Etude des Instabilités de la Résistance Electrique du

Etude des Instabilités de la Résistance
Electrique
du
Contact Balai - Bague de l’Alternateur
Philippe CHAZALON
25 novembre 2011
« Il y a toujours deux raisons pour faire quelque chose : une bonne raison et
la vraie raison »
Dale Carnegie, 1888-1955.
« Il ne faut pas juger un homme par ce qu’il ignore, mais par ce qu’il sait »
Luc de Clapiers, Marquis de Vauvenargues, 1715-1747.
1
Abstract
2
Première partie
Analyse de l’Etat de l’Art et
des Connaissances
3
Table des matières
I
Analyse de l’Etat de l’Art et des Connaissances
1
2
3
Introduction . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
Contexte, Objet et Objectifs . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
Généralités sur les Machines Electriques . . . . . . . . . . . . .
1.1
La Dynamo . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
1.2
L’Alternateur . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
1.3
Contraintes imposées par la Résistance des contacts
électriques glissants . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
1.4
Constat des perturbations dues aux Variations de Résistance de Contact . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
1.5
Matériaux et Caractéristiques des Balais et Bagues . .
1.5.1
Les balais . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
1.5.2
Les balais Homogènes . . . . . . . . . . . . . .
1.5.3
Les balais Bi-couche . . . . . . . . . . . . . .
1.5.4
Les Bagues . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
Contacts Mécanique et Electrique, Contacts Glissants . . . . .
2.1
Méthode de Caractérisation Mécanique . . . . . . . . .
2.2
Mesure de Résistance de Contact . . . . . . . . . . . . .
2.3
Aspects Electriques au contact . . . . . . . . . . . . . .
2.4
Aspects Physico-Chimiques au Contact . . . . . . . . .
2.5
Autres Phénomènes Notables . . . . . . . . . . . . . . .
Méthodologie de Mesure en vigueur . . . . . . . . . . . . . . . .
3.1
Mesure en U . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
3.1.1
Calcul Théorique . . . . . . . . . . . . . . . . .
3.1.2
Discussion . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
3.2
Mesure en H . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
3.2.1
Calcul Théorique . . . . . . . . . . . . . . . . .
3.2.2
Discussion . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
3.2.3
Conclusion . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
3.3
L’Electro-Tribomètre VALEO n°1 . . . . . . . . . . . . .
3.3.1
Description du montage : application de la
mesure en H . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
3.4
Conclusion . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
Conclusion . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
4
3
8
8
10
11
12
15
16
18
19
20
21
22
23
23
25
25
31
32
32
34
34
35
36
39
41
41
42
42
45
45
II
Étude Expérimentale
1
2
3
III
47
Définition Théorique de la Méthode de Mesure en V . . . . .
1.1
Adaptation à l’acquisition des données pour mesure sur
pièces isolées . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
1.2
application à l’Electro-Tribomètre VALEO -1 et généralisation à l’Electro-Tribomètre -2 . . . . . . . . . . . .
1.3
Application au Tribomètre bi-pion du LISMMA . . . . .
1.3.1
Porte-pion pour les balais de puissance . . .
1.3.2
Porte-balai et balai radial destiné à la référence de mesure . . . . . . . . . . . . . . . . .
1.3.3
Géométrie des disques . . . . . . . . . . . . .
Plan d’essais . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
2.1
Choix des matériaux et caractéristiques . . . . . . . . .
2.2
Déroulement des essais . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
Résultats Expérimentaux . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
3.1
Résultats de Résistances de Contact . . . . . . . . . . .
3.1.1
Résistance statique de contact . . . . . . . . .
3.1.2
Résistance dynamique de contact . . . . . . .
3.2
Résultats en frottement . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
3.3
Analyse fréquentielle des signaux . . . . . . . . . . . . .
Analyse-Discussion
1
2
3
48
50
51
52
54
55
55
62
62
62
62
62
63
66
66
68
69
Corrélation Résistance de contact - Frottement . . . . . . . . .
1.1
Résistance et Frottement du balai négatif . . . . . . . .
1.2
Résistance et Frottement du balai positif . . . . . . . .
1.3
Corrélation graphique temporelle entre Résistance de
Contact et Coefficient de Frottement . . . . . . . . . . .
1.4
Principe de la Corrélation Fréquentielle entre signal
de Résistance de Contact et signal de Coefficient de
Frottement . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
1.5
Mise en évidence de l’autocorrélation . . . . . . . . . .
1.6
Discussion de la pertinence de la autocorrélation . . .
De l’oxydation et phénomènes électro-chimiques . . . . . . . .
2.1
Rappel de l’hypothèse . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
2.1.1
Oxydation Bague . . . . . . . . . . . . . . . . .
2.2
Confrontation avec les Résultats expérimentaux . . . . .
2.3
Conclusion . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
Du frottement et phénomène tribo-mécaniques . . . . . . . . . .
3.1
Film de transfert . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
3.1.1
Isolement du film sur le balai . . . . . . . . . .
3.1.2
Isolement du film sur le disque . . . . . . . . .
3.2
Frottement . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
3.3
Lubrification . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
5
70
70
72
73
79
82
86
87
87
87
88
88
88
88
88
88
88
88
4
3.4
Conclusion . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
Conclusion générale . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
Bibliographie
88
88
96
A Résultats d’autocorrélation normée des signaux de résistance et de
frottement pour chaque essai
97
6
Note :
Par défaut les unités des grandeurs évoquées seront conformes au système
international, sauf précision expresse.
Abréviations Utilisées :
Par ordre alphabétique (A VENIR)
Abréviation
Iexc
φind
esp
Ideb , ideb
UB+
C’
θ
Requ
UDY N
R1,d (t)
R2,d (t)
R1,a (t)
R2,a (t)
Désignation
Courant d’Excitation
Flux Inducteur
Tension aux Bornes d’une Spire
Courant Débité par la Machine
Tension aux Bornes de l’Alternateur
Constante de Proportionnalité
Position Angulaire du Rotor
Résistance Equivalente des Composants Alimentés par l’Alternateur
Tension aux Bornes de la Dynamo
Résistance de Contact n°1 de la Dynamo
Résistance de Contact n°2 de la Dynamo
Résistance de Contact n°1 de l’Alternateur
Résistance de Contact n°2 de l’Alternateur
Table 1 – Abréviations utilisées dans ce document
7
unité
A
Wb
V
A
V
rad
Ω
V
Ω
Ω
Ω
Ω
Introduction
L’électricité, vecteur d’émancipation Le principal rôle attribué à l’électricité est celui de libérer l’Homme (ou parfois l’animal) de l’effort nécessaire
à l’accomplissement d’une tâche. A chacune d’elles (ou presque) une solution
électrique existe. La fonction d’éclairage, bien qu’historiquement plus ancienne
que les convertisseurs électro-mécaniques 1 représente seulement 12,6 % de la
consommation électrique en France en 1992 2 .
Longtemps méconnue, l’électricité 3 apparaît dans l’automobile très rapidement avec l’allumage par bougie. Les effets magnétiques 4 associés au passage
de courant, connus depuis le début du XIXe siècle, ont permis la création de
générateurs et de moteurs électriques adaptés aux besoins des véhicules automobiles. En conséquence, l’électricité a aquis au cours du XXesiècle un rôle
grandissant et alimente un nombre toujours croissant de consommateurs (de
commande, de confort, ou de sécurité).
Contexte, Objet et Objectifs
Contexte Le sujet proposé, l’étude des instabilités de la résistance de contact
balai-bague, se justifie par la nécessité de maintenir les alternateurs d’automobiles au meilleur niveau de performances possible. A cette fin, le contact
électrique balai-bague, dans le circuit d’excitation de la machine, a une importance particulière, puisque le courant débité par la machine est par construction proportionnel au courant d’excitation, toutes autres conditions fixées. Or
le courant d’excitation est limité par les résistances comprises dans le circuit
d’excitation, il est important de les maîtriser pour donc maximiser le courant
d’excitation. Afin de compléter judicieusement les progrès apportés aux alternateurs, VALEO souhaite par cette étude acquérir une meilleure compréhension du comportement électro-mécanique du contact, dans le but de prévenir
les variations de résistance du circuit d’excitation, et d’appliquer des actions
correctives pour les limiter, voire les annihiler.
Objet : Ce document a pour but de présenter la situation constatée chez
VALEO (premiers constats dès la première moitié des années 1980) et d’y
corréler les découvertes et les publications scientifiques effectuées sur ce sujet
et des sujets proches. En effet, la problématique du contact électrique glissant
ne se résume pas qu’aux alternateurs et on trouvera ainsi beaucoup de résultats
1. La première lampe a été expérimentée par J.B. Lindsay en 1835, puis l’ampoule électrique
a été mise au point et généralisée par les travaux de MM. J. SWAN et T. EDISON à la fin des
années 1870
2. http://www.iddri.org/Publications/Les-cahiers-du-CLIP/clip_7.pdf
3. Electricité : de <<êlektron>>, en grec ηλεκτρoν ce qui signifie ambre jaune, composé
naturel qui est le siège de phénomènes électrostatiques après qu’on l’a frottée [1]
4. Magnétique : des pierres de Magnésie (Grèce), ayant la propriété d’attirer les métaux
ferreux [1]
8
d’expérimentations menées dans les années 1960 sur des dynamos par exemple.
De même, le comportement tribologique du contact graphite-cuivre se retrouve
dans diverses applications non automobiles.
Objectifs : Jusqu’à présent, les travaux menés sur ce sujet ont été limités par
les moyens technologiques, même si quelques modifications ont été apportées
empiriquement ou expérimentalement dans le but de réduire l’impact des instabilités : présence de cuivre dans le balai, modification de l’extraction d’air
de l’environnement du collecteur, etc. Il devient aujourd’hui crucial de comprendre et d’expliquer le comportement électro-mécanique du contact, dans le
but d’en contrôler le comportement pour assurer les meilleures performances
de la machine, et si possible, de paramétrer le contact pour les optimiser.
9
1
Généralités sur les Machines Electriques
Un générateur de courant est une machine électrique convertissant une
puissance mécanique (souvent en rotation) en puissance électrique (un courant donné disponible sous une tension donnée). Les générateurs couramment
montés sur les véhicules automobiles sont de deux modèles principaux : les
dynamos et les alternateurs 5 . Ces deux machines se définissent et s’opposent
dans leur conception par deux principes simples.
Principe A – La dynamo génère dans sa partie fixe (stator = inducteur) un
champ magnétique fixe en direction et variable en valeur qui baigne
la partie mobile (rotor = induit) qui est le siège des courants induits
– L’alternateur génère dans sa partie mobile (rotor = inducteur) un
champ magnétique tournant et variable en valeur qui baigne la partie
fixe (stator = induit) qui est le siège des courants induits
Principe B – Dans la dynamo, le courant traversant les contacts électriques glissants (de résistance de contact variables) est le courant
induit (= courant débité)
– Dans l’alternateur, le courant traversant les contacts électriques glissants (de résistance de contact variables) est le courant d’excitation.
Figure 1 – Schémas électriques équivalents avec résistances de contact variables représentant le principe de l’alternateur et de la dynamo dans leur
définition suivant les principes A et B présentés ci-dessus
5. La dynamo à 3 balais dont l’excitation est reprise par un courant inter-spires de l’induit,
l’alternateur sans balais où le bobinage excitateur est fixe et les machines à excitation constante
comme les volants magnétiques ne seront pas abordés dans ce document
10
1.1
La Dynamo
La dynamo, ou générateur dynamoélectrique, fonctionne suivant un procédé mis au point en 1869 par Zénobe Gramme d’après des travaux d’Antonio
Pacinotti. La machine se compose d’un rotor (figure 2), l’induit, et d’un stator,
l’inducteur. La machine est à flux radial, créé par les deux, trois ou quatre
pôles répartis angulairement .
Figure 2 – Rotor de la dynamo : vue de détail
Fonctionnement Lorsqu’un courant d’excitation Iexc va parcourir les inducteurs de la dynamo, ces derniers vont créer un champ magnétique dont le flux
exc
φind = RnImgn
(avec Rmgn la réluctance magnétique du circuit et n le nombre de
spires de l’inducteur) se déplace diamétralement d’un pôle à l’autre en traversant l’induit et les entrefers, avant de boucler via la carcasse de la dynamo.
Au centre de la machine, la spire active de l’induit va voir un flux variable au
cours de sa rotation, et la tension esp générée à ses bornes vaut dans tous
les cas esp = − dφdtind . Si on a un consommateur dans le circuit de la spire, un
courant I le traversera. Le collecteur à lames en cuivre assure la commutation
des spires (inversion du sens de passage du courant 6 ) qui y sont connectées.
Les balais glissant sur le collecteur (figure 3) assurent dans ce cas un
contact de puissance : ils sont larges (15 à 20 mm) et épais (6 à 8 mm) afin
de maintenir une densité de courant à travers la surface apparente de contact
de l’ordre de 20 à 40 Ampères/cm2 . Ils sont usuellement composés de 40 à
60% de cuivre et le complément de graphite, éventuellement quelques additifs
pour stabiliser l’évolution de la résistance au cours du temps, l’oxydation, etc.
6. La commutation est le phénomène de renversement imposé du courant dans la spire
lorsque le flux à travers celle-ci s’annule afin que le champ magnétique induit génère dans
cette spire un courant induit qui soit toujours dans le même sens quelle que soit la position
angulaire de la dite spire
11
Au niveau du contact balai-collecteur, on peut constater des arcs électriques
possibles en cas de commutation difficile, et une usure accélérée par le passage
parfois un peu irrégulier d’une lame à la suivante au cours du fonctionnement.
Figure 3 – Le contact balai-collecteur à l’arrière de la dynamo
La dynamo nécessite un conjoncteur-disjoncteur pour l’isoler à bas régime,
et elle est régulée via un régulateur de tension qui hache le courant d’excitation
à un rapport cyclique compris entre 0 (surtension) et 100% (débit maximal). Un
régulateur de courant limite le courant maximal afin d’éviter la détérioration
de la machine.
1.2
L’Alternateur
Un alternateur est un générateur électrique dont le principe a été mis au
point en 1831 par Michael Faraday. La machine se compose d’un rotor, ou
inducteur, et d’un stator, l’induit (Fig. 4).
12
Bobinage Aimant
Stator
rotorique
Paquet (induit)
de tôles
stator
Ventilateur
Porte balais
arrière
Bagues
Régulateur
collectrices
Palier avant
Poulie
Capot
Ventilateur avant
Roue polaire
Capsule de
dilatation
Bobinage rotor
(inducteur)
Pont
redresseur
Figure 4 – Architecture générale d’un alternateur
Fonctionnement En faisant parcourir à l’enroulement de la bobine un courant Iexc constant, on crée un champ magnétique (proportionnel à Iexc ). Le
rotor tournant, le stator voit un champ variable et dans les spires du bobinage
stator est induite une tension esp = − dφdtind . Si on connecte un consommateur
à la spire, un courant débité Ideb pourra être mesuré. Ce courant sera également alternatif, et on le redresse (redressement double alternance par pont
de diodes, et multiphasage pour limiter le taux d’ondulation de la tension aux
bornes de la machine) pour arriver à une tension et un courant continus.
En définissant R comme la résistance du stator et de l’ensemble des
consommateurs qui y sont potentiellement branchés, C 0 une constante et θ(t)
la position angulaire de la machine, nous pouvons exprimer une relation caractéristique entre Iexc et la tension dans le circuit :
UB+ = RIdeb = C 0 Iexc
dθ
dt
(1)
Pour éviter une surtension et maintenir la tension débitée constante, on
cherche à contrôler Ideb (puisque R est commandée par des facteurs indépendants : elle découle des besoins en courant des consommateurs alimentés
par l’alternateur) et pour ce faire on ne peut pas influer sur les paramètres
machine ni sur dθ
dt . On régule donc la machine en contrôlant l’intensité d’excitation. A cette fin, le régulateur assure désormais une correction électronique
de la valeur du courant d’excitation, afin de maintenir UB+ constant tant que
la machine peut débiter assez, et garder la valeur de UB+ au maximum des
possibilités de la machine lorsque celle-ci est en plein champ et que par suite
13
d’une trop grosse consommation électrique la batterie est en dévers (c’està-dire qu’elle reprend une fonction de générateur) avec UB+ inférieur à la
consigne.
La tension du circuit ayant un maximum, on déduit de l’expression (1) qu’en
cas de variations de la résistance du circuit d’excitation, nous aurons comme
conséquences des variations de Iexc et donc des variations de débit de la
machine.
Le courant d’excitation est amené dans la bobine excitatrice par un jeu de
contacts glissants situés à l’arrière de la machine (Fig. 5) et ces contacts
sont formés d’un balai fritté glissant sur une bague en alliage de cuivre. Le
balai est constitué d’environ 30% de cuivre et de 70% de graphite, le tout
compacté suivant la verticale. Une tresse souple assure le passage du courant
du régulateur au balai, et un ressort maintient un effort (2,8 N à 2 N en fin
de vie du balai) plaquant le balai sur la bague tout au long de sa vie. La
défaillance d’un balai se caractérise d’ailleurs par la perte du contact ainsi
formé. Les balais assurent sur le passage d’un courant de quelques ampères,
soit une densité de courant faible, inférieure à 15 A/cm2 . Le schéma du montage
est visible sur la figure 6.
Figure 5 – Vue de l’arrière de la machine
14
Figure 6 – Schémas électriques de l’alimentation du rotor
1.3
Contraintes imposées par la Résistance des contacts électriques
glissants
Lorsque l’on est à excitation maximale (plein champ = Iexc maximal), la
machine dynamo ou alternateur atteint un maximum de débit dont la valeur
dépend de l’environnement (température notamment). Dans l’une comme l’autre,
la qualité du contact est extrêmement importante en plein champ, car dans les
deux cas, de mauvaises propriétés engendrent un débit de courant perturbé ou
amoindri. Sur la dynamo, si le contact évolue et que la résistance de contact
se trouve augmentée, puisque la tension générale du réseau est inchangée
on verra une baisse du courant débité. Nous avons vu précédemment que
sur l’alternateur C 0 Iexc dθ
dt = RIdeb , toute augmentation de résistance de
contact entraîne une baisse de l’excitation. On a donc pour l’alternateur une
proportionnalité entre Iexc et Ideb . La figure 1 présente les deux situations.
Par construction, le circuit d’excitation étant à maille unique et à tension
bornée par UB+ , toute augmentation de résistance entraînera une baisse de
Iexc . D’après l’équation (1) toute baisse de Iexc entraîne une baisse du courant
débité par la machine et une baisse de la tension UB+ , R la résistance du
circuit de consommateurs relié à l’alternateur ne variant pas.
Les résistances de contact jouent par conséquent un rôle de premier ordre
dans le maintien des performances pendant le fonctionnement des machines
électriques que nous venons de présenter.
15
Depuis de nombreuses années, les scientifiques ont cherché à réduire les
pertes des machines électriques. Ceci est, entre autres, passé par des travaux
sur les pertes par résistance de contact, dont beaucoup ont été menés sur
les Machines à Courant Continu (dynamos y compris). Les besoins en énergie
électrique ont crû de manière presque exponentielle au cours des dernières
décennies : les puissances des générateurs ont suivi. En 1935, elle était de 105
W sur le haut de gamme Citroën, 750 W en 1975 sur le haut de gamme Peugeot
et 3500 W aujourd’hui sur une BMW haut de gamme. Ces augmentations ont
imposé aux constructeurs d’améliorer leurs machines, pour alimenter un nombre
de composants toujours plus important tout en limitant la puissance mécanique
prélevée. De surcroît, les équipements électroniques omniprésents sont très
sensibles à des variations de tension. Il est donc extrêmement important de
créer à la fois une grande quantité de courant électrique et de le faire à
une tension toujours plus stable et toujours mieux régulée lors des variations
de charge du circuit électrique. Toute non-performance est très négativement
perçue par l’utilisateur, et donc également par le constructeur du véhicule qui
en a la responsabilité (aux yeux de l’automobiliste).
Aujourd’hui les contacts électriques glissants sont devenus un verrou technologique de par l’optimisation déjà très poussée des autres parties de la
machine, et de par les contraintes de fonctionnement et d’encombrement qui
empêchent tout sur-dimensionnement.
1.4
Constat des perturbations dues aux Variations de Résistance de
Contact
Dès le milieu des années quatre-vingts, des rapports internes des sociétés
du groupe VALEO (Ducellier, Paris-Rhône ou SEV-Marchal) montrent que l’on
constatait parfois des variations inhabituelles du débit de la machine lorsque
celle-ci, quelque modèle que ce soit, se trouvait en plein champ (rappel : plein
champ désigne la situation où on attend de la machine le maximum de ses
possibilités de débit électrique, donc la machine se trouve au maximum de
son excitation et il n’y a pas de régulation). Ces variations se manifestent de
trois manières représentées schématiquement ci-dessous : variations de débit,
chute de débit, et combinaison des deux.
\begin{figure}[h!]
\centering
\includegraphics[width=10cm]{chattering.jpg}
\caption{\label{chattering}Variations du courant débité}
\end{figure}
La courbe de débit de la machine n’est pas déterministe : l’état présent
du courant débité Ideb n’est pas la conséquence de son état antérieur, et n’est
pas la cause de celui qui va suivre. L’origine de la perturbation a pu être
16
progressivement isolée et est apparue comme étant localisée au contact balaibague du circuit d’excitation. En effet, en effectuant une mesure de la chute
de tension au contact (principe de la mesure en figure 15), on constate que
les variations de cette tension de contact sont concomitantes aux variations
du courant débité. Le courant d’excitation Iexc n’étant pas régulé dans le cas
de fonctionnement plein champ et le phénomène étant apparu sur tous types
de régulateurs de toutes catégories de puissance, il apparaît que le mode de
fonctionnement du régulateur n’influence pas les variations de résistance de
contact. La tension aux bornes du contact et Iexc ne variant pas dans le même
sens, on peut évincer l’hypothèse d’un comportement globalement capacitif
du contact. Nous rappelons que le courant traversant un condensateur vaut
i = C dU
dt avec C la capacité du condensateur. De plus on ne constate aucun
déphasage entre les variations de I et les variations de la tension de contact.
Seule la variation de la résistance de contact peut causer une variation de
tension (Loi d’Ohm U = RI). Néanmoins, il n’est pas exclu que le contact soit
influencé par le champ magnétique généré par la machine, et/ou qu’il y ait un
comportement localement capacitif .
Nous définissons Rc comme étant une résistance de contact. Rc− est la
résistance de contact du couple balai négatif-bague. Rc+ est la résistance de
contact du couple balai positif-bague. Nous définissons U comme étant une
tension. U+ est la tension aux bornes du contact bala négatif-bague. U2 est
la tension aux bornes du contact balai positif-bague.
Par conséquent :
U−
Iexc
U+
Rc+ =
Iexc
Rc− =
(2)
(3)
Il est important pour la suite de noter que désormais :
– le balai connecté à la masse de l’alternateur (qui est aussi la masse
du véhicule pour les véhicules avec polarité - à la masse) sera appelé
balai négatif ou balai - . Lors du passage du courant, ce balai voit les
électrons le quitter, traverser l’interface balai - / bague - et passer dans
la bague – la bague négative est la bague glissant sous le balai négatif
– le balai connecté au régulateur et qui se trouve alimenté par le +14V
(UB+ ) sera appelé balai positif ou balai + . Lors du passage du courant,
les électrons quittent la bague + et traversent l’interface bague + /
balai + pour passer dans le balai +
– la bague positive est la bague glissant sous le balai positif
Ci-dessous sont présentées deux graphes où sont visibles des perturbations
de Ideb : figures
17
\ref{constat1} et \ref{constat2}.
\begin{figure}[H]
\centering
\includegraphics[width=10cm]{constat1.jpg}
\caption{\label{constat1}I$_{deb}$ fonction du temps pour différents paliers de vites
\end{figure}
\begin{figure}[H]
\centering
\includegraphics[width=10cm]{constat2.jpg}
\caption{\label{constat2}I$_{deb}$ fonction du temps pour différents paliers de vites
\end{figure}
1.5
Matériaux et Caractéristiques des Balais et Bagues
Le contact balai-bague est situé à l’arrière de la machine comme cela est
visible sur la figure 7 ci-dessous. Le porte-balai visible en matière plastique
noire maintient les balais tout en les isolant électriquement entre eux. Le
système est démontable et balai et bague vont être présentés successivement.
Figure 7 – Vue arrière de la machine, capot ôté : Contacts balais-bague à
l’arrière de la machine.
18
1.5.1
Les balais
Le balai actuellement utilisé sur les applications alternateur de VALEO
est une nuance fournie par AVO-Carbon, anciennement Carbone-Lorraine, la
nuance C7364 composée de, en masse :
– 30% de cuivre
– un graphoïde amenant à un taux de graphite proche de 70%
– un agent polissant de nature non-connue (quelques pourcents)
Le graphite a un liant dont les caractéristiques ne sont pas en notre possession. La figure (8) représente un balai série avec ses dimensions caractéristiques.
Figure 8 – Balai Carbone-Lorraine C7364
La figure suivante Fig. (9) représente une vue en coupe du balai selon un
plan normal à l’axe du rotor dans sa position de fonctionnement, qui permet
de mettre en évidence l’arrangement interne de cuivre et de graphite.
19
Figure 9 – Balai Carbone-Lorraine C7364 en coupe
1.5.2
Les balais Homogènes
Afin de caractériser l’apparition du phénomène de variations des Résistances
de Contacts ou pas en fonction du taux de cuivre dans le balai, différentes
nuances ont été étudiées chez VALEO. Composées de 40, 60, 70, 75, 80, 85,
90 et 95% de cuivre (en masse), ces nuances conservent la même géométrie
que le balai série C7364, à la longueur près qui peut parfois être de 15,3 mm
contre 14,3mm. Deux nuances sont présentées ci-dessous en coupe suivant le
même plan que l’image du balai de série présentée en Fig. 9.
Figure 10 – Vue en coupe de la nuance série C8673-02 composée de 80% de
cuivre. Même sens de compression que Fig. (9).
20
Figure 11 – Vue en coupe de la nuance série D7492 composée de 95% de
cuivre. Même sens de compression que Fig. (9 et Fig. (10).
Les figures précédentes Fig. (10) et (11) donnent un aperçu de la répartition cuivre (en clair) et graphite (en bleu très foncé) en fonction du taux de
cuivre et ce par rapport au balai série précédemment présenté. Les balais fortement chargés en cuivre ont montré de bons résultats en termes de résistance
électrique de contact avec la bague, mais les plus fortes nuances (90 et 95% de
cuivre) ont été interdites d’utilisation de par le danger que leur fonctionnement
engendrait, car il était le lieu de la formation de très fortes étincelles de par
les soudures et ruptures des points de contact adhésif. L’échauffement local
important et l’usure extrême de cette configuration entraînaient, par ailleurs,
une défaillance rapide du contact.
1.5.3
Les balais Bi-couche
VALEO a également développé une gamme de balai expérimentaux composés de deux couches (suivant l’axe vertical). La première couche fait moins
de 1 mm d’épaisseur et peut occuper la totalité de la surface du balai ou se
trouver biseautée à l’avant et à l’arrière de la zone de contact, pour des raisons de procédé de fabrication. Cette géométrie permet une grande variété
de combinaisons de nuances. Sur la figure (12) ci-dessous, la répartition du
cuivre en clair et du graphite en bleu très foncé permet de distinguer aisément
la première couche à 80% de cuivre du substrat qui ne contient lui que 30% de
cuivre.
21
Figure 12 – Coupe mettant en évidence la répartition interne du cuivre d’un
balai bi-couche biseauté
1.5.4
Les Bagues
La bague sur laquelle frotte le balai est solidaire du rotor (pièce en rotation). C’est une pièce massive usinée qui est composée de cuivre désoxydé au
phosphore Cw024a norme DIN EN 12449 et est maintenue par un surmoulage (thermoplastique ou thermodurcissable) réalisant les fonction de support
mécanique et d’isolation électrique de la bague. Les dimensions de la bague
sont données ci-dessous Fig. .
\begin{figure}[H]
\centering
\includegraphics[width=8cm]{plan_bague.jpg}
\caption{\label{planbague}Géométrie et dimensions de la bague du contact électrique g
\end{figure}
La rugosité 7 est un paramètre de qualité qui caractérise les variations
d’altitude des points de la surface d’un matériau. Ce paramètre est mesuré
en déplaçant un palpeur sur la surface, palpeur qui associe à chaque pas de
déplacement x l’altitude z(x) mesurée. Un des paramètres de rugosité est le Ra,
RL
associé à une longueur de mesure L, défini comme suit : Ra = L1 0 |z(x)| dx.
Cette valeur est la moyenne arithmétique des écarts à la ligne moyenne dans
l’intervalle de la longueur de base L [30]. La rugosité des bagues est imposée,
c’est un paramètre important du contact. Le Ra des bagues, mesuré suivant
une génératrice du cylindre formé par la bague, doit être compris entre 0,8 et
1,6 µm. Le matériau de la bague est un standard généralisé chez VALEO à la
gamme d’alternateurs pour automobiles. Cependant, à titre expérimental, des
bagues revêtues d’Or, de Nickel et d’Argent ont été élaborées et testées avant
le début de cette étude chez VALEO. Elles étaient constituées d’un collecteur
série recouvert électrolytiquement d’un dépôt métallique d’environ 10µm en
surface. Le dépôt était effectué après que la bague ait été mise au standard
VALEO en termes de dimensions et de Ra.
7. Le lecteur pourra se référer aux normes ISO4287 et 4288, ISO12085 et 13565 pour
davantage de détails sur les mesures et la caractérisation des profils de rugosité
22
2
Contacts Mécanique et Electrique, Contacts Glissants
La résistance de contact électrique est une caractéristique localisée à l’emplacement du contact glissant. Plus précisément, le pivot de l’étude de résistance de contact se situe à l’interface entre le balai et la bague et cette zone
est certes le siège de phénomène électriques, mais aussi mécaniques et chimiques. C’est sur ces 30,5 mm2 (projection sur la bague de la section du balai
de 4,6 x 6,4 mm) que nous allons porter l’essentiel de notre intérêt.
2.1
Méthode de Caractérisation Mécanique
Le coefficient de frottement est une des caractéristiques mécaniques d’un
contact.
La force de frottement tangentielle FT appelée aussi effort tangentiel est
la force caractéristique résultant du frottement d’une pièce sur une autre sous
un effort normal FN appliqué au contact. Cette force normale FN appliquée
sur le contact est connue. FT résulte des interactions entre les surfaces en
contact et dépend (très peu) de FN . FT dépend de la vitesse de glissement,
de la température, [27] de la phase dans laquelle se trouve le contact (rodage,
régime établi, etc.). Le rapport FFNT définit le coefficient du frottement du couple
dans des conditions données.
La force tangentielle FT peut être décomposée en deux forces additionnée
que sont Fa et Fd0 . Fa est la composante adhésive de la force tangentielle, et
Fd0 est la force de déformation plastique [27] qui est, en d’autres termes, la
force due au phénomène d’abrasion par le matériau le plus dur sur le matériau
antagoniste.
Nota : Burwell et Rabinowicz [32] ont montré qu’en termes de frottement
statique des métaux, l’ordre de grandeur du frottement dépend de la charge
appliquée, du temps d’observation et du temps de contact préalable avant
observation
La cinétique du frottement est conditionnée par les mécanismes qui ont lieu
aux points de contact. Ces points sont discrets (c’est à dire que leur nombre
est fini) et la surface de contact qui en résulte est bien plus faible que l’aire de
contact macroscopique [référence depuis une partie de biblio déjà rédigée] . Il
est couramment admis que la surface réelle de contact Sr peut être approximée
FN
par Sr = H
où HB est la dureté Brinell du matériau le plus doux/tendre/mou
B
[27].
Archard propose un modèle sphérique élastique tenant compte de la dispersion des hauteurs d’aspérités et des défauts de forme ondulatoires que l’on
8
peut trouver. Il obtint, avec k1 et k2 des constantes, Sr = k1 p 9 sans défauts de
26
forme et Sr = k2 p 27 avec défauts de forme [29]. JE DOIS REVOIR POUR CES
EXPRESSIONS LE FRICTION AND WEAR OF POLYMERS QUE SATIA A
SUR SON BUREAU. Ces considérations sont basées sur un modèle élastique
avec aspérités sphériques. Différents modèles peuvent être envisagés, sphé23
rique élastique comme celui dont les résultats viennent d’être présentés, mais
aussi modèle conique élastique, modèle cylindrique élastique et les mêmes
modèles en élasto-plastique ou plastique pur. Le détail de ces modèles ne
sera pas fait dans le cas de l’application qui nous concerne. Nous retiendrons
que le modèle plastique retenu par Bartenev et Lavrentev [27] est exprimé par :
Sr
Pc
=
Sn
cY
(4)
en gardant Sr et Sn respectivement les surfaces réelle et nominale, Pc étant la
pression de contour, c une constante égale à 3 et Y la contrainte de cisaillement
du plus mou des matériaux.
Quelque soit le modèle retenu, la diminution de la rugosité entraîne statistiquement une augmentation du nombre de points de contact.
La dépendance du nombre de points de contact à la rugosité est clairement
non linéaire [27]. Cette situation a une incidence sur la qualité et les conditions
du contact électrique, dont il a été montré [2] qu’il n’est établi que sur une
partie seulement des points de contact mécanique.
Le nombre de points de contact augmente lors du mouvement (cisaillement
de contact), c’est caractéristique de la phase de rodage (accommodation des
surfaces en contact). Demkin [32] précise que le gain en termes de nombre de
points de contact mécanique augmente de 10 à 15% en mouvement par rapport
au contact statique..
Les différents modèles font intervenir la FN comme un facteur de premier
ordre sur la surface mécanique de contact et dans le même temps , la force
de friction est également liée à la surface réelle de contact [27]. On a donc
une dépendance multiple des paramètres FT , FN , Sr . Il est même postulé que
pour k3 = constante FT = k3 Sr où Sr est une fonction de FN . On a donc
FT = k3 Sr (FN ) .
Amonton définit le coefficient de frottement comme le rapport µ = FFNT .
Bowden & Tabor [31] définissent la dépendance de FT à FN comme :
FT = Y Sr =
Y
FN
HB
(5)
Ce qui revient à dire que :
Sr =
FT
Y
(6)
et aussi que le coefficient de frottement tel que défini par Amonton vaut
également
µ=
Y
FT
=
FN
HB
24
(7)
HB étant toujours la dureté Brinell du matériau le plus mou/le moins dur.
Le coefficient de frottement ne dépend donc pas en première approximation, des conditions expérimentales, mais seulement des matériaux, de leur
état cristallographique, état de surface et rugosité, ainsi que de FN . Le coefficient de frottement ne dépend même pas de la géométrie des matériaux
en jeu. L’introduction de la contrainte de cisaillement Y (yield en anglais, le
cisaillement) dans la caractérisation de la cinétique du contact est associée
au concept d’adhésion. Kragelsky ajoute [perdu la référence] à cette définition
une composante de déformation. Il propose :
FT =
2.2
h Y
Y
+
Sr
d σN
FN
(8)
Mesure de Résistance de Contact
D’après Delmotte [24] la mesure de résistivité d’un film se fait en appliquant
un champ électrique au voisinage du contact.Pour un champ électrique faible
le film de surface se comporte comme une résistance ohmique [24].
l’inverse de la pente de cette caractéristique donne la résistivité du film.
Pour des épaisseurs de film supérieures à 20nm, l’allure de la caractéristique pour ces champs électriques est directement corrélée au mécanisme de
conduction dominant. Une variation linéaire de ln(J) en fonction de T1 dans
la région des températures supérieures à 77degC indique
un mécanisme de
q
e
(φ − πεeE
) C = constante, φ
conduction de Frenkel-Poole (J = C E exp − kT
0 εd
la hauteur de barrière de Frankel-Poole et εd constante diélectrique du film
de surface) [24].
Pour des épaisseurs de film inférieures à 20 nm on constatera plutôt un mécanisme de conduction de Fowler-Nordheim, caractérisé par J = C1 E 2 exp − EE1
où C1 et E sont des constantes dépendant de la masse des porteurs et de la
hauteur de la barrière. Il y a alors interdépendance de J par rapport à la
température [24].
2.3
Aspects Electriques au contact
Conduction Le besoin de connaître la résistance de contact du couple balaibague a été mis en évidence de longue date [2], engendrant des campagnes
de mesures utiles aux machines à courant continu, moteurs et générateurs [2],
[5], [12], [18] et [20]. La problématique est cependant différente sur ces machines puisque les contacts balais-collecteur voient des densités de courant
élevées (40 à 200 A/cm2 ) et les contacts électriques formés font l’objet d’un
renversement du sens de passage du courant : la commutation 6. Dans les alternateurs, machines à collecteurs lisses appelés bagues, le contact électrique
25
balai-bague voit une densité de courant plus faible, inférieure à 20 A/cm2 et
le courant est toujours dans le même sens. E.I.Shobert a longuement travaillé
sur les problématiques de contact électrique glissant balai-cuivre, et rappelle
que la surface de contact mécanique réelle est inférieure à 10% de l’aire apparente de contact (surface de Hertz), or l’aire de contact électrique est égale
à environ 1% à 10% de la surface de contact réelle, mais à faible charge elle
peut descendre à 0.1% de celle-ci. La surface de contact électrique est donc
de 0,01 à 0,1% de la surface de contact de Hertz [2], ce qui est très faible.
Dans la région du contact, un film isolant d’oxyde est présent entre le balai et
la bague, ce qui crée un gradient de tension suffisamment élevé pour assurer
une continuité électrique en quelques points de contact où, par exemple, le
film est plus réduit, ou bien davantage conducteur car pollué, etc. Ce film est
principalement fait d’oxydes métalliques provenant du collecteur. Le passage
de courant au travers de ces points de résistance élevée va générer une forte
chaleur localisée à l’environnement direct du contact sur une zone minime,
mais suffisante pour atteindre le point de fusion du métal [2].
Le métal est entrainé au contact du balai pour générer une conduction métallique, de bien meilleure conductivité et ce contact métallique peut croître
avec la rupture du film d’oxyde environnant causée par l’échauffement circonférentiel, ou être interrompue par cisaillement de la jonction, ou réoxidation
totale et rapide [?]. Habituellement, on constate des tensions de contact de
l’ordre de 0,05 V à 0,2V, dont l’origine se trouve dans la résistance au passage
du courant de cette multitude de petits passages conductifs et des zones environnantes (qui se comportent comme de piètres conducteurs). Les densités de
courant sur les zones de contact électrique peuvent atteindre 105 A/cm2 [2].
Ceci est la description de la conduction par effet tunnel, pour laquelle il
est nécessaire de maintenir les surfaces en contact à moins de 20Å l’une de
l’autre en toutes circonstances. Cette description est complétée par Bowden
& Williamson [4] qui expliquent qu’il existe une valeur seuil de densité de
courant au-delà de laquelle la chaleur générée par effet Joule en un point de
contact peut devenir suffisante pour que la contrainte de contact outrepasse
la limite d’élasticité du contact et accroisse la surface de contact électrique.
En référence aux publications de Holm [20], Marshall [18] pense que l’action
du courant au travers des petites aires de contact cause la rétractation du film
d’oxyde, formant de plus larges points de contact. La thèse de la conduction
par effet tunnel n’en est que renforcée.
Effet de la Polarité Entre bague et balai cathode, le gradient de tension
conduit les ions métalliques vers le contact à travers le film de transfert (appelé
patine, voir plus loin). Le taux d’oxydation est augmenté, l’oxydation va plus
vite, elle est rapide et permanente, apparemment aidée par la migration des
ions métalliques positifs à travers la couche d’oxyde préalablement formée,
26
sous l’influence du champ électrique.
A l’anode en revanche, l’oxydation est ralentie par le champ électrique, et
le dépôt de graphite est fortement favorisé. Le phénomène de dépôt de graphite
est alors mal connu et mal expliqué, mais le contact est présumé protégé par
un fin film de ce mélange graphite-particules de cuivre, censé permettre le
maintien d’une bonne conduction au cours du fonctionnement. On n’y constate
pas ou très peu de variations des tensions de contact. Shobert en déduit que la
polarité influe sur l’oxydation [2] et relève de surcroît que le taux d’oxydation
est bien plus élevé sous le balai cathode que lors de l’exposition à l’air libre.
On constate, après usinage, qu’un film d’oxyde cuivreux C u2 O d’une épaisseur de 5 strates moléculaires environ se forme instantanément. Après quelques
heures il atteint 15 strates, puis après quelques jours d’exposition, le film atteint 25 strates moléculaires avec une couleur légèrement brune. Une oxydation plus importante se compose d’augmentation d’épaisseur et de brunissage
par apparition de C uO (oxyde cuivrique) [2]. Spry & Scherer ont cependant
découvert que l’oxyde le plus présent sur le collecteur est en général l’oxyde
cuivreux C u2 O [5]. L’aspect grisâtre de l’oxyde correspond environ à une épaisseur d’oxyde de 100 nm [3]. Cet oxyde est amorphe lorsqu’il est formé à basse
température, et cristallin à haute température. De plus le frottement au contact
occasionne des élévations de température, et l’accroissement de résistance de
contact (dû à l’oxydation généralisée) augmente l’effet Joule. L’augmentation
de température augmente le taux d’oxydation.
La température va donc influencer les propriétés du film, et on notera que le
gradient de tension nécessaire à la rupture d’un film d’oxyde régulier (c’est-àdire st½chiométriquement constitué, sans trous, etc...) est de l’ordre de 105 à
106 V/mm [2] et que la résistance ohmique du balai ne contribue aucunement
à la rupture du film d’oxyde. On a bien un phénomène local à la surface de
contact, et il est important que la ré-oxydation ne soit pas plus productive que
la rupture du film à chaque passage, pour atteindre un équilibre convenable.
Pour son décapage, l’oxyde peut être abrasé, rompu en proximité du contact
et/ou repoussé. A cette fin, Y.Tamai [3] met en avant que la nature du film
influence également le comportement, car elle détermine la taille des débris
d’usure, desquels dépend la résistance de contact. Les variations de résistances
ne sont donc pas nécessairement liées à la rupture complète ou pas du film
d’oxyde. En fait, Thomson & Turner [9] expliquent que la condition d’équilibre
entre le décapage de l’oxyde par le courant et la ré-oxydation après la fin
du contact avec le balai est contrôlée par les paramètres du contact. Il n’est
alors pas possible de déterminer si l’oxyde était entièrement décapé du sommet
de l’aspérité ou seulement diminuée en épaisseur par le passage du balai au
contact. Ils poursuivent en présentant la résistance de contact comme étant
due à la présence des couches d’oxyde à la surface du cuivre, et les différences
27
en fonction de la polarité s’expliquent par :
– la différence d’épaisseur du film d’oxyde sur les aspérités,
– la qualité du décapage du film d’oxyde dépendant de son épaisseur ayant
pour conséquence des contacts métal-balai plus ou moins importants,
– les différents amas de graphite supportant des fraction de charge différentes et dépendant du sens du courant et diminuant ou augmentant le
nombre de contacts métal-graphite.
La polarité du comportement du contact a pour conséquence un effet dissymétrique sur les films de transfert et sur les tensions et résistances de contact.
Même si les propriétés mécaniques du contact ne sont pas influencées par la
polarité du contact [5], la tension de contact négative est plus élevée que celle
au contact positif [9]. Ceci peut trouver une cause dans la différence d’épaisseur des films d’oxyde, plus fin sur la piste négative d’après Spry & Scherer [5]
qui ne voient pas de relation entre résistance de contact et épaisseur du film
d’oxyde, mais plus épais sous le balai - que + d’après Thomson & Turner [9].
Selon eux, vue sa fragilité le film d’oxyde sous le balai négatif est davantage
susceptible de rompre à haute vitesse.
D’après les mêmes auteurs, ceci est la cause de la tension de contact plus
élevée au balai - qu’au balai + et également la cause de la baisse de la
tension du balai + lorsque la vitesse augmente. La vitesse n’a pas d’effet sur
la chute de tension - même s’il apparaît cependant des variations brutales
attribuées aux ruptures du film d’oxyde, qui sont donc plus fréquentes à haute
vitesse [9].
D’après Casstevens [14], "à vitesse et courant constants, la tension de
contact décroît lorsqu’on augmente la charge sur le balai, mais la tension
de contact du balai + est toujours plus basse que celle du balai -. Ces tensions varient peu en fonction de la vitesse à courant et charge constants, mais
augmentent lorsqu’à vitesse et charge constantes le courant est augmenté".
J’ajouterai que la résistance de contact d’un balai graphite diminue avec le
courant croissant [2].
Enfin, la conduction au contact semble limitée par la fraction de charge
supportée par les aspérités par rapport à la fraction de charge supportée par
le remplissage de patine entre les aspérités. Ce remplissage est dépendant du
sens du courant, et donc peut expliquer la dissymétrie de résistance de contact
[9].
patine On appelle patine le film de transfert déposé au contact. Il est constitué de particules issues de l’usure : graphite, oxydes de cuivre et cuivre. Sous
le balai cathode se crée un film d’oxyde, tandis que sous le balai anode se crée
un film noirci de mélange d’oxydes et de dépot graphité [2], la patine y est plus
douce [9] (comprendre qu’elle est davantage chargée en graphite). THOMSON
28
& TURNER lient la quantité de graphite déposé à l’oxydation [9], ce qui va
dans le sens de ce qui a été évoqué plus haut, dans la mesure où l’oxydation
est ralentie lorsque la bague est partiellement isolée de l’atmosphère par cette
patine.
Corrélativement, Lancaster appuie cette thèse en soutenant que la présence
du film d’oxyde empêche le transfert de graphite sur le bague [19]. Spy &
Scherer confirmèrent par des essais que le dépôt du graphite est bien plus aisé
que son décapage. La présence d’humidité dans l’environnement est nécessaire
pour le dépôt de la patine et elle est composée de 2/3 d’oxyde de cuivre C u2 O,
1/4 de graphite, et le reste de résidus et pollutions divers [2].
abrasion/usure En premier lieu, de nombreux auteurs citent la vapeur d’eau
et/ ou l’oxygène comme des éléments indispensables à la bonne lubrification du
contact. Ainsi, la vapeur d’eau, l’oxygène et de nombreux éléments organiques
et inorganiques permettent le maintien du film de glissement à faible coefficient
de frottement [2], alors que sans humidité ou alors dans le vide, le coefficient de
frottement peut atteindre 1. Plus précisément, la présence de vapeur d’eau (ou
d’une vapeur facilement condensable (sic)) à une pression de 4 mbar permet
une bonne lubrification du contact, mais l’hydrogène, l’azote et le monoxyde
de carbone, jusqu’à des pressions de l’ordre de 0.8 bar, amènent l’usure à une
valeur semblable à celle obtenue dans le vide [6].
Ceci dément les propos de Savage [13] qui suggérait que la vapeur d’eau
pouvait constituer un fin film lubrifiant au contact (si c’est le cas, cette vapeur
favorise l’oxydation de surface de la bague !) Les recherches n’étaient jusqu’alors que peu précises puisque Bryant, Gutshall & Taylor [10] soutenaient,
thèse plus probable, que l’oxygène et la vapeur d’eau mettent en évidence
une faible énergie de liaison entre couches de graphite, ce qui explique l’effet
lubrifiant du graphite dans l’air, effet bien moindre dans le vide.
Pike & Thomson [12] soutiennent que l’effet de la vapeur dans les liaisons
intercristallines du graphite est la cause du pouvoir lubrifiant de celui-ci. L’affaiblissement des liaisons permettraient en effet aux grains de tourner pour
s’aligner dans le sens du mouvement. A ce moment là, le taux d’usure relativement élevé s’explique par la faible résistance au cisaillement du matériau
ainsi orienté.
\begin{figure}[H]
\centering
\includegraphics[width=8cm]{graphite_hex.jpg}
\caption{\label{graphitehex}Représentation de l’arrangement cristallographique du gra
\end{figure}
Ce n’est pas la seule explication proposée, néanmoins, il peut y avoir des
effets thermiques. On rappelle que la température de contact peut atteindre
29
400 à 500 °C [2] et bien plus lors de l’effet tunnel. Dans ce cas, la température de contact permet par déformation plastique la rotation des grains de
graphite afin que l’alignement des plans facilite le glissement, et la vapeur
d’eau pourrait être un affaiblissant des liaisons intergranulaires (de même que
la température)[6] intervenant dans ce phénomène.
Enfin, d’après Lancaster [17], la plus évidente explication de la transition de
frottement et d’usure des balais graphités à la température critique de contact
est celle selon laquelle la quantité de vapeur présente dans l’environnement
du contact n’est plus suffisante pour être adsorbée sur les surfaces fraîchement
décapées par le processus d’usure. La quantité de vapeur adsorbée est contrôlée par la pression de vapeur P, relative à la pression de saturation P0 et le
ratio PP0 est divisé par 100 sur la gamme de température 20-170 °C. A 170 °C,
P
P0 = 0, 015, c’est à dire 40 fois moins que nécessaire pour éviter l’abrasion
accélérée des balais dans le vide.
Le mode de dégradation du graphite est la rupture fragile [7] et le frottement du graphite se présente sous une forme d’arrachement d’écailles qui
s’enroulent sur elles-mêmes pour former de petits tubes [6]. Cette présence
de tubes sur lesquels roule le balai est également un élément qui va dans le
sens de la baisse du coefficient de frottement du contact lorsqu’il est bien graphité. On retrouve également au niveau de l’usure (dans laquelle la présence
de particules dures d’oxydes métalliques participe à l’abrasion des bague et
balai) les effets de polarité évoqués dans le paragraphe sur les questions de
la conduction à travers le contact, même si Spry & Scherer soutiennent qu’il
n’y a pas de corrélation entre polarité et coefficient de frottement [5].
Il semble que l’usure plus élevée du balai cathode que celle du balai anode
s’explique car les débris de graphite ne restent pas sur la piste, ce qui aurait
pu lubrifier le contact et ralentir l’usure comme c’est le cas au balai anode [2].
Les effets électriques font baisser le taux d’usure lorsque le courant croît au
balai +, mais il demeure constant en fonction du courant sous le balai - [12].
Marshall [15] est ici contredit, puisqu’il affirmait que l’usure du balai est
la conséquences d’effets mécaniques plutôt qu’électriques au contact, alors
que dans des cas de faibles charges sur le balai Shobert constate de forts
coefficients de frottement, plus élevés avec courant que sans.
Cette augmentation d’usure apparaît lorsque la température permet l’épaississement de la couche d’oxyde (peu décapée par un balai qui n’appuie pas
fort) jusqu’à un point critique où le passage du courant ne peut se faire que
par arquage : cela détériore la surface et augmente les contraintes locales
dans le matériau[17]. A de plus fortes charges, la chute du taux d’usure avec
le passage du courant peut être expliquée par la formation de matériau en
fusion et de perte de débris à l’interface à cause de la chaleur générée par le
passage du courant [16], les débris étant indispensables à la formation de la
30
patine lubrifiante.
La patine est dans ce cas un vecteur limitant pour le taux d’usure, mais pas
le seul : l’addition de (NH4 )2 HPO4 réduit à la fois le coefficient de frottement
(de 0,3 à 0,6 jusqu’à des valeurs inférieures à 0,2) et le taux d’usure [17] en
améliorant très sensiblement la durée de vie du balai. Des additifs peuvent
donc jouer un rôle important, c’est ce que nous allons voir plus loin.
2.4
Aspects Physico-Chimiques au Contact
D’après Mc Kee & Savage [13], le traitement des balais avec du trichlorure de phosphoryle POC l3 et/ou la présence dans le cuivre de la bague de
métaux dits non-catalytiques comme le zinc peuvent réduire l’usure à haute
température. En fait, les auteurs ont constaté une oxydation intergranulaire du
balai, catalysée par des oxydes métalliques comme les oxydes de cuivre (qui
sont malheureusement très nombreux au contact) et de fer, etc.
Cette réaction semble inhibée par la présence des additifs évoqués plus
haut. La surface du graphite est également sensible aux attaques d’azote et
d’oxygène, ainsi que les NOx et l’ozone générés lorsque le contact arque.
L’oxydation du carbone est une raison expliquant le fort taux d’usure à haute
vitesse. La cause est la gazéification produite par la réaction des oxydes métalliques avec le carbone. Cependant, un ajout de 5% de Zn dans l’alliage de la
bague peut multiplier la durée de vie du balai par 5, mais augmente également
le frottement et la tension de contact. Les additifs les plus efficaces pour cet
effet inhibiteur d’oxydation sont les halogénures de phosphores et halogénures
de phosphoryle, et certains sels d’ammonium.
Il semble que contrairement aux oxydes métalliques qui diminuent la température seuil de gazéification du graphite dans l’oxygène et donc qui diminuent
sa résistance par l’affaiblissement du balai par oxydation interne, les produits
chimiques évoqués augmentent cette température seuil, renforçant la résistance du balai à ces attaques à température donnée, en inhibant l’oxydation
du carbone. Les résultats du POC l3 sont similaires, en gain potentiel, à ceux
de l’ajout de 5% de Zn dans la bague, mais ce premier élément n’augmente pas
la tension de contact ni le frottement.
Le phénomène d’oxydation interne peut être constaté par une porosité du
balai qui croît, à cause de la rupture des liaisons entre petits grains qui se
regroupent pour en former de plus gros, solidarisés entre eux par des liaisons
affaiblies. L’arrachement de matière est donc facilité, et sur un volume plus important, d’où l’augmentation du taux d’usure. De plus, la porosité croissante du
balai impose un cheminement plus complexe du courant dans le balai à travers
des contacts intergranulaires moins nombreux, ce qui augmente la densité de
courant à travers ces contacts élémentaires. La résistivité du balai s’en trouve
augmentée, son échauffement également, et sa température plus élevée devient
31
à son tour un catalyseur de la réaction d’oxydation. Il est donc important de
la limiter au maximum.
La limite en Zn dans l’alliage de la bague est caractérisée par la formation
des oxydes de Zinc isolants, augmentant la tension de contact et le frottement.
Les augmentations de tensions peuvent également apparaître avec les inhibiteurs ajoutés dans le balai, mais pas avec les halogénures de phosphore. Le
phénomène est quand même limité lorsque le taux de Zn n’excède pas 5%.
2.5
Autres Phénomènes Notables
– Le film de graphite peut cloquer sous l’effet de la charge lorsque les
balais sont tendres et l’état de surface des bagues assez rugueux. les
effets de la polarité et du courant sont négligeables devant l’influence
des paramètres matériaux du contact sur ce phénomène [11].
– Un faible taux d’usure à basse vitesse peut être dû à un effet de vitrification du graphite lors du frottement sans courant [12]. .
– Des phénomènes aérodynamiques (le coin d’air) peuvent générer une
portance suffisante pour que celle-ci contre la charge appliquée par le
ressort et décolle le balai, interrompant le contact [8].
– Dans le cas de renversement du courant passant au contact, on constate
qu’en passant d’une polarité - à +, la valeur de tension de contact se
maintient à la même valeur avant de décroître lentement vers une valeur correspondant à la valeur stable d’un contact +. Dans le cas d’un
renversement de + à -, la valeur augmente brutalement avec quelques
instabilités avant de se rajuster rapidement à la valeur nominale [9]. Ceci
s’explique par la facilité à déposer de la patine (cas + vers -) comparée
à la relative difficulté d’arriver à en enlever pour retrouver la condition
de faible patine du contact + (cas - vers +).
– "Il a été mis en évidence que le défaut de forme de la bague, même de
faible amplitude, peut générer suffisament de sauts de balai pour causer
de gros dommages aux surfaces du balai et de la bague par arquage
excessif" [9].
– Les défauts locaux de géométrie sont la cause des sauts de balais, et pas
les défauts de forme globaux [16]. C’est la raison pour laquelle VALEO
impose un défaut maximum de 6 µm sur 15 ° d’angle sur les bagues (et
0,02 mm sur 360 °).
3
Méthodologie de Mesure en vigueur
Après avoir abordé une partie des phénomènes connus au contact et ayant
été étudiés précédemment, la mesure de la résistance de contact du couple
32
balai-bague devient un point crucial de la caractérisation de ce phénomène
qui, bien qu’ayant de multiples paramètres, ne se traduit essentiellement (et
c’est parce que cela pose problème que cela a été révélé) par des variations
de résistance de contact.
Pour caractériser le comportement électrique du contact balai-bague, nous
avons choisi d’opter pour une mesure de la résistance de contact entre ces deux
pièces. De par la configuration de la machine, représentée Fig. (13) ci-dessous,
une méthode de mesure doit être spécifiquement adaptée à son architecture.
La mesure à effectuer doit être dynamique et évidemment non-destructive, elle
doit également être répétable et ne pas perturber le système sur la plage de
fonctionnement nominale de la machine. Pour les différents types de mesures
que nous allons présenter, il est important de caractériser les variations et perturbations possibles, qu’elles soient tribo-mécaniques, thermiques, électriques,
etc. Enfin, la mesure doit permettre d’obtenir des signaux correspondants aux
valeurs des résistances de contact négative et positive R− (t) et R+ (t).
Figure 13 – Schémas électriques du rotor
À gauche le schéma électrique du circuit d’excitation. À droite le schéma de principe
du circuit d’excitation avec représentation des composants réels
La mesure des tensions et courant étant discrète (effectuée à des fréquences
de 10 Hz ou de 5 Hz, elles sont donc effectuées respectivement chaque 0,1 s
ou chaque 0,2 s selon les montages), nous avons choisi un quotient des deux
valeurs temporelles. Le système est composé d’une maille unique, de sorte que
toute variation globale de la résistance du circuit entraîne à tension constante
une variation de courant. On pose rr la résistance du rotor.
Loi des mailles : UR (t) = (R1 (t) + R2 (t) + rr ) iexc + L didtexc
33
Le régulateur veillant par définition à maintenir UR constante 8 , toute variation de R1 (t) et/ou R2 (t) se traduit par une variation de iexc , amortie cependant
par la bobine.
Nous allons présenter les différentes mesures possibles, les analyser et
leur apporter successivement les améliorations nécessaires pour isoler les informations relatives aux résistances de contact tout en évinçant les potentielles
perturbations issues de l’extérieur ou de la méthode de mesure. L’objectif est
de pouvoir transposer de manière fiable le principe à un tribomètre de type
pion-disque.
3.1
Mesure sur alternateur complet : mesure en U
C’est la mesure la plus simple, la plus rapide à mettre en ½uvre. Sur l’alternateur complet et sans le modifier, c’est la seule possible : mesurer la somme
des résistances du circuit. Elle peut être réalisée par une mesure simultanée
de courant iexc parcourant le circuit d’excitation et de tension UR aux bornes
des balais. Le principe est présenté Fig. (14) et le schéma électrique équivalent
di
est présenté Fig. (??). Par la loi d’Ohm UR (t) = (R1 (t) + R2 (t) + rr ) iexc + L dt
.
R est la résistance équivalente de l’ensemble du circuit. UR est fixée par les
conditions d’essai à 14V .
\begin{figure}[H]
\centering
\includegraphics[width=8cm]{mesure2pointes.png}
\caption{\label{deux_pointes}Mesure de résistance équivalente du circuit.
\newline \small \textit{Le voltmètre U mesure la tension $U_R$ aux bornes du
\\dipôle équivalent $R_1 + R + R_2$. A l’ampèremètre mesure le courant
\\ i$_{exc}$}}
\end{figure}
Les résistances $R_1$ et $R_2$ Fig. (\ref{deux_pointes}) sont les résistances de
\\contact des balais respectivement positif et négatif comme sur la figure
\\ (\ref{mesureU})).
3.1.1
Calcul Théorique
Par la loi des mailles appliquée à l’unique maille du circuit (schéma électrique figure (13)) :
diexc
UR = R1 (t) + R2 (t) + rr iexc + L
dt
(9)
8. UR est une fonction de la température seulement, UR est donc constante pour un essai
réalisé à température dirigée
34
Or, rigoureusement, rr la résistance rotorique n’est pas strictement constante
car elle dépend de la température du rotor (l’évolution est approximée au premier ordre par rr (θ) = rr0 (1 + a(θ − θ0 ) [Référence à venir] avec rr (θ) la
résistance du conducteur en fonction de θ la température absolue, rr0 étant la
résistance de référence à la température θ0 et a le coefficient directeur thermique). Puisque la mesure est globale, l’expression des résistances de contact
ne peut se faire que comme suit, UR et iexc (θ, t) étant les seules valeurs
connues à chaque instant.
On obtient :
R1 (t) + R1 (t) =
3.1.2
UR − L didtexc (θ, t)
− rr (θ)
iexc (θ, t)
(10)
Discussion
La mesure ne permet pas de distinguer R1 (t) et R2 (t) dont on ne connaît
par cette méthode que la valeur de la somme, et sa variation. les deux références sont pourtant fortement influencées par le sens de passage du courant
[2], [3], [5], [9].La mesure en U utilise la résistance rotorique rr qui n’est pas
rigoureusement la même entre toutes les machines d’une population et qui dépend de la température. On en déduit qu’à tension constante iexc = f(θ, t). De
plus, θ la température rotorique est influencée, toutes autres conditions fixées,
par la dissipation thermique Pth par effet Joule Pth = r(θ) i2exc (θ, t) du courant
iexc (θ, t) traversant le rotor. Il s’en suit un fort couplage entre résistance du
circuit et température d’équilibre du rotor.
La variation de iexc (θ, t) engendre des variations de la tension aux bornes de
la bobine, dont on ne peut pas dissocier l’effet amortissant sur les variations du
courant. La part de variation de résistance due à la bobine est donc indétectable. L’inductance du rotor vaut, par construction, L=100 à 150 mH (données
VALEO) et pour un circuit de type RL, je rappelle les valeurs [21] de constante
L
de temps τRL : τRL =
' 0, 04 à 0, 05 s
R
R
et du facteur d’amortissementλ : λ =
' 9 à 14
2L
La valeur de τRL indique, par définition, que la réponse du système met,
lorsque le système est soumis à un échelon de courant, 0,04 à 0,05 s pour
atteindre 63% de la valeur asymptotique en régime établi, 3τ (soit 0,12 à 0,15
s) pour atteindre 95% et 5τ (soit 0,2 à 0,3 s) pour atteindre 99% de cette même
valeur. La mesure étant effectuée à la fréquence de 10 ou 5 Hz (un point de
mesure toutes les 0,1 s ou 0,2 s), les amortissements des variations de courant
seront détectés par le moyen de mesure.
La valeur de λ est élevée (λ = 0 correspond à un système non amorti)
et confirme le rôle fortement amortissant de la bobine sur les variations du
courant iexc du réseau.
35
– La mesure ne permet pas de dissocier R1 (t) et R2 (t)
– iexc et ses variations sont fortement couplées aux variations de résistance
du rotor et aux variations de température
– La résistance et l’inductance rotoriques sont des données suivant une
répartition statistique sur une population de machines, rendant la mesure
non comparable.
– L’inductance rotorique génère un amortissement des variations de iexc
détectables par le moyen de mesure
– La mesure est toujours effectuée dans un environnement complexe et méconnu, aux paramètres multiples (vibrations, champ électromagnétique,
répartition de température, humidité, flux aérauliques générés par la ventilation de la machine, etc.) dont on n’a pas pu caractériser l’influence
Conclusion
La mesure en U n’amenant pas au résultat escompté compte tenu des
limitations présentées ci-dessus, une première évolution a été développée.
Nota : Cette mesure est appelée "mesure en U" car si on imagine les branches
du U comme étant les balais et le fond du U comme étant l’ensemble rotor-collecteur
sur le schéma électrique Fig. (13), on effectue alors la mesure de la tension entre les
extrémités hautes des branches du U.
Figure 14 – Mesure en U
3.2
Mesure sur alternateur complet : mesure en H
La mesure de la résistance électrique d’un contact statique est théoriquement possible par une simple mesure de courant et de tension. Le rapport nous
permet de connaître la résistance du contact considéré. Dans le cas réel le
36
mouvement de la bague empêche d’y fixer une sonde permettant la mesure de
potentiel. Une solution a été mise en place pour contourner ce problème, en
créant un deuxième contact glissant, un contact dit "de référence" à l’aide d’un
petit balai frotteur, également en contact avec le collecteur, et fixe par rapport
au porte-balais. Le schéma de principe électrique de cette mesure est présenté
Fig. (16). Le montage associé est présenté Fig. (17).
Figure 15 – Principe de la mesure de la chute de tension au contact
\begin{figure}[H]
\centering
\includegraphics[width=8cm]{mesurestatique.png}
\caption{\label{mesure_statique}Mesure de résistance équivalente d’un contact
\\statique.}
\end{figure}
37
Figure 16 – Schémas de la mesure en H avec petits balais
À gauche le schéma électrique. À droite le schéma de principe. Les résistances R et R’
correspondent aux résistances de contact des petits balais, R1 et R2 aux résistances
de contact recherchées, if1 et if2 sont les courants "de fuite" utilisés pour la mesure
par les voltmètres
Figure 17 – Montage des "petits balais"
38
3.2.1
Calcul Théorique
Il est important de valider le bien-fondé de ce choix de mesure avec petits
balais de référence en vérifiant que la mesure amène bien à la valeur de résistance attendue et que la présence d’un deuxième contact électrique glissant ne
génère pas de perturbations majeures. On appellera U1 et U2 les tensions de
contact, respectivement entre balai négatif et référence et entre balai positif
et référence. U1 et U2 sont mesurées par des voltmètres dont l’impédance Z
est de l’ordre de 106 Ω. On a donc, suivant le schéma de la figure (16) :
U+ = R1 iexc − Rif1
0
U2 = −R2 (iexc − if1 − if2 ) + R if2
(11)
(12)
Les valeurs absolues des tensions U− et U+ mesurées par cette méthode
oscillaient toutes les deux entre 0,12 et 0,20 V [Voir tableau de mesures qui
apparaitra dans la section "Résultats"]. Par mesure de UR (imposée à 14 V) et
de iexc et en tenant compte de la loi d’Ohm ainsi que de la loi des mailles de
Kirchhoff, le circuit Fig. (13) vérifie :
UR − R1 iexc − L
diexc
− rr iexc − R2 iexc = 0
dt
⇒ R1 + R2 + r ≤
(13)
UR
iexc
Or UG = 14 V (par définition) et iexc ∈]0; 5A],
⇒ R1 + R2 + r ≤ 2.8 Ω
⇒
R1 ≤ 2, 8 Ω
R2 ≤ 2, 8 Ω
(14)
Car dans ce système les résistances sont toutes positives ou nulles.
Or, en reprenant l’équation [12] et en rappelant que iexc ≤ 5A :
R1,max iexc,max − U1,max
if1
≤
iexc
iexc (R + Z )
⇒
if1
≤ 2, 8.10−6
iexc
39
(15)
Un raisonnement semblable nous amène à :
if2
≤ 2, 8.10−6
iexc
(16)
Les courants utilisés par les voltmètres 1 et 2 sont négligeables devant le
courant d’excitation i. Une simplification des expressions de U1 et U2 est donc
possible :
U2
R1 iexc
if1
=
−R
iexc
iexc
iexc
⇔ R1 =
U2
iexc
(17)
et pareillement pour R2 :
⇔ R2 = −
U2
iexc
(18)
avec une erreur relative inférieure ou égale à 1.10− 3%.
Nous obtenons la justification que les mesures U1 , U2 et iexc amènent bien
à l’expression des valeurs de résistances de contact recherchées, suivant les
expressions suivantes (??) et (??) :
U− (t)
iexc (t)
U+ (t)
R+ (t) =
iexc (t)
R− (t) =
(19)
(20)
Les petits balais permettant la mesure de résistance de contact frottent
sur la même piste que les balais principaux. Cela entraîne une perturbation
tribo-mécanique du contact principal :
– par dépôt supplémentaire de film de transfert, qui est la conséquence de
l’usure mécanique du frotteur graphité comme l’a décrit Lancaster [19]
– l’effort appliqué au contact par le ressort à lame n’est ni connu ni maîtrisé
– le frottement du petit balai génère un échauffement dont on ne connaît
pas la puissance. Celle-ci est théoriquement égale à Pthermique = Pth =
FT Vglissement = FN ffrott Vglissement dont on ne connaît hélas ni le coefficient de frottement ffrott 9 , ni l’effort normal FN appliqué par le ressort
à lame, ni l’effort tangentiel FT qui en résulte car nous ne pouvons pas
le mesurer au cours de l’essai
– la mesure est toujours effectuée dans un environnement complexe et méconnu, aux paramètres multiples (vibrations, champ électromagnétique,
répartition de température, humidité, flux aérauliques générés par la ventilation de la machine, etc.) dont on n’a pas pu caractériser l’influence.
9. Bien que nous puissions le caractériser en dédiant un montage à cette mesure, cela
s’avèrerait sans intérêt
40
3.2.2
Discussion
Cette méthode de mesure débloque certains verrous de la précédente mesure,voir ci-dessous :
– La mesure ne permet pas de dissocier R1 (t) et R2 (t) (Résolu) : la mesure
en H permet de mesurer indépendamment R1 et R2
– iexc et ses variations sont fortement couplées aux variations de résistance
du rotor et aux variations de température (Non-Résolu)
– La résistance et l’inductance rotoriques sont des données suivant une
répartition statistique sur une population de machines, rendant la mesure
non comparable. (Non-Résolu)
– L’inductance rotorique génère un amortissement des variations de iexc
détectables par le moyen de mesure (Non-Résolu)
– La mesure en H nécessite, comme la mesure en U, autant d’alternateurs
complets que de mesures à réaliser
– La mesure est toujours effectuée dans un environnement complexe et méconnu, aux paramètres multiples (vibrations, champ électromagnétique,
répartition de température, humidité, flux aérauliques générés par la ventilation de la machine, etc.) dont on n’a pas pu caractériser l’influence
(Non-Résolu)
– Le contact est perturbé par le frottement des balais additionnels :
– échauffement
– dépôt de film de transfert
– La présence de deux balais de référence génère une incertitude sur
l’influence de chacun d’eux sur la mesure, dont on ne sait pas si elle est
identique même si elle a été démontrée comme négligeable.
Il subsiste tout de même quelques limitations que nous allons chercher à
éviter par une amélioration du principe de mesure sur un banc d’essai dédié.
3.2.3
Conclusion
La mesure en H, pas franchement meilleure que la mesure en U en termes
des problèmes expérimentaux qu’elle soulève, ne satisfait pas encore notre
nécessité de répétabilité, de neutralité et de maîtrise des conditions d’essai,
et elle ne nous apporte pas la certitude que le résultat de la mesure correspond
bien à la valeur que nous voulons caractériser.
Un moyen de mesure dédié a été conçu spécifiquement pour les mesures
de résistances de contact du couple balai bague en configuration standard.
Cela signifie que les bagues et balais utilisés pour effectuer la mesure seront
conformes en termes de formes, dimensions et tolérances aux éléments produits
en série. [Partie en cours de complément]
Nota : Cette mesure est appelée "mesure en H" car si on imagine les branches
supérieures du H comme étant les balais, les branches inférieures étant les petits
balais et la barre centrale du H le collecteur, on effectue alors la mesure de la
41
Figure 18 – Mesure en H
tension entre les extrémités haute et basse des branches du H
3.3
L’Electro-Tribomètre VALEO n°1
Un Electro-tribomètre existait déjà pour faire des mesures de coefficient
de frottement entre balai et bague avec passage de courant. C’est la raison du
nom Electro-tribomètre. Ce banc est constitué comme le montre la figure (??).
\begin{figure}[h!]
\begin{center}
\includegraphics[width=12cm]{etribo1frott}
\caption{\label{etribo1frott} Architecture de l’Electro-Tribomètre n°1 dans sa config
\end{center}
\end{figure}
3.3.1
Description du montage : application de la mesure en H
PHOTO A VENIR
\begin{figure}[H]
\centering
\includegraphics[width=8cm]{tribometre1.png}
\caption{\label{tribo1}Electrotribomètre-1 utilisé pour une mesure en
\\$\mathds{U}$}
42
\end{figure}
La partie de mesure était initialement pourvue d’un bras [a] articulé en
[x]. Le bras [a] reçoit une glissière à billes [g] sur laquelle est fixée une cage
porte-balai spécifique [d]. Le balai [b] est fixé par une bride au porte-balai
[h !]. La tresse [e] assurant l’alimentation électrique du balai peut être reliée
à une alimentation stabilisée [f]. Equilibré par la masse réglable [m], le bras
tout équipé avec glissière, n’exerce sur la bague [c] aucun effort lorsqu’il est
au repos.
En chargeant le bras d’une masse calibrée connue, on peut appliquer sur
le balai [b] un effort normal N connu. La bague [c] est entraînée en rotation
par un moteur électrique piloté par un variateur et un potentiomètre. La bague
peut être entraînée en vitesse de 0 à 6000 tr/min avec une précision de ± 30
tr/min. Le porte-balai spécifique [h !] est muni d’un pointeau dont l’extrémité
est en liaison semi-ponctuelle avec un capteur d’effort en flexion [k]. Sous l’effet
du mouvement de rotation de la bague, le balai [b] dont l’extrémité plate assure un contact linéique de largeur infime avec la bague exerce sur la lame de
flexion du capteur d’effort un effort égal à l’effort tangentiel T, lequel divisé par
l’effort normal N donne le coefficient de frottement du dit balai. Enfin, un balai
"de mesure" [m] est placé sous la bague, et décalé de manière à frotter sur une
autre piste que celle du balai étudié [b], permet de fermer le circuit électrique
de passage du courant. Le courant peut être dirigé dans les deux sens possible
du circuit, et peut prendre des valeurs de 0 à 8A avec une précision de 1 mA
sous 0 à 20V avec une précision de 1 mV.
Ce banc apporte des améliorations significatives :
– Mesure possible de chaque polarité (balai positif ou balai négatif) possible indépendamment de l’autre polarité
– Suppression de la variabilité qui était dûe à la répartition statistique
des résistances rotoriques et des inductances du bobinage (en valeurs)
– Suppression des effets d’amortissements du bobinage du rotor
– Suppression des paramètres extérieurs spécifiques à la machine (ses
modes propres, son inertie thermique, etc.)
– Possibilité de tester et de stocker uniquement des couples balai-bague
– Environnement expérimental simple et maîtrisé
– Mesure du coefficient de frottement pendant l’essai
Mais certaines limites demeurent :
– Le moyen ne permet pas de tester un couple de balais, mais un seul
balai à la fois (qu’on doit donc choisir comme étant le balai + ou - en
imposant le sens du courant à travers le montage)
– La rigidité du montage avec le bras [a] impose de rester à basse vitesse
sous peine de générer de fortes vibrations (excitation du système par
les défauts de concentricité de la bague dont la tolérance admet 0,02
43
mm de faux-rond total ou 6 µm sur 15 deg). Voir à ce propos les travaux
de Mme Berthou-Camara sur les mesures de coefficient de frottement en
fonction de la rigidité du moyen d’essai [référence à venir]. Ces vibrations
entraînent des perturbations dans la mesure de la tension de contact
entre balai [b] et balai [m].
– Il est impossible sur le montage de tester des balais expérimentaux
dont la longueur serait différente de celle des balais série (perte de
l’horizontalité du bras nécessaire à la bonne application de l’effort normal
sur le balai testé. Le montage ne permet pas non plus de tester des balais
de section différente.
44
3.4
Conclusion
Nous venons de le voir, la configuration du système est multi-physique
(Fig. (19) : elle se partage entre les problématiques mécanique du frottement,
électrique du courant et physico-chimique au niveau des affinités électroniques
différentes induites par la polarité électrique du système. La partie frottement
est divisée en deux sous-parties qui sont le frottement sec et la lubrification
assurée par le film de transfert dont on rappelle qu’il est composé entre autres
de graphite qui se trouve être habituellement un bon lubrifiant solide dans
les conditions de température et d’atmosphère semblables à celles de notre
système. La partie physico-chimique se divise également en deux sous-parties
qui sont l’oxydation (notamment les effets de la polarité sur celle-ci) et la
polarité associée au dépôt de film de transfert.
Figure 19 – Représentation du système Multi-physique constitué par le
couple balai-bague
Le système est également multi-échelles car si la première approche est
macroscopique (système global soit une échelle en mm et mm2 ), il est important de retenir que nous venons de voir dans ce chapitre que beaucoup de
phénomènes se situent à une échelle 1000 fois plus faible (proche du micron
et µm2 ). C’est notamment le cas des surfaces de contact électriques, c’est également le cas des épaisseurs de formation d’oxydes, ainsi que des profils de
rugosité et des particules contenue dans le film de transfert. Les enjeux de
cette étude sont multiples : acquérir une solide connaissance générale des
phénomènes pouvant se produire au contact afin de choisir avec justesse les
45
essais à mener pour tenter d’isoler les phénomènes et caractériser, ainsi, leur
pondération dans la perturbation du système telle que constatée chez VALEO.
La configuration multi-physique et muilti-échelles n’est pas sans soulever
des problèmes quant à l’isolement des sources de perturbations entre elles.
Nous disposons, avec le LISMMA, de tribomètres pour la mesure de frottement
et d’un moyen dédié à la mesure de résistance de contact chez VALEO. Nous
avons perfectionné les méthodes de mesure existantes et développé sur ces
bases une méthode originale de caractérisation simultanée des résistances de
contact et des forces de frottement sur un tribomètre bi-pion du LISMMA.
46
Deuxième partie
Étude Expérimentale
47
Les méthodes de mesures précédemment présentées ayant des inconvénients inhérents aux contraintes imposées par les bancs qui les reçoivent, nous
avons choisi d’étudier théoriquement la meilleure méthode pour les mesures
de résistances de contact puis ensuite de l’adapter à un banc de mesure. Une
fois équipé, le banc en question permettra de réaliser la campagne d’essai qui
a été choisie, toujours dans l’objectif de réaliser des mesures limitant l’impact
des facteurs extérieurs et réduisant au minimum l’interaction entre les paramètres, de manière à évaluer chaque partie (frottement, résistance, etc) avec
le maximum d’interdépendance.
1
Définition Théorique de la Méthode de Mesure en V
Nota : Cette mesure est appelée "mesure en V" car si on imagine les branches
du V comme étant les balais et la pointe du V étant le balai référence utilisé pour
la mesure, on effectue alors la mesure de la tension entre la pointe du V et chacune
des extrémités de ses branches
Figure 20 – Mesure en V
La nouvelle méthode de mesure devra satisfaire des contraintes que nous
avons regroupées sous la forme d’un diagramme pieuvre Fig (21).
48
Utilisateur VALEO
Communauté
Scientifique
Résistances de
Contact +
FP1
FP2
FC1
FC2
Contact
Electrique
Résistances de
Contact -
Composants
Standard VALEO
Mesure de Mesure en
V
FC3
FC8
Contact
Mécanique
Précision
FC4
Paramètres du
banc d’essai
FC5
FC6
FC7
Fonctionnement
en continu
Température
Atmosphère
ambiante
Figure 21 – Diagramme APTE de la fonction de mesure en V
FP1 Mesurer la résistance de contact du balai positif avec la bague sans
perturbations
FP2 Mesurer la résistance de contact du balai négatif avec la bague sans
perturbations
FC1 Utiliser des composants standard VALEO (ou de géométrie correspondant aux standards R&D de VALEO)
FC2 Ne pas perturber le contact électrique bague-balai
FC3 Ne pas perturber le contact mécanique bague-balai
FC4 Se limiter aux paramètres : courant - tension - effort - température vitesse de rotation + nuance du balai - nuance de la bague
FC5 Pouvoir fonctionner en continu
FC6 Résister à la température de 250°C
FC7 Fonctionner en atmosphère ambiante
FC8 Avoir une précision de calcul de résistance de contact < 1/1000
FC9 Etre insensible aux vibrations parasites
Afin de recréer des conditions proches de celles sur une machine réelle, les
composants utilisés seront au maximum issus des composants de série. Ainsi
49
nous avons dessiné, autour d’une cage porte-balais de série, avec ses ressorts
et balai de série, un montage permettant de s’affranchir des défauts évoqués
précédemment et qui avaient eu pour conséquence des fonctions contraintes
que devait satisfaire la nouvelle architecture :
PPHOTO ! ! ! ! ! !
Ce montage permet de mesurer chacune des résistances avec une référence
unique (le balai central inférieur). On supprime là les perturbations issues des
modes propres de la machine, de l’amortissement de la bobine, de l’échauffement de celle-ci, etc. Le balai de référence n’introduit aucune perturbation
électro-mécanique sur la piste des balais de puissance, le système peut fonctionner pour des durées d’essai de plusieurs centaines d’heures sans discontinuer, le choix des matériaux (Poly-Ether-Ether-Ketone, aluminium) assure la
résistance thermique et l’isolation électrique par le choix judicieux des parties
en PEEK. De par sa géométrie massive, le système évite tout risque de mauvais maintien des balais, et les mesures de tensions, courant, températures,
sont effectuées avec quatre chiffres significatifs.
1.1
Adaptation à l’acquisition des données pour mesure sur pièces
isolées
La figure 13 page 33 rappelle la composition du circuit électrique d’excitation. Le générateur apparaissant sur celui-ci est une source de tension
continue : c’est une symbolisation du principe du régulateur, principe que nous
n’aborderons pas ici. Cette source de tension admet un maximum UR qui vaut
14V, et qui engendre dans le circuit un courant ide l’ordre de 3 à 5A. En régime
établi, le circuit comporte 3 résistances en série, R1 et R2 les résistances de
contact et r la résistance rotorique. Une mesure statique d’un ensemble nous
donne qu’en moyenne R1 + R2 + r ≈ 2, 2Ω. Une mesure statique du rotor seul
donne une valeur très proche de la première, au point que les résistances de
contact statiques sont parfois difficilement détectables.
Aussi, une mesure électrique de type 4 points a été envisagée dans la phase de
développement du banc de mesure de résistances de contact dynamique. Une
mesure 2 points ne permet pas de déceler de faibles variations de résistances
dans un circuit fortement résistif, alors que la mesure 4 points judicieusement
positionnée le permet avec une précision égale à celle des appareils de mesure choisis. La résistance variable R apparaissant sur la figure Fig. (22) est
utilisée seulement pour régler Iexc lorsque UB+ est fixé.
Pour simplifier le montage nous pouvons disposer de bagues uniques larges
(dites mono-bagues ou bague mono-pièce) permettant de faire frotter le balai
de référence en position centrale entre les pistes des balais de puissance 10 .
10. Lors de l’usinage, ces bagues ne forment qu’une seule pièce qui est découpée ensuite en
deux lors de l’usinage final du rotor et de la mise aux cotes. Nous prélevons donc les pièces
avant qu’elles passent la phase d’usinage final
50
Figure 22 – Principe de la mesure 4 pointes appliqué au balais et à la monobague
Néanmoins, cette mesure englobe également la différence de potentiel
propre à la bague et influencée par sa résistivité. La bague étant faite en
matériau métallique, généralement du cuivre (mais certaines ont été prototypées en aluminium, acier, inox...), les résistivités des bagues sont comprises
entre 10.10− 9 et 150.10−9 Ω.m. Cela correspond au maximum à une chute de
tension de la bague de l’ordre de 3.10−8 V . Ces inconvénients sont donc sans
influence dans cette configuration de mesure avec ces matériaux.
Nous pouvons maintenir les expressions simplifiées (21) et (22) que nous
rappelons ci-dessous :
U− (t)
iexc (t)
U+ (t)
R+ (t) =
iexc (t)
R− (t) =
1.2
(21)
(22)
application à l’Electro-Tribomètre VALEO -1 et généralisation
à l’Electro-Tribomètre -2
PHOTO de ce que ça donne sur l’ETRIBO1 et sur l’ETRIBO2 avec commentaires
51
1.3
Application au Tribomètre bi-pion du LISMMA
Afin de réaliser la mesure en V (voir Fig. (??)), nous disposons d’un tribomètre bi-pion. Ce banc est donc muni de deux bras identiques montés symétriquement et permettant un réglage de la distance entre l’axe de rotation
et le pion. Ceci est utilise pour séparer ou superposer les pistes de chacun
des deux bras. Dans notre cas, les pistes seront juxtaposées et séparées par
une zone non frottée de 3 mm de largeur. Cette possibilité de frottement à
deux pions sans perturbation mutuelle est particulièrement intéressante dans
le cadre de notre étude car elle reproduit la configuration nécessaire pour la
mesure 4 pointes des tensions de contact des balais positif et négatif.
Le tribomètre du LISMMA sur lequel les essais dont le plan d’essais est
présenté page 62 est un tribomètre de type pion-disque d’architecture classique : un moteur (a) placé suivant un axe vertical entraîne directement en
rotation la broche porte-disque (b) et par conséquent le disque (c). La caractéristique principale de ce banc est de disposer de deux bras porte-pion (e et
e’), exactement identiques et placés symétriquement de manière à ce que les
deux pions frottent de part et autre du diamètre du disque, et à une distance
r réglable de l’axe de rotation.
\begin{figure}[H]
\centering
\includegraphics[width=8cm]{Schéma de principe du tribomètre bi-pion-disque.jpg}
\caption{\label{xxxxxx} xxxxxxx}
\end{figure}
52
Figure 23 – Tribomètre bi-pion du LISMMA
Figure 24 – Tribomètre bi-pion du LISMMA : vue des pions (=balais) et du
disque
53
1.3.1
Porte-pion pour les balais de puissance
Des porte-pion spécifiques ont été étudiés et fabriqués par l’atelier prototypes de VALEO à Créteil. Les principales caractéristiques à assurer étaient :
FP1 fixation du balai standard VALEO et maintien de celui-ci pendant les
essais - celui-ci est assuré par une bride à vis serrant le balai dans une
gorge aux dimensions précises du balai
FC1 isolation électrique entre le balai et la terre, entre le balai et le bras
porte-pion, entre le balai et le châssis de l’Electro-Tribomètre, entre les
balais - isolation assurée par l’extrémité en PEEK recevant le balai, elle
même fixée sur le fût en acier
FC2 montage et démontage du porte-pion facile et rapide - porte pion équipé
d’un écrou de serrage standard, et muni de quatre méplats pour le maintien au serrage/déserrage
FC3 montage et démontage facile et rapide du balai - serrage et déserrage
des brides par l’extérieur d’où l’inversion des positions des vis de serrage
sur le porte-pion orienté à l’intérieur
FC4 résistance mécanique - dimensionnement identique aux systèmes déjà
en utilisation, fût en acier et extrémité en PEEK, visserie acier et bride
en aluminium
FC5 résistance à la température jusqu’à 150°C - structure métallique et
PEEK
Le résultat de la conception des porte-pions spécifiques est présenté cidessous :
Figure 25 – Porte-balais spécifiques isolés électriquement pour le Tribomètre
bi-pion du LISMMA
54
1.3.2
Porte-balai et balai radial destiné à la référence de mesure
Afin de permettre la mesure en V un balai de référence est nécessaire
et de par la géométrie du système, il a été choisi de positionner un balai
radialement, c’est-à-dire sur la tranche du disque. Ce balai de mesure doit
respecter :
FP1 fixation du balai et maintien de celui-ci pendant les essais - celui-ci est
assuré par un porte balai VALEO modifié, fixé sur une équerre aluminium
permettant divers réglages en hauteur et distance radiale
FC1 isolation électrique entre le balai et la terre, entre le balai et le châssis
de l’Electro-Tribomètre, entre les balais - isolation assurée par la partie
de porte-balais VALEO utilisée
FC2 montage et démontage facile et rapide du disque - aucune gêne de positionnement du disque après rotation du porte-balai de référence suivant
l’axe vertical utilisé pour sa fixation par vis sur un support existant
Le résultat de la conception du porte-balai de référence spécifique est
présenté ci-dessous :
Figure 26 – Porte-balai radial spécifique isolés électriquement pour la référence de la mesure de tensions de contact
1.3.3
Géométrie des disques
Les dimensions des disques sont imposées fonctionnellement par les caractéristiques du banc d’essai. Celles-ci sont présentées ci-dessous :
Nous avons choisi de créer sur le tribomètre bi-pion du LISMMA des conditions suffisamment proche de celles du cas réel de l’alternateur, de manière à
fixer sur un banc d’essai normalisé les paramètres souhaités, et de manière à
ne pas introduire de déviation qui puisse être seulement due à des paramètres
différents. Parmi ceux-ci, le paramètre de rugosité est évidemment important.
55
Figure 27 – Porte-balai radial : montage sur le banc
Figure 28 – Dimensionnel adopté pour la fabrication des disques utilisés sur
le tribomètre bi-pion
La rugosité de chacun des disques testés a été mesurée en trois positions
espacées environ de 120° sur le disque. Chacune des valeurs se situe, après
rectification si besoin, dans la fourchette du standard VALEO qui situe le Ra
entre 0,8 µm et 1,6 µm.
Le défaut de circularité maximum admissible sur un collecteur standard VALEO est de e = 0,02 mm sur un tour, ou de hd = 6µm sur 15°. A la vitesse
1 e
de rotation v = 3000 tr/min, un tour est effectué en 50
de seconde, et 15
1 e
degrés angulaires sont parcourus en 1200 de seconde. La vitesse verticale
correspondant à un dénivelé de 6 µm sur 15° est :
v15 =
6.10−6
1
1200
= 7, 2.10−3 m/s
56
(23)
Figure 29 – Exemple de réalistion d’un disque destiné au tribomètre bi-pion.
Matériau : Cuivre revêtu d’or
et la vitesse verticale correspondant à un dénivelé de 0,02mm sur un tour
est de :
v360 =
20.10−6
1
50
= 1.10−3 m/s
(24)
La valeur la plus contraignante est v360 et le montage assuré par le tribomètre bi-pion doit donc assurer un défaut maximum tel que la vitesse verticale
du balai soit toujours plus faible que 1.10−3 m/s. Le choix de la vitesse de
rotation du tribomètre a été effectué pour que la vitesse linéaire du balai soit
la même pour le tribomètre à sa vitesse de rotation ωd que pour le contact
balai-bague lorsque l’essai est réalisé sur l’alternateur à sa vitesse de rotation
ωr = 3000 tr/min, vitesse dont on sait qu’elle est suffisante pour voir apparaître les variations de résistance de contact et vitesse qui est utilisée pour
les essais réalisés sur alternateur complet.
Nous appellerons vb−r , vb−d respectivement la vitesse de glissement du
contact balai-rotor, balai-disque, en m/s. On impose vb−r = vb−d
vb−r = ωr dbague π = 2, 34m/s
(25)
vb−d = ωd dpiste π
(26)
57
⇒ ωd =
vb−r
dpiste π
(27)
Nous sommes face à la question de savoir quelle est la référence que nous
choisissons pour déterminer la vitesse de rotationωd . En effet, comme les pistes
positive et négative sont concentriques, à vitesse de rotation donnée la vitesse
linéaire de chacun des deux balais ne sera pas égale, bien que proche. La
table suivante présente les mesures de positionnement de chacune des pistes
sur le disque et leur diamètre moyen associé.
machine VALEO
polarité
+
-
diamètre int.
14,3 mm
14,3 mm
diamètre ext.
/
/
diam. moyen
14,3 mm
14,3 mm
polarité
+
-
diamètre int.
55,6 mm
66,4 mm
diamètre ext.
64,9 mm
75,7 mm
diam. moyen
60,25 mm
71,05 mm
disque LISMMA
Table 2 – Relevés de diamètre des pistes
La vitesse linéaire balai-collecteur est vb−r = 2, 25m/s à 3000 tr/min. On
prend comme référence la vitesse du balai positif, placé en piste extérieure, car
le balai positif est le balai dont la littérature et les expérimentations menées
chez VALEO montrent qu’il est le siège des plus forts phénomènes en termes
de variation de résistance mais aussi de valeur moyenne de résistance de
contact.
On a donc :
ωd = 63, 3rd/s = 605tr/min
(28)
Pour revenir au maximum acceptable pour notre disque, le défaut de forme
maximal acceptable hd−disque doit vérifier :
hd−disque ≤ v360 ωd
(29)
hd−disque ≤ 0, 011mm
(30)
Lors des mesures effectuées au comparateur, il le défaut de géométrie sur un
tour est proche de la valeur limite, mais demeure dans les limites acceptables
pour le système.
58
Figure 30 – Mesure du défaut géométrique d’un disque en position d’essai
– Des disques possédant les caractéristiques dimensionnelles énumérées
plus haut ont été fabriqués dans une quantité adaptée aux besoins d’essais (4 à 12 pièces) dans chacun de ces matériaux :
– Acier A37
– Aluminium 1050
– Cuivre Cw024
– Cuivre allié CuCr1Zr
– Cuivre Cw024 revêtu de 7µm d’or
– Cuivre Cw024 revêtu d’oxyde de cuivre noir CuO
– chaque configuration d’essai sera répétée trois fois pour établir une
moyenne statistiquement pertinente des mesures effectuées
– les essais vont être réalisés en atmosphère ambiante, un dispositif de
chauffage permettant de maintenir le disque à la température de 130°C
+ ou - 5°C au cours de l’essai. le dispositif de chauffage est mise en
route en même temps que le moteur entraînant le disque. Il en découle
une phase de stabilisation thermique confondue avec la phase d’accommodation des surfaces au contact balai-disque
– la centrale d’acquisition doit être mise en route au moins 30min avant
59
chacun des essais
Le mode opératoire des essais a été chois comme suit :
60
Étape
sélection du disque
dégraissage
polissage
mesure de Ra
montage
mesure du défaut
géométrique
pré-rodage balai
mesure au MEB
(optionnelle)
mise en route
alim 14 V - 3,8 A
Justification
élimination des pollutions d’usinage, celles dues au stockage
et celles dues à la manutention
création du Ra souhaité (Ra = 0,8 à 1,6 µm)
blocage du paramètre rugosité (répétabilité des essais)
mise à nu des surfaces par le même procédé (répétabilité)
mesure suivant 4 rayons orthogonalement positionnés
les 4 mesures devront être dans la fourchette 0,8 - 1,6 µm
éviter les perturbations dynamiques mécanique du contact
par les surcharges et délestages d’efforts normaux dus au défaut de planéité
(= éviter les sauts de balais = éviter les ruptures de contact
électrique et l’usure électrique)
rodage mécanique le plus rapide possible (pré-rodage super fin)
mesure de la taille des grains pour l’étude d’oxydation
du balai (oxydation du carbone)
conditions comparables aux essais déjà réalisés
et bien connues (et représentatives du fonctionnement réel)
blocage des paramètres tensions et courant
vitesse = 2m/s
idem + blocage du paramètre vitesse
équivaut à 3000tr/min alternateur (pour info)
charge 5N
sur le balai
pour empêcher les ruptures de circuit causées par les défauts géométriques
pour que les pertes mécaniques du montage soient faibles devant les efforts
appliqués et mesurés (de l’ordre de 0,01 N contre 5 N d’effort normal
et 1,5 N d’effort tangentiel)
mesure statique
de tension de contact
décapage
mesure
mesure statique
décapage
mesure
mesure statique
ANALYSE
visualisation optique
du taux de
couverture du film
de transfert
MEB disque complet
MEB balai
coupe disque
+ microscope/MEB
mise à nu de la surface (désoxydation)
durée = 1h. La stabilisation thermo-mécanique est de constante de temps
égale à τthmec = blabla secondes
(arrêt de l’essai avec maintient du dispositif de chauffage)
désoxydation
durée = 1h (voir ci-dessus)
(arrêt de l’essai avec maintient du dispositif de chauffage)
Cette méthode permet d’estimer par mesure de contraste optique le taux de
couverture surfacique des zones noircies par le dépôt de film de transfert par
rapport à l’étendue de la zone analysée
analyse des composés en présence
analyse hors piste (référence)
analyse piste analyse piste +
pour voir l’influence de sens de passage du courant et les effets du frottement
à la présence d’oxydes et les mettre en rapport avec les performances
électriques
voir plus haut (oxydation balai)
mesure du film de transfert (épaisseur et répartition
61
substrat-oxydes-film de transfert)
Table 3 – Mode opératoire des essais et justification
Axer les mesures et la mise au point du banc sur :
– les données de résistivité des oxydes à rechercher dans la biblio
– la quantification des INCERTITUDES de mesure
– une justification de et par les mesures statiques de résistance de contact
2
2.1
Plan d’essais
Choix des matériaux et caractéristiques
Présenter ici le choix des matériaux et la justification de ce choix. quelle
propriété permet de tester quelle hypothèse. Parler ici des résultats des mesures de dureté, citer les caractéristiques mécaniques et électriques des matériaux.
2.2
Déroulement des essais
présenter la durée, les conditions extérieures et l’enchainement des essais
avec un tableau chronologique par exemple
3
Résultats Expérimentaux
La mise en évidence d’un champ électrique E seuil (correspondant à une
tension seuil à rapprocher des valeurs habituellement utilisées pour les machines VALEO, et à rapprocher des valeurs de la biblio) permettait de corroborer le fait que le balai actuel est suffisant pour assurer un bon contact vis-à-vis
de la problématique de l’oxydation. En effet, si la tension seuil est inférieure
à celle du montage TRIBOLISMMA, cela tend à vérifier que le balai rompt
électriquement le film d’oxyde qu’il évacue, hypothèse : mécaniquement par
frottement et abrasion. Cela pourrait justifier la corrélation et le déphasage
entre les motifs périodiques constatés sur les signaux de Rc et de frottement.
3.1
Résultats de Résistances de Contact
Les résistances de contact sont analysées de deux manières : Statique et
Dynamique. En effet, le mode opératoire de chaque essai permet trois mesures de résistance statique pour chaque balai. Ces dernières sont utiles pour
faire une mesure de l’effet du dépôt du film de transfert à l’interface tout en
supprimant les effets dynamiques dûs à la rotation. C’est à la fois la part de
résistance de contact due au dépôt de film de transfert sur le disque et celle
due au dépôt de film sur le balai.
62
3.1.1
Résistance statique de contact
L’évolution des moyennes de résistances de contact statiques au cours d’un
essai est réalisée dans des conditions semblables :
– Mesure à t = 0 : réalisée sur disque neuf, dégraissé et nu, n’ayant pas
tourné, avec balai neuf pré-rôdé n’ayant pas tourné.
– Mesure à t = 1h : réalisée après que l’essai a fonctionné 1h, la rotation
est arrêtée librement (sans freinage de la rotation).
– Après 20 sec de mesure statique, le film de transfert déposé sur le disque
est décapé mécaniquement (par papier abrasif). Le film de transfert sur
le balai n’est pas touché.
– Mesure à t = 2h : réalisée après que l’essai a fonctionné 1h depuis le
décapage mécanique réalisé après la mesure précédente.
En décapant en cours d’essai, on a donc l’assurance de décaper le film de
transfert déposé sur la bague. Pour les quatre matériaux non revêtus, on isole
donc la part de résistance de contact due au dépôt de film de transfert sur
la surface frottante du balai. Nous constatons que les résistances de contact
statiques augmentent au cours du temps, c’est donc que la fraction de film
de transfert déposée sur chaque balai augmente au cours du temps. Un essai
ponctuel de durée plus élevée nous montre que la résistance de contact statique se stabilise lorsque le dépôt de film de transfert s’est lui aussi stabilisé
après X heures d’essai.
La figure (31) ci-dessous montre l’évolution des résistances de contact
statiques du début de l’essai en fin d’essai avec une mesure au milieu de l’essai.
La tendance est à la croissance pour chaque matériau, nous pouvons conclure
que le dépôt de film de transfert sur le balai croît au cours du fonctionnement
et ce film de transfert entraîne une augmentation de résistance de contact.
63
Figure 31 – Evolution des Résistances de Contact Statiques pour les matériaux
non revêtus
La figure (33) ci-dessous montre l’évolution des résistances de contact
statiques des couples balai-disque revêtu d’Or du début de l’essai en fin d’essai
avec une mesure au milieu de l’essai. La tendance est très stable, les valeurs
sont très proches et sont contenue dans un intervalle [0,004 ; 0,011] ce qui
correspond aux plus basses valeurs enregistrées lors de l’ensemble de nos
essais (voir Fig.(??)). On a donc à la fois des résistances statiques très basses
et stables.
64
Figure 32 – Evolution des Résistances de Contact Statiques pour les disques
revêtus d’Or
Figure 33 – A Gauche- Synthèse des moyennes de Résistances de Contact
Statiques en fonction des matériaux. A droite- Même graphe sans les résultats
du CuO pour davantage de lisibilité
65
3.1.2
Résistance dynamique de contact
Figure 34 – balai négatif
Figure 35 – balai positif
3.2
Résultats en frottement
ajouter graphe de positionnement des valeurs de frottement
66
Figure 36 – balai négatif
Figure 37 – balai positif
67
3.3
Analyse fréquentielle des signaux
Mettre un tableau récapitulant les caractéristiques frréquentielles notamment ces raies isolés qu’on distingue sur les graphes de frottement
68
Troisième partie
Analyse-Discussion
69
1
Corrélation Résistance de contact - Frottement
La première hypothèse sur l’origine des perturbations de résistance de
contact portait sur les effets mécaniques et conditions au contact balai-bague.
Les analyses effectuées montrent que la résistance de contact est fortement
influencée par la valeur de coefficient de frottement du contact balai-bague.
D’après les graphes précédents Fig. (34) et Fig. (35) qui représentent les
plages de variation de frottement en fonction des matériaux et les graphes
Fig. (36) et Fig. (37) qui représentent les plages de variation de résistance
de contact en fonction des matériaux, nous pouvons établir les graphes correspondant aux zones de fonctionnement des différents matériaux.
1.1
Résistance et Frottement du balai négatif
Figure 38 – Plage de fonctionnement du balai négatif en fonction des matériaux de disque
Synthèse des comportements pour le balai négatif :
– Tous les matériaux sauf CuCr1Zr partagent une zone de frottement entre
0.025 et 0.23 environ. Les maximas de résistances de contact se trouvent
dans une plage de coefficient de frottement de 0.10 à 0.15.
– Le classement des plages de résistance de contact des matériaux non
70
–
–
–
–
–
revêtus suit celui de leur résistivité théorique de la plus faible à la plus
élevée : Cuivre - CuCr1Zr - Aluminium - Acier
Le cuivre travaille dans la zone de plus bas frottement et de plus basse
résistance de contact. Il est le meilleur compromis avec le balai négatif
Aluminium et Acier sont deux matériaux plus résistifs que le cuivre et
ont une zone de fonctionnement de même forme que celle du cuivre,
mais dilatée suivant l’axe des ordonnées. L’aluminium a une plage de
résistances de contact environ deux fois plus grande que le cuivre. L’acier
environ trois fois plus grande que celle du cuivre.
Malgré une plage de frottement très étendue, les résistances de contact
du CuCr1Zr sont sensiblement égales à celles du cuivre.
Le cuivre revêtu d’or a un comportement générant des résistances de
contact variant sur une plage cinq fois plus grande que celle du cuivre.
La valeur moyenne de résistance du contact (0,026 Ω) est cependant à
rapprocher de celle du cuivre (0,018 Ω).
Le cuivre revêtu de CuO se comporte comme un matériau résistif comme
nous l’attendions, sa zone de fonctionnement est de forme semblable à
celles de l’acier et de l’aluminium.
Les graphes Fig. (36) et Fig. (38) mettent en évidence que les matériaux
résistifs (je ne traite pas le cas singulier du revêtement d’Or) se comportent
de manière cohérente : Leurs plages de résistance de contact sont classées
par ordre de résistivité théorique du matériau de surface : Cuivre (10−9 Ω.m)
= CuCr1Zr (10−9 Ω.m) < Aluminium (10−8 Ω.m) < Acier (10−7 Ω.m) < CuO
(> 104 Ω.m) [25]. Néanmoins, les plages ne sont pas proportionnelles aux
résistivités des matériaux car les phénomènes au contact prédominent.
71
1.2
Résistance et Frottement du balai positif
Figure 39 – Plage de fonctionnement du balai négatif en fonction des matériaux de disque
Synthèse des comportements pour le balai positif :
– Tous les matériaux sauf CuCr1Zr partagent une zone de frottement comprise entre 0 et 0,2.
– Le classement des plages de résistance de contact des matériaux non
revêtus ne suit pas celui de leur résistivité théorique : les phénomènes
au contact prédominent sur la caractéristique de chaque matériau.
– Le cuivre travaille dans une zone intermédiaire qui inclut les plages de
résistances du CuCr1Zr, de l’acier et de l’aluminium
– Aluminium et Acier sont deux matériaux plus résistifs que le cuivre et
ont des zones de fonctionnement moins dispersée que celle du cuivre.
Elle sont globalement plus basses que le cuivre (max à 0,170 Ω contre
0,118 pour l’aluminium et 0,147 pour l’acier)
– Malgré une plage de frottement très étendue, les résistances de contact
du CuCr1Zr sont inférieures à celles du cuivre.
– Le cuivre revêtu d’or a un comportement générant des résistances de
contact variant sur une plage deux fois plus grande que celle du cuivre.
La valeur moyenne de résistance du contact (0,016 Ω) est cependant à
72
rapprocher de celle du cuivre (0,021 Ω).
– Le cuivre revêtu de CuO se comporte comme un matériau résistif comme
nous l’attendions, sa zone de fonctionnement est de forme semblable à
celles de l’acier et de l’aluminium.
Les graphes Fig. (37) et Fig. (39) mettent en évidence que les matériaux
résistifs (je ne traite pas le cas singulier du revêtement d’Or) se comportent
d’une manière où la valeur de résistance mesurée ne dépend pas des caractéristiques électriques du matériau. Les phénomènes au contact prennent une
influence de premier ordre devant les caractéristiques matériau.
1.3
Corrélation graphique temporelle entre Résistance de Contact
et Coefficient de Frottement
Les graphes ci-dessous permettent de mettre en évidence le lien entre la
résistance de contact et le coefficient de frottement pour chacun des balais,
positif ou négatif. Chaque graphe, Fig. (40), (41), (42), (43), (44), (45), (46), correspond au tracé de l’ensemble des couples de valeurs (Résistance de contact,
Coefficient de frottement) pour un balai (négatif en bleu, positif en vert) de
chaque essai réalisé pour chaque matériau.
Figure 40 – Graphes de résistance de contact en fonction du coefficient de
frottement pour le Cuivre
73
L’ensemble des courbes ci-dessus, représentant la corrélation temporelle
entre résistance de contact et coefficient de frottement avec les disques cuivre,
montre une décroissance marquée de la résistance de contact pour les fortes
valeurs de frottement pour le balai positif. Le balai négatif n’a pas cette caractéristique et on constate que sa zone de fonctionnement est globalement
rectangulaire si on exclut quelques dizaines de valeurs situées hors de la zone.
Les essais sont en effet constitués de 37 000 à 40 000 points.
Figure 41 – Graphes de résistance de contact en fonction du coefficient de
frottement pour le Cuivre-Chrome-Zirconium
Le CuCr1Zr a un comportement semblable à celui du cuivre, c’est à dire
que le balai négatif a une zone de fonctionnement globalement rectangulaire,
et on distingue une décroissance de résistance de contact lorsque le coefficient
de frottement augmente.
74
Figure 42 – Graphes de résistance de contact en fonction du coefficient de
frottement pour l’Aluminium
Le comportement de l’aluminium est un peu plus dispersé que celui du
cuivre et celui du CuCr1Zr et la zone de fonctionnement du balai négatif du
premier essai n’est pas rigoureusement rectangulaire. Les zones de fonctionnement des balais négatifs des essais 2 et 3 sont cependant toujours rectangulaires. On constate encore une fois une nette décroissance de la résistance
de contact en fonction du coefficient de frottement.
75
Figure 43 – Graphes de résistance de contact en fonction du coefficient de
frottement pour l’Acier
L’acier est un matériau qui a montré un comportement particulier et différent des autres matérieux testés. On constate une forme de la zone de fonctionnement telle qu’on a une croissance globale de la résistance de contact
lorsque le frottement augmente. C’est le cas tout en gardant des valeurs de
résistance et de frottement parfaitement bornées : la résistance n’excède pas
0,2 Ω et le coefficient de frottement est globalement limité à 0,17 0,18 et 0,23
respectivement pour les essais 1, 2 et 3. En ce qui concerne les balais positifs,
ses zones de fonctionnement sont telles que la plage de résistance de contact
atteint un minimum autour d’un coefficient de frottement de 0,08 à 0,1 adoptant
ainsi une forme de cuvette.
76
Figure 44 – Graphes de résistance de contact en fonction du coefficient de
frottement pour les disques Or-Cuivre
Les zones de fonctionnement des essais Au-Cu (cuivre revêtu d’Or) sont
dispersée et ne mettent pas en évidence de tendance nette. Les variations
n’ont pas de direction privilégiée.
77
Figure 45 – Graphes de résistance de contact en fonction du coefficient de
frottement pour les essais CuO N°1, 2 et 3
Figure 46 – Graphes de résistance de contact en fonction du coefficient de
frottement pour les essais CuO N°4, 5 et 6
78
Les résistances de contact entrant en jeu sur les graphes de fonctionnement
des disques cuivre revêtus de CuO sont plus élevées que celles du cuivre pur,
ce à quoi nous nous attendions puisque son oxyde le CuO est fortement résistif
[25]. Néanmoins, nous constatons à la fois que les comportements des balais
négatifs sont toujours contenus dans des zones rectangulaires ne mettant pas
en évidence de direction privilégiée et que les zones de fonctionnement du
balai positif sont également marquées par la décroissance de la résistance de
contact lorsque le coefficient de frottement croît.
Nous pouvons généraliser que sur les matériaux testés la résistance de
contact des balais positifs diminue très fortement lorsque le coefficient de
frottement croît. La résistance de contact des balais négatifs a un comportement moins typé.
Ces caractéristiques nous ont incité à aller plus loin et faire une analyse
spectrale afin de pouvoir ensuite quantifier la valeur de la corrélation entre la
résistance de contact et le coefficient de frottement, puisqu’ils ne varient pas
indépendamment l’un de l’autre.
1.4
Principe de la Corrélation Fréquentielle entre signal de Résistance de Contact et signal de Coefficient de Frottement
L’autocorrélation est une caractéristique qui peut être calculée pour tout
couple de signaux de moyenne nulle. Elle consiste en un produit de convolution des deux signaux et la valeur d’autocorrélation caractérisant le couple
de signaux est d’autant plus élevée que les amplitudes se trouvent sur des
fréquences communes. De par le principe du produit de convolution, il y d’importants effets de bord qui sont très visibles sur les courts fichiers de démonstration ci-dessous (le signal d’autocorrélation est fortement diminué dès qu’on
s’éloigne du centre du graphe). La corrélation Xcorr vaut alors :
Xcorr (τ) =
Z
+∞
−∞
X (t).Y (t − τ)dt
(31)
La corrélation normée Xcorr du couple de signaux est rapportée au produit
des normes des deux signaux.
Xcorr (τ) =
R +∞
−∞
X (t).Y (t − τ)dt
|X (t)||Y (t)|
Application à deux signaux sinusoïdaux :
79
(32)
Figure 47 – En Haut- Superposition de deux signaux de type sinusoïdaux
exactement semblables. En Bas- Autocorrélation normée des deux signaux.
Cette corrélation est totale puisque les signaux sont égaux et non déphasés.
L’autocorrélation normée, égale à max(Xcorr ) vaut 1.
Figure 48 – En Haut- Superposition de deux signaux de type sinusoïdaux :
X (t) = sin t et Y (t) = sin 2t. En Bas- Autocorrélation normée des deux signaux.
Cette corrélation est partielle car les deux signaux ne partagent que la
80
moitié des fréquences entre eux. max(Xcorr vaut 0,21.
Figure 49 – En Haut- Superposition
de deux signaux de type sinusoïdaux
√
X (t) = sin t et Y (t) = sin 11t + π9 . En Bas- Autocorrélation normée des
deux signaux.
Cette corrélation est assez faible entre les
√ deux signaux car le rapport des
périodes des signaux est irrationnel (égal à 11) et les√
signaux sont déphasés
de π9 qui n’est pas un multiple ou sous multiple de 11. En conséquence,
l’autocorrélation normée vaut 0,10.
Compte tenu de nos conditions expérimentales et des résultats obtenus,
nous pouvons considérer que le niveau d’autocorrélation d’un couple de signaux
peut être évalué comme suit :
valeur d’autocorrélation normée
0 ≤ max(Xcorr ) ≤ 0, 10
0, 10 ≤ max(Xcorr ) ≤ 0, 20
0, 20 ≤ max(Xcorr ) ≤ 0, 30
0, 30 ≤ max(Xcorr ) ≤ 0, 50
0, 50 ≤ max(Xcorr ) ≤ 1
corrélation
aucune
faible
moyenne
forte
très forte
Table 4 – Échelonnement des niveaux de autocorrélation de deux signaux
Il est intéressant de noter que la autocorrélation est très peu sensible à
l’amplitude. Celle-ci serait par exemple égale à 1 pour X (t) = sin t et Y (t) =
2 sin t.
81
L’autocorrélation ne pouvant être calculée que pour des signaux de moyenne
nulle, le traitement appliqué à chaque signal de frottement et de résistance de
contact a notamment ôté à chaque signal sa valeur moyenne pour le centrer
sur 0 en moyenne. Appliquée à nos signaux, sur l’intervalle d’essai [0 ;tf ], tf
étant la date de fin d’essai, nous obtenons pour un couple de signaux une
autocorrélation normée qui vaut respectivement pour les signaux négatif et
positif :
−
Xcorr
(τ)
tf
Z
=
Rc− (t).F− (t − τ)dt
(33)
Rc+ (t).F+ (t − τ)dt
(34)
0
et
+
Xcorr
(τ) =
tf
Z
0
Ainsi l’autocorrélation normée de chacun des signaux vaut :
−
Xcorr
(τ)
+
Xcorr
(τ)
1.5
R tf
=
0
R tf
=
0
Rc− (t).F− (t − τ)dt
|Rc− (t)||F− (t)|
(35)
Rc+ (t).F+ (t − τ)dt
|Rc+ (t)||F+ (t)|
(36)
Mise en évidence de l’autocorrélation
L’analyse qui vient d’être présentée a été effectuée pour chacun des 22
essais réalisés, et pour chacune des polarités. Les courbes associées pourront
être consultées en intégralité en annexe. Nous ne présenterons ici que les
résultats les plus caractéristiques.
82
Figure 50 – Analyse Spectrale et autocorrélation des signaux de l’essai Aluminium Num.1 (AL 1). A gauche- Spectres de Résistances de contact. Au centreSpectres des signaux de frottement. A droite- Courbe Xcorr (τ). En Bleu- Les
courbes associées au balai négatif. En Vert- Les courbes associées au balai
positif.
83
Figure 51 – Analyse Spectrale et autocorrélation des signaux de l’essai Acier
Num.1 (A37 1). A gauche-Spectres de Résistances de contact. Au centreSpectres des signaux de frottement. A droite- Courbe Xcorr (τ). En Bleu- Les
courbes associées au balai négatif. En Vert- Les courbes associées au balai
positif.
84
Figure 52 – Tableau colorisé présentant les valeurs de corrélation obtenue
pour chaque essai, colorisées en fonction de la valeur sur une échelle croissante
On remarque en particulier sur le tableau colorisé ci-dessus (Tab. (52)) que
l’autocorrélation de l’or est médiocre (voir Tab. (4)) et correspond à l’absence
d’une tendance sur les graphes temporels Fig.(44) page 77.
85
Figure 53 – Synthèse des valeurs de corrélation résistance de contact - coefficient de frottement en fonction des matériaux de disque. En Pointillés- Balai
négatif. En trait plein Balai positif
La figure 53 ci-dessus permet une comparaison visuelle très rapide des
matériaux. Nous avons la confirmation que résistance et frottement sur l’or ne
sont pas corrélés. L’aluminium a la plus forte corrélation globale, alors que
Cuivre et CuCr1Zr sont semblables et faiblement corrélés. On constate une
grande disparité pour le cas du CuO et, dans le cas de l’acier, nous obtenons
une corrélation modérée.
1.6
Discussion de la pertinence de la autocorrélation
liens avec la biblio, avec les constats de frottement, avec la performance
générale, entre balai positif et négatif
86
2
De l’oxydation et phénomènes électro-chimiques
2.1
Rappel de l’hypothèse
Une des hypothèses fortes émises avant le début des travaux réalisés dans
le cadre de cette étude portait sur le rôle de l’oxydation de la bague (ou
du disque si on considère un essai au tribomètre bi-pion) sur les valeurs de
résistances de contact.
Nous avons donc choisi de faire des essais destinés à borner le phénomène. Des disques revêtus d’or (dépôt électrolytique) ont permis de créer la
référence assurant l’absence totale d’oxyde sur la surface de contact. Nous
avons également fait réaliser des disques revêtus d’oxyde cuivrique CuO, permettant de créer une référence où l’oxydation est donc totale en surface et
ce sur une épaisseur supérieure à 1 µm, largement supérieure à l’épaisseur
oxydable en conditions atmosphériques normales d’après [2] et [3] qui est de
l’ordre de 100 nm, soit dix fois moins.
2.1.1
Oxydation Bague
Figure 54 – Evolution des Résistances de Contact Statiques pour les disques
revêtus de CuO
87
2.2
Confrontation avec les Résultats expérimentaux
2.3
Conclusion
3
Du frottement et phénomène tribo-mécaniques
évoquer la question de la dynamique balai pour la mettre de côté (suivant
z) mais évoquer le stick-slip suivant ur mais surtout uθ
3.1
Film de transfert
3.1.1
Isolement du film sur le balai
3.1.2
Isolement du film sur le disque
3.2
Frottement
3.3
Lubrification
ouverture basée sur les résultats récents VALEO
3.4
4
Conclusion
Conclusion générale
88
Table des figures
1
13
Schémas électriques équivalents avec résistances de contact
variables représentant le principe de l’alternateur et de la dynamo dans leur définition suivant les principes A et B présentés
ci-dessus . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
Rotor de la dynamo : vue de détail . . . . . . . . . . . . . . . .
Le contact balai-collecteur à l’arrière de la dynamo . . . . . . .
Architecture générale d’un alternateur . . . . . . . . . . . . . . .
Vue de l’arrière de la machine . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
Schémas électriques de l’alimentation du rotor . . . . . . . . .
Vue arrière de la machine, capot ôté : Contacts balais-bague à
l’arrière de la machine. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
Balai Carbone-Lorraine C7364 . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
Balai Carbone-Lorraine C7364 en coupe . . . . . . . . . . . . .
Vue en coupe de la nuance série C8673-02 composée de 80%
de cuivre. Même sens de compression que Fig. (9). . . . . . . .
Vue en coupe de la nuance série D7492 composée de 95% de
cuivre. Même sens de compression que Fig. (9 et Fig. (10). . .
Coupe mettant en évidence la répartition interne du cuivre d’un
balai bi-couche biseauté . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
Schémas électriques du rotor
14
15
16
Mesure en U . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
Principe de la mesure de la chute de tension au contact . . . .
Schémas de la mesure en H avec petits balais
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
17
18
19
À gauche le schéma électrique du circuit d’excitation. À droite le
schéma de principe du circuit d’excitation avec représentation des
composants réels . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
10
11
12
13
14
15
18
19
20
20
21
22
33
36
37
À gauche le schéma électrique. À droite le schéma de principe. Les
résistances R et R’ correspondent aux résistances de contact des
petits balais, R1 et R2 aux résistances de contact recherchées, if1 et
if2 sont les courants "de fuite" utilisés pour la mesure par les voltmètres 38
Montage des "petits balais" . . . . . . . . . .
Mesure en H . . . . . . . . . . . . . . . . . .
Représentation du système Multi-physique
couple balai-bague . . . . . . . . . . . . . . .
89
. . . . . . . . .
. . . . . . . . .
constitué par
. . . . . . . . .
. .
. .
le
. .
38
42
45
20
21
22
23
24
25
26
27
28
29
30
31
32
33
34
35
36
37
38
39
40
41
42
43
44
45
Mesure en V . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
Diagramme APTE de la fonction de mesure en V . . . . . . . .
Principe de la mesure 4 pointes appliqué au balais et à la
mono-bague . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
Tribomètre bi-pion du LISMMA . . . . . . . . . . . . . . . . . .
Tribomètre bi-pion du LISMMA : vue des pions (=balais) et du
disque . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
Porte-balais spécifiques isolés électriquement pour le Tribomètre bi-pion du LISMMA . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
Porte-balai radial spécifique isolés électriquement pour la référence de la mesure de tensions de contact . . . . . . . . . . .
Porte-balai radial : montage sur le banc . . . . . . . . . . . . .
Dimensionnel adopté pour la fabrication des disques utilisés
sur le tribomètre bi-pion . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
Exemple de réalistion d’un disque destiné au tribomètre bi-pion.
Matériau : Cuivre revêtu d’or . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
Mesure du défaut géométrique d’un disque en position d’essai
Evolution des Résistances de Contact Statiques pour les matériaux non revêtus . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
Evolution des Résistances de Contact Statiques pour les disques
revêtus d’Or . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
A Gauche- Synthèse des moyennes de Résistances de Contact
Statiques en fonction des matériaux. A droite- Même graphe
sans les résultats du CuO pour davantage de lisibilité . . . . .
balai négatif . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
balai positif . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
balai négatif . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
balai positif . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
Plage de fonctionnement du balai négatif en fonction des matériaux de disque . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
Plage de fonctionnement du balai négatif en fonction des matériaux de disque . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
Graphes de résistance de contact en fonction du coefficient de
frottement pour le Cuivre . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
Graphes de résistance de contact en fonction du coefficient de
frottement pour le Cuivre-Chrome-Zirconium . . . . . . . . . . .
Graphes de résistance de contact en fonction du coefficient de
frottement pour l’Aluminium . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
Graphes de résistance de contact en fonction du coefficient de
frottement pour l’Acier . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
Graphes de résistance de contact en fonction du coefficient de
frottement pour les disques Or-Cuivre . . . . . . . . . . . . . . .
Graphes de résistance de contact en fonction du coefficient de
frottement pour les essais CuO N°1, 2 et 3 . . . . . . . . . . . .
90
48
49
51
53
53
54
55
56
56
57
59
64
65
65
66
66
67
67
70
72
73
74
75
76
77
78
46
47
48
49
50
51
52
53
54
Graphes de résistance de contact en fonction du coefficient de
frottement pour les essais CuO N°4, 5 et 6 . . . . . . . . . . . .
En Haut- Superposition de deux signaux de type sinusoïdaux
exactement semblables. En Bas- Autocorrélation normée des
deux signaux. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
En Haut- Superposition de deux signaux de type sinusoïdaux :
X (t) = sin t et Y (t) = sin 2t. En Bas- Autocorrélation normée
des deux signaux. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
En Haut- Superposition de
√ deux signaux de type sinusoïdaux
X (t) = sin t et Y (t) = sin 11t + π9 . En Bas- Autocorrélation
normée des deux signaux. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
Analyse Spectrale et autocorrélation des signaux de l’essai
Aluminium Num.1 (AL 1). A gauche- Spectres de Résistances
de contact. Au centre- Spectres des signaux de frottement. A
droite- Courbe Xcorr (τ). En Bleu- Les courbes associées au
balai négatif. En Vert- Les courbes associées au balai positif.
Analyse Spectrale et autocorrélation des signaux de l’essai
Acier Num.1 (A37 1). A gauche-Spectres de Résistances de
contact. Au centre- Spectres des signaux de frottement. A droiteCourbe Xcorr (τ). En Bleu- Les courbes associées au balai négatif. En Vert- Les courbes associées au balai positif. . . . . .
Tableau colorisé présentant les valeurs de corrélation obtenue
pour chaque essai, colorisées en fonction de la valeur sur une
échelle croissante . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
Synthèse des valeurs de corrélation résistance de contact coefficient de frottement en fonction des matériaux de disque.
En Pointillés- Balai négatif. En trait plein Balai positif . . . .
Evolution des Résistances de Contact Statiques pour les disques
revêtus de CuO . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
78
80
80
81
83
84
85
86
87
A.1 Analyse Spectrale et autocorrélation des signaux de l’essai Aluminium n°1 (AL 1).En Bleu- Balai négatif. En Vert- Balai positif. 98
A.2 Analyse Spectrale et autocorrélation des signaux de l’essai Aluminium n°2 (AL 2).En Bleu- Balai négatif. En Vert- Balai positif. 99
A.3 Analyse Spectrale et autocorrélation des signaux de l’essai Aluminium n°3 (Al 3).En Bleu- Balai négatif. En Vert- Balai positif.
. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 99
A.4 Analyse Spectrale et autocorrélation des signaux de l’essai
Acier A37 n°1 (A37 1).En Bleu- Balai négatif. En Vert- Balai positif. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 100
A.5 Analyse Spectrale et autocorrélation des signaux de l’essai
Acier A37 n°2 (A37 2).En Bleu- Balai négatif. En Vert- Balai positif. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 100
91
A.6 Analyse Spectrale et autocorrélation des signaux de l’essai
Acier A37 n°3 (A37 3).En Bleu- Balai négatif. En Vert- Balai positif. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 101
A.7 Analyse Spectrale et autocorrélation des signaux de l’essai OrCuivre Au n°1 (Au 1).En Bleu- Balai négatif. En Vert- Balai
positif. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 101
A.8 Analyse Spectrale et autocorrélation des signaux de l’essai OrCuivre Au n°2 (Au 2).En Bleu- Balai négatif. En Vert- Balai
positif. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 102
A.9 Analyse Spectrale et autocorrélation des signaux de l’essai OrCuivre Au n°3 (Au 3).En Bleu- Balai négatif. En Vert- Balai
positif. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 102
A.10 Analyse Spectrale et autocorrélation des signaux de l’essai
Cuivre n°1 (Cu 1).En Bleu- Balai négatif. En Vert- Balai positif. 103
A.11 Analyse Spectrale et autocorrélation des signaux de l’essai
Cuivre n°2 (Cu 2).En Bleu- Balai négatif. En Vert- Balai positif. 103
A.12 Analyse Spectrale et autocorrélation des signaux de l’essai
Cuivre n°3 (Cu 3).En Bleu- Balai négatif. En Vert- Balai positif. 104
A.13 Analyse Spectrale et autocorrélation des signaux de l’essai
Cuivre n°4 (Cu 4).En Bleu- Balai négatif. En Vert- Balai positif. 104
A.14 Analyse Spectrale et autocorrélation des signaux de l’essai
CuO-Cuivre n°1 (CuO 1).En Bleu- Balai négatif. En Vert- Balai
positif. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 105
A.15 Analyse Spectrale et autocorrélation des signaux de l’essai
CuO-Cuivre n°2 (CuO 2).En Bleu- Balai négatif. En Vert- Balai
positif. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 105
A.16 Analyse Spectrale et autocorrélation des signaux de l’essai
CuO-Cuivre n°3 (CuO 3).En Bleu- Balai négatif. En Vert- Balai
positif. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 106
A.17 Analyse Spectrale et autocorrélation des signaux de l’essai
CuO-Cuivre n°4 (CuO 4).En Bleu- Balai négatif. En Vert- Balai
positif. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 106
A.18 Analyse Spectrale et autocorrélation des signaux de l’essai
CuO-Cuivre n°5 (CuO 5).En Bleu- Balai négatif. En Vert- Balai
positif. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 107
A.19 Analyse Spectrale et autocorrélation des signaux de l’essai
CuO-Cuivre n°6 (CuO 6).En Bleu- Balai négatif. En Vert- Balai
positif. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 107
A.20 Analyse Spectrale et autocorrélation des signaux de l’essai
CuCr1Zr n°1 (Z 1).En Bleu- Balai négatif. En Vert- Balai positif. 108
A.21 Analyse Spectrale et autocorrélation des signaux de l’essai
CuCr1Zr n°3 (Z 3).En Bleu- Balai négatif. En Vert- Balai positif. 108
A.22 Analyse Spectrale et autocorrélation des signaux de l’essai
CuCr1Zr n°4 (Z 4).En Bleu- Balai négatif. En Vert- Balai positif. 109
92
Liste des tableaux
1
2
3
4
Abréviations utilisées dans ce document . . . . .
Relevés de diamètre des pistes . . . . . . . . . . .
Mode opératoire des essais et justification . . . .
Échelonnement des niveaux de autocorrélation de
93
. . . . . . . .
. . . . . . . .
. . . . . . . .
deux signaux
7
58
61
81
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[24] F. DELMOTTE, (Thèse) Dépôts de Films Minces Si-Nx assistés par
Plasma Haute Densité. Etudes corrélées de la Phase Gazeuse de l’Interface SiNx /InP et de la passivation du transistor Bipolaire à l’hétérojonction InP, éditions Université de PARIS-SUD, pp143 et suivantes,
mai 1998
[25] G.V. SAMSONOV, The Oxide Handbook, éditions IFI/Plenium Publishing
Corp. , 1973
[26] P. BERNARD, (Thèse) Etude du Polissage Mécanochimique du Cuivre
et Modélisation du Processus d’Enlèvement de Matière, éditions Ecole
Centrale de LYON, mai 2006
[27] G.M. BARTENEV & V.V. LAVRENTEV, Friction and Wear of Polymers,
Tribology Series, 6, éditions ELSEVIER, 1981
[28] N.V. DEMKIN, Fakticheskaya Ploshcad Kontakta (The Actual Contact
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95
[29] J.F. ARCHARD, Proceedings Royal Society A243 (1957) 190, 1957
[30] M.L. ZANI, La Mesure de Rugosité ? Quelques Normes et Plusieurs
Dizaines de Paramètres, éditions MESURES n°758, pp 59-63, 2003
[31] F.P. BOWDEN & D.TABOR, The Friction and Lubrication of Solids,
éditions CLARENDON Press, Part I, 1950 ; Part II, 1964
[32] N.V. DEMKIN, Teoriya Treniya i Iznosa (Theory of friction and Wear),
éditions Nauka, Moscow, 1965
[33] P-H. CORNUAULT, (Thèse) Contribution à l’Étude du Comportement
Tribologique de Matériaux Carbonés pour Applications Électriques,
École Centrale Lyon, 2008
[34] B. KWIECINSKA & H.I. PETERSON, Graphite, Semi-Graphite, Natural
Coke and Natural Char Classification - ICCP System, éditions International Journal of Coal Geology, 2004
[35] M. BRAUNOVIC, V.V. KONCHITS & N.K. MYSCHKIN, Electrical
Contacts : Fundamentals, Applications and technology, éditions CRC
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[36] R. GRAS, F. ROBBE-VALLOIRE & C. RICHARD, Cours de Tribologie
de l’Université Technique de Compiègne, 2001
96
97
Annexe A
Résultats d’autocorrélation
normée des signaux de
résistance et de frottement pour
chaque essai
Figure A.1 – Analyse Spectrale et autocorrélation des signaux de l’essai
Aluminium n°1 (AL 1).En Bleu- Balai négatif. En Vert- Balai positif.
98
Figure A.2 – Analyse Spectrale et autocorrélation des signaux de l’essai
Aluminium n°2 (AL 2).En Bleu- Balai négatif. En Vert- Balai positif.
Figure A.3 – Analyse Spectrale et autocorrélation des signaux de l’essai
Aluminium n°3 (Al 3).En Bleu- Balai négatif. En Vert- Balai positif.
99
Figure A.4 – Analyse Spectrale et autocorrélation des signaux de l’essai Acier
A37 n°1 (A37 1).En Bleu- Balai négatif. En Vert- Balai positif.
Figure A.5 – Analyse Spectrale et autocorrélation des signaux de l’essai Acier
A37 n°2 (A37 2).En Bleu- Balai négatif. En Vert- Balai positif.
100
Figure A.6 – Analyse Spectrale et autocorrélation des signaux de l’essai Acier
A37 n°3 (A37 3).En Bleu- Balai négatif. En Vert- Balai positif.
Figure A.7 – Analyse Spectrale et autocorrélation des signaux de l’essai
Or-Cuivre Au n°1 (Au 1).En Bleu- Balai négatif. En Vert- Balai positif.
101
Figure A.8 – Analyse Spectrale et autocorrélation des signaux de l’essai
Or-Cuivre Au n°2 (Au 2).En Bleu- Balai négatif. En Vert- Balai positif.
Figure A.9 – Analyse Spectrale et autocorrélation des signaux de l’essai
Or-Cuivre Au n°3 (Au 3).En Bleu- Balai négatif. En Vert- Balai positif.
102
Figure A.10 – Analyse Spectrale et autocorrélation des signaux de l’essai
Cuivre n°1 (Cu 1).En Bleu- Balai négatif. En Vert- Balai positif.
Figure A.11 – Analyse Spectrale et autocorrélation des signaux de l’essai
Cuivre n°2 (Cu 2).En Bleu- Balai négatif. En Vert- Balai positif.
103
Figure A.12 – Analyse Spectrale et autocorrélation des signaux de l’essai
Cuivre n°3 (Cu 3).En Bleu- Balai négatif. En Vert- Balai positif.
Figure A.13 – Analyse Spectrale et autocorrélation des signaux de l’essai
Cuivre n°4 (Cu 4).En Bleu- Balai négatif. En Vert- Balai positif.
104
Figure A.14 – Analyse Spectrale et autocorrélation des signaux de l’essai
CuO-Cuivre n°1 (CuO 1).En Bleu- Balai négatif. En Vert- Balai positif.
Figure A.15 – Analyse Spectrale et autocorrélation des signaux de l’essai
CuO-Cuivre n°2 (CuO 2).En Bleu- Balai négatif. En Vert- Balai positif.
105
Figure A.16 – Analyse Spectrale et autocorrélation des signaux de l’essai
CuO-Cuivre n°3 (CuO 3).En Bleu- Balai négatif. En Vert- Balai positif.
Figure A.17 – Analyse Spectrale et autocorrélation des signaux de l’essai
CuO-Cuivre n°4 (CuO 4).En Bleu- Balai négatif. En Vert- Balai positif.
106
Figure A.18 – Analyse Spectrale et autocorrélation des signaux de l’essai
CuO-Cuivre n°5 (CuO 5).En Bleu- Balai négatif. En Vert- Balai positif.
Figure A.19 – Analyse Spectrale et autocorrélation des signaux de l’essai
CuO-Cuivre n°6 (CuO 6).En Bleu- Balai négatif. En Vert- Balai positif.
107
Figure A.20 – Analyse Spectrale et autocorrélation des signaux de l’essai
CuCr1Zr n°1 (Z 1).En Bleu- Balai négatif. En Vert- Balai positif.
Figure A.21 – Analyse Spectrale et autocorrélation des signaux de l’essai
CuCr1Zr n°3 (Z 3).En Bleu- Balai négatif. En Vert- Balai positif.
108
Figure A.22 – Analyse Spectrale et autocorrélation des signaux de l’essai
CuCr1Zr n°4 (Z 4).En Bleu- Balai négatif. En Vert- Balai positif.
109