpHG¶XQUXEDQPLFDILEUHGHYHUUHG¶XQHpSDLVVHXUGHPPTXLPDLQWLHQWXQHERQQHLVRODWLRQ
pOHFWULTXHMXVTX¶jƒ&/DILEUHGHYHUUHHQYHORSSHHWPDLQWLHQWO¶HQVHPEOHGHWRXVOHVpOpPHQWVMXVTX¶jOD
WHPSpUDWXUHPD[LPDOHODILEUHJDUGDQWVHVSURSULpWpVPpFDQLTXHVMXVTX¶jƒ&/DGLVWDQFHHQWUHODERELQH
H[FLWDWULFH HW OD ERELQH VHFRQGDLUH SDU UDSSRUW DX FLUFXLW PDJQpWLTXH HVW TXDVLPHQW OD PrPH/H FLUFXLW GH
PHVXUH)LJXUH,,SHUPHWGHPHVXUHUOHVSURSULpWpVPDJQpWLTXHVHQIRQFWLRQGHODWHPSpUDWXUHGDQVGHV
FRQGLWLRQVDWPRVSKpULTXHV/HVSpFLPHQHVWSODFpGDQVXQIRXUHWLOHVWFRQQHFWpDYHFOHV\VWqPHGHPHVXUHV
SDUXQFkEOHGHUDFFRUGHPHQW+7ƒ/¶pWXYHSRVVqGHXQYROXPHGHPVDQVFLUFXODWLRQG¶DLUHWLOHVW
SRVVLEOHGHUpJOHUODWHPSpUDWXUHDYHFXQHYDULDWLRQPD[LPDOHGHƒ&GDQVXQHSODJHDOODQWGHjƒ&
/DWHPSpUDWXUHjO¶LQWpULHXUGXIRXUHVWPHVXUpHDYHFXQWKHUPRFRXSOH
,,&LUFXLWPDJQpWLTXH
)LJXUH,,&LUFXLWGHPHVXUHHQIRQFWLRQGHODWHPSpUDWXUH
/DWHQVLRQG¶DOLPHQWDWLRQGHODERELQHG¶H[FLWDWLRQHVWPDLQWHQXHVLQXVRwGDOHjXQHIUpTXHQFHj+]
/¶XWLOLVDWLRQGXFDGUHFpUDPLTXHHWGHO¶LVRODWLRQDGGLWLRQQHOOHLPSRVHGHWHQLUFRPSWHGXIOX[GHIXLWHFUpp
GDQVO¶HQWUHIHUHQWUHOHFLUFXLWPDJQpWLTXHHWOHVERELQHV/HIOX[GDQVOHFLUFXLWPDJQpWLTXH IFP VpSDUp
G¶XQHVXUIDFHIRUPpHSDUO¶HQWUHIHU 6H MXVTX¶DX[ERELQHVSHXWrWUHGpWHUPLQpSDU>@
IFP EÖ 6 V P + P 6H ,,
2
EÖ HVWO¶LQGXFWLRQGpGXLWHGHODWHQVLRQPHVXUpHSDUODERELQHVHFRQGDLUH
6 V HVWODVXUIDFHHPEUDVVDQWOHIOX[
6H HVWODVXUIDFHHQWUHOHVERELQHVHWOHFLUFXLWPDJQpWLTXH)LJXUH,,
P HVWODSHUPpDELOLWpGXYLGH
%RELQHG¶H[FLWDWLRQ
%RELQHVHFRQGDLUH
6H
&DGUHFpUDPLTXH
3DTXHWGHW{OHV
6V
&DGUHFpUDPLTXH
)LJXUH,,9XHHQVHFWLRQGXFDGUHGHPHVXUH
/¶LQWHQVLWpGXFKDPSPDJQpWLTXH,,HVWGpWHUPLQpHjSDUWLUGH 1 HWGX FRXUDQWPHVXUp , VXUOD
ORQJXHXUPR\HQQHGXFKDPS OP +
1 , OP
,,
¬FDXVHGHODVDWXUDWLRQGXFLUFXLWPDJQpWLTXHOHFRXUDQWPDJQpWLVDQWWHQGjVHGpIRUPHU)LJXUH,,
/H IOX[ IFP SDVVDQW j WUDYHUV OD VXUIDFH 6 V SHXW rWUH GpWHUPLQp SDU O¶LQWpJUDWLRQ GHV IRUFHV
pOHFWURPRWULFHV Y LQVWDQWDQpHVTXLVRQWLQGXLWHVGDQVODERELQHVHFRQGDLUHDYHF 1 VSLUHV
Chapitre II Caractérisation des matériaux candidats aux hautes températures
φcm
=
dφcm
dbˆ2
1
=
=
v
dt
et
v
N
N
S
2
2
2
2 s
dt
N2 ∫
dt
(II.4)
L’induction dans le circuit magnétique devient ainsi quantifiable à partir de la tension induite mesurée
aux bornes de la bobine secondaire.
Figure II-35 Formes d’ondes de la tension appliquée sur la bobine excitatrice (cyan), de la tension induite
(magenta) et du courant d’excitation (bleu)
a) Courbe de magnétisation
Le dispositif magnétique, capable de fonctionner à 500°C, permet d’obtenir un cycle d’hystérésis en
fonction de la température. La Figure II-36 présente la courbe de première aimantation obtenue pour le
paquet de tôles. Pour chaque température, les points enregistrés correspondent au même champ
magnétique appliqué : on obtient la variation de l’induction magnétique jusqu’à la saturation. Après la
saturation à chaque température, le paquet de tôle est désaimanté diminuant lentement la tension
jusqu’à 0.
1.6
1.4
1.2
Induction[T]
1
0.8
0.6
0.4
T=20°C
T=100°C
T=200°C
T=300°C
T=400°C
T=500°C
0.2
0
-0.2
0
200
400
600
800
1000
Champ magnétique [A/m]
1200
1400
Figure II-36 Courbes de première aimantation en fonction de la température
102
II.4 Circuit magnétique
b) Induction à saturation
Avec l’augmentation de la température, on observe une réduction de l’induction magnétique à
saturation. Ce phénomène nous donne une bonne idée de la diminution du champ magnétique de la
machine à une température de 400-500°C pour magnétiser le circuit magnétique. Ce point est donc
important pour la construction du système magnétique d’une machine électrique HT°.
c) Cycle d’hystérésis
Les courbes d’hystérésis en fonction de la montée en température sont présentées à la Figure II-37 ;
on peut constater, que la surface du cycle d’hystérésis diminue avec la température.
1.5
1
Induction[T]
0.5
0
-0.5
T=20°C
T=100°C
T=200°C
T=300°C
T=400°C
T=500°C
-1
-1.5
-1500
-1000
-500
0
500
Champ magnétique [A/m]
1000
1500
1.5
1
Induction[T]
0.5
0
-0.5
-1
-1.5
-1500
T=20°C
T=500°C
-1000
-500
0
500
Champ magnétique [A/m]
1000
1500
Figure II-37 Courbes d’hystérésis en fonction de la température dans la gamme de 20°C à 500°C (à gauche)
pour éprouvette torique. Courbe d’hystérésis à température ambiante et à 500°C (à droite)
La réduction de la surface d’hystérésis conduit directement à une réduction des pertes fer dans le
circuit magnétique. Les forces coercitives avec la montée en température diminuent progressivement.
103
Chapitre II Caractérisation des matériaux candidats aux hautes températures
d) Perméabilité magnétique
La perméabilité magnétique est également influencée par la température. Contrairement à la
conductivité électrique, celle-ci varie peu aux températures classiques de fonctionnement des systèmes
électrotechniques, qui sont bien inférieures au point de Curie. La perméabilité est obtenue à partir de
l’induction crête dans le circuit B̂ et la valeur crête du champ magnétique Ĥ par la relation suivante :
µr =
Bˆ
µ Hˆ
(II.5)
0
Dans la Figure II-38, on présente l’évolution de la perméabilité mesurée pour différentes valeurs de
l’induction en fonction de la température. La perméabilité relative des matériaux magnétiques tend vers
1 lorsque la température tend vers la température de Curie du matériau qui perd alors toutes ces
caractéristiques magnétiques. Cette température avoisine 770°C pour le FeSi et la montée en
température tendra à diminuer la perméabilité plus ou moins rapidement à l’approche de cette limite.
16000
T=20°C
Peméabilité
14000
T=100°C
12000
T=200°C
10000
T=300°C
T=400°C
8000
T=500°C
6000
4000
2000
0
0
0,2
0,4
0,6
0,8
1
1,2
1,4
1,6
Induction (T)
Figure II-38 L’évolution de la perméabilité relative par rapport à la valeur initiale en fonction de l’induction
et la température
On observe que la perméabilité croît aux inductions faibles jusqu’à 0.7T, et a tendance à diminuer audelà. Par exemple, à une induction de 0.45T, la perméabilité à 500°C augmente de 26%.
e) Pertes fer
Les pertes fer correspondent à l’énergie consommée par le phénomène d’hystérésis et les courants de
Foucault dans les tôles magnétiques. Les pertes par hystérésis indiquent le parcours sur un cycle
d’hystérésis donné par la courbe B-H (Figure II-37). Elles sont proportionnelles à la fréquence de
désaimantation f d et au carré de l’induction dans le circuit magnétique :
Ph = km f d b 2VFe
(II.6)
Les mesures des pertes fer sont faites d’après le principe décrit par la norme CEI 60404-2. Le cadre
Epstein est remplacé par un échantillon en forme de tore conformément à la norme CEI 60404-6.
104
II.4 Circuit magnétique
Les pertes totales spécifiques seront obtenues en divisant les pertes totales par la masse de
l’éprouvette. En mesurant le courant de l’enroulement primaire et la tension de l’enroulement
secondaire, les pertes fer peuvent être calculées selon l’équation suivante :
Pfer
T
1
= ∫ v2 (t )i1 (t ) dt ,
T0
(II.7)
Les pertes PcF par courants de Foucault sont données par :
PcF =
kbˆ2 2 f 2 δ t 2
ρ
(II.8)
où :
b̂2 est l’induction maximale,
f est la fréquence,
δ t est l’épaisseur des tôles,
k est une constante,
ρ est la résistivité des matériaux magnétiques.
L’évolution des pertes fer via la température est présentée à la Figure II-39.
3
T=20°C
T=100°C
Pertes fer (W/kg)
2,5
T=200°C
T=300°C
2
T=400°C
T=500°C
1,5
1
0,5
0
0
0,2
0,4
0,6
0,8
Induction (T)
1
1,2
1,4
1,6
Figure II-39 Pertes fer massiques dans le circuit magnétique torique en fonction de la température et
l’induction
Avec la montée en température, les pertes fer diminuent constamment. Ensuite, à 500°C les pertes fer
sont réduites par 2 à une induction 1.5T. Cet effet est lié à l’augmentation de la résistivité électrique des
tôles qui conduit à une diminution des courants de Foucault. Ainsi, en utilisant (II.8) et sachant que
l’induction diminue avec la montée en température, les pertes fer sont réduites.
105
Chapitre II Caractérisation des matériaux candidats aux hautes températures
II.5
Conclusion
Ce chapitre expose les propriétés de plusieurs matériaux candidats susceptibles d’être utilisés dans la
fabrication d’une machine tournante prototype à HT°. Les tests ont été réalisés en fonction des propriétés
mécaniques des isolations céramiques et inorganiques sur des supports adaptés. Cette étude a mis en
évidence l’importance du facteur mécanique de l’isolant céramique qui, pour être utilisé dans un bobinage
électrique, devient cruciale.
Parmi plusieurs produits HT° présents dans le commerce, le fil avec une isolation céramique de 0.5 mm
de diamètre (Cerafil 500) est celui qui présente les meilleures propriétés pour réaliser le bobinage en vrac du
moteur. Ce type de fil montre les meilleurs paramètres par rapport aux autres produits du point du vue
technique mais aussi en termes de prix et de disponibilité. Les paramètres clés qui ont conduit à la sélection
de ce type de fil sont la stabilité thermique des propriétés diélectriques, la faible épaisseur d’isolation qui
permettra un bon coefficient de remplissage d’encoches, le diamètre des conducteurs (jusqu’à 1mm), l’état
stable de la surface d’isolation à HT° ainsi que la grande conductivité thermique de l’isolant. Les autres
candidats basés sur des isolations en mica ou en alumine montrent des faiblesses qui limitent leurs
utilisations dans des petits moteurs asynchrones avec un bobinage en vrac. La géométrie du bobinage et la
forte capacité parallèle entre les spires exigent un bobinage concentré sur dents et une analyse
complémentaire sur l’effet des grandes capacités dans le cas du conducteur isolé avec de l’aluminium
anodisé. L’isolation mica introduit une épaisseur d’isolant 10 fois plus importante que celle des céramiques.
De plus, ce type d’isolation devient très cassant au-delà de 400°C. Cela est moins problématique dans les
machines de moyennes et grandes tailles qui utilisent une imprégnation céramique qui prévient le
détachement de l’isolation à HT°.
Pour établir une valeur limite de la tension d’utilisation, des essais de DP nous indiquent que la tension
entre spires ne doit pas dépasser des valeurs d’environ 100V. Il faut cependant noter que les DP dépendent
fortement de la qualité de la surface de l’isolation de la céramique qui peut subir des détériorations pendant
la procédure de bobinage.
Concernant les propriétés magnétiques des tôles GO, les résultats ont montré que les performances
magnétiques diminuent en fonction de la température, ainsi que les pertes fer. Cet aspect influence le design
du circuit magnétique du moteur qui devra être pris en compte pendant le calcul.
Les résultats obtenus dans ce chapitre constituent les bases matérielles destinés à la conception du
moteur en prenant en compte, pour le calcul du bobinage, la tenue des tensions d’isolation entre spires,
phase-phase ou spires-masse. De plus, l’effet résistif lié à l’influence de la température devra également être
pris en considération
106
Bibliographie Chapitre II
Bibliographie Chapitre II
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Equation Chapter (Next) Section 1
110
III Contribution au dimensionnement d’une
machine asynchrone HT°
III.1 Description des éléments du moteur
Le développement des moteurs électriques plus compacts a été continu pendant ces dernières décennies.
La réduction de la taille des moteurs, a été possible grâce à la combinaison de différents facteurs qui incluent
l’utilisation de nouveaux matériaux, l’amélioration de leurs propriétés ainsi que l’évolution des méthodes de
conception utilisées.
L’utilisation d’isolants à classe thermique élevée permet, en première approche, de penser qu’il est
possible de réaliser des moteurs à taille et masse réduites. Étendre le concept aux machines HT° nécessite de
considérer des paramètres tels que la puissance fournie, la vitesse de rotation et la température de
fonctionnement, ainsi que d’autres paramètres qui évoluent eux-mêmes en fonction de la température.
Notons que le couple de démarrage, le couple maximal, le facteur de puissance et le rendement peuvent se
dégrader avec la montée de la température. Pour déterminer ces paramètres, des algorithmes complexes
d’optimisations sont nécessaires pour démontrer quelles sont les meilleures solutions du design. De plus, en
fonction de la taille de la machine, les résultats d’optimisation changent. L’optimisation des paramètres
pourra être menée dans de futures études, notre objectif étant de pré-dimensionner une MAS HT° pour
évaluer le potentiel réel d’une montée en température.
La première partie de ce chapitre donne le design géométrique du moteur et la composition des éléments
qui le constituent. La seconde partie sera axée sur le modèle thermique qui sera utilisé pour prédire les
températures des parties du moteur. La méthode et la stratégie de dimensionnement introduiront le calcul
électromagnétique qui sera conclu avec les paramètres de fonctionnement du moteur.
III.1 Description des éléments du moteur
III.1.1 Conception du bobinage
La conception d’une machine pour le fonctionnement à HT° ne peut s’appuyer sur la méthode classique
de bobinage des machines en basse température. L’utilisation d’un fil isolé avec des céramiques pour le
bobinage impose des conditions particulières. Les conditions qui actuellement limitent l’utilisation pratique
de l’isolation inorganique sont la tension nominale à laquelle il peut fonctionner, les déformations
thermomécaniques à HT° et le rayon minimal de courbure. Pour une machine traditionnelle connectée au
réseau, la tension d’alimentation est de 230/400 V. Une telle tension entre spires ne peut pas être utilisée
pour le bobinage isolé céramique ; le chapitre II de ce mémoire a montré que la tension admissible est plus
faible. De plus, dans la zone de pliage des bobines, l’isolation du conducteur subit toujours des contraintes
sévères qui conduisent à une réduction supplémentaire de la tenue en tension.
a) Réalisation de la bobine
L’élément le plus sensible à la température est le bobinage statorique. Nous avons vu que l’utilisation
d’un autre type d’isolant pour supporter la montée en température impacte sur l’architecture de la
machine, les conducteurs et le circuit magnétique. Ainsi, la bobine statorique possède une géométrie
prédéfinie, elle est mise en forme sur un gabarit et est isolée avec de la céramique injectée dans un
moule.
113
Chapitre III Contribution au dimensionnement d'une machine asynchrone HT°
Nous avons également vu au chapitre précédent que le rayon de courbure du fil devient
problématique avec une isolation inorganique. Cela interdit, pour les machines de faible puissance
(>1kW), le bobinage sur dent (Figure III-1,a) qui permettrait pourtant de réduire la longueur des têtes de
bobines et, donc, la résistance par phase.
Nous avons donc opté pour des bobines dont la forme est un peu particulière comme la montre la
Figure III-1,b. La suite du manuscrit expliquera pourquoi cette dissymétrie des têtes de bobines est
nécessaire.
a)
b)
Figure III-1 Géométrie d’une bobine du stator
Les bobines du MASHT° doivent être fabriquées dans une matrice présentée à la Figure III-2, pour
donner une forme géométrique et tenir compte du rayon de courbure « minimal » des têtes des bobines
et du rayon de courbure « maximal » à la sortie de l’encoche. Le rayon de courbure minimal pour le fil
isolé céramique augmente la taille globale du bobinage, car les bobines ne peuvent pas être repliées
classiquement.
Le bobinage est fait manuellement avec une application de ciment liquide. Les bobines sont
enroulées sur un gabarit avec des dimensions identiques à la longueur réelle de la bobine. L’enroulage
est fait à la main, sans appliquer de forces de traction excessives. Les têtes des bobines, au lieu d’être
toutes deux repliées vers l’extérieur, adoptent des repliements différents (Figure III-2).
114
III.1 Description des éléments du moteur
Rayon de courbure
minimal
Rayon de courbure
maximal
Figure III-2 Vue d’ensemble du gabarit utilisé pour former les bobines
Le moule contenant la bobine et le ciment liquide sont ensuite mis en vibration et sous vide. Le
séchage de la céramique liquide se fait à température ambiante ou à des températures optimales ne
dépassant pas 100°C. La bobine est alors suffisamment rigide pour être manipulée sans risque de
dégradation. Elle peut donc être séparée du moule dont plusieurs parties sont détachables (Figure III-2).
Le modèle du bobinage de chaque phase est constitué de quatre bobines connectées en série. Pour
réduire la longueur des têtes des bobines ainsi que le nombre de bobines de formes différentes à réaliser
l’ordre de bobinage de la Figure III-3 est choisi. Dans ce cas, un unique moule pour fabriquer les
bobines est nécessaire.
1
5
3
U
z
7
V
9
11
13
W
15
17
19
21
23
x
y
Figure III-3 Schéma de bobinage à pôle consécutif avec une seule couche
Si un bobinage avec un plus grand nombre d’encoches par pôle et par phase est nécessaire, les
dimensions des têtes des bobines risquent d’augmenter considérablement. L’assemblage final des
bobines dans le moteur est présenté à la Figure III-4.
115
Chapitre III Contribution au dimensionnement d'une machine asynchrone HT°
Phase 1
Phase 2
Phase 3
Figure III-4 Assemblage des bobines du moteur
b) Isolation entre phases et isolation de fond d’encoche
La caractérisation faite au chapitre II nous conduit à utiliser des feuilles en mica-fibre de verre,
d’épaisseur de 0.25mm, qui sont collées sur les parois de la structure magnétique avec du ciment liquide
Cotronics 903HP. L’encoche est totalement fermée ; les problèmes de décollage possible à HT° ou des
déplacements des bobines sont ainsi contournés.
Pour renforcer l’isolation spire-masse et entre phases, les têtes des bobines comportent une isolation
additionnelle faite avec un ruban de mica d’épaisseur 0.09mm.
c) Ciment d’imprégnation
Pour un moteur avec un bobinage en vrac on utilise l’isolation d’imprégnation à base de céramique
pour renforcer l’isolation entre spires et améliorer les propriétés mécaniques. Il y a plusieurs adhésifs
céramiques qui peuvent être utilisés à 400°C et plus, mais leurs propriétés mécaniques ne sont pas aussi
bonnes que celles des matériaux typiques [1-3].
L’étape d’imprégnation permet d’isoler et de rigidifier le bobinage. Certains revêtements en poudre
identifiés dans le chapitre précédent pourront être utilisés, comme le Cotronics 908 et le
Cotronics 903HP.
III.1.2 Design du circuit magnétique
Les tôles du circuit magnétique du stator et du rotor sont découpées au laser pour former les encoches
rotoriques et statoriques. Le chapitre II a montré que, parmi les matériaux FeSi, les tôles GO sont les mieux
adaptées, car elles comportent une isolation inorganique qui apparait durant le processus de laminage de la
tôle.
116
III.1 Description des éléments du moteur
a) Structure du circuit magnétique statorique
Après l’imprégnation dans la céramique, les bobines sont totalement rigides si bien que la perte de
malléabilité de la bobine rend son insertion dans un circuit magnétique traditionnel impossible.
C’est donc un circuit magnétique statorique particulier qui équipe la machine. En effet, il est
constitué de tôles magnétiques, mais ces dernières ne forment pas une seule pièce. Le circuit magnétique
statorique (Figure III-5) est ainsi constitué :
•
d’une couronne comportant les dents qui sont solidarisées côté entrefer. La partie reliant les
dents est très fine et on peut supposer en première approximation qu’elle saturera et que son rôle
sera minime.
•
d’une culasse qui n’est pas totalement lisse. Un encochage est préparé pour recevoir les dents
afin d’éviter tout mouvement entre culasse et denture.
Figure III-5 Géométrie du circuit magnétique du stator
Les dents du stator qui sont fermées du côté entrefer joueront un rôle important pour empêcher et
protéger l’entrefer des matériaux d’imprégnation. Les ciments d’imprégnation pour l’encoche sont des
matériaux qui peuvent souffrir des détériorations mécaniques. En effet, le fil est soumis aux vibrations
dues aux forces de Lenz. Le fil subit aussi les déformations du stator engendrées par les forces de
Maxwell entre le stator et le rotor. Enfin, les dilatations thermiques conduiront à de possibles
détachements du ciment qui entoure les fils.
Concernant l’acier magnétique utilisé, les tôles sont à grains orientés (GO) et elles présentent une
épaisseur de 0,35 mm. Elles sont assemblées avec la technique de décalage décrite au chapitre II avec
β= 90° .
b) Réalisation du rotor
Le rotor est équipé des mêmes tôles GO 0.35mm. Elles sont également décalées d’un angle β=90°.
Le problème de l’isolation des conducteurs ne se pose plus puisque nous avons opté pour un rotor à
117
Chapitre III Contribution au dimensionnement d'une machine asynchrone HT°
cage, un choix évident à HT°. La cage est faite en aluminium, matériau qui peut encore être utilisé à la
température de fonctionnement visée.
Nous avons choisi l’aluminium plutôt que le cuivre car le cuivre nécessite une barrière d’oxydation
avec des matériaux résistants à HT°. Par contre, l’aluminium peut être employé sans aucun traitement
spécifique.
c) Assemblage des parties du stator et rotor
Les bobines sont glissées axialement dans les encoches (Figure III-6) de la partie intérieure du stator.
Afin de pouvoir insérer la culasse, les bobines sont glissées axialement avec les têtes des bobines pliées
vers la carcasse.
Figure III-6 Géométries des dents du stator et mode d’assemblage des bobines dans les encoches
La culasse peut ainsi être glissée du côté où les têtes des bobines sont repliées vers le rotor. Ensuite,
le rotor se verra obligatoirement inséré par le côté où les têtes de bobines sont pliées vers la carcasse
(Figure III-7).
118
III.1 Description des éléments du moteur
Figure III-7 Aperçu sur l’assemblage du stator
III.1.3 Éléments passifs
a) Roulements
Les roulements compatibles avec les températures de l’ordre de 400°C comportent de l’acier à haute
teneur en chrome et carbone avec un traitement de phosphate de manganèse et des traitements
céramiques en surface sur toutes les pièces.
b) Carcasse du moteur
Pour le premier prototype de laboratoire, la carcasse du moteur pourra être lisse à l’extérieur, sans
ailettes de refroidissement. Fabriqué en acier inoxydable, la carcasse est formée de trois parties
principales : la partie enveloppant le stator, le flasque avant et le flasque arrière. À cause des têtes des
bobines qui sont spéciales, la carcasse n’a pas le même diamètre sur toute sa longueur : du côté où les
bobines sont pliées vers la carcasse, le diamètre extérieur est plus grand que le reste de la carcasse
(Figure III-8). Comme pour les autres parties du moteur, la carcasse est insérée par le côté où le
bobinage est plié vers le rotor.
119
Chapitre III Contribution au dimensionnement d'une machine asynchrone HT°
Figure III-8 Assemblage des parties du moteur
III.2 Modèle thermique
III.2.1 Modèle thermique pour la MASHT°
Dans les machines à basse-température, le facteur qui limite le fonctionnement en surcharge est la
température admissible pour l’isolation électrique du moteur. Pour prédire la température de chaque partie du
moteur, un modèle thermique doit être développé. La modélisation thermique des machines électriques est
une discipline complexe qui nécessite beaucoup d’expérience et de connaissances. La méthode la plus
utilisée pour les machines électriques est la méthode des réseaux de résistances thermiques [4-10]. Elle
permet de prendre en compte les effets principaux en fonction du type de transfert de chaleur pour chaque
partie de la machine.
La détermination de la capacité de charge d’une machine conventionnelle peut être réalisée avec un
simple modèle thermique. Cependant, un modèle thermique plus évolué doit être mis en œuvre afin de
prendre en compte les modifications impliquées par le design d’une machine HT° tout en l’associant à la
procédure d’optimisation. La méthode des éléments finis [7, 11-14] est utilisée plutôt pour les grandes
machines où la caractéristique d’asymétrie thermique est commune. Par contre, pour les machines de petite
et moyenne tailles, la méthode nodale est plus convenable à cause du faible gradient de température entre les
différentes parties de la machine [15].
Les parties considérées dans le calcul thermique sont présentées à la Figure III-9.
120
III.2 Modèle thermique
Arbre
Figure III-9. Demi-section d’un moteur prenant les éléments pris en compte dans le modèle thermique
La chaleur est engendrée principalement par les enroulements du stator (1), (2) et les conducteurs du
rotor (5). Une partie moins importante est engendrée par les pertes fer dans les circuits magnétiques
statorique (3) et rotorique (4), ainsi que celles par frottement des pièces mobiles (12). L’évacuation de la
chaleur est effectuée par trois types de transfert présentés à la Figure III-10:
• Par conduction, radialement dans la structure de la machine via l’isolation du conducteur,
l’isolation de fond d’encoche et par le circuit magnétique et la carcasse (6). De plus, les essais
expérimentaux [16] sur des machines asynchrones à 4 pôles montrent qu’on peut considérer
principalement l’échange thermique dans l’entrefer par conduction entre l’air et les dents du
stator. Le deuxième chemin considère le rotor, l’arbre du moteur (10), les roulements (12) et les
flasques (7) de la carcasse.
• Par convection forcée, sur la surface externe de la carcasse du moteur et le flasque arrière avec
le ventilateur intégré (9).
• Par rayonnement, à l’intérieur du moteur entre les têtes de bobines du stator et les anneaux de
court-circuit du rotor avec la carcasse interne du moteur. De plus, pour diminuer la complexité
du calcul dans l’entrefer, on ne considère que le transfert thermique par rayonnement combiné à
la conduction. À HT°, la surface externe totale de la carcasse est considérée pour le calcul du
rayonnement, en sachant que la différence de la température entre la partie chaude et celle de
refroidissement a une valeur importante.
121
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SHXYHQWrWUHSRVpHV
x
/D WHPSpUDWXUH GH OD FDUFDVVH H[WHUQH HVW FRQVLGpUpH LGHQWLTXH VXU WRXWH OD VXUIDFH DYHF XQH
YHQWLODWLRQIRUFpH
x
/HVVRXUFHVGHFKDOHXUjO¶LQWpULHXUGXPRWHXUVRQWXQLIRUPpPHQWGLVWULEXpHV
x
/HIOX[GHFKDOHXUVHSURSDJHSULQFLSDOHPHQWVXLYDQWODGLUHFWLRQUDGLDOHGDQVOHVWDWRU
x
/HIOX[GHFKDOHXUGDQVOHURWRUVHSURSDJHSULQFLSDOHPHQWVXLYDQWODGLUHFWLRQD[LDOHjWUDYHUV
O¶DUEUHGXPRWHXUMXVTX¶DX[IODVTXHVH[WpULHXUV
x
¬O¶LQWpULHXUGXPRWHXUSRXUOHVWrWHVGHVERELQHVVWDWRULTXHVHWURWRULTXHVVHXOOHWUDQVIHUWGH
FKDOHXUUDGLDWLIHVWFRQVLGpUp
/HPRGqOHWKHUPLTXHVLPSOLILpGXPRWHXULQFOXDQWWRXWHVOHVSDUWLHVGXPRWHXUHVWGRQQpjOD)LJXUH
,,,
&KDSLWUH,,,&RQWULEXWLRQDXGLPHQVLRQQHPHQWG
XQHPDFKLQHDV\QFKURQH+7ƒ
5 U FH B D
$PELDQWH
5FHFI B D
5FFF B II
5FFF B ID
F
5FP
B FF
5 UII B D
3))HV
5 FQII B D
6WDWRU
5 IDIF B D
5LIHF B FP
F
5WEU B FF 5
F
U
5FFB LIH 5F B WE 5WE B FF
F B WE 3-V
3-U
5DQU B FF 5EUF B DQ
5EUF B FP
5RWRU
3))HU
5HIU
5EUF B DQ 5DQU B FF
F
F
5FP
B DU 5DU B FF
5DUF B FF
3PU
)LJXUH,,,0RGqOHQRGDOUHSUpVHQWpSDUOHVVRXUFHVGHFKDOHXUHWOHVUpVLVWDQFHVWKHUPLTXHVGDQVXQPRWHXU
DV\QFKURQHIRQFWLRQQDQWj+7ƒ
/HPRGqOHWKHUPLTXHQRGDOSUpVHQWpjOD)LJXUH,,,UHSUpVHQWHXQFRPSURPLVHQWUHODVLPSOLFLWp
GX PRGqOH HW OD SUpFLVLRQ UHTXLVH GHV UpVXOWDWV 8QH GHVFULSWLRQ GH FKDTXH SDUDPqWUH GX PRGqOH HVW
SUpVHQWpH GDQV OH 7DEOHDX ,,, 3RXU OHV UpVLVWDQFHV WKHUPLTXHV QRXV QRWRQV OHV WUDQVIHUWV WKHUPLTXHV
DYHF OHV H[SRVDQWV FOD FRQGXFWLRQ UOH UD\RQQHPHQW FQOD FRQYHFWLRQ QDWXUHOOH HW FIOD
FRQYHFWLRQIRUFpH
III.2 Modèle thermique
Tableau III-1 Description des éléments du modèle nodal du moteur présenté à la Figure III-12
Paramètre
Description
U.M.
PJs
PJr
s
PFe
r
PFe
Pmr
Pertes Joule dans les conducteurs du stator
W
Pertes Joule dans les barres du rotor
W
Pertes fer dans le circuit magnétique du stator
W
Pertes fer dans le circuit magnétique du rotor
W
Pertes mécaniques dans les roulements
W
r
r
Ran
1_ cc , Ran 2 _ cc
Résistance thermique par rayonnement entre l’anneau de court-circuit
et la carcasse
°CW −1
Rarc 1_ cc , Rarc 2 _ cc
Résistance thermique par conduction entre l’arbre du rotor et la
carcasse
°CW −1
Rbrc _ an1 , Rbrc _ an 2
Résistance thermique par conduction entre les barres du rotor et
l’anneau de court-circuit
°CW −1
Rbrc _ cm
Résistance thermique par conduction entre les barres du rotor et le
circuit magnétique rotorique
°CW −1
Rcc _ ife
Résistance thermique par conduction entre les conducteurs du stator et
l’isolation de fond d’encoche
°CW −1
Rcc _ tb1 , Rcc _ tb 2
Résistance thermique par conduction entre les conducteurs et les têtes
des bobines du stator
°CW −1
Rcer _ a
Résistance thermique par rayonnement entre la carcasse et l’air
ambiant
°CW −1
Rcecf _ a
Résistance thermique par convection forcée entre carcasse et l’air
ambiant
°CW −1
c
Rcm
_ ar
Résistance thermique par conduction entre le circuit magnétique
rotorique et l’arbre du rotor
°CW −1
c
Rcm
_ cc
Résistance thermique par conduction entre le circuit magnétique
statorique et la carcasse
°CW −1
c
Rcc
_ ff
Résistance thermique par conduction entre la carcasse et le flasque
frontal
°CW −1
c
Rcc
_ fa
Résistance thermique par conduction entre la carcasse et le flasque
arrière
°CW −1
Refr
Résistance thermique par rayonnement dans la zone d’entrefer
°CW −1
R cffa _ a
Résistance thermique par convection forcée entre le flasque arrière et
l’air ambiant
°CW −1
R cn
ff _ a
Résistance thermique par convection naturelle entre le flasque frontal
et l’air ambiant
°CW −1
R rff _ a
Résistance thermique par rayonnement entre le flasque frontal et l’air
ambiant
°CW −1
c
Rife
_ cm
Résistance thermique par conduction entre l’isolation de fond
d’encoche et le circuit magnétique statorique
°CW −1
Rtbr 1_ cc , Rtbr 2 _ cc
Résistance thermique par rayonnement entre les têtes des bobines et la
carcasse
°CW −1
1-partie frontale
2-partie ventilateur
125
Chapitre III Contribution au dimensionnement d'une machine asynchrone HT°
Le modèle nodal présenté à la Figure III-12 peut être représenté en régime transitoire sous la forme
donnée à la Figure III-13. Pourtant, ce modèle est utilisé aussi pour le régime permanent, où les
capacitances thermiques peuvent être négligées.
Les parties de la machine sont dissociées en éléments basiques [17]. À chaque élément du modèle
correspond, en régime transitoire et à chaque nœud, une capacitance thermique C et une source de
chaleur P . Les nœuds sont liés avec les résistances thermiques R . Pour les moteurs de petite taille,
généralement, la température ambiante est prise comme référence thermique.
C10
R10a
Ambiante
P10
R1012
R410
R1011
C11
P11
R211
P2
R12
P7
R57
C5
R13
P5
R56
C9
R911
C6
P3
R312
C12
P6
R612
P12
P8
R89
C8
R12a
P1
R58
R711
C7
C3
R84
C1
C2
P4
R14
R11a
C4
P9
R912
Figure III-13 Schéma thermique nodal en régime transitoire ou permanent en négligeant les capacités
thermique
Les résistances thermiques de la Figure III-13 sont définies par les expressions (III.2). Le modèle est
constitué de 12 nœuds connectés avec 17 résistances.
126
III.2 Modèle thermique
R84 = Refr
R12 = Rcc _ tb1
R13 =
c
R89 = Rcm
_ ar
Rcc _ tb 2
c
R911 = Rar
1_ cc
c
=
R14 Rcc _ ife + Rife
_ cm
R211 =
c
R912 = Rar
2 _ cc
Rtbr 1_ cc
c
R1011 = Rcc
_ ff
R312 = Rtbr 2 _ cc
c
R1012 = Rcc
_ fa
c
R410 = Rcm
_ cc
R56 =
R10 a =
c
Rbr
_ an 2
1
r
Rce
_a
c
R57 = Rbr
_ an1
R11a =
c
R58 = Rbr
_ cm
1
r
Ran
2 _ cc
R cn
ff _ a
r
R711 = Ran
1_ cc
R12 a = R cffa _ a
R612 =
1
+
1
+
1
cf
Rce
_a
1
R rff _ a
(III.2)
Dans l’expression (III.2) les résistances thermiques entre la surface externe du moteur et l’air
ambiant sont données pour chaque zone de refroidissement par une résistance équivalente qui inclut les
types de refroidissement considérés (forcé et rayonnement, convection naturelle et rayonnement,
conduction).
III.2.2 Analyse mathématique du modèle thermique
Pour une machine électrique définie par un volume délimité par une surface S, la température dépend
des variables de l’espace et du temps t. Le bilan d’énergie dans ce volume, en comptant le transfert de
chaleur créée pour le régime transitoire, peut être écrit :

∂T
ρc
div(λ gradT ) + P
=
∂t
Avec
(III.3)
c ( J kg −1K −1 ) la capacité thermique massique, ρ (kg m −3 ) la masse volumique. Le produit
ρ c ( J m −3 K −1 )
est la capacité thermique volumique,
(
∂T
est la variation de la température par unité
∂t
)
de temps, λ est la conductivité thermique, P W m −3 sont les pertes volumiques dans la machine.
Les équations pour chaque nœud du modèle thermique en régime transitoire deviennent :
127
Chapitre III Contribution au dimensionnement d'une machine asynchrone HT°
dθ
1
1
1
P1 =
C1 1 +
(θ1 - θ 4 ) + (θ1 - θ 2 ) + (θ1 - θ3 )
R12
R13
dt R14
dθ
1
1
P2 =
C2 2 +
(θ 2 - θ11 ) + (θ 2 - θ1 )
dt
R211
R12
dθ
1
1
P3 =
C3 3 +
(θ3 - θ1 ) +
(θ3 - θ12 )
R13
R312
dt
dθ
1
1
1
P4 =
C4 4 +
(θ 4 - θ10 )
(θ 4 - θ1 ) + (θ 4 - θ8 ) +
dt
R14
R84
R410
dθ
1
1
1
P5 =
C5 5 +
(θ5 - θ6 ) + (θ5 - θ7 ) + (θ5 - θ8 )
dt
R56
R57
R58
P6 C6
=
dθ 6
1
1
+
(θ6 - θ5 ) +
(θ6 - θ12 )
dt
R56
R612
dθ
1
1
P7 =
C7 7 +
(θ7 - θ5 ) +
(θ7 - θ11 )
dt
R57
R711
dθ
1
1
1
P8 =
C8 8 +
(θ8 - θ 4 ) + (θ8 - θ5 ) + (θ8 - θ9 )
dt
R84
R58
R89
dθ
1
1
1
P9 =
C9 9 +
(θ9 - θ11 ) +
(θ9 - θ12 ) + (θ9 - θ8 )
dt
R911
R912
R89
dθ
1
1
1
1
P10 =
C10 10 +
(θ10 - θ 4 ) +
(θ10 - θ11 ) +
(θ10 - θ12 ) +
(θ10 - θ a )
dt
R410
R1011
R1012
R10 a
dθ
1
1
1
1
1
P11 =
C11 11 +
(θ11 - θ a ) +
(θ11 - θ7 ) +
(θ11 - θ9 ) +
(θ11 - θ10 )
(θ11 - θ 2 ) +
dt
R11a
R211
R711
R911
R1011
(III.4)
dθ
1
1
1
1
1
P12 =
C12 12 +
(θ12 - θ a ) +
(θ12 - θ3 ) +
(θ12 - θ6 ) +
(θ12 - θ9 ) +
(θ12 - θ10 )
dt
R12 a
R312
R612
R912
R1012
Les termes θ sont les températures de chaque partie du moteur. Avec les équations (III.4), la
détermination des températures est représentée sous forme matricielle :
 θ1'  C1 0
 '  0 C
2
 θ2  
 '  0 0
 θ3  
 '  0 0
 θ4   0 0
θ '  
 5'   0 0
θ 6  =  0 0
θ7'  
 '  0 0
θ8   0 0
θ9'  
θ '   0 0
 10
 
'
θ11   0 0
θ '   0 0
 12 
128
0 0
0 0
C3 0
0 C4
0 0
0 0
0 0
0 0
0 0
0 0
0 0
0 0
0
0
0
0
C5
0
0
0
0
0
0
0
Ctot
0
0
0
0
0
C6
0
0
0
0
0
0
Ptot
0
0
0
0
0
0
C7
0
0
0
0
0
0 0
0 0
0 0
0 0
0 0
0 0
0 0
C8 0
0 C9
0 0
0 0
0 0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
C10
0
0
−1
0
0 
0
0 
0
0 

0
0 
0
0 

0
0 
⋅
0
0 

0
0 
0
0 
0
0 

C11 0 
0 C12 
 P1

 P

2


 P3 


 P4 
 P5



 P6

 P

7


 P8



 P9

G θ 
 10 a a 
 G11aθ a 
G θ 
 12 a a 
III.2 Modèle thermique
G tot
 G11
 −G
 12
 −G13

 −G14
 0

−1  0
−Ct ⋅ 
0

 0

 0
 0

 0
 0
−G12 −G13
G22
0
0
G33
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
−G211
0
−G312
−G14
0
0
G44
0
0
0
−G84
0
−G410
0
0
0
0
0
0
G55
−G56
−G57
−G58
0
0
0
0
0
0
0
0
−G56
G66
0
0
0
0
0
−G612
θtot
0
0
0
0
0
0
0
−G84
−G57 −G58
0
0
G77
0
G88
0
−G89
0
0
0
0
−G711
0
0
0
0
0
0
0
0
0
−G89
G99
0
−G911
−G912
0
0
0
−G410
0
0
0
0
0
G1010
−G1011
−G1012
0
0   θ1 
 
−G211
0   θ 2 
0
−G312   θ3 
  
0
0   θ4 
0  θ5 
0
  
−G612  θ 6 
0
⋅
−G711
0  θ 7 

0
0  θ8 
 
−G911 −G912  θ9 
−G1011 −G1012  θ10 
  
G1111
0  θ11 
0
G1212  θ12 
(III.5)
Dans l’expression (III.5), les admittances équivalentes de Gtot sont décrites par :
G11 = G12 + G13 + G14
G=
G57 + G711
77
G=
G12 + G211
22
G88 = G58 + G84 + G89
G=
G13 + G312
33
G99 =G89 + G911 + G912
G44 =G14 + G410 + G84
G1010 =G410 + G1011 + G1012 + G10 a
G55 = G56 + G57 + G58
G1111 = G211 + G711 + G911 + G1011 + G11a
G=
G56 + G612
66
G1212 = G312 + G612 + G912 + G1012 + G12a
(III.6)
Dans le cas du régime permanent, la température θtot pour le modèle thermique proposé est donnée
par :
[θtot ] = [Gtot ]−1 [ Ptot ]
(III.7)
III.2.3 Calcul des éléments du modèle thermique
III.2.3.1
Sources de chaleur du moteur
a) Pertes Joule
Les enroulements statoriques et rotoriques sont les sources principales de chaleur par pertes Joule.
L’expression pour déterminer les valeurs est donnée par :
( )
PJx = R x I x
où
Rx
est la résistance d’une phase statorique (si
2
(III.8)
x=s
) ou rotorique (si
x=r
) et I x le courant
qui traverse cette phase.
129
Chapitre III Contribution au dimensionnement d'une machine asynchrone HT°
b) Pertes fer
Les pertes spécifiques du circuit magnétique ont été déterminées expérimentalement dans le
Chapitre II en fonction de la température.
c) Pertes mécaniques
Le calcul des pertes mécaniques est délicat à cause de l’utilisation des roulements céramiques
utilisant des lubrifiants solides et de l’influence de la température. Généralement, en basse température,
les pertes mécaniques sont estimées sur la base de l’expérience des moteurs industriels en utilisant des
coefficients empiriques de 3 à 5% de la puissance utile. La formule tient compte de la vitesse de
rotation, de la puissance du moteur et des dimensions géométriques [18].
En première approximation, les pertes mécaniques peuvent être estimées « grossièrement » par
rapport à un moteur de même puissance fonctionnant à froid.
III.2.3.2
Résistances thermiques par conduction
Pour déterminer le transfert de la chaleur par conduction, on pose l’hypothèse d’une transmission
uniquement radiale. On note que la conductibilité thermique radiale du circuit magnétique
λ sl
sera
comprise en général entre 40 et 100 fois sa conductibilité thermique longitudinale [19]. La conductibilité
thermique longitudinale du stator est influencée par l’isolation inorganique des tôles, mais aussi par la
pression de serrage et par le coefficient d’utilisation du paquet de tôles [19].
En admettant que la conductibilité radiale du paquet des tôles est grande, il est possible de considérer
que la différence de la température entre la surface intérieure du paquet de tôle et la surface extérieure est
faible. Les coefficients de conductibilité thermique pour le transfert par conduction peuvent être donnés par
[16] :
−0.024T + 42
λtôl =
−0.058T + 400
λc =
−0.0000795T + 0.00246
λair =
(III.9)
Il faut cependant prendre en compte les transferts thermiques par conduction au niveau du bobinage du
stator et rotor et de l’arbre pour obtenir des résultats cohérents. Donc, pour le transfert radial, on considère un
stator de longueur
Lsi , divisé en cylindres équivalents de rayon r1 à r9 qui représentent les différentes parties
du moteur. Un modèle simplifié est présenté à la Figure III-14. L’estimation de la température et du transfert
thermique est effectuée sur la base des modèles présentés dans la bibliographie [9-10, 20].
130
III.2 Modèle thermique
Figure III-14 Modèle cylindrique simplifié pour la longueur
conduction
Lsi
du stator dans le cas de transfert par
Le calcul du transfert thermique par conduction suivant la direction radiale pour chaque composant du
stator est présenté avec l’expression :
ϕc =
2πλ Lsi (T1 − T2 )
r 
ln  2 
 r1 
(III.10)
où λ est donnée dans les travaux [21-22]. Avec l’expression (III.10), la résistance thermique par
conduction pour les composants cylindriques devient [8]:
Rthc =
r 
1
ln  2 
s
2π λ (T ) Li  r1 
(III.11)
a) Résistance thermique via l’arbre du moteur
Suivant la direction axiale, la résistance thermique par conduction pour une surface S est calculée
avec :
Rthc ,a =
e
λ (T ) S
(III.12)
où e est la longueur du chemin.
Avec les expressions (III.11) et (III.12) il est désormais possible de calculer les résistances du modèle
thermique nodal.
La résistance thermique à travers l’arbre vers la carcasse peut être calculée avec [16] :
131
Chapitre III Contribution au dimensionnement d'une machine asynchrone HT°
c
Rar
_ cc
 r3  1  0.5 Lsi
=
ln
 + 
2πλtôl Lsi  r2  4  λacier π r2 2
1
(
s
 1  0.5 Lar − Li

 +
2
 2  λacier π r1
) 


(III.13)
Dans cette expression, la première partie représente la résistance thermique dans la culasse du rotor
c
Rcm
_ ar en suivant la direction radiale, la deuxième partie est la résistance thermique dans l’arbre sur la
longueur du circuit magnétique
Lsi , et la troisième partie est la résistance thermique dans l’arbre à
l’extérieur de la partie du circuit magnétique sur la longueur Lar et le rayon r2 .
b) Résistance thermique suivant la direction axiale dans les barres rotoriques
La résistance thermique suivant la direction axiale dans le bobinage du stator et du rotor est
relativement faible à cause de la grande conductivité thermique du métal conducteur par rapport à
l’isolation dans la direction radiale. Souvent, on considère que la température des conducteurs dans les
encoches et la température des têtes des bobines sont approximativement les mêmes.
(
1  0.5 Lbob _ r − ban
c
=
Rbr
_ an
2
λ Al π r4 2

) 


(III.14)
où λ Al est la conductivité thermique de l’Aluminium, Lbob _ r la longueur de bobinage rotorique et
ban la largeur de l’anneau de court-circuit.
c) Résistance thermique dans l’entrefer
Grâce au modèle simplifié du moteur, on détermine la résistance thermique dans l’entrefer par
conduction.
Refc =
1
2π
λair Lsi
r 
ln  5 
 r4 
(III.15)
où r0 correspond au rayon extérieur du rotor.
d) Résistance thermique des dents statoriques
La résistance thermique des dents du stator est calculée avec la relation :
Rdc _ st =
1
2π
λtôl Lsi kv
r 
ln  6 
 r5 
(III.16)
où λtôl est la conductivité thermique des tôles et kv est le coefficient de la surface des dents du stator
par rapport à la surface totale de l’alésage.
e) Transfert de chaleur par conduction, conducteur-isolant de fond d’encoche
Un modèle simplifié du bobinage est donné à la Figure III-15. L’isolation des conducteurs et
l’isolation d’imprégnation, jusqu’à l’isolation de fond d’encoche, peuvent être simplifiées par une
132
III.2 Modèle thermique
épaisseur équivalente. Ainsi, la surface du conducteur par encoche est remplacée par une valeur
équivalente [23-25].
Figure III-15 Structure d’encoche équivalente du stator
La différence de température entre les dents du stator et l’intérieur de la culasse du stator est
supposée négligeable. Dans ce cas, si on considère le bobinage du moteur sous la forme d’un cylindre
équivalent de rayons intérieur r5 et extérieur r6 , la résistance thermique du bobinage devient :
• Radialement
r 
1
c
Rcc _ ife + Rife
ln  7 
_ cm =
s
2π λis _ eq Li  r6 
avec λ=
is _ eq
(III.17)
α λ (δ1 + δ 2 )
(III.18)
où α λ est la conduction thermique résultante et δ1 , δ 2 les épaisseurs d’isolation. La conduction
thermique résultante est calculée avec l’expression suivante :
λ1 λ2
δ1 δ 2
αλ =
λ1 λ2
+
δ1 δ 2
La conductibilité thermique
λceramiques
(III.19)
(
des céramiques utilisées est de 7 , W m −1 °C −1
(
)
et, pour
)
l’isolation en mica-fibre de verre,
=
λmica 0.3 , Wm −1 °C −1 .
• Axialement
Rcc _ tb
(
s

1  0.5 Lb − Li
=
2  λc π r6 2

) 


(III.20)
où Lb est la longueur de la bobine du stator et λc la conductibilité thermique du conducteur.
133
Chapitre III Contribution au dimensionnement d'une machine asynchrone HT°
f)
Résistance thermique via la culasse du circuit magnétique et la carcasse du moteur
La plus grande quantité de chaleur transmise du bobinage à la carcasse se fait via le circuit
λcm
=
magnétique du stator. La conductivité thermique du circuit magnétique est
=
λcc
celle de la carcasse
50 W m−1 °C −1 . Les résistances thermiques sont données par :
c
Rife
_ cm =
c
Rcm
_a
III.2.3.3
42 W m −1 °C −1 et
1
2π
λcm Lsi
r 
ln  8 
 r7 
 r9 
=
ln
 
2π λcc Lsi  r8 
1
(III.21)
Résistances thermiques par convection
Le transfert de la chaleur du moteur vers l’extérieur s’effectue suivant plusieurs voies. En effet, chaque
chemin est composé de plusieurs résistances thermiques connectées en série ou parallèle. Les résistances
thermiques du schéma peuvent influencer indépendamment le réseau nodal. De plus, certaines d’entre elles
peuvent être négligées si leurs valeurs trop élevées en fonction de leur position série ou parallèle dans le
schéma [16].
Les surfaces des parties internes du moteur sont les plus difficiles à prendre en compte pour prédire
l’échange thermique. Cela l’explique par la grande complexité de l’écoulement d’air. Cependant, pour notre
étude, il est possible de négliger le refroidissement axial à l’intérieur du moteur. En effet, le transfert
thermique par rayonnement sera le principal type de transfert thermique à l’intérieur du moteur.
a) Convection forcée sur la carcasse externe et le flasque arrière
Pour le calcul du transfert vers l’extérieur, on pose les hypothèses suivantes :
• Le coefficient de convection forcée de l’expression (III.23) devient le coefficient principal de
transfert de chaleur entre la carcasse et l’environnement extérieur.
• La convection naturelle est négligeable sur la surface ventilée.
• La surface du flasque frontal est prise en compte pour le refroidissement par convection
naturelle.
Le calcul exact du transfert de chaleur par convection forcée utilisant un flux d’air en mouvement
fourni par un ventilateur nécessite la résolution d’équations aux dérivées partielles non linéaires. Pour
une machine tournante, ce calcul n’est pas toujours indispensable. Les auteurs utilisent une relation
linéaire qui tient compte de la variation de la température entre la carcasse Tcc , de la température
ambiante Ta et du coefficient de convection hconv sur la surface ventilée S.
=
ϕconv hconv S (Tc − Ta )
(III.22)
La résistance thermique par convection forcée pour une surface donnée peut être obtenue avec :
R cf =
134
1
cf
h S
(III.23)
III.2 Modèle thermique
où h cf est le coefficient de transfert de chaleur par convection forcée.
La surface de la carcasse pour le moteur considéré ne comporte pas d’ailettes de refroidissement.
Dans ce cas, si on compare avec un moteur classique, la surface de refroidissement est significativement
réduite.
Le calcul du coefficient de convection forcée entre la carcasse extérieure et l’air ambiant après une
analyse dimensionnelle [21, 26-29] montre que la chaleur transférée par convection forcée peut être
modélisée avec une relation faisant intervenir trois nombres adimensionnels :
N u = f ( Re , Pr )
(III.24)
définis par :
Nu =
Re =
hD
λ
, Nombre de Nusselt
ρ uD
, Nombre de Reynolds
µ
Pr =
cpµ
λ
, Nombre de Prandtl
(III.25)
(III.26)
(III.27)
Où h, D et λ du (III.25) sont respectivement le coefficient de transfert thermique par convection, le
diamètre hydraulique et la conductivité thermique de l’air. Les paramètres ρ , u , et µ de (III.26) sont la
masse volumique, la vitesse moyenne du fluide et la viscosité dynamique. Dans l’expression (III.27), c p
est la chaleur massique du fluide.
En fonction de ces relations, le calcul du flux transmis par la convection forcée s’effectuera selon :
• l’identification des nombres adimensionnels de Reynolds et de Prandtl.
• en fonction de la valeur du nombre de Reynolds et de la configuration géométrique on déduit
l’expression permettent d’obtenir le nombre du Nusselt [30] :
Nu = C Re n Pr m
(III.28)
où C , n, m sont respectivement des constantes qui dépendent de la géométrie et du nombre de
Prandtl.
• on calcule ensuite le coefficient de convection forcée de la surface ventilée :
hcf =
λ Nu
D
(III.29)
• puis le flux de chaleur transférée par la surface extérieure ventilée :
=
ϕcon hcf Scc (Tcc − Ta )
(III.30)
135
Chapitre III Contribution au dimensionnement d'une machine asynchrone HT°
b) Convection naturelle du flasque avant via l’air ambiant
La résistance thermique par convection naturelle est calculée à partir de :
R cn =
1
(III.31)
cn
h S
Le calcul du coefficient de convection naturelle en régime laminaire sur une plaque verticale (cas du
flasque frontal) est effectué en fonction de corrélations expérimentales. En effet, le calcul du coefficient
( Gr ) , Prandtl ( Pr ) , Rayleigh ( Ra )
dépend de nombres adimensionnels Grashof
et Nusselt
( Nu )
[11]
• Le nombre de Rayleigh est donné par :
Pr
=
Ra Gr
=
β g ρ (Tcc − Ta ) l 3
µ2
Pr
où β est le coefficient de dilatation volumique du fluide en
par β =
(III.32)
( °C )−1 . Pour l’air, la valeur est donnée
1
2
, (T est donnée en Kelvin), g est l’accélération de la pesanteur ( 9,81m s ), ρ
−
T
T
2
( cc a )
est la masse volumique de l’air,
µ
est la viscosité dynamique d’air, l est une dimension linéaire
caractéristique de la surface d’échange.
• Le nombre de Prandtl est donné par :
Pr =
cpµ
λair
(III.33)
où c p est la capacité thermique spécifique d’air à une température donnée.
• Le nombre de Nusselt pour la convection naturelle possède la forme suivante :
=
Nu
où C et
n
hcn l
= CRa n
λair
(III.34)
dépendent de la géométrie de la surface et le type écoulement d’air. Pour une plaque
verticale, le nombre de Nusselt devient :
0.54 Ra1 4 104 ⟨ Ra ⟨ 107
Nu = 
13
107 ⟨ Ra ⟨ 1011
 0.15Ra
(III.35)
En utilisant l’expression (III.34), le coefficient de transfert thermique pour le flasque frontal est de la
forme :
h cn =
136
N u λair
l
(III.36)
III.2 Modèle thermique
III.2.3.4
Résistances thermiques par rayonnement
Dans les machines tournantes classiques, le mode de transfert de la chaleur par rayonnement est négligé
à cause des différences de températures non significatives. Par contre, pour des différences de température de
plus de 100°C, le transfert thermique par rayonnement doit être considéré. L’expression du calcul du flux
thermique par rayonnement est :
=
ϕr ε σ Scc (Tcc 4 − Ta 4 )
où
ε
et
σ
(III.37)
sont respectivement l’émissivité thermique des matériaux utilisés et la constante Boltzmann.
Le coefficient de rayonnement est calculé en fonction de la différence de température entre la surface externe
de la carcasse et l’environnement [26].
La grande différence de température entre la carcasse du moteur et la température ambiante détermine
l’importance de ce type de transfert. La résistance thermique pour une surface donnée S est calculée avec
l’expression :
Rthr =
1
hr S
(III.38)
où h r est le coefficient de transfert par rayonnement et peut être calculé avec [10] :
r
h = σε Fcc _ a
(T
4
cc
− Ta4
)
(Tcc − Ta )
(III.39)
Fcc _ a est le facteur de vue entre la surface de la carcasse (ou autre partie) qui dissipe la chaleur, et la
surface qui absorbe cette chaleur.
a) Carcasse externe
Les surfaces considérées pour le refroidissement par rayonnement sont les parties de la carcasse
externe et le flasque frontal. Conformément aux expressions (III.38) et (III.39), le calcul est possible en
fonction de la surface Scc de la carcasse du moteur et les différences de températures entre la carcasse et
l’extérieur.
b) Intérieur du moteur
À l’intérieur du moteur, les résistances thermiques par rayonnement prennent en compte
principalement les têtes du bobinage statorique ainsi que les anneaux de court-circuit du rotor avec la
carcasse interne du moteur.
On utilise les expressions (III.38) et (III.39) pour déterminer les valeurs de ces résistances.
III.2.3.5
Les capacités thermiques
La capacité thermique Cth pour un élément est calculée en fonction de la masse M et de sa capacité
thermique massique C avec l’expression :
137
Chapitre III Contribution au dimensionnement d'une machine asynchrone HT°
(III.40)
Cth = M C
Les valeurs des capacités calorifiques (J/kg-1K-1) et les densités des masses volumiques (kg/m3) pour les
matériaux utilisés sont [31] :
C p _ air = 1006
C p _ FeSi = 460
C p _ cuiv = 385
C p _ céram ≈ 950
C p _ acier = 460
C p _ Al = 910
III.2.3.6
ρ air = 1.177
ρ FeSi = 7600
ρcuiv = 8918
ρcéram ≈ 2600
ρ acier = 7850
ρ Al = 2700
(III.41)
Résultats
Un moteur triphasé d’1kW à basse température avec la géométrie et les paramètres de refroidissement
décrit dans la section II.1 est choisi pour valider le modèle. Le Tableau III-2 montre les principaux
paramètres du moteur choisi.
Tableau III-2 Données du moteur
Puissance utile Pu
Tension aux bornes
1000 W
Vn s
400 V
Fréquence f n
50 Hz
Nombre de pair de pôles
2p=4
Diamètre d’alésage m
0.084
Longueur d’induit m
0.08
Diamètre extérieure
0.13
Cependant, dans le calcul classique des paramètres de ce moteur, l’influence de la haute température
n’est pas prise en compte. La température de bobinage du stator et du rotor, ainsi que la température de la
carcasse du moteur sont présentées à la Figure III-16.
138
III.3 Méthode de calcul d'une MASHT°
450
T stator
400
T rotor
T carcasse
Température(°C)
350
300
250
200
150
100
50
0
2
3
6
5
4
Dénsité du courant (A/mm2 )
7
8
Figure III-16 Température des parties du moteur en fonction de la densité du courant par conducteur
d’enroulement statorique
D'après la Figure III-16 à la densité du courant par conducteur de 5A/mm2 utilisée en général dans les
machines la température de bobinage est de 98°C.
III.3 Méthode de calcul d’une MASHT°
Cette partie s’intéresse au dimensionnement électromagnétique d’une machine asynchrone de 1 kW
fonctionnant à HT°. Des méthodes de dimensionnement des machines tournantes existent et sont définies par
différents auteurs [18, 32-35], mais se limitent à un fonctionnement en température ambiante.
Les objectifs de cette conception sont d’obtenir les dimensions physiques de toutes les parties de la
machine. En effet, cette montée en température va impacter tous les éléments constitutifs de la machine.
Ainsi, nous verrons que la géométrie spéciale adoptée pour les bobines et le stator nécessitera des calculs
particuliers, différents de ceux apparaissant dans les démarches classiques de dimensionnement.
III.3.1 Stratégie de dimensionnement du MASHT°
III.3.1.1
Exploitabilité de la bibliographie. Définition des contraintes
La littérature est abondante en termes de méthodes de dimensionnement de machines depuis les années
1920 jusqu’au début des années 60. Il y a ensuite eu une désaffection pour la conception d’actionneurs au
profit de l’électronique de puissance. Depuis quelques années, on assiste à un retour du dimensionnement de
machines. Plusieurs raisons l’expliquent :
•
la conception d’aimants à hautes performances a offert de nouvelles possibilités si bien que bon
nombre de conceptions concernent les machines synchrones de tous types : à aimants de surface
enterrés à concentration de flux, à bobinage sur plots ou traditionnel ;
•
les nouvelles règlementations environnementales imposent de produire des machines de plus en
plus efficaces ;
139
Chapitre III Contribution au dimensionnement d'une machine asynchrone HT°
•
en plus des aspects normatifs, les progrès réalisés dans les domaines mécaniques et
métallurgiques ont permis de faire des machines grandes vitesses pour lesquels le
dimensionnement doit être particulièrement soigné.
Les méthodes ont également évolué. Le dimensionnement analytique a toujours sa place pour donner les
grandeurs « en première approximation ». Ensuite, les méthodes de type « Eléments Finis » permettent
d’affiner les résultats en les couplant, par exemple, avec des méthodes d’optimisation.
III.3.1.2
Méthodes de calcul des machines asynchrones
Parmi les méthodes de dimensionnement pour les moteurs asynchrones, on peut citer de manière non
exhaustive quelques méthodes de calcul :
a) Méthode de Liwschitz [33]
La méthode de Liwschitz indique que, pour les machines à courant alternatif, la puissance apparente
sert de base au calcul. Les valeurs de la charge électrique, magnétique, du rendement et du facteur de
puissance utilisés au départ sont données par des abaques en fonction de la puissance du moteur et de
son pas polaire.
b) Méthode de Bouchard [36]
La méthode Bouchard s’appuie sur un dimensionnement du moteur à partir du coefficient
d’utilisation du moteur en fonction de sa puissance et de sa vitesse de rotation. Ainsi, les dimensions
géométriques au niveau de l’entrefer sont calculées en fonction de coefficients et de variations usuelles
des paramètres du moteur.
c) Méthode de Sabonnadière [37]
Cette méthode donne le début du calcul et du dimensionnement à partir du circuit magnétique avec la
détermination de la largeur des dents du stator et la hauteur de la culasse. Le départ du calcul tient
compte du niveau d’induction correspondant au coude de saturation. Puis il définit ce niveau d’induction
par la géométrie et le principe de conservation du flux magnétique. Cependant, le facteur clé est
l’induction dans l’entrefer. Les dimensions caractéristiques sont le diamètre d’alésage et la longueur
d’induit. Après le calcul du circuit magnétique, la suite est le calcul du bobinage.
d) Méthode de Kapoulov [18]
La méthode de Kapoulov est basée principalement sur l’expérience de fabrication des moteurs
électriques. En effet, c’est en fonction de la hauteur d’axe de rotation qu’est choisi le diamètre extérieur
du moteur. Le diamètre d’alésage et la longueur d’induit sont calculés à partir de ces valeurs.
e) Relations analytiques nécessaires à la conception
Le couple nominal que peut fournir une machine asynchrone classique est limité par l’équilibre
mécanique et thermique de la machine. On peut cependant augmenter la valeur du couple fourni jusqu’à
140
III.3 Méthode de calcul d'une MASHT°
une limite maximale qui, une fois dépassée entraine l’arrêt de la machine. Fonctionner à couple plus
important impose à la machine de glisser un peu plus et donc de travailler à une température interne
supérieure. Cela peut accélérer la dégradation des isolants organiques des conducteurs qui sont prévus
pour travailler dans une gamme de température rigoureusement définie et à terme, réduire la durée de
vie de la machine de manière substantielle. La solution est donc d’améliorer le système d’isolation
électrique en augmentant sa classe de température.
La relation (III.42) constitue le point de départ de notre dimensionnement où la tension induite vaut ;
s
s
E=
V=
i
n
φ0 N cs s s φ0
Us
= n 'ss 2 pω =
kd kr ω
3
2
2
2
(III.42)
où :
n 'ss représente le nombre effectif de spires en série par pôle et par phase de l’induit,
φ0 le flux moyen sous un pôle en fonctionnement à vide,
N cs le nombre de conducteurs en série par phase,
kds le coefficient de distribution,
krs le coefficient de raccourcissement.
Cette relation n’est valable que dans le cas où la chute de tension créée par la résistance des
enroulements reste négligeable et que l’augmentation du courant nominal par phase reste "modérée".
Dans une MAS à HT° la chute de tension est directement proportionnelle aux variations de résistance en
fonction de la température, à la réactance par phase ainsi qu’au courant par phase. Dans le premier
calcul, on considère que la relation (III.42) à « froid » est vérifiée. La valeur de la tension induite
Eis
sera calculée grâce aux paramètres du schéma monophasé équivalent du moteur après le calcul des
enroulements statoriques. L’induction sur le rayon moyen de l’entrefer est :
φ0 ˆe 2
e
B=
K=
b
moyen
f
π
Se
(III.43)
où:
bˆe est l’induction fondamentale maximale,
Kf est le coefficient de forme d’onde,
Se est la section sous un pôle.
Pour les machines à pôles lisses, Kf =1. L’expression de Se est donnée par (III.44) si on note
Rme le
rayon moyen de l’entrefer :
 2π R e m
Se = 
 2p

 s
 Li

(III.44)
141
Chapitre III Contribution au dimensionnement d'une machine asynchrone HT°
 2π R e m
Le terme 
 2p


s
 correspond au pas polaire statorique τ p et

Li s à la longueur idéale du fer du
stator, en prenant en compte l’épanouissement du flux aux extrémités.
Compte tenu de l’expression (III.44), la relation (III.43) peut s’écrire :
φ0 =
2 Rme Li s bˆe
pK f
(III.45)
Dans ce cas on peut dire que si on diminue la surface de passage du flux
Rme Li s en considérant que
l’induction est limitée par les paramètres magnétiques de la machine (saturation, épaisseur de l’entrefer),
le flux de la machine décroîtra.
En injectant (III.45) dans l’expression initiale (III.42), il vient :
Vn s =
N cs
2
R em Lsi bˆe
pK f
kds krsω
(III.46)
et
s
3Vn s I=
S=
m
3 N cs I s
2
kds krsω
Rme Lsi bˆe
pK f
La charge linéique Ac est définie par le rapport du courant total par encoche
(III.47)
I es sur le pas dentaire
Tds :
Ac =
I es
Tds
(III.48)
Sachant que :
nces I s
I es =
as
s
où nce est le nombre de conducteurs par encoche et as le nombre de voies d’enroulement en parallèle,
et que :
Tds =
π Das
N es
où le nombre des encoches de l’induit est
N es =
et
142
3a s N cs
s
nce
Das et le diamètre d’alésage, il vient :
N es tel que :
III.3 Méthode de calcul d'une MASHT°
A
=
c
s s
s s s
I es nce
I
nce
I N e I s 3N cs
=
=
=
Tds a sTds
a sπ Das
π Das
(III.49)
pN
où N est la vitesse de rotation en tr/min, l’expression
60
En considérant, de plus, que=
ω 2=
π f 2π
(III.47) devient :
Sm =
Acπ Das
2
kds krs 2π
pN Rme Lsi bˆe
60
p
(III.50)
d’où
Sm =
π 2 N kds krs ˆe
b Ac Das 2 Rme
60 2
(III.51)
En considérant que :
•
2 Rme ≠ Das
• bˆe ≤
bˆe′ est la valeur maximale du fondamental de l’induction au niveau de l’alésage.
Cette hypothèse a peu d’impact compte tenu de l’épaisseur réduite de l’entrefer. Alors, il vient, en
prenant kr = 1 :
 π 2  s   s
S m = 
 kd   Da
 60 2   
( )
2
Lsi N  bˆe′ Ac 


(III.52)
Le premier terme est constant, le second est l’image du produit du volume et de la vitesse, tandis que
le troisième terme dépend du niveau de saturation du circuit magnétique et de l’efficacité du
refroidissement. L’expression de l’image du volume de l’alésage du paquet de tôles statorique s’écrit
alors :
(D )
s
a
2
Li s = S m
60 2
(III.53)
kds π 2 NAc bˆe′
s
Puisque le nombre d’encoche par pôle et par phase nepp = 2 ,
k s d = 0.96 , Sm, N et k s d étant fixés, la
relation (III.53) devient alors :
(D )
s 2
a
Lsi =
H
A bˆe′
(III.54)
c
En sachant que I s = J cs Sceff et introduisant la relation (III.49) dans (III.54) on peut conclure que la
densité de courant dans le conducteur influence directement la puissance utile sur l’arbre du moteur. Il
en résulte que le produit du diamètre d’alésage et de la longueur de la machine devient :
143
Chapitre III Contribution au dimensionnement d'une machine asynchrone HT°
Das Li s =
πH
bˆe′ 3 N cs J cs Sc
(III.55)
eff
Selon l’expression (III.55) pour un moteur asynchrone HT°, le diamètre au niveau de l’entrefer peut
diminuer en augmentant la densité de courant
J cs . Les autres paramètres sont maintenus
approximativement constants ou peuvent varier pour optimiser les performances finales du moteur.
III.3.1.3
Adaptation à la conception des moteurs à HT°
En ce qui concerne le dimensionnement de la MAHST, nous avons opté pour une démarche « pas à
pas », afin de bien comprendre quel est l’impact de la température sur chacun des paramètres. Ainsi, nous
utiliserons globalement les démarches après une méthode classique de dimensionnement. Nous avons évité
les méthodes qui dimensionnent depuis l’extérieur de la machine ou à partir de valeurs qui dépendent de la
puissance du moteur pour définir la géométrie interne. Il est, par exemple, classique de partir de la hauteur
d’arbre désirée [18]. Cependant, ces méthodes exploitent ensuite des abaques définis dans les gammes de
températures usuelles et qui ne sont plus exploitables dans notre cas où bon nombre de paramètres sont à
reconsidérer.
Ajoutons que notre étude a pour objectif de créer une vraie rupture technologique avec, en ligne de mire,
une réduction significative des puissances massiques et volumiques actuelles. Il est donc évident qu’une
réutilisation basique des lois de dimensionnements est à proscrire.
Enfin, cela s’inscrit dans la continuité du premier propos, d’autres méthodes [36],[33],[37] et [32] ne
peuvent être exploitées telles quelles. Elles requièrent d’être adaptées par des formulations utilisées dans un
ordre différent, en fonction des contraintes imposées par les matériaux à utiliser en température élevée.
En fonction des différentes méthodes, c’est cette stratégie que nous avons adoptée :
• Il s’agit dans un premier temps d’identifier les contraintes qu’imposent les matériaux candidats
à la HT°. Par exemple, on a montré que l’utilisation des tôles magnétiques à HT° conduit à une
diminution des pertes fer, mais surtout une baisse de l’aimantation à saturation. Ces contraintes
conduiront à imposer certains paramètres du dimensionnement alors qu’une certaine latitude
était permise quant à ces mêmes paramètres dans le cas d’un dimensionnement classique.
• En fonction de ces contraintes, la méthode de dimensionnement choisie devra être adaptée. Le
choix s’est porté sur des méthodes analytiques, car elles permettent un dimensionnement rapide
et à répétition pour balayer des cas larges, sans être tributaires du temps de calcul. Dans le cadre
de notre étude, elles seront suffisantes, un dimensionnement plus fin pourra faire l’objet d’autres
analyses. On pourra reprocher le manque de précision des résultats, notamment sur la
modélisation thermique. Néanmoins, l’objectif affiché est de dégager des tendances et non de
faire un dimensionnement très fin quant à la température extérieure. Ces objectifs sont
raisonnables compte tenu de la maturité du sujet, au sein du laboratoire, mais aussi dans la
communauté du Génie électrique.
144
III.3 Méthode de calcul d'une MASHT°
Nous nous sommes basés sur les références suivantes : [36],[33] et [32]. Les méthodes qu’elles utilisent
consistent à déterminer le produit du carré du diamètre d’alésage et de la longueur du paquet de tôles
statorique. Les paramètres conduisant à cette grandeur seront ajustés, choisis, de façon à tenir compte de la
montée en température. La modélisation thermique sera effectuée ensuite, une fois la géométrie estimée à
l’issue du premier calcul. Les résultats de la modélisation thermique permettront d’affiner les résultats
finaux. À ce sujet, les types de refroidissement principalement considérés, seront : la convection forcée
combinée avec le rayonnement.
Notre dimensionnement intègre des contraintes de plusieurs natures.
Thermique :

•
Une température de 400°C est imposée au cœur du bobinage ;
•
Le refroidissement se fait principalement par convection forcée et rayonnement ;
•
La carcasse extérieure est prévue lisse, sans ailette de refroidissement ;
•
Les parties du moteur souffrent des dilatations thermiques.
Géométrique :

•
Le diamètre des conducteurs est imposé en tenant compte d’un rayon de courbure admissible ;
•
Les caractéristiques mécaniques de l’isolation céramique sont limitées ;
•
Les bobines sont réalisées rigides et hors du stator ;
•
Le circuit magnétique du stator est composé de deux pièces et les dents sont complètement
fermées du côté entrefer.

Électrique :
•
L’isolation du bobinage et l’imprégnation sont en céramique ;
•
La densité de courant minimale par conducteur du stator est de 5-6A/mm2, une valeur qui est
prise dans le cas des machines en basse température.
Procédés de fabrication :

•
Les têtes des bobines sont particulières : non symétriques de chaque côté du moteur ;
•
L’isolation de fond d’encoche a une mauvaise flexibilité.
La température va influencer les paramètres électriques et mécaniques et générer les effets suivants :
•
L’entrefer initial sera plus grand (jusqu’à 0.6mm) que l’entrefer optimal à cause de la dilatation
thermique des matériaux ;
•
Le circuit magnétique subira des déformations thermomécaniques ;
•
La résistance des enroulements statoriques et des barres rotoriques va augmenter ;
•
Les pertes Joule vont augmenter et le rendement de la machine va diminuer ;
•
L’induction du circuit magnétique va diminuer ;
145
Chapitre III Contribution au dimensionnement d'une machine asynchrone HT°
•
La résistivité du fer va augmenter, les pertes fer vont diminuer.
Nous détaillerons dans ce qui suit la conception du moteur HT° en insistant sur :
•
La détermination des dimensions électromagnétiques de base ;
•
Le design du stator et du rotor ;
•
Les détails des bobines du stator ;
•
Le calcul des paramètres pour le régime de fonctionnement nominal.
III.3.2 Méthodologie de calcul
Dimensionner une machine HT° est peu conventionnel. Les méthodes utilisées classiquement sont
prévues pour les machines qui utilisent des matériaux dont les propriétés sont connues. De plus, le choix de
certains paramètres repose parfois sur l’expérience du dimensionnement ou sur des méthodes empiriques.
Dans un premier temps, nous expliquerons comment nous exploitons la bibliographie pour dimensionner
notre machine. Dans un second temps, nous exposerons notre propre dimensionnement.
Pour faciliter le calcul, on introduit un classement de paramètres avec différentes classes (0, 1 et 2). La
notion de classement des paramètres nous permettra de fixer les paramètres de départ. Ceux qui sont
constants (ou quasiment) et indépendants de la température sont de classe 0. Les autres paramètres, qui sont
calculés à partir des grandeurs de classe 0 ou varient en fonction de la température, sont de classe 1 et 2.
Si les paramètres de classe 0 sont définis, les autres vont nécessairement pouvoir prendre des valeurs
parfois très différentes. Les raisons sont multiples :
• les possibilités technologiques ;
• un choix à faire pour la conception en fonction des caractéristiques qu’on souhaite donner à la
machine en orientant les critères coût/robustesse/performance/impact écologique/etc...
Par conséquent, nous inscrirons les paramètres de classe 1 et 2 dans des fourchettes. Les paramètres de
classe 1 sont définis ou fixés par la littérature. Ceux de classe 2 seront calculés à partir de paramètres de
classe 0 et de classe 1, ou choisis « arbitrairement » pour satisfaire le design. Quand ce sera possible, nous
donnerons les lois d’évolution de ces paramètres.
L’algorithme adopté pour le dimensionnement du moteur est présenté à la Figure III-17.
146
III.3 Méthode de calcul d'une MASHT°
Cahier de charges et objectifs
Modification des
grandeurs
Grandeurs imposées
Grandeurs choisies
Design de la géométrie du bobinage et du circuit magnétique
Caractéristique du conducteur
avec isolation céramique
Dimensionnement du circuit magnétique
Performance à HT
-Largeur minimale des dents du stator
-Induction dans les parties du moteur
-Hauteur de la culasse
-Courant de magnétisation
-Coefficient de saturation
-Surface d’encoche du stator
-Caractéristiques des paramètres du
circuit électrique équivalent
Calcul du bobinage
-Paramètres de fonctionnement
Chute de tension
dans le bobinage du
stator
Détermination des paramètres du schéma équivalent
Densité de courant admissible
Limite de la charge
électrique
Calcul thérmique
Dimensionnement final
Figure III-17 Organigramme adopté pour le dimensionnement du moteur
III.3.2.1
Paramètres de classe 0
a) Choix du moteur étudié
La machine que l’on souhaite dimensionner présente les caractéristiques suivantes :
Puissance utile Pu
Tension aux bornes
1000 W
Vn s
400 V
Fréquence f n
50 Hz
Vitesse de synchronisme
1500 tr/min
Nombre de phases m
3
Nombre de pair de pôles
2p=4
Couple nominal Tn
6.6 N.m
147
Chapitre III Contribution au dimensionnement d'une machine asynchrone HT°
• Ce premier prototype présentera 4 pôles. Il eut été plus simple de réaliser une machine à une
paire de pôles, les bobines auraient pu être moins nombreuses et moins complexes à fabriquer.
C’est la tenue en tension qui impose ce choix : les 4 bobines de chaque phase seront mises en
série si bien que chacune d’elles ne supportera que la moitié de la tension d’alimentation.
• C’est aussi la tenue en tension du bobinage qui nous a conduits à opter pour une tension
d’alimentation sinusoïdale, les variateurs générant trop de fronts raides qui sont pour le moment
encore trop contraignants pour l’isolation céramique.
• Le rotor sera, pour d’évidentes raisons de facilité de réalisation, à cage d’écureuil.
b) Choix des paramètres
Des paramètres supplémentaires interviennent. Ils sont liés à la température de fonctionnement que
l’on impose et à des contraintes technologiques telles que les caractéristiques du fil candidat :
• Diamètre du conducteur d’enroulement statorique. À cause du rayon de courbure minimal du
conducteur, ce dernier doit être le plus petit possible. Le choix tient compte des compromis
entre l’augmentation significative de la résistance du conducteur engendré par la réduction du
diamètre et l’augmentation de la longueur de têtes des bobines. Par exemple, un conducteur de
diamètre 0.5mm conduit à des têtes de bobines réduites, mais à une résistance par phase 3 fois
plus grande par rapport à un moteur classique. Le compromis sera de choisir un diamètre du
conducteur de 0.8mm de diamètre qui augmentera sensiblement le rayon de courbure des
bobines.
Compte tenu du fait que la résistivité du conducteur utilisé a une valeur plus grande qu’un
conducteur classique cuivre et que l’effet de la température augmentera encore cette valeur, nous optons
pour un enroulement du stator à une couche a s = 1 .
s
• Le nombre d’encoche par pôle /phase nepp a été fixé à 2. Ce choix s’explique doublement :
 Primo, la gamme de puissance visée, de l’ordre du kilowatt et la vitesse, 1500tr/mn, signifie
que les machines seront de petits diamètres, avec un espace restreint pour loger les encoches.
C’est d’autant plus vrai que l’on ambitionne de réduire les dimensions. On peut donc écarter
les nombres d’encoches par pôle et par phase supérieurs ou égaux à 3.
s
 Secundo, prendre nepp unitaire conduirait à des harmoniques d’espace assez importants,
synonyme de contenu vibratoire problématique. Il est nécessaire de garder à l’esprit que la
technologie utilisée pour le bobinage HT°, à base de céramique, sera certainement plus
rigide, moins malléable qu’un bobinage émaillé et donc plus fragile aux vibrations.
La machine étant triphasée à 2 paires de pôles, le nombre total d’encoches statoriques est
s
=
N es 6=
p nepp
24 .
148
III.3 Méthode de calcul d'une MASHT°
Les conditions thermiques seront les suivantes :
• Température ambiante (de fonctionnement) T=
20 °C ,
a
• Température de bobinage statorique (admissible) =
Tb 400 °C ,
k
• Coefficient d’augmentation de la résistivité du conducteur à 400°C : T (400)
Le coefficient peut être calculé avec l’expression R = R0 ⋅ (1 + α ⋅ T ) , où
α
= 2.3
.
est le coefficient de
température du conducteur. Puisque le conducteur est fabriqué à partir de deux types de métaux, la
relation doit être calculée une loi de mélange en tenant compte de deux coefficients. La méthode la plus
simple est de mesurer expérimentalement la variation de la résistance en fonction de la température
visée pour le conducteur utilisé.
III.3.2.2
Paramètres de classe 1. Choix des variables
Ces paramètres sont ceux qui sont généralement trouvés dans la littérature ou ceux que nous allons
devoir modifier à cause de la montée en température :
a) Pas dentaire et diamètre d’alésage
s
Les valeurs classiques données par la littérature conseillent de prendre un pas dentaire Td de l’ordre
du centimètre pour les petites machines. À HT°, le but est de diminuer cette valeur pour avoir un moteur
plus petit. Le pas dentaire permet de calculer le diamètre de la machine avec la relation :
Das
=
Tds p mnespp
π
s
Compte tenu du fait que l’on a fixé p, m et nepp ,
(III.56)
Das et Tds varient proportionnellement. Ainsi, la
réduction du diamètre que peut apporter la montée en température impactera le pas dentaire. Il faudra
alors veiller à :
• garder une largeur de dent suffisante pour véhiculer le flux
• tout en s’assurant que la largeur d’encoche soit réaliste: les bobines HT° doivent être réalisables
d’une part et, d’autre part, la hauteur d’encoche ne doit pas venir augmenter le diamètre externe
et ainsi réduire l’avantage procuré par la montée en température.
On supposera que le pas dentaire est inscrit dans une fourchette telle que :
Tdadm ≤ Tds ≤ 0.01 m
(III.57)
Il faudra intégrer l’épaisseur d’isolation fond d’encoche eife , l’épaisseur minimale d’imprégnation
céramique eimp . On peut considérer qu’il faut au minimum 5 conducteurs de diamètre d c sur la largeur
de l’encoche. La largeur minimale de l’encoche est alors :
149
Chapitre III Contribution au dimensionnement d'une machine asynchrone HT°
min
wen
=2eife + 2eimp + 5d c
(III.58)
eife
Isolation de fond
d’encoche
Ciment d’imprégnation
Conducteurs
dc
s
Figure III-18 Présentation d’encoche avec une largeur minimale de we
b) Diamètre et la longueur d’alésage
Le diamètre d’alésage et la longueur active sont des dimensions caractéristiques du processus de
dimensionnement du moteur.
Pour séparer
Das et Lsi , on peut utiliser le fait que, pour obtenir un facteur de puissance élevé, le
rapport λ s entre la longueur d’induit
Lsi et le pas polaire τ sp doit être compris, pour les machines de
petite et moyenne taille et de vitesse relativement grande, entre 0.8-1.25 [33]. En conséquence, ces
s s
valeurs peuvent subir de fortes variations tant que le rapport Li τ p reste à l’intérieur des limites
s s
établies. Pour obtenir un bon facteur de puissance le rapport Li τ p est choisi entre
s
λmin
= 1.1 et
s
λmax
= 1.3 [33].
Par contre, pour le design du moteur équipé d’un bobinage céramique, λ s est influencé par des
facteurs liés au bobinage :
• Le rayon de courbure des têtes des bobines est limité ;
• Le diamètre d’alésage est limité, d’un côté du moteur, par les têtes des bobines qui sont pliées
vers le rotor et qui ne peuvent se croiser avec l’arbre du moteur ;
• Une longueur d’induit importante peut conduire à des dilatations thermiques significatives du
conducteur, dilatations qui peuvent endommager l’isolation céramique.
150
III.3 Méthode de calcul d'une MASHT°
c) Charge linéique de courant
On a montré que la puissance apparente s’exprime avec la relation suivante :
 π 2  s   s
S m = 
 kd   Da
 60 2   
( )
2
Lsi N  bˆe′ Ac 


(III.59)
La relation implique qu’une réduction du diamètre va affecter la puissance apparente. Sachant que
kds et N sont imposés et que bˆe′ , aura plutôt tendance à décroître avec la température, apparemment
( )
s
seul Ac peut compenser la réduction de Da
La relation (III.60) qui lie Ac à
m
,
N cs ,
2 s
Li.
I s et
Ac =
Das est la suivante :
mN cs I s
(III.60)
π Das
Elle montre qu’augmenter Ac passe par :
Das , ce qui est bien en accord avec l’objectif recherché ;
•
une réduction de
•
une augmentation du courant absorbé I s , ce qui est permis par l’utilisation de matériaux
identifiés et supportant la montée en température ;
•
une augmentation du nombre de conducteurs
N cs mais elle n’est pas souhaitable pour deux
raisons :
1) Augmenter
N cs conduit à une surface d’encoche plus grande, ce qui est incompatible
avec la réduction du diamètre, de la masse et du volume de la machine ;
2) La résistance par phase augmenterait, ce qui n’est pas souhaitable vis-à-vis des pertes
Joule.
À ce stade du calcul, il est difficile de faire un choix quant à la valeur de Ac et nous allons nous placer
dans un cas assez large. Ce sont les résultats de la prise en compte des phénomènes thermiques qui
serviront à ajuster les curseurs de dimensionnement. Traditionnellement, pour une machine tétra polaire
de 1kW, Ac est compris entre
185 ⋅102 A m et 210 ⋅102 A m . À partir de cette valeur on introduit un
coefficient CO d’augmentation de Ac .
d) Calcul du bobinage statorique
Le bobinage du stator est déterminé principalement par les paramètres suivants :
• Le flux d’entrefer ;
• La densité du courant, qui dépend de la température ;
• L’espace disponible pour loger les conducteurs.
151
Chapitre III Contribution au dimensionnement d'une machine asynchrone HT°
Comme mentionné, précédemment, on détermine le nombre de conducteurs par encoche à partir de la
charge linéique de courant. Le but à HT° sera de diminuer sensiblement cette valeur pour diminuer
l’effet résistif de l’enroulement.
N cs =
Acπ Das
mI s
(III.61)
Le nombre de spires par phase au stator dépend de la tension induite et du flux principal créé par une
phase du stator :
N ss
=
V s kE
ω kdsφ0
(III.62)
Classiquement le facteur k E = 0.8 à 0.98 tient compte de la chute de potentiel provoquée par la
réactance de fuite et par la résistance de phase du stator [33]. À HT°, il n’est plus valable. On prend
s
donc V s ≈ Ei et :
N ss =
Eis
ω kdsφ0
(III.63)
Comparativement à un dimensionnement classique, une des difficultés est de fixer la valeur de la
tension magnétisante
Eis , tributaire de la chute de tension sur l’impédance du stator R s + jX s . Pour
faire en sorte que la machine puisse être directement alimentée par le réseau, il sera nécessaire de faire
des dimensionnements à répétition en fonction de
Eis , la valeur à retenir étant déterminée par le calcul
de la chute de tension ohmique estimée à l’issue du dimensionnement.
e) Facteur de remplissage
Le facteur de remplissage d’encoche est le rapport entre la section effective des conducteurs dans une
encoche et la surface totale de l’encoche. En utilisant des conducteurs de diamètre 0.820mm et une
épaisseur d’isolation du conducteur de 2 fois moins faible qu’une machine classique (10-18μm),
théoriquement le coefficient de remplissage doit monter sensiblement. Les tests sur la céramique
d’imprégnation nous ont montré qu’un supplément de ciment n’était pas nécessaire car, au-delà de
400°C, il n’introduisait pas de montée significative de la tenue en tension. Enfin, l’épaisseur de
l’isolation de fond d’encoche utilisée est comparable avec celle de l’isolation de fond d’encoche
classique (0.25≈0.27mm).
f)
Bobinage du rotor
Les conducteurs du rotor pour les moteurs de petite taille sont habituellement fabriqués en
aluminium, voire en cuivre. D’autres matériaux conducteurs peuvent être employés pour changer les
caractéristiques résistives du rotor. L’augmentation de la résistance impacte favorablement la réduction
152
III.3 Méthode de calcul d'une MASHT°
du courant de démarrage. Dans le cas d’un fonctionnement nominal, la résistance des barres doit être la
plus petite possible pour optimiser la vitesse et le rendement. La résistance et la réactance peuvent être
ajustées par le changement de la taille et la forme des encoches rotoriques.
À HT°, les barres utilisées sont en aluminium et placés dans
N er = 16 encoches. Les encoches seront
fermées du côté entrefer et un peu plus profondes pour augmenter la surface effective des conducteurs.
III.3.2.3
Paramètres de classe 2. Début du calcul électromagnétique.
Concernant la puissance apparente Sm, il convient, puisque la puissance utile est fixée, de prédire a
priori, le facteur de puissance cos ϕ et le rendement η . Pour les machines conventionnelles, les gammes
dans lesquelles s’inscrivent cos ϕ et le rendement η sont connues. Le fait d’extraire la résistance de
l’enroulement statorique entraîne une légère surestimation du rendement, mais réduira le facteur de
puissance à considérer.
a) Induction et potentiel magnétique à l’entrefer
Dans une machine tournante, lorsque la courbe d’induction a une forme sinusoïdale le long de
l’entrefer et en considérant que le champ magnétique dans le fer est négligeable et celui dans l’entrefer
normal aux surfaces qui le délimitent, on écrit [34] :
bˆe =
2
π
φ0
τ sp Lsi
(III.64)
Si le fer est saturé, le flux réel comporte des harmoniques, la forme de la courbe n’est plus
sinusoïdale mais aplatie. En effet, elle est caractérisée par le facteur qui dépend de la saturation k s > 1 :
bˆe =
2
π
φ0
τ sp Lsi ks
(III.65)
où k s est le facteur de saturation calculé en fonction des potentiels magnétiques dans les différentes
parties du moteur.
Le potentiel magnétique en tenant compte de l’effet des encoches par le coefficient de Carter kC et
celui de saturation k s vaut :
U me = 2kC ks e
bˆe
µ0
(III.66)
où e et µ0 sont respectivement l’épaisseur d’entrefer et la perméabilité du vide.
153
Chapitre III Contribution au dimensionnement d'une machine asynchrone HT°
b) Induction et potentiel magnétique dans la culasse statorique
• L’induction dans la culasse statorique comme pour les autres parties du moteur est calculée en
fonction de l’induction dans l’entrefer, en tenant compte du caractère conservatif du flux. Ainsi,
l’induction dans la culasse statorique est donnée par :
bˆcs = kTb
φˆc
2k f Lsi hcs
(III.67)
kTb , k f et hcs étant respectivement le coefficient d’affaiblissement de l’induction en fonction de
la température obtenue par voie expérimentale, le coefficient de foisonnement et la hauteur de la
culasse du stator.
• Le potentiel magnétique, quant à lui, s’écrit :
U cs =
Où
bˆcs Lsc
(III.68)
µcs
Lsc et µcs sont la longueur moyenne de la culasse du stator et la perméabilité du fer au
niveau de la dent statorique déterminée par la courbe obtenue expérimentalement en fonction de
la valeur d’induction et la température. Les valeurs de la perméabilité dans les autres parties du
moteur sont également choisies avec les résultats expérimentaux.
c) Induction et potentiel magnétique dans les dents du stator
• En fonction de la saturation, tout le flux
φˆd
passe principalement par les dents du stator.
L’induction dans ce cas devient :
bˆds = kTb
φˆd
k f Lsi wds
(III.69)
wds est la largeur de dent du stator. Si on écrit l’induction dans les dents en fonction de
l’induction dans l’entrefer sans saturation, l’expression (III.69) peut être présentée par :
bˆeτ sp Lsi
bˆds = kTb
k f LsFe wds
où
(III.70)
LsFe est la longueur de fer du stator.
• Le potentiel magnétique dans la dent du stator est :
U ds =
s
où hd est la hauteur de la dent du stator.
154
bˆds hds
µds
(III.71)
III.3 Méthode de calcul d'une MASHT°
d) Induction et potentiel magnétique dans la culasse et les dents rotoriques
En substituant l’indice ’’r’’ à l’indice ’’s’’ dans les relations précédentes, on obtient les inductions et
potentiel magnétique dans les dents et la culasse du rotor.
Pour la conception de la MASHT°, les valeurs des inductions dans les différentes parties du circuit
magnétiques sont prises selon les courbes expérimentales des tôles utilisées.
Sachant que les tôles conventionnelles conduisent à une induction d’entrefer de l’ordre de 0.5 à 0.6 T
pour une machine peu chargée, on peut alors calculer la quantité dimensionnante de laquelle on tire la
longueur idéale du fer du stator Li . Concernant bˆ ′ , la caractérisation des tôles magnétiques avec la
e
température nous permet d’estimer la valeur
bˆt s de l’induction dans les tôles statoriques décalées. Le
Tableau III-3 montre les mesures effectuées sur des empilements des tôles GO 0.35 mm à 90° en
fonction de la température. Il y a une diminution de l’induction de 12% dans le coude de saturation, à
200A/m. Le Tableau III-3 présente aussi le coefficient
kTb d’affaiblissement de l’induction dans une
gamme de températures allant de 20 et 500°C pour différentes valeurs du champ H.
Tableau III-3 Valeurs d’induction au coude et à saturation
Valeur d’induction dans le
coude
Température
Valeur d’induction à la
saturation (T)
(T)
(°C)
Induction à
H=150A/m
Induction
Induction
Induction
à H=200A/m
à H=400A/m
à H=800A/m
20
1.068
1.186
1.32
1.402
100
1.055
1.117
1.31
1.39
200
1.031
1.13
1.25
1.34
300
1.006
1.107
1.22
1.32
400
0.999
1.098
1.2
1.29
500
0.95
1.028
1.15
1.25
0.889
0.866
0.871
0.891
Coefficient d’affaiblissement
^
^
kTb = b e '(500) b e '(20)
Le coefficient moyen d’affaiblissement, pour les différentes valeurs de champ magnétique, est égal à
k = 0.88 .
b
T
Traditionnellement [18, 33, 36], la culasse est peu saturée. On trouve ainsi dans la littérature
des valeurs d’induction de l’ordre de 1.2 T et 1.3 T dans la culasse et de 1.6 T dans les dents.
En conséquence, les inductions aux différents endroits de la machine sont définies par :
• dans la culasse du stator=
: bˆc
s
1.3
=
kTb 1.14, T
155
Chapitre III Contribution au dimensionnement d'une machine asynchrone HT°
• dans la culasse du rotor=
: bˆc
1.2
=
kTb 1.05, T
• dans une dent du stator =
: bˆd
1.6
=
kTb 1.4, T
r
s
• dans une dent du rotor=
: bˆc
r
La relation liant
1.6
=
kTb 1.4, T
bˆe′ et bˆt s ne peut, à ce stade du dimensionnement, être estimée qu’à partir des
e′
grandeurs de la littérature. En première approximation, on peut supposer que les ratios entre bˆ(20)
et
bˆts(20) constatés sur les machines traditionnelles sont applicables. Sabonnadière [36] indique que les
valeurs, pour les moteurs asynchrones de petites et moyennes tailles, la valeur de l’induction dans
l’entrefer s’inscrit dans les limites situées entre 0.4 T et 0.7 T. Les inductions dans les circuits
magnétiques à tôles GO sont de l’ordre de 1.5 T, ce qui implique que l’on peut, dans, un premier temps,
e
prendre bˆ ′ égal à 0.65 T :
e) Courant magnétisant
Le courant magnétisant est calculé à partir de la force magnéto-motrice (Fmm) à vide pour le circuit
magnétique par paire de pôles, s’écrit :
Fmm = U me + U ds + U cs + U zr + U cr
(III.72)
et le courant de magnétisation :
Iµ =
III.3.2.4
pFmm
0.9mkrs N ss
(III.73)
Dimensionnement géométrique du stator et du rotor
a) Géométrie du stator
La géométrie du stator est définie par des dents de largeur constante avec des parois parallèles pour
une utilisation optimale du fer magnétique. Les encoches sont trapézoïdales pour recevoir notre bobine
rigide avec la même forme et les mêmes paramètres (angle d’inclinaison, largeur, hauteur). Du côté
entrefer, les encoches sont complètement fermées. La réduction de l’ouverture d’encoche engendre une
réduction des pertes par pulsation et de la réluctance de l’entrefer, mais a aussi le désavantage
d’augmenter le flux de fuite [35]. Les dimensions principales pour la géométrie des dents et des
encoches du stator sont données à la Figure III-19.
156
III.3 Méthode de calcul d'une MASHT°
wse2
wsm2
hsd
hssd
wsfe
s
h e hsm
w sd
wssm1
w e1
τsd
Figure III-19 Forme de la dent et d’encoche du stator
La largeur d’une dent statorique sera imposée par les niveaux d’induction dans les dents à HT° ainsi
que celui dans l’entrefer. L’épaisseur de la culasse est déterminée de la même manière, en fixant le
niveau d’induction dans la culasse du stator à HT°. Les mêmes expressions sont appliquées au rotor
qu’au stator.
b) Géométrie du rotor
La géométrie de la denture rotorique est présentée à la Figure III-20. Comme pour le stator, les dents
ont des parois parallèles. Leurs largeurs sont calculées en fonction de l’induction fixée en considérant
l’affaiblissement à HT°.
Les encoches sont alors de forme trapézoïdale et comportent une ouverture du côté entrefer.
L’ouverture des encoches du rotor conduira à une diminution du courant de démarrage.
157
Chapitre III Contribution au dimensionnement d'une machine asynchrone HT°
W r e1
Wrd
hre
W r e2
Figure III-20 Formes géométriques de la dent et de l’encoche du rotor
III.3.2.5
Calcul des paramètres du régime de fonctionnement
a) Résistance du stator par phase
Le calcul de la résistance pour chaque phase dépend de la longueur de conducteur par phase et de
l’augmentation de la résistance à 400°C. On introduit le coefficient de température kT à cause de
l’augmentation de la résistance à HT° :
Rcs = kT ρ c (20)
où
ρc (20)= 2.5 ⋅10−8 Ω ⋅ m
Lst _ c
(III.74)
qefs a s
à 20C°.
b) Résistance du rotor par phase
3 ⋅10 Ωm , à HT° la résistance d’une barre est égale à
Avec la résistivité d’Aluminium de ρ Al (20) =
−8
Rbrr =
ρ Al (20) kT l2
qbr
et la résistance de l’anneau de court-circuit est donnée par [36] :
r
an
R =
r
ρ Al (20) kT π Dman
r
N er qan
Ainsi, la résistance rotorique par phase devient [36] :




r
Ran
2 r

r
=
R ph
Rbr +
2 

p
 πp  

2sin 
r  

 2 Ne  

'r
r
Cette résistance rotorique ramenée au stator R = R ph k
158
r −s
avec le coefficient est donnée par :
(III.75)
III.3 Méthode de calcul d'une MASHT°
k
r −s
=
4m ( N ss krs )
2
(III.76)
N er
c) Réactance magnétisante
En pratique, la valeur simplifiée de la réactance magnétisante est donnée par [36] :
Eis − I µ X s Eis
=
− Xs
µ
µ
I
I
X=
m
(III.77)
d) Réactance du stator
La réactance de fuite du stator, calculée avec la méthode de Liwshitz [33] est donnée par l’expression
suivante :
N ss 2 s s s
=
X 12.56 f
(l p + lD + ldb )
p
s
s
s
(III.78)
s
où l p , lD et ldb sont respectivement le coefficient de dispersion d’encoche, le coefficient de dispersion
différentielle et le coefficient de dispersion des têtes des bobines.
L’inductance par phase dans la zone d’entrefer :
 D s Ls  N s 
L = 2 µ0  a i  s 
 e  p 
2
(III.79)
s
0
e) Réactance du rotor
La réactance de fuite totale du rotor est donnée par :
=
X r 12.56 f
r
r
1 r
( l p + lDr + ldbr )
2p
(III.80)
r
où l p , lD , ldb sont respectivement le coefficient de dispersion d’encoche, le coefficient de dispersion
différentielle et le coefficient de dispersion des anneaux de court-circuit.
La réactance de fuite totale du rotor ramenée au stator est alors
III.3.2.6
X r −s = X r k r −s .
Expression du couple
Le couple électromagnétique est donné comme une valeur de départ pour la conversion d’énergie avec
[38] :
Tem
=
( )
m V
s
ω1
2
⋅
Rr '
g
2
 s
Rr ' 
s
r'
 R + c1
 + X + c1 X
g


(
)
2
(III.81)
159
Chapitre III Contribution au dimensionnement d'une machine asynchrone HT°
où le facteur c1 = 1 +
III.3.2.7
Xs
.
Xµ
Calcul des pertes
Le calcul des pertes est effectué utilisant le modèle de Liwshitz [33].
a) Pertes principales dans le fer
Pour les tôles utilisées ( eto = 0.35 mm , M270-35) à une induction de 1.3 T, les pertes fer dans la
s
s
culasse sont égales à PFec = 1.6W kg et dans les dents PFed = 2.7 W kg . À HT°, pour la culasse, la valeur
s
sera réduite à PFec ( HT ) = 1 W kg .
Avec le coefficient de réduction des performances après l’usinage des tôles
k s us ,
les pertes
spécifiques dans une dent du stator deviennent :
Phds 1 = kuss PFez bds
et pour toutes les dents statoriques avec la masse
mds
(III.82)
2
:
(III.83)
Phds = Phds 1mds
b) Pertes superficielles
1
 N s N 5
s
Si on note pour le stator, pus
= ksup  e n  Tds kb 2 kc be
 10000 


(
) 10
2
6
les pertes superficielles dans le fer du
stator deviennent :
1 s s  Tds − Lse1 
P = p π Li Da 

s
2
 Td 
s
us
s
us
(III.84)
1
 N er ns  5 r
6
r
e 2
p
=
k
Pour le rotor, us
 (Td kb 2 kc b ) 10 et les pertes superficielles dans le fer du rotor
sup 
 10000 
sont :
 T r − Lr 
1
Pusr = pusr π Lri D r  d r e1 
2
 Td 
(III.85)
c) Pertes par pulsation
Les pertes par pulsation au stator et au rotor sont :
Ppus =
2
1 s 1
s
kr
eto N es ns bpu
mds
(
)
2 36
Pour le rotor les pertes par pulsation sont :
160
(III.86)
III.3 Méthode de calcul d'une MASHT°
Ppur =
2
1
1
r
k w _1 ( eto N er ns B pu
mdr
)
2
36
(III.87)
Les pertes totales dans le circuit magnétique sont alors :
PFe _ t = Phcs + Pwcs + Phds + Puss + Pusr + Ppus + Ppur
(III.88)
d) Pertes Joule
Les pertes dans le conducteur du bobinage du stator sont :
PJs = m ( I s ) R s
2
(III.89)
Enfin, les pertes Joule dans le rotor sont :
=
PJr N er Rbr I br 2 + 2 N er Ranr I anr 2
(III.90)
e) Pertes supplémentaires
Liwshitz estime que les pertes supplémentaires sont de l’ordre de :
III.3.2.8
Psup = 0.5% S m .
Courbes de fonctionnement
Nous avons réalisé le dimensionnement du moteur étape par étape, pour déterminer le meilleur
compromis.
Le schéma monophasé équivalent du moteur utilisé pour tracer les courbes de fonctionnement est
donné à la Figure III-21. Principalement, les résistances dépendent directement de la température et les
réactances du niveau de saturation de fer.
I
s
jXs
Rs
jXr'
Ir
Iµ
Rμ
Vs
jXμ
Rr'/g
Figure III-21 Schéma équivalent du moteur en charge à HT°
À la première étape, les données d’entrée du moteur pour tracer les courbes de fonctionnement sont
présentées dans le Tableau III-4 :
161
Chapitre III Contribution au dimensionnement d'une machine asynchrone HT°
Tableau III-4 Données d’entrée pour tracer les courbes de fonctionnement
Paramètre
Moteur classique 1 kW
Moteur HT°
6.6
12.7
0.084
0.068
0.087
0.077
≈0.130
0.129
Nombre de conducteurs par encoche
≈100
95
Nombre d’encoches statoriques
24
24
Résistance statorique par phase à 20°C R
Diamètre d’alésage
s
[Ω]
Da [ m]
Longueur d’induit Li [ m ]
s
Diamètre extérieur du stator
Dext [ m]
On remarque qu’avec les paramètres imposés en début de calcul, le diamètre d’alésage et la longueur
d’induit sont réduits.
Nous avons fixé la valeur du diamètre en fonction de la faisabilité technologique du bobinage et du
circuit magnétique. La longueur a également été légèrement réduite. Dans ces conditions, l’application
de notre calcul conduit à un diamètre extérieur égal à celui d’un moteur classique.
Les courbes présentées à la Figure III-22 montrent les caractéristiques de fonctionnement de cette
machine. L’évolution de la puissance utile montre que la puissance désirée (1kW) est atteinte en
augmentant le glissement. L’accroissement de la température permet de réduire les dimensions de la
machine, au prix d’un rendement moins bon.
La suite du travail consiste à analyser les paramètres impactant le dimensionnement, toujours en
considérant une température ambiante de 20°C.
162
III.3 Méthode de calcul d'une MASHT°
Les paramètres calculés sont présentées dans le Tableau III-4 sont tracés à la Figure III-22.
s
I (A), Pu(W), Th, cosfi, Tu(N m), Tbob(°C)
120
Is*10
Pu/10
Th*100
cosfi*100
Tu*10
Tbob/10
Pu/10Pu
100
cosfi
100cosφ
80
10Tu
Tu
60
Rendement
100Th
40
10IsIs
20
Tbob/10
Tbob
0
0
5
10
15
Glissement (%)
20
25
30
Figure III-22 Caractéristiques de fonctionnement du moteur. Pu -puissance utile, Tu - couple, I s -courant
statorique, cos ϕ -facteur de puissance, Th-rendement, Tbob -température du bobinage
Conformément à la Figure III-22, la puissance de 1kW est obtenue à un glissement de 10%. La
température du bobinage est de 100°C.
III.3.2.9
Analyse des paramètres impactant le dimensionnement
a) Problème d’optimisation
L’optimisation du dimensionnement d’une MASHT° peut être donnée de manière générale par
plusieurs variables caractérisées par leurs limites minimales et maximales :
1) Nombre de conducteurs par phase
680 ≥ N cs _ n ≥ N cs _ min
2) Glissement
0.05 ≤ g n ≤ g m
3) Charge linéique du courant
( A m)
20000 ≤ Ac _ n ≤ Ac _ max
(
)
6 ≤ J cs _ n ≤ J cs _ max
(
)
4 ≤ J cr _ n ≤ J cr _ max
4) Densité de courant statorique A mm 2
5) Densité du courant rotorique A mm 2
6) Pas dentaire statorique
( m)
0.011 ≤ τ ds _ n ≤ τ ds _ min
163
Chapitre III Contribution au dimensionnement d'une machine asynchrone HT°
b) Variation du nombre de conducteurs
Le but de cette section est de déterminer l’influence de la variation de nombre de conducteurs en
série sur les performances du moteur. La variation du nombre de conducteurs conduit à la variation de
plusieurs paramètres à optimiser.
• la réduction du nombre de conducteurs statoriques conduit à une diminution de l’impédance du
stator et de celle du rotor ramenée au stator. Elle impacte donc la chute de tension due à
l’enroulement statorique ;
• un nombre de conducteurs par encoche réduit, conduit à la diminution de la hauteur d’encoches
et donc du diamètre extérieur du stator ;
• la réduction du nombre de conducteurs conduit également à la diminution de la charge linéique
m1 N cs I s
;
de courant Ac =
π Da
• le courant magnétisant sera augmenté avec la réduction de
N cs .
Les résultats des simulations obtenus faisant varier le nombre de conducteurs en série par phase sont
donnés aux figures Figure III-23, Figure III-24, Figure III-25 et Figure III-26. La réduction de
N cs est
choisi à 20%, 50% et 80% du nombre de conducteurs initial.
En fonction de la réduction des conducteurs en série par phase
N cs , les courbes de la puissance utile
et du couple se déplacent comme présenté à la Figure III-23. Par contre, nous n’avons pas pris en
compte l’effet de la saturation qui pourra influencer la puissance utile.
164
III.3 Méthode de calcul d'une MASHT°
3500
80%Nc
0.2Nc
Pu
Tu
3000
Pu(W), Tu*100(N m),
2500
50%Nc
0.5Nc
2000
20%Nc
0.8Nc
1500
Nc
1000
500
0
Pu, Tu
0
5
10
15
Glissement (%)
20
25
30
Figure III-23 Variation de la puissance utile et le couple en fonction de la réduction du nombre de
conducteurs
Le principal résultat obtenu avec la réduction du nombre de conducteurs, est que la puissance du
cahier de charge est obtenue pour un glissement plus faible.
Avec la réduction du nombre de conducteurs, la température du bobinage change également. La
variation de la température de bobinage en fonction de la réduction du nombre de conducteurs est
donnée à la Figure III-24.
165
Chapitre III Contribution au dimensionnement d'une machine asynchrone HT°
800
700
600
Tbob (°C),
500
80%Nc
0.2Nc
400
300
50%Nc
0.5Nc
200
Nc
100
0
20%Nc
0.8Nc
Tbob
0
5
10
15
Glissement (%)
20
25
30
Figure III-24 Variation de la température de bobinage en fonction des différents nombre de conducteurs
La température du bobinage augmente progressivement avec la réduction du nombre de conducteurs.
Ensuite, la variation de
N cs influence le courant de moteur (Figure III-25) et la densité du courant
par conducteur (Figure III-26).
166
III.3 Méthode de calcul d'une MASHT°
700
600
Tbob (°C),
500
400
80%Nc
0.2Nc
50%Nc
0.5Nc
300
20%Nc
0.8Nc
200
Nc
Nc
100
0
0
1
2
3
4
5
6
Courant du moteur (A)
7
8
9
Figure III-25 Variation de la température du bobinage en fonction du courant du moteur
800
700
600
Tbob (°C),
500
0.2Nc
80%Nc
400
0.5Nc
50%Nc
0.8Nc
20%Nc
300
Nc
200
100
0
0
2
4
6
8
10
12
Densité du courant (A/mm2)
14
16
18
Figure III-26 Variation de la température du bobinage en fonction de la densité du courant par conducteur
Le courant du moteur et la densité de courant par conducteur augmentent progressivement avec la
réduction du nombre de conducteurs. On perçoit ici l’intérêt de pouvoir travailler à des températures
élevées, vrais aussi pour la taille de l’encoche grâce à l’accroissement de la densité de courant. Dans ces
conditions, la largeur de dent et sa hauteur sont réduites, impactant favorablement le diamètre extérieur.
167
Chapitre III Contribution au dimensionnement d'une machine asynchrone HT°
Le Tableau III-5 donne les paramètres que nous retenons pour la suite du dimensionnement.
Tableau III-5 Données comparatives entre un moteur classique et le moteur HT° à 20°C
Moteur HT°
Paramètre
Moteur classique 1 kW
Rs , Ω
s
(0.2 N c )
6.6
2.2
Diamètre d’alésage Da , m
0.084
0.068
Lsi , m
0.087
0.077
Diamètre extérieur du stator Dext , m
≈0.130
0.106
Nombre de conducteurs par encoche
≈100
20
Nombre d’encoches
24
24
Résistance statorique par phase
Longueur d’induit
s
Les paramètres qui ont diminué notablement avec la réduction de N c sont la résistance du
conducteur et le diamètre extérieur du stator.
Les variations de la résistance d’une phase du stator et celle d’une phase du rotor ramenée au stator
sont présentées à la Figure III-27.
25
Rs
R'r
20
Nc
Rs, R'r
15
0.5Nc
50%Nc
s
r
R , R' (ohm),
0.8Nc
20%Nc
10
0.2Nc
80%Nc
5
0
0
0.05
0.1
0.15
Glissement
0.2
0.25
0.3
Figure III-27 Variation des résistances des enroulements statorique et rotorique en fonction du glissement et
du nombre de conducteurs
168
III.3 Méthode de calcul d'une MASHT°
L’objectif de réduction des résistances du bobinage, peut également conduire à l’utilisation de
tensions d’alimentation réduites. En diminuant le nombre de spires, le courant admissible pour une
température limite, peut être obtenu pour des tensions plus faibles.
c) Variation du pas dentaire statorique
Le diamètre d’alésage et donc le pas dentaire ont été imposés au départ du calcul. Leur valeur peut
diminuer jusqu’à une valeur admissible qui dépend principalement de la saturation des dents statoriques
et la réalisation du circuit magnétique rotorique et de l’arbre du moteur.
Les résultats des simulations obtenus en faisant varier le pas dentaire de 11 à 7mm sont présentés à la
Figure III-28. Dans ce cas, nous prenons en compte le cas du moteur sans considérer la réduction du
nombre de conducteurs
N cs .
Pu(W), Ac(A/m),
1400
1200
Da=0.084m
Da=0.076
Da=0.068
1000
Da=0.061
Pu
Da=0.053
800
600
400
200
0
Ac
0
5
10
15
Glissement (%)
20
25
30
Figure III-28 Variation de la puissance utile et de la charge linéique du courant en fonction du diamètre
d’alésage
On constate qu’avec la réduction du pas dentaire, et donc celle du diamètre d’alésage, la puissance
utile obtenue à la sortie diminue. Par contre, la charge linéique du courant augmente constamment.
En fonction de la variation du pas dentaire, le diamètre d’alésage et le diamètre externe du moteur
varient conformément la Figure III-29.
169
Chapitre III Contribution au dimensionnement d'une machine asynchrone HT°
0.16
0.14
Dext
Da , Dext(m)
0.12
0.1
0.08
Da
0.06
0.04
7
7.5
8
8.5
9
Pas dentaire (m)
9.5
10
10.5
11
x 10
-3
Figure III-29 Variation du diamètre d’alésage et du diamètre externe du stator en fonction du pas dentaire
Grâce à la Figure III-29 on observe que le diamètre externe ne varie pas tout à fait proportionnellement
au pas dentaire à l’inverse du diamètre d’alésage. Dans ce cas, l’affirmation qui stipule que diminuer le
diamètre d’alésage, permet de réduire la masse volumique du moteur est à nuancer. En effet, la réduction de
diamètre d’alésage doit être accompagnée d’une éventuelle réduction du nombre de conducteurs par
encoche.
d) Analyse des résultats
• La puissance utile d’un kW peut être obtenue pour un diamètre d’alésage réduit et avec un
nombre de conducteurs en série
N cs comparable, à un moteur classique, en faisant glisser la
machine. Dans notre cas la valeur du glissement est 10% ;
• La variation du nombre de conducteurs en série permet de compenser la réduction de la
puissance utile liée à la réduction de
Das .
• En variant le glissement du moteur en cas général, nous pouvons augmenter la puissance utile et
le couple jusqu’aux valeurs maximales. Au-delà les performances du moteur chutent
considérablement, ce qui n’est pas souhaitable.
L’élaboration d’un moteur à HT° demande une démarche complexe d’optimisation. Cependant, pour
réaliser un moteur à HT°, on peut identifier les tendances suivantes :
• Le courant du stator doit augmenter significativement. Nous avons montré que la densité de
courant peut atteindre 14A/mm2 pour une température de 400°C ;
170
III.3 Méthode de calcul d'une MASHT°
• Le nombre de conducteurs
N cs doit être réduit. Si la limite est de ne pas dépasser une
température de bobinage de 400°C, le nombre de conducteurs peut diminuer jusque ’à 80%
par rapport à un moteur classique. De plus, ce paramètre réduit également l’effet résistif des
enroulements. Sa valeur est ainsi de 5Ω à 400°C, ce qui est légèrement inférieur à un moteur
classique ;
• Le glissement nominal pour obtenir une puissance de 1kW est inférieur à 5% avec une
réduction du nombre de conducteurs de plus de 20%. Par contre, pour atteindre une
température de bobinage de 400°C, il faut réduire le nombre de conducteurs avec plus de
80% et de glisser à 14% ;
En conclusion, les caractéristiques du moteur à HT° sont données au Tableau III-6.
Tableau III-6 Caractéristiques obtenues pour un moteur à HT° et un moteur classique
Paramètre
Diamètre d’alésage
Da [ m]
Longueur d’induit Li [ m ]
s
Diamètre extérieur du stator
Dext [ m]
Nombre de conducteurs par
encoche
Nombre d’encoches
Courant du moteur
[ A]
Densité de courant  A mm 2 


Rapport entre HT° et
Moteur classique 1 kW
Moteur HT° à 400°C
0.084
0.068
-19%
0.087
0.08
-8%
≈0.130
0.106
-18.4%
≈100
20
-80%
24
24
-
2.3
7.5
+226%
5.5
14.4
+161%
basse température
171
Chapitre III Contribution au dimensionnement d'une machine asynchrone HT°
III.4 Conclusion
Le processus de conception d’une machine électrique à HT° est toujours délicat à réaliser en raison des
nombreux compromis et la baisse significative des performances des matériaux qui évoluent
significativement avec l’augmentation de la température. De plus, l’évolution de la conception à très HT°
pour les machines électriques reste délicate en raison de la très faible maturité du sujet et donc du manque
d’expériences.
À cause de l’isolation spécifique des conducteurs, une géométrie particulière des bobines statoriques a
été réalisée. Les têtes des bobines de chaque côté du moteur ne possèdent pas une forme identique afin de
faciliter l’insertion de la bobine dans la machine. Ceci implique une longueur plus importante des
conducteurs qui pourra introduire des phénomènes qui n’ont pas été pris en compte pour le moment. De plus,
à partir de la géométrie des bobines, le circuit magnétique est élaboré en formant deux parties : les dents
d’une part et la culasse du stator d’autre part.
Dans ce chapitre nous avons mis en évidence les paramètres clés pour le dimensionnement d’un moteur
de petite taille capable de fonctionner à HT°. L’utilisation d’isolants inorganiques rend possible une montée
en température du bobinage bien au-delà de la température des machines classiques. Par contre, les
performances pour les moteurs de petite taille s’en trouvent sensiblement réduites. Cela est principalement
dû à la résistance des enroulements qui est un paramètre décisif dans la conception à HT°. Ce paramètre est
influencé directement par la température, mais aussi par le design du bobinage. La valeur de la résistance
d’enroulement par phase est environ 3 fois plus grande que dans une machine classique. Cette valeur peut
finalement être réduite à une valeur comparable avec celle d’un moteur classique : cette réduction est
obtenue après plusieurs compromis sur le diamètre du conducteur, la longueur des têtes des bobines, le
nombre de conducteurs en série, etc...
172
Bibliographie Chapitre III
Bibliographie Chapitre III
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M. N. Benallal, M. A. Vaganov, D. S. Pantouhov, E. Ailam, K. Hamouda, "Optimal value of air gap
induction in an induction motor," in XIX International Conference on Electrical Machines (ICEM), 2010,
Rome, pp. 1-4, 2010.
176
Conclusion générale et perspectives
Conclusion générale et perspectives
Les travaux effectués nous ont permis de mettre en évidence les voies à suivre pour la réalisation d’une
machine asynchrone HT°.
La première partie a été consacrée à l’étude bibliographique relative aux effets de la température sur les
éléments qui constituent une machine asynchrone. Figurent également des notions fondamentales et des
aspects théoriques basiques sur la machine tournante en se focalisant plus particulièrement sur les matériaux
isolants, le circuit magnétique et les conducteurs.
La deuxième partie porte sur l’identification et la caractérisation des matériaux candidats en fonction de
la température.
• Dans un premier temps, nous avons identifié un conducteur candidat comportant de l’isolation
inorganique parmi plusieurs types de conducteurs HT°. Après les tests, nous avons déterminé les
limites diélectriques ainsi que mécaniques du fil candidat. Les principales conclusions sur ces
fils isolés céramiques sont :
1) une faible tenue en tension ;
2) une surface de l’isolant très fragile et difficile à maintenir intacte durant la fabrication du
bobinage ;
3) la nécessité de couvrir le cuivre avec un métal inoxydable pour garder sa durée de vie à
HT° ;
4) une résistivité du conducteur plus élevée que celle d’un conducteur en cuivre classique.
• Dans un second temps, nous avons caractérisé des isolants plats destinés à l’isolation de fond
d’encoche ainsi que des ciments d’imprégnation céramique pour le bobinage. Comme pour les
conducteurs, ces composants isolants ont été choisis parmi plusieurs candidats. Enfin, des
solutions et des recommandations pour le meilleur ciment d’imprégnation ont été apportées.
• Dans un troisième temps, nous avons caractérisé le circuit magnétique élaboré à partir de tôles
GO dont la direction de laminage est décalée. Avec la montée en température, leurs
performances se dégradent constamment. Néanmoins, la température influence positivement une
partie des paramètres :
1) les pertes fer dans le circuit magnétique diminuent constamment avec l’augmentation de
la température ;
2) la perméabilité pour des inductions >0.6T augmente avec la montée de la température ;
3) le champ coercitif pour magnétiser le circuit décroît avec la montée de la température ;
4) l’induction à saturation montre un affaiblissement constant avec l’augmentation de la
température.
La contribution au design et au dimensionnement d’une machine asynchrone prototype à HT°
constituent la troisième partie du mémoire. Elle présente les tendances des paramètres en fonction de la
température et leur influence sur les performances des machines à HT°. On peut citer notamment les
179
Conclusion générale et perspectives
paramètres clés qui déterminent le dimensionnement des machines électriques à des températures très
élevées.
• dans le cas général, la résistance des enroulements statoriques et rotoriques augmente
significativement. Il s’agit d’un facteur clé pour le dimensionnement du moteur à HT°. Il est
influencé par :
1) les matériaux qui constituent le conducteur (73% Cuivre, 27% Nickel) ;
2) le coefficient de montée en température ;
3) l’isolation mécaniquement fragile qui impose d’avoir des têtes de bobines agrandies qui
conduiront à une longueur des conducteurs par phase plus importante.
Nous avons mis en évidence que l’augmentation de la résistance du conducteur provoque une
chute de la tension sur l’enroulement statoriques non négligeable à l’opposé des cas classiques.
Celle-ci conduit à la réduction de la tension induite sur l’enroulement et à une diminution du
rendement ;
•
la réduction du nombre de conducteurs en série est un facteur clé pour optimiser les paramètres
du moteur à HT°;
• la diminution de l’induction dans le circuit magnétique de 12% ;
• le transfert de la chaleur à l’intérieur du moteur. Nous avons constaté que malgré la bonne
conduction thermique de l’isolation céramique, on obtient une forte chute de température entre
le point le plus chaud du moteur (têtes des bobines pliées vers la carcasse) et la carcasse
extérieure.
Ces conclusions nous ont permis d’estimer les possibilités de réalisation d’une machine asynchrone à
HT° et, surtout, l’utilisation de fils isolés avec céramique et des tôles GO d’alliages FeSi, pour le circuit
magnétique.
Ces travaux ont mis en évidence, à partir de différents tests adaptés à l’isolation du conducteur, les
propriétés diélectriques et les performances de l’isolation céramique du conducteur. Un point a également
permis de mettre en évidence la possibilité d’utiliser un circuit magnétique des tôles GO qui pourraient être
une alternative à celles en FeCo. Pourtant, il reste à tester leurs propriétés dans un moteur réel et sur des
temps de fonctionnement réalistes.
Les principales perspectives concernant les machines électriques HT° portent sur la fabrication du
moteur prototype. En effet, nous avons pu calculer les pièces du moteur d’1kW. Des investigations sur le
comportement des différents paramètres à HT° peuvent aider à identifier et à affiner la conception des
machines HT°. De plus, les calculs et les simulations analytiques pourront être ainsi vérifiés en pratique sur
différents régimes de fonctionnement.
Dans la suite de ce travail, il serait intéressant d’utiliser ces conducteurs isolés en céramique sur des
machines électriques bobinées sur plots. Néanmoins, il faudra tester différents matériaux isolants comme du
180
Conclusion générale et perspectives
mica combiné avec des céramiques pour renforcer l’isolation du conducteur. De plus, pour un gain
supplémentaire de performances le circuit magnétique peut utiliser des tôles en alliage FeCo.
L’autre axe de perspective est l’étude de vieillissement thermomécanique et de la durée de vie des
machines à HT°. Il conviendrait de chiffrer la durée de vie pour différents régimes de fonctionnement qui
évidemment sont très différents de ceux des machines classiques. Enfin un point non négligeable impactant
la durée de vie sera la tenue aux vibrations des machines tournantes, de ces nouveaux isolants de nature
minérale.
181
Conception d’une machine asynchrone haute température
Résumé :
Les bobinages des machines électriques tournantes actuelles sont, pour la plupart, isolés avec des
matériaux issus de la chimie organique. La limite en température des bobinages actuels se situe au-dessous
de 240°C. L’augmentation significative de la température de fonctionnement d’une machine permettrait
d’envisager, indirectement, une augmentation de la densité de courant dans les conducteurs actifs. Dans ces
conditions, ces nouvelles machines peuvent présenter une puissance, tant massique que volumétrique,
supérieures à celles exploitées actuellement. De plus, les matériaux magnétiques permettent
vraisemblablement de fonctionner jusqu’à 800°C. La limite technologique actuelle pour les machines est
clairement l’isolant des conducteurs électriques. Ce sujet de thèse propose de définir une approche théorique
couplée à des validations expérimentales pour définir les matériaux les mieux adaptés aux machines hautes
températures en termes de mise en œuvre et de performances électriques. La conception, repensée autour du
bobinage, sera concrétisée par le calcul d’une machine asynchrone à haute température (400°C au cœur du
bobinage). Le bobinage devra être placé au cœur de la démarche de conception des machines en adaptant les
formes et les propriétés des circuits magnétiques aux caractéristiques des nouvelles bobines.
Mots-clés : Moteur asynchrone, haute température, isolation céramique, fil conducteur en cuivre
plaque nickel, tôles à grains orientés.
Design of induction motor at high-temperature
Abstract :
The windings that are currently used in electrical machines are mostly insulated based on organic
insulation. The temperature limit of these windings is up to 240°C. Increasing the working temperature of
electrical motors means, indirectly the increasing of current density on the main conductors. Therefore these
new motors may provide a higher mass and volume power as classical machines. Furthermore, the magnetic
materials can work up to 800 °C. Indeed, in reality technical limit today is the wire insulation. The objective
of thesis is to define a theoretical approach combined with experimental validations for identify the
appropriate electrical materials used on high-temperature electrical machines. Design is fixed around the
winding, that will implemented by calculating a high-temperature asynchronous machine (400°C of
windings). The windings are placed as the base of machine design and will determine the geometrical shape
and properties of magnetic core.
Keyword : Induction motor, high-temperature, ceramic insulation, nickel plated copper wire, grain
oriented electrical steel.