Université Lille Nord de France – École doctorale SPI – 072 Université d’Artois – Laboratoire Systèmes Électrotechniques et Environnement (LSEE) THÈSE Présentée en vue d’obtenir le grade de Docteur de l’Université d’Artois par Dorin COZONAC Discipline : Génie Électrique Conception d’une machine asynchrone haute température Soutenue publiquement à Béthune le 7 octobre 2015 devant le jury composé de : Rapporteurs : Examinateurs : Invités : J-P. CAMBRONNE, Professeur Université Paul Sabatier- Toulouse III, Toulouse B. NAHID MOBARAKEH, Maître de conférences HDR Université de Lorraine, Nancy J.OJEDA Maître de conférences à l’ENS Cachan G. VELU Professeur, LSEE – Université d’Artois, Directeur de thèse S. DUCHESNE Professeur, LSEE – Université d’Artois J-Ph. LECOINTE Professeur, LSEE – Université d’Artois, Co-directeur de thèse M. CHARLAS Docteur-Ingénieur, Labinal Power System (Groupe SAFRAN) Remerciements Le travail présenté dans ce mémoire a été effectué au Laboratoire Systèmes Électrotechniques et Environnement (LSEE) de l’Université d’Artois à Béthune dirigé par Monsieur Jean-François BRUDNY jusqu’en septembre 2014 puis par J-Philippe LECOINTE. Je tiens à les remercier pour m’avoir accueilli dans leur équipe pendant ces années de travaux de recherche. Je souhaite également adresser mes sincères remerciements à Monsieur Gabriel VELU d’avoir encadré mes travaux et m’avoir guidé tout au long de ma thèse. Sa motivation, sa disponibilité, ses compétences, ses encouragements et son aide ont été déterminants pour moi et pour ce travail. De même, je tiens remercier mes co-encadrants, notamment Monsieur Jean-Philippe LECOINTE et Monsieur Stéphane DUCHESNE pour leurs précieux conseils, leurs soutiens et d’avoir créé une atmosphère propice à la bonne réussite de mes travaux. Mes remerciements vont également à l’ensemble des membres du jury pour leur collaboration à l’examen de ce travail et leur participation à la soutenance. Je remercie profondément à Monsieur Jean Pascal CAMBRONNE, professeur à l’Université Paul Sabatier- Toulouse III, Toulouse ainsi qu’à Monsieur Babak NAHID-MOBARAKEH maître de conférences HDR à l’Université de Lorraine, Nancy pour leur intérêt qu’ils ont accordé à mes travaux de recherche en acceptant d’en être rapporteur. Je suis très honoré de leur présence dans ce jury. Qu’ils trouvent ici le témoignage de ma profonde reconnaissance. Mes remerciements vont aussi à tous les personnels techniques, administratifs et scientifiques du LSEE que j’ai côtoyés au cours de ces trois années de thèse. J’adresse mes sincères remerciements à Monsieur Serghei SAVIN qui a établi les premiers contacts avec le Laboratoire LSEE et pour son soutien au début de mon séjour à Béthune et à l’adaptation à la société française. Je souhaite évidemment remercier l’ensemble des doctorants avec qui j’ai eu plaisir de travailler dans une ambiance chaleureuse et conviviale. Enfin, je remercie ma femme Ana, ma famille et mes amis pour leur soutien moral durant ces années de thèse. 5 Sommaire Sommaire Remerciements ............................................................................................................................................ 3 Sommaire ..................................................................................................................................................... 7 Introduction générale................................................................................................................................ 11 I État de l’art...................................................................................................................................... 17 I.1 Contexte et problématique ................................................................................................................ 19 I.2 Effets de la température sur les machines tournantes ....................................................................... 20 I.2.1 Cas de la machine asynchrone ................................................................................................... 21 I.2.2 Fondements théoriques du moteur asynchrone. ......................................................................... 22 I.2.3 Influence de la température sur le choix des composants du moteur......................................... 27 I.2.4 Machines électriques fonctionnant à HT° .................................................................................. 29 I.3 Influence de la température sur les propriétés des matériaux ........................................................... 32 I.3.1 Matériaux isolants ...................................................................................................................... 32 I.3.2 Matériaux magnétiques .............................................................................................................. 39 I.3.3 Impacts de la température sur les matériaux conducteurs ......................................................... 44 I.4 Conclusion ........................................................................................................................................ 46 Bibliographie Chapitre I........................................................................................................................... 47 II Caractérisation des matériaux candidats aux hautes températures .......................................... 57 II.1 Identification des fils candidats avec isolation inorganique ............................................................. 59 II.1.1 Méthodologie et système de mesure .......................................................................................... 60 II.1.2 Comparaison des fils avec différentes isolations inorganiques ................................................. 64 II.1.2.1 Description des fils HT° ............................................................................................................... 64 II.1.2.2 Analyse générale des fils HT° ...................................................................................................... 66 II.1.2.3 Analyse structurelle des fils HT° ................................................................................................. 67 II.2 Isolants plats et ciments d’imprégnation ........................................................................................... 72 II.2.1.1 Les isolants plats .......................................................................................................................... 72 II.2.1.2 Ciments d’imprégnation ............................................................................................................... 74 II.3 Performances des fils candidats à HT° ............................................................................................. 78 II.3.1 Caractérisation diélectrique ....................................................................................................... 78 II.3.1.1 Résistance d’isolation................................................................................................................... 79 II.3.1.2 Capacité parallèle ......................................................................................................................... 80 II.3.1.3 Décharges Partielles et tension de claquage ................................................................................. 81 II.3.1.4 Interprétation des résultats ........................................................................................................... 83 II.3.2 Caractérisation des contraintes mécaniques sur les isolants céramiques ................................... 86 II.3.2.1 Analyse du rayon de courbure dans un métal liquide................................................................... 86 II.3.2.2 Analyse du rayon de courbure par microscopie de la surface de l’isolant ................................... 88 II.3.2.3 Interprétation des résultats ........................................................................................................... 90 II.3.3 Caractérisation du fil candidat final ........................................................................................... 90 II.3.3.1 Préparation des échantillons ......................................................................................................... 91 II.3.3.2 Résultats ....................................................................................................................................... 92 9 II.4 Circuit magnétique ........................................................................................................................... 98 II.4.1 Tôles à grains orientés............................................................................................................... 99 II.4.2 Essais sur cadre torique en température .................................................................................... 99 II.5 Conclusion...................................................................................................................................... 106 Bibliographie Chapitre II ...................................................................................................................... 107 III Contribution au dimensionnement d’une machine asynchrone HT° ...................................... 111 III.1 Description des éléments du moteur .............................................................................................. 113 III.1.1 Conception du bobinage.......................................................................................................... 113 III.1.2 Design du circuit magnétique ................................................................................................. 116 III.1.3 Éléments passifs ...................................................................................................................... 119 III.2 Modèle thermique .......................................................................................................................... 120 III.2.1 Modèle thermique pour la MASHT° ...................................................................................... 120 III.2.2 Analyse mathématique du modèle thermique ......................................................................... 127 III.2.3 Calcul des éléments du modèle thermique .............................................................................. 129 III.2.3.1 Sources de chaleur du moteur .................................................................................................. 129 III.2.3.2 Résistances thermiques par conduction.................................................................................... 130 III.2.3.3 Résistances thermiques par convection .................................................................................... 134 III.2.3.4 Résistances thermiques par rayonnement................................................................................. 137 III.2.3.5 Les capacités thermiques.......................................................................................................... 137 III.2.3.6 Résultats ................................................................................................................................... 138 III.3 Méthode de calcul d’une MASHT° ................................................................................................ 139 III.3.1 Stratégie de dimensionnement du MASHT° ........................................................................... 139 III.3.1.1 Exploitabilité de la bibliographie. Définition des contraintes .................................................. 139 III.3.1.2 Méthodes de calcul des machines asynchrones ........................................................................ 140 III.3.1.3 Adaptation à la conception des moteurs à HT° ........................................................................ 144 III.3.2 Méthodologie de calcul ........................................................................................................... 146 III.3.2.1 Paramètres de classe 0.............................................................................................................. 147 III.3.2.2 Paramètres de classe 1. Choix des variables ............................................................................ 149 III.3.2.3 Paramètres de classe 2. Début du calcul électromagnétique. ................................................... 153 III.3.2.4 Dimensionnement géométrique du stator et du rotor ............................................................... 156 III.3.2.5 Calcul des paramètres du régime de fonctionnement ............................................................... 158 III.3.2.6 Expression du couple ............................................................................................................... 159 III.3.2.7 Calcul des pertes ...................................................................................................................... 160 III.3.2.8 Courbes de fonctionnement...................................................................................................... 161 III.3.2.9 Analyse des paramètres impactant le dimensionnement .......................................................... 163 III.4 Conclusion...................................................................................................................................... 172 Bibliographie Chapitre III ..................................................................................................................... 173 Conclusion générale et perspectives...................................................................................................... 177 10 Introduction générale Introduction générale La conception des machines électriques tournantes repose sur les propriétés mécaniques, électriques et thermiques qu’offrent les matériaux qui constituent ces machines. Par exemple, pendant longtemps, atteindre de très grandes vitesses a été impossible pour des problèmes de guidage mécanique. Actuellement, les densités de courant choisies par les concepteurs de machines tournantes ne dépassent que rarement 6A/mm2, sauf pour les machines équipées de systèmes de refroidissement évolués, comme les actionneurs refroidis par eau ou les turbo-alternateurs. L’augmentation des densités de courant conduit en effet à des échauffements que les matériaux isolants organiques utilisés dans la majorité des cas ne supportent pas. Pourtant, accroître la température de fonctionnement des actionneurs électriques tournants revêt un double intérêt. Premièrement, certaines applications requièrent des moteurs électriques pouvant évoluer dans des environnements chauds. Un exemple typique est la nouvelle technologie « open rotor », en développement pour les futures turbines d’avion. En effet, dépourvues de carénages, ces nouvelles turbines ne pourront plus accueillir en périphérie les accessoires électriques comme c’est le cas actuellement. Il devient alors nécessaire de les implanter au cœur même de la turbine où la température avoisine les 300°C dans les zones les plus froides. D’autres applications plus industrielles comme la ventilation d’air chaud en cas d’incendie sont également concernées. Deuxièmement, accroître la densité de courant dans les conducteurs d’une machine électrique tournante est synonyme d’accroissement de sa puissance massique et de sa puissance volumique. Ces dernières sont primordiales en termes d’encombrement et de masse pour les applications embarquées. Les répercussions liées à l’utilisation d’actionneurs plus compacts sont économiques, à la fabrication comme à l’usage, mais aussi environnementales. On perçoit donc bien l’intérêt de pouvoir accroître la température de fonctionnement des machines tournantes. Bien des difficultés apparaissent à différents niveaux. En effet, ce n’est pas seulement la problématique du dimensionnement qui est à considérer, mais c’est l’ensemble de la machine qu’il faut repenser : les matériaux constitutifs doivent être identifiés, caractérisés, de manière à redéfinir des lois d’évolution tributaires de la température. Du point de vue structurel, les contraintes imposées par l’utilisation de ces matériaux pourraient conduire à remettre en cause les procédures actuelles de construction des machines : réalisation du circuit magnétique, insertion du bobinage, mise en forme des têtes de bobines, etc... Ce travail de thèse propose de définir une approche théorique couplée à des validations expérimentales pour définir les matériaux les plus adaptés aux machines hautes températures en termes de mise en œuvre ou de performances électriques. L’objectif est ambitieux avec la conception d’une machine fonctionnant à 400°C. Les contraintes imposées par le bobinage de nouveaux matériaux devront être placées au cœur de la démarche de conception des machines en adaptant les propriétés des circuits magnétiques aux caractéristiques des nouvelles bobines. De même, il sera nécessaire de remettre en cause le choix du matériau conducteur aux très hautes températures. 13 Chapitre I Etat de l'art Le verrou technologique majeur de ce travail porte donc évidemment sur l’isolation du conducteur, mais aussi sur celle des tôles magnétiques. Cette étude, nous le verrons tout au long du mémoire, exploite des matériaux inorganiques qui peuvent, à cause de leur température de fusion très élevée, garder leurs propriétés mécaniques et électriques pour des régimes continus de longues durées. Néanmoins, le comportement de ces isolants dans les machines reste assez mal connu. Il s’agira donc d’analyser les propriétés diélectriques, le vieillissement et la dégradation des isolants, mais aussi les propriétés thermiques, mécaniques et électriques de chacun des éléments d’une machine tournante. Concernant le bobinage, l’attention sera portée sur les isolations entre-spires, entre-phases et de fonds d’encoches. Les études déjà menées sur ces isolants inorganiques se sont uniquement concentrées, pour la plupart, sur la stabilité thermique et diélectrique des composants. Ce mémoire de thèse est structuré en trois chapitres. Le premier chapitre synthétise les études théoriques et pratiques de la littérature relative à l’effet des hautes températures pour les machines électriques et leurs composants. Le principe de sélection des composants d’un Moteur ASynchrone à Haute Température (MASHT°) et les pistes théoriques pour la réduction de la taille du moteur sont d’abord analysés. L’étude bibliographique est axée sur les conducteurs, les isolants et les matériaux magnétiques susceptibles d’être utilisés pour une MASHT°. Les sources bibliographiques montrent bien que, pour la réalisation d’un prototype de moteur électrique fonctionnant à HT°, les éléments constitutifs diffèrent totalement de ceux des machines classiques fonctionnant à température ambiante. Le deuxième chapitre a pour objectif de cibler, parmi plusieurs matériaux HT°, les meilleurs candidats pour la construction d’une telle machine. Le cœur du chapitre est consacré à la caractérisation électrique et mécanique des fils candidats par des méthodes spécifiques. Par exemple, pour évaluer les propriétés de l’isolation inorganique, des fils candidats sous forme d’éprouvettes bobinées sur cylindre et des bobines de test sont analysés. Du point de vue magnétique, des essais sur un cadre torique de tôles à grains orientés en fonction de la température sont effectués. L’étude expérimentale de la montée en température conduit à définir les limites des matériaux et à mettre en évidence les possibilités de fabrication du bobinage et du circuit magnétique. Finalement, le troisième chapitre est consacré à la démarche de calcul d’une MASHT° triphasée de 1kW alimentée par le réseau. Le dimensionnement géométrique de chacun des éléments du prototype est présenté en prenant en compte les recommandations préliminaires issues du deuxième chapitre sur les limites des composants. Un modèle thermique simplifié pour le transfert thermique est adopté. Le calcul électromagnétique spécifique détermine les dimensions principales du moteur. L’influence de la température sur les paramètres fixe les bases de la conception des machines électriques HT°. Les conclusions et les perspectives sur les machines électriques HT° sont présentées à la fin de ce mémoire. 14 Introduction générale Dans le mémoire, les grandeurs se référant au stator et au rotor seront affectées d’indices "s" ou "r". Les grandeurs "x" à évolution sinusoïdale seront notées x xˆ cos (ωt − e ) où xˆ = x 2 , "x" désignant la valeur = efficace. L’ensemble de ces travaux a été réalisé au sein du laboratoire LSEE (Laboratoire Systèmes Électrotechniques et Environnement EA2546) de l’Université d’Artois à Béthune et financé par le Ministère de l’Enseignement Supérieur et de la Recherche. Chapitre d'équation (Suivant) Section 1 15 I État de l’art I.1 Contexte et problématique Ce premier chapitre est important, car il va nous permettre de mettre en lumière pourquoi la montée en température des machines électriques tournantes est freinée par les caractéristiques des matériaux les constituants. Ainsi, après un bref état du contexte et de la problématique, nous donnerons quelques généralités sur la machine asynchrone. Nous exposerons ensuite les problèmes qui apparaissent pour les éléments constitutifs de la machine comme le fil conducteur, l’isolation électrique, le circuit magnétique, lorsque la température augmente franchement. Nous examinerons enfin les solutions envisageables actuellement. I.1 Contexte et problématique Nous l’avons évoqué en préalable : l’amélioration de la classe de température de l’isolation des machines électriques constitue actuellement un verrou pour les fabricants de machines électriques. En effet, les différents isolants répondent à un cahier des charges incluant la valeur de la tension électrique à supporter, la température de fonctionnement ainsi que les contraintes fonctionnelles et d’agencement de l’isolant dans la machine. Pour les petits moteurs en basse tension et bobinés en vrac, la dégradation est essentiellement due à l’effet de la température et de l’environnement. Les machines de moyennes et grandes puissances, qui utilisent des enroulements préformés, sont également affectées par la température et l’environnement chimique. Cependant, les contraintes électriques et mécaniques sont aussi, pour ces machines, des facteurs de vieillissement important. La détermination de l’aptitude d’une machine à supporter un fonctionnement en régime permanent sous l’effet de Hautes Températures (HT°) est donc primordiale. Pendant les dernières six décennies, la classe de température des isolants utilisés dans les machines électriques est passée de 105-130°C à plus de 200°C. À cause des propriétés limitées des isolants organiques lorsque la température augmente, leur classe thermique ne dépasse pas, aujourd’hui, 240°C. Certains fils particuliers isolés avec des poly-imides et comportant des nano-charges inorganiques étendent les gammes de températures jusque 280°C [1]. Dans des conditions extrêmes où les températures excèdent 300°C, l’isolation organique ne peut plus fonctionner sans dégrader le comportement diélectrique de la machine [2]. Les actionneurs actuellement utilisés là où les températures dépassent 250°C sont le plus souvent mécaniques ou hydrauliques. De nombreuses applications prennent place dans des environnements où l’air a une température constante dépassant les classes de référence de l’isolation organique comme, par exemple, les zones proches des réacteurs nucléaires, les applications spatiales ou les secteurs fermés sans moyens de refroidissement particuliers. De plus, certaines applications autorisent le fonctionnement intermittent, des démarrages fréquents ou des environnements avec ventilation limitée voir nulle. La température de fonctionnement conditionne l’isolation du bobinage et toute amélioration de la classe de température de l’isolation permet aux concepteurs de machines de reconsidérer le dimensionnement des machines. 19 Chapitre I Etat de l'art I.2 Effets de la température sur les machines tournantes L’apparition d’isolants inorganiques aptes à travailler à des températures nettement supérieures à celles des matériaux organiques ouvre un verrou technologique et donne des possibilités nouvelles aux concepteurs de moteurs. Néanmoins, des éléments autres que l’isolant du fil conducteur vont aussi être impactés significativement par la montée en température. • L’un des éléments clés est le conducteur qui doit assurer la circulation du courant dans la machine et dont la résistance électrique augmente naturellement avec la température. Parallèlement, il subit également des phénomènes de dégradation plus spécifiques comme, par exemple, l’oxydation du métal ou la migration du métal au travers de la couche isolante pour des températures supérieures à 200°C [3]. Pour prévenir ces problématiques, une couche d’un métal protecteur vient généralement recouvrir le métal de base pour former une barrière de diffusion. Cet ajout vient aussi notablement influencer la résistance globale du fil. Ceci constitue un paramètre important, car une résistance de phase importante pourra conduire à une forte chute de tension et à des pertes par effet Joule élevées. • Le circuit magnétique devra également être adapté aux hautes températures. En effet, en fonction de la température, les tôles voient leurs performances magnétiques diminuer. De plus, l’isolation entre les tôles devra également être à même de supporter les températures élevées au cœur de la machine pour continuer à limiter les courants de Foucault. Il faudra également prendre en compte les problématiques d’oxydation accélérée sur les bords des tôles qui sont dépourvus d’isolation [4]. Il est évident que l’isolation par vernis organique, qui est habituellement utilisée, n’est plus un bon choix. Cependant, l'augmentation de la température augmente la résistivité des alliages constituant le circuit magnétique et par conséquence tend à réduire les courants induits qui y circulent. • Les roulements et leurs lubrifiants sont aussi des éléments à adapter à la HT°. Des roulements entièrement en céramique sont actuellement disponibles [5] et doivent permettre la rotation mécanique d’une machine HT°. Les lubrifiants organiques classiques sont inutilisables, car dépassés par la classe de température de la machine. Cependant, des roulements qui comportent des lubrifiants à base de poudre de graphite sont disponibles pour une utilisation à des températures maximales de plus de 350°C [6]. • Enfin, le ventilateur du moteur et les éléments des connexions sont habituellement constitués de polymères ne supportant pas la température, mais ils pourront être remplacés par des matériaux métalliques ou minéraux. La carcasse du moteur et l’arbre doivent être remplacés par des matériaux à base d’acier inoxydable, d’acier avec faible teneur en carbone, par du titane ou encore du tungstène. 20 I.2 Effets de la température sur les machines tournantes Un des principaux verrous à la montée en température des machines électriques reste la problématique de la dilatation thermique différentielle qui apparait à différents endroits de la machine. En effet, les différents constituants de la machine tels que les conducteurs, l’isolant du conducteur, le circuit magnétique ou encore les éléments métalliques sont de formes et de natures différentes. La dilatation différentielle conduit, notamment, à la formation de contraintes mécaniques entrainant des fissures ou des crevasses entre le conducteur et son isolant à cause de coefficients de dilatation thermique très différents. Plus sensible encore, l’entrefer des petites machines peut avoir une épaisseur inférieure à 0.3mm. Dans ce cas, la dilatation thermique peut conduire à des variations particulièrement gênantes pour le fonctionnement normal de la machine. De plus, le moteur étant constitué de nombreuses pièces de géométries variées (dents, barres rotoriques, encoches, culasse, etc...), la dilatation thermique ne se manifeste pas nécessairement dans la même direction. Ainsi, les pièces cylindriques vont plutôt se dilater vers l’extérieur et les pièces de forme rectangulaire tendront à se dilater proportionnellement dans toutes les directions. Ces modifications qui sont négligeables jusque 100°C, requièrent des considérations supplémentaires pour les températures bien supérieures qui nous intéressent ici. I.2.1 Cas de la machine asynchrone La littérature relative à la machine asynchrone est très riche si bien que nous ne redonnerons pas la théorie complète de ces machines [7-13]. Le but de ce paragraphe est de rappeler les parties essentielles constitutives de cette machine afin que le lecteur non-spécialiste puisse suivre l’ensemble de la démarche présentée. La machine asynchrone est la plus utilisée dans tous les domaines industriels grâce à la simplicité de sa construction et de son principe de fonctionnement. Son bon rendement et l’excellente fiabilité font que les machines asynchrones alimentées directement sur le réseau représentent la grande majorité des applications industrielles. La machine asynchrone (Figure I-1) est composée de deux parties principales : la partie mécaniquement statique, le stator, et la partie tournante, le rotor. Les deux parties sont constituées d’un circuit magnétique habituellement fait en tôles (FeSi) qui facilite le passage du flux magnétique. L’empilement de tôles est découpé en formant des encoches qui permettent d’accueillir le circuit électrique qui est usuellement constitué de conducteurs isolés en cuivre ou en aluminium. Dans les encoches du circuit magnétique, les bobines sont connectées à une source de tension et les courants statoriques créent un champ magnétique tournant. Au rotor, un bobinage, réalisé également avec des conducteurs de cuivre ou d’aluminium, permet la circulation des courants induits par le champ statorique lorsqu’il est mis en court-circuit. C’est l’interaction de ces deux champs, statorique et rotorique qui va entrainer la rotation du rotor. Lorsque ce dernier est à cage d’écureuil, les enroulements rotoriques sont constitués de barres coulées directement dans les encoches. Ce type du moteur se caractérise par un entrefer très réduit séparant les deux parties. Il est donc nécessaire de disposer d’énergie réactive pour magnétiser l’entrefer. 21 Chapitre I Etat de l'art Figure I-1 : Vue d’ensemble d’un moteur asynchrone classique avec rotor à cage d’écureuil Si le rotor tourne aussi rapidement que le flux tournant, le flux embrassé par le bobinage rotorique devient constant. Il n’y a donc plus de forces électromotrices induites et, par conséquent, il n’y a plus de courant et ni de couple. La machine ne développe un couple qu’à la condition où il existe une différence de vitesse de rotation entre le champ tournant et le rotor. L’écart relatif entre les deux vitesses représente le glissement g du moteur asynchrone. Lorsque le glissement tend vers 0 et que le couple s’annule, le rotor atteint une vitesse dite de synchronisme. I.2.2 Fondements théoriques du moteur asynchrone. La tendance actuelle des actionneurs électriques à forte puissance massique repose majoritairement sur la technologie des supraconducteurs ou sur un refroidissement forcé à l’aide de liquides cryogènes [14]. Ce type de machines possède, en général, une grande vitesse de rotation, une grande longueur d’induit et un diamètre d’alésage réduit. L’équilibre thermique de ce type de moteurs est déterminé par une évacuation optimisée de la chaleur permettant de conserver une température de fonctionnement correct pour l’isolation des conducteurs. L’expérience obtenue avec les augmentations pour paliers de température (105°C→135°C→150°C) semble montrer que l’augmentation de la classe thermique n’est pas obligatoirement synonyme d’augmentation de la puissance massique [15]. D’autres paramètres limitent la réduction de la taille de la machine [16-18]. On constate que la taille d’une machine tournante est mesurée électriquement par le couple de ruptures. a) Dimensionnement d’une machine asynchrone ; cas idéal Plaçons nous dans une configuration idéalisée : • la force magnétomotrice créée par les enroulements a une répartition spatiale sinusoïdale ; • les pertes fer sont négligées ; • les chutes de tension dues aux résistances et aux inductances de fuites des enroulements statoriques sont également négligées. 22 I.2 Effets de la température sur les machines tournantes En régime permanent, cette force magnétomotrice est une onde à répartition spatiale sinusoïdale qui tourne à la vitesse de synchronisme dans l’entrefer. Elle est équivalente à celle que produirait un enroulement fictif, parcouru par un courant continu qui tournerait à la vitesse de synchronisme dans l’entrefer. Le vecteur espace du courant statorique représente ce phénomène, il tourne à la vitesse de synchronisme et il est en permanence orienté vers le point de l’entrefer où la force magnétomotrice est maximale. De même, le vecteur espace du "flux magnétisant ψ µ " représente l’induction dans l’entrefer qui résulte de l’interaction entre le stator et le rotor. En régime permanent, il est orienté vers le point de l’entrefer où l’induction est maximale. La Figure I-2, dessinée à l’instant t=0, illustre ces propos et précise la position relative des vecteurs espaces. Tous les angles de cette figure sont des angles électriques. enroulement fictif à répartition spatiale sinusoïdale, tournant à la vitesse de synchronisme Im ω . vV Ss ϕ Ras Re IiSs ψµ t=0 Fig. 1 Figure I-2 Représentation relative des vecteurs espaces courant, tension et flux magnétisant du stator Le vecteur espace I s est en retard d’un angle ϕ par rapport au vecteur espace V s qui est l’image des tensions du stator. Lorsque les résistances du stator sont négligées, le flux magnétisant ψµ est en quadrature arrière par rapport à V s (la tension induite dans les bobines du stator est proportionnelle à la dérivée du flux embrassé donc en avance de 90°). On note p le nombre de paires de pôles par phase et ϕ l’angle qui repère un point quelconque de l’entrefer de la machine, Ras le rayon de l’alésage interne du stator ( Ras est confondu avec le rayon moyen de l’entrefer) et Lsi la longueur active de la machine. Avec ces notations et ces hypothèses simplificatrices, le diagramme vectoriel de la Figure I-2 permet de construire les répartitions spatiales de la Figure I-3. Cette figure est dessinée à l’instant t= 0, l’axe 23 Chapitre I Etat de l'art horizontal représente un point quelconque de l’entrefer pour une distance polaire. L’enroulement fictif tournant, à répartition spatiale sinusoïdale, également représenté sur cette figure, est caractérisé par sa densité linéique de courant J L (λ , t ). Cette figure permet de calculer la force appliquée en chaque point de l’enroulement fictif de longueur Lsi . Cette force est équivalente, en moyenne, à celle qui est appliquée sur les conducteurs réels situés dans les encoches et, par réaction, à celle qui fait tourner le rotor. Figure I-3 Répartition spatiale d’induction et la densité linéique de courant La loi de Laplace, appliquée à un élément Ras d λ de la nappe de courant, produit une force élémentaire sur l’enroulement statorique fictif. dF = b(λ , t ) J L (λ , t ) Ras d λ Lsi (I.1) Par intégration le long de la circonférence, on obtient : = F 2π ∫ bˆ e sin(ωt − pλ ) JˆL sin(ωt − pλ − φ ) Ras Lsi d λ (I.2) 0 Après intégration, la force devient : F = π bˆe JˆL Ras Lsi cos φ (I.3) Le couple électromagnétique s’écrit donc : TE = π ( Ras ) Lsi bˆe JˆL cos φ 2 (I.4) et la puissance : P = π ( Ras ) Lsi 2 24 ω ˆe ˆ b J L cos φ p (I.5) I.2 Effets de la température sur les machines tournantes En pratique, les conducteurs sont placés dans les encoches du stator dont les dimensions sont précisées à la Figure I-4. On note wds la largeur de la dent, wes la largeur d’encoche et hes la hauteur. hes wds wes Figure I-4 Denture du stator Il est possible de considérer que, compte tenu de l’épaisseur des isolants et du foisonnement des conducteurs, les encoches ne sont pas totalement remplies de cuivre. On introduit pour cela un coefficient de remplissage d’encoche noté krs _ e . La valeur efficace de la densité de courant dans les conducteurs est, quant à elle, notée J cs . La valeur crête de la densité linéique de courant est alors donnée par : krs_ e Jˆcs wes hes ˆ JL = wes + wds (I.6) En notant bˆsat l’induction de saturation des tôles magnétiques du stator, et en négligeant la concentration du champ magnétique dans les angles, la valeur maximale de l’induction dans l’entrefer peut être estimée par : bˆe = bˆsat wds wds + wes (I.7) En prenant le nombre d’encoches par pôle et par phase égal à 2, on peut en déduire la valeur de la circonférence minimale de l’entrefer puis son rayon : Ras = 6 p ( wes + wds ) 2π (I.8) et la longueur active de la machine est donnée par : Lsi = π (R ) s 2 a Pp ωbˆe JˆL cos φ (I.9) b) Courbe du couple La courbe de couple d’une machine asynchrone (Figure I-5) montre que, lorsque le couple demandé par la charge mécanique augmente, le glissement augmente également. Cet effet s’accompagne d’une augmentation du courant dans le bobinage statorique, et potentiellement d’une augmentation de la température par effet Joule. 25 &KDSLWUH,(WDWGHO DUW 7 7Q &RXSOH7 7Q 3RLQWGH GpPDUUDJH =RQHGH IRQFWLRQQHPHQW &RXSOH PD[LPDO =RQHGH VXUFKDUJH 7Q 7Q 9LWHVVHGH V\QFKURQLVPH 7Q 1Q 1 V J JPD[ 9LWHVVHGHURWDWLRQ1 *OLVVHPHQWJ 1 JQ )LJXUH,&RXUEHGXFRXSOHpOHFWURPDJQpWLTXH7G¶XQPRWHXUDV\QFKURQHHQIRQFWLRQGHODYLWHVVHGH URWDWLRQGXURWRU1HWGXJOLVVHPHQWJ *pQpUDOHPHQWGDQVOHVPDFKLQHVGHPR\HQQHWDLOOHOHJOLVVHPHQWQRPLQDOHVWLQIpULHXUj3RXU OHVPDFKLQHV+7OHSRLQWGHIRQFWLRQQHPHQWQRPLQDOSRXUUDUHFXOHUOpJqUHPHQWYHUVOD]RQHGHFRXSOH PD[LPDO/D]RQHGHVXUFKDUJHGXPRWHXUVHUDGRQFUpGXLWH&¶HVWjGLUHTXHOHFRXSOHUpVLVWLIPD[LPDO LPSRVp SDU OD FKDUJH DYDQW TXH OD PDFKLQH QH V¶DUUrWH QH SRXUUD GpSDVVHU TXH GH WUqV SHX VD YDOHXU QRPLQDOH F %LODQGHSXLVVDQFH 3RXUXQPRWHXUDV\QFKURQHGRQWODSXLVVDQFHXWLOHHVWQRWpH3XOHELODQGHSXLVVDQFHHVWGRQQpjOD )LJXUH,$YHFODPRQWpHHQWHPSpUDWXUHRQSHXWSUpYRLUTXDOLWDWLYHPHQWXQHUpSDUWLWLRQGLIIpUHQWHGHV SHUWHV 3ULQFLSDOHPHQW F¶HVW O¶DXJPHQWDWLRQ GHV SHUWHV -RXOH GX VWDWRU 3V- HW GX URWRU 3U- j FDXVH GH O¶DXJPHQWDWLRQGHODGHQVLWpGHFRXUDQWDLQVLTXHO¶DXJPHQWDWLRQGHODUpVLVWDQFHGHVFRQGXFWHXUVDYHFOD WHPSpUDWXUH>@TXLYRQWPRGLILHUOHELODQGHSXLVVDQFHGHODPDFKLQH2QSHXWDXVVLDYDQFHUTXHOD UpVLVWDQFHGHO¶HQURXOHPHQWVWDWRULTXHYDDYRLUXQHLQIOXHQFHSULPRUGLDOHVXUOHUHQGHPHQWDLQVLTXHVXU OHGHVLJQGXPRWHXU I.2 Effets de la température sur les machines tournantes ↑PsJ ↓PsFe ↓PrFe ↑Prméc Entrefer ↑Pabs ↑PrJ Pu Figure I-6 Bilan de puissance du moteur Moteur à haute température Moteur classique à basse température de même puissance À cause de l’augmentation de la résistivité électrique des matériaux avec la température, il y a une diminution des courants de Foucault dans les tôles. Les pertes fer, dans le circuit magnétique du stator PsFe et rotor PrFe, seront donc réduites. Les pertes mécaniques peuvent également être différentes par rapport à un moteur classique. Après ce bref aperçu de l’influence d’une augmentation de la température dans une machine asynchrone, on peut raisonnablement supposer qu’un moteur fonctionnant à HT° et ayant une puissance massique plus élevée, sera également caractérisé par un rendement plus faible que celui des machines classiques, à cause de l’augmentation globale des pertes en HT°. I.2.3 Influence de la température sur le choix des composants du moteur L’augmentation de la température d’un moteur électrique jusqu’à 400°C au cœur du bobinage sousentend de dépasser largement la limite thermique des machines classiques. Pour évaluer les points faibles qui apparaissent avec la montée en température, la machine peut être divisée en plusieurs sous éléments : • Le circuit magnétique. Les tôles magnétiques classiques sont réalisées en Fer Silicium (FeSi) et sont à grains Non Orientés (NO). Lorsque la température de fonctionnement augmente, les performances des tôles en FeSi diminuent lentement jusqu’à ce que leurs caractéristiques magnétiques disparaissent totalement en atteignant le point de Curie. La température de Curie se situe aux environs de 700°C pour le FeSi [4, 21]. Les tôles NO sont généralement recouvertes d’une couche d’isolant organique appliquée après le processus de laminage et qui ne supporte pas la montée en température. Il est possible d’utiliser des tôles à Grains Orientés (GO) qui sont isolées entre elles naturellement par un revêtement inorganique phosphaté durant leur processus 27 Chapitre I Etat de l'art et qui sont capables de travailler à des températures bien plus importantes. Cependant, l’anisotropie très forte présente dans ces tôles rend leur mise en œuvre au sein d’une machine plus difficile. • Circuit électrique statorique. Les matériaux conducteurs les plus utilisés pour le bobinage des machines électriques sont le cuivre et l’aluminium. Les caractéristiques thermoélectriques moyennes de l’aluminium l’éliminent naturellement lorsqu’il s’agit de monter en température. À des températures supérieures à 220-250°C, le cuivre est victime d’un phénomène d’oxydation [2-3, 22] qui dégrade assez rapidement le conducteur et réduit les performances de l’émail isolant. De ce fait, l’utilisation d’un conducteur de cuivre seul n’est pas compatible avec un fonctionnement à HT°. La couverture du conducteur avec des matériaux à point de fusion élevé résout ce problème. Les matériaux conducteurs résistants à HT° sont : le titane (Ti), le tantale (Ta), le niobium (Nb), l’argent (Ag), l’or (Au), le platine (Pt), le nickel (Ni) ou le constantan (Cu+Ni). Le choix du type de métal pour le revêtement contre l’oxydation dépend de la température d’utilisation, et cela impacte le coût du conducteur final. Le constantan et le Nickel constituent les solutions les plus couramment utilisées. • Isolation du conducteur. L’isolation électrique à base de composants organiques ne dépasse pas 250°C. L’isolation à HT° pour une machine électrique ne peut être constituée qu’avec des matériaux inorganiques : fibre de verre, céramiques, mica phlogopite ou autres matériaux minéraux. • Isolants plats et d’imprégnation. Les matériaux d’isolation à basse température sont généralement à base de polymères. Leur température d’utilisation ne dépasse pas plus de 250°C. Les candidats qui résistent à HT° sont des solutions à base de mica combiné avec du tissu de verre ou de la céramique. Les éléments qui constituent l’imprégnation sont des ciments céramiques. • Rotor. Les barres du rotor ne comportent pas d’isolation ; elles peuvent donc supporter des températures élevées sans avoir de problèmes d’isolation. En pratique, les barres aluminium peuvent être employées jusqu’à des températures proches de la fusion de celui-ci (600-650°C). De plus, l’aluminium, en s’oxydant avec la température, va former une très fine couche isolante d’alumine (Al2O3) à sa surface. L’utilisation de cuivre comme barres en court-circuit pour le rotor devient possible après traitement ou plaquage du conducteur avec des métaux prévenant l’oxydation comme le Nickel. • Éléments périphériques. Les pièces de ventilation et le boîtier de raccordement sont constitués de polymères comme le PET, dont la température d’utilisation est limitée à 120°C. Ces pièces peuvent être remplacées simplement par des éléments en métal. • Les roulements. Les roulements fabriqués en acier avec des lubrifiants organiques devront être remplacés par des éléments résistants à HT°. La solution consiste à utiliser des roulements en céramique. Ces roulements sont capables de fonctionner jusqu’à 450°C ; ils comportent un traitement des pièces en acier, avec du phosphate de manganèse et/ou de la céramique, qui les 28 I.2 Effets de la température sur les machines tournantes rendent bien plus résistants à la chaleur [23]. Le lubrifiant HT° est remplacé par des lubrifiants solides tels que le bisulfure de molybdène (MoS2) qui résiste jusqu’à 400°C [24] ou le bisulfure de tungstène (WS2) [25-26] jusqu’à 650°C. Depuis peu il est possible de trouver sur le marché des roulements HT° avec un lubrifiant graphité. • Câble de connexion. La connexion du moteur en environnement extrême, peut être remplacée avec des câbles multi brins HT°. Comportant des conducteurs en cuivre plaqué avec du nickel, le câble est renforcé avec plusieurs couches d’isolation organiques et inorganiques. • Connexion, soudage et brassage. Un point faible de la machine lors de la montée en température reste le point de contact entre les conducteurs actifs et les zones sans protection contre l’oxydation. Pendant l’élaboration du bobinage du stator, le soudage des bobines entre elles est effectué actuellement avec des alliages qui ne supportent pas plus de 300°C. Au-delà, des alliages avec des points de fusion élevés et résistants à l’oxydation sont nécessaires. Ces alliages sont des brasures à base de cuivre (Cu), de nickel (Ni), d’argent (Ag), de manganèse (Mn), qui donnent de bonnes propriétés anticorrosives, mais dont la mise en œuvre, qui s’opère à des températures plus élevées, est plus compliquée. I.2.4 Machines électriques fonctionnant à HT° Généralement, les moteurs sont classifiés grâce à leurs types de fonctionnement, leur tension d’alimentation ou encore leur principe de construction. Le type de fonctionnement est souvent l’aspect qui détermine les applications ciblées et l’environnement de fonctionnement devient alors un facteur secondaire. Néanmoins, il existe des cas où l’environnement de fonctionnement constitue le point déterminant du choix de la machine. C’est notamment le cas pour les applications avioniques qui veulent intégrer des actionneurs électriques dans des parties très chaudes de l’avion. Dans ce cas, les recherches doivent se concentrer sur cette problématique particulière. Parallèlement à ce problème de contraintes, il est probable, qu’à terme, l’augmentation de la classe thermique des machines électriques permette également des gains significatifs de puissances massiques ou volumiques [15, 17-18]. Les machines électriques et les dispositifs électromagnétiques qui comportent des bobinages capables de fonctionner à HT° ont été conçues pour des applications très spécifiques par exemple des applications spatiales [27]. Certaines de ces applications travaillent à des températures si élevées que la limite vient du point de Curie du circuit magnétique [28]. Cependant, dans la plupart des cas, c’est le bobinage et son isolation qui sont les verrous empêchant une montée en température d’un actionneur électrique et c’est sur ce point que va particulièrement se concentrer cette étude. Des expériences de bobinages statoriques réalisées avec des conducteurs de cuivre plaqué nickel isolés grâce à la céramique ou aux rubans de mica ont démontré la faisabilité de machines électriques fonctionnant à 500°C [29-38]. Sans changement majeur de la géométrie de la machine, il est possible d’utiliser des conducteurs en cuivre recouvert de nickel pour ce type de machine. En revanche, la durée de vie de la machine se trouve fortement réduite à cause des contraintes thermomécaniques qui tendent à éroder très vite l’isolation des conducteurs. 29 Chapitre I Etat de l'art Comme nous l’avons précisé, le fil électrique isolé avec de la céramique peut constituer une alternative viable de bobinage à HT° à condition de prendre en compte ses limites mécaniques. Lorsque les actionneurs à HT° sont conçus autour de leur bobinage, on utilise des bobines de forme rondes ou enroulées sur dents (Figure I-7) qui limitent les contraintes mécaniques dues aux courbes de faible rayon de courbure [31, 37, 39-40]. Cela permet d’atteindre des températures élevées, mais elles sont peu adaptées à la fabrication des structures classiques de machines électriques telles que la machine asynchrone. On rencontre des configurations de bobine sur dents dans des dispositifs à HT° sur les roulements électromagnétiques [19, 41], des actionneurs électromagnétiques linéaires [40, 42-44], des roulements magnétiques à aimants permanents [45-47], des moteurs à réluctance variable [26], des moteurs à aimants permanents [39], des moteurs à courant continu [48]. Parfois, le bobinage final est imprégné avec un ciment formant une pièce monolithe [45] par contre, si les contraintes mécaniques d’origine vibratoire sont fortement réduites l’imprégnation de bobines finales peut être omise. Le circuit magnétique, dans la grande majorité des cas est constitué avec des tôles d’alliages FeCo qui présentent de meilleures performances magnétiques et une meilleure résistance thermique que les alliages FeSi. Par exemple, l’induction dans l’entrefer des machines construites en FeCo devient plus grande que les modèles construits avec des alliages FeSi [45]. Figure I-7 Géométrie classique de la bobine généralement utilisée pour le bobinage à HT° L’inconvénient prédominant sur ce type de bobinage est l’alimentation en tension avec une source de tension variable (MLI). La faible tenue en tension de l’isolation céramique est peu compatible avec les contraintes électriques créées par les dV/dt. De plus, pour avoir des moteurs compacts, le coefficient de remplissage des encoches pour le bobinage sur dents devra également être considéré. Pratiquement, le bobinage pour les machines à HT° est préfabriqué individuellement avec la forme géométrique la plus simple (Figure I-8, a). Chaque bobine est insérée par la suite sur les dents du stator et maintenue avec des pièces de calage pour ne pas glisser. Cette méthode est caractérisée par un facteur de remplissage d’encoche médiocre et, introduit donc des espaces non utilisés à l’intérieur du moteur. Un facteur de remplissage d’encoches amélioré peut être obtenu avec des bobines présentes à la Figure I-8, b. Dans ce cas, la fabrication des bobines à l’extérieur et l’insertion sur les dents, devient impossible par l’intérieur du stator. De plus, la fabrication des bobines directement sur les dents, est difficile et réduit considérablement l’efficacité d’une bonne imprégnation avec des ciments liquides. Par contre, dans les cas où l’imprégnation est négligée, ce 30 I.2 Effets de la température sur les machines tournantes problème est résolu. De plus, la denture du circuit magnétique est plus adaptée aux machines électriques spécifiques par exemple les machines à réluctance variable. Pour une machine asynchrone alimentée classiquement, ce type de denture n’est pas souhaitable, à cause de l’augmentation des pertes créées par les harmoniques d’induction dans l’entrefer. a) b) Figure I-8 Forme des bobines : a) Habituellement utilisé à HT°, b) Forme pour améliorer le facteur de remplissage d’encoche La tension d’alimentation pour ces types de machines électriques HT° varie entre 14V [26] et 50V pour un bobinage avec des fils isolés en céramique et 100V [29] pour le fil isolé avec du mica. Par contre, la valeur du courant est supérieure à celle des modèles à basse température. Cela s’explique par le type d’isolation céramique : les contraintes électriques dV/dt et la dégradation des propriétés diélectriques dans le temps conduisent les concepteurs à utiliser une tension très basse. 31 Chapitre I Etat de l'art I.3 Influence de la température sur les propriétés des matériaux I.3.1 Matériaux isolants a) Contraintes subies par l’isolant Généralement, les principales contraintes qui dégradent l’isolation solide d’une machine électrique sont montrées à la Figure I-9. Electrique • Décharges partielles Thermique • Oxydation • Hydrolyse • Effet thermomécanique • Surtension Isolation Mécanique Ambiante • Humidité • Vibration • Force • Gaz, acide • Craquement • Radiation Figure I-9 Principales contraintes subies par l’isolation des machines électriques Comme on l’a signalé précédemment, l’une des contraintes les plus importantes auxquelles sont soumis les matériaux isolants dans les matériels électriques est, après la contrainte électrique, celle qui résulte des échauffements. La fonction essentielle de l’isolation des conducteurs est de s’opposer au passage du courant entre deux parties conductrices. L’augmentation de la température a pour effet, dans la très large majorité des cas, de réduire la résistivité des matériaux polymères et de réduire drastiquement leur espérance de vie. Les sources de chaleur internes sont bien connues [49]. Elles correspondent aux différentes pertes localisées dans le cuivre (pertes Joule), dans le fer (Hystérésis et courants de Foucault) [50] et, dans une moindre mesure, dans l’isolant lui-même (pertes diélectriques). Si les pertes dans le fer peuvent être évacuées assez facilement par le contact existant entre le circuit magnétique et la carcasse extérieure ou par le système de ventilation, la chaleur créée par les pertes dans le cuivre doit traverser l’isolant. La température dans la machine n’est donc pas uniforme et il est important de localiser les points chauds et de prendre une marge de sécurité lors du dimensionnement pour limiter les dégâts dus aux échauffements locaux [51]. A ces pertes il faut encore ajouter les pertes d'origine mécaniques, principalement liés aux frottements des pièces en mouvement. La contrainte thermique a deux impacts : • le premier concerne le comportement instantané des isolants aux températures élevées ; • le second est relatif à la dégradation qui s’opère progressivement au cours du temps et affecte leur comportement à long terme. 32 I.3 Influence de la température sur les propriétés des matériaux La variation du stress thermique conditionne également les contraintes thermomécaniques. En fonction de la variation thermique et de la taille des moteurs, les contraintes thermomécaniques sont plus ou moins accentuées. Ainsi, lorsque la température du conducteur croît brusquement, il se dilate en suivant sa direction axiale. Pendant le régime transitoire, la couche isolante en céramique, qui a généralement un coefficient de dilatation thermique inférieur à celui du conducteur, se dilate plus que les valeurs admissibles. Le résultat est qu’une contrainte de cisaillement apparait entre le conducteur et la couche isolante. Dans le cas d’isolation organique et après de nombreux cycles de température, ce phénomène peut conduire au décollement de l’isolation du conducteur. La grande résistance à la traction de l’isolation organique évite l’apparition des ruptures transversales d’isolation pour les petits moteurs lorsque les contraintes restent raisonnables. Les principales caractéristiques thermiques des isolants sont donc généralement assez différentes suivant la catégorie à laquelle ceux-ci appartiennent. Parmi les caractéristiques thermiques, nous nous intéresserons d’abord aux grandeurs de base, à savoir le coefficient de dilatation thermique linéaire, la conductivité thermique et la capacité thermique [51-53]. La tendance générale est que l’augmentation de la température dans les matériaux isolants augmente le tan δ [54] et la constante diélectrique, alors qu’elle diminue la rigidité diélectrique [55], la résistance d’isolement et la résistance mécanique [56]. b) Caractéristiques diélectriques des isolants Les isolants sont caractérisés par leurs propriétés électriques, mécaniques et chimiques. Ils ont une résistivité très élevée, car ils contiennent un très petit nombre d’électrons libres [56]. Un excellent isolant ne devrait pas laisser passer de courant lorsqu’il est soumis à une tension continue. Autrement dit, sa résistance en courant continu (CC) doit être infiniment grande. Cependant, en pratique, un courant de fuite, même très faible, circule dans tous les matériaux isolants. Dans les solides, les principaux mécanismes entraînant le claquage sont essentiellement d’origines intrinsèques ou thermiques et font suite à des mécanismes d’ionisation localisés. On évoque également parfois, lorsque le gradient de champ électrique est appliqué à HT°, le mécanisme dit électromécanique qui apparaît à la suite de la migration d’ions. Si on augmente la tension à laquelle est soumis un isolant au-delà d’une certaine valeur appelée tension de claquage, il apparaît un arc électrique dans l’isolant : un courant intense traverse l’isolant en suivant un chemin formé par l’arc lui-même. Dans ce cas, l’isolant est percé: il y a rupture diélectrique ou claquage, la perte de la fonction d’isolation est irréversible pour les isolants solides (carbonisation). Le claquage dans un diélectrique classique peut provoquer la fusion, brûler ou perforer le diélectrique et les électrodes [51]. Après un claquage, une trace du claquage sous forme de perforation, de fonte ou de brûlure sur le diélectrique peut rester et donner une forme irrégulière à l’isolant. Si la tension est appliquée de nouveau à cet isolant, un claquage survient dans la majorité des cas, suivant le canal tracé par la décharge précédente, et même à une tension inférieure [57]. En pratique, on choisit souvent comme critère de fin de vie une valeur égale à 50 % de la valeur initiale. Ces valeurs sont approximatives et peuvent varier nettement en fonction de la fréquence et de la température. 33 &KDSLWUH,(WDWGHO DUW /H FODTXDJH LQWULQVqTXH VH GpURXOH WUqV UDSLGHPHQW HQ TXHOTXHV PLFURVHFRQGHV HW ODLVVH GDQV OH PDWpULDX XQH WUDFH VRXV IRUPH GH FDQDO ILQ > @ ,O V¶DJLW GX PpFDQLVPH GH FODTXDJH OH SOXV IUpTXHPPHQW REVHUYp GDQV OHV FpUDPLTXHV LVRODQWHV RX GLpOHFWULTXHV VROLGHV /HV YDOHXUV GHV ULJLGLWpV GLpOHFWULTXHV GHV FpUDPLTXHV VRQW FHSHQGDQW JpQpUDOHPHQW SOXV IDLEOHV TXH OD ULJLGLWp GLpOHFWULTXH LQWULQVqTXHGHVPDWpULDX[GRQWHOOHVVRQWFRQVWLWXpHVVXLWHjODSUpVHQFHGHVGpIDXWVGDQVODVWUXFWXUHHW GDQVODPLFURVWUXFWXUH>@/HFODTXDJHWKHUPLTXHVXLWOHFODTXDJHLQWULQVqTXH (QJpQpUDOOHFODTXDJHG¶XQLVRODQWVROLGHHVWXQHFRPELQDLVRQHQWUHOHVGHX[W\SHVGHFODTXDJH2Q SHXW LGHQWLILHU OH W\SHGH FODTXDJH GRPLQDQW G¶DSUqVOHV HIIHWV TX¶LO D SURGXLWVHW G¶DSUqV VDGXUpH /D FLUFXODWLRQ GH FHV FRXUDQWV GDQV OH PDWpULDX D SRXU FRQVpTXHQFH XQ WUDQVIHUW G¶pQHUJLH TXL FKDXIIH OH PDWpULDX &HW pFKDXIIHPHQW GRLW rWUH FRPSHQVp SDU OHV SHUWHV WKHUPLTXHV SDU FRQGXFWLRQ GDQV OH PDWpULDX SRXU TXH O¶pTXLOLEUH VRLW FRQVHUYp /¶pTXLOLEUH HQWUH OD GLVVLSDWLRQ WKHUPLTXH HW O¶pQHUJLH GX FKDPSpOHFWULTXHHVWGpFULWSDUO¶pTXDWLRQGLIIpUHQWLHOOH,>@ , 2 F9HVWODFDSDFLWpWKHUPLTXHPDVVLTXHjYROXPHFRQVWDQW P9ODPDVVHYROXPLTXH 7ODWHPSpUDWXUH ıODFRQGXFWLYLWppOHFWULTXH (OHFKDPSpOHFWULTXH ODFRQGXFWLYLWpWKHUPLTXH WOHWHPSV /D)LJXUH,UHSUpVHQWHOHVVROXWLRQVGHFHWWHpTXDWLRQSRXUGLIIpUHQWHVYDOHXUVGXFKDPSDSSOLTXp (/HVW\SHVGHFODTXDJH,,,HW,9VRQWVRXYHQWUHQFRQWUpVj+7HQSDUWLFXOLHUGDQVOHVFpUDPLTXHV )LJXUH,5HSUpVHQWDWLRQJUDSKLTXHGHVFRQGLWLRQVGHVWDELOLWpSRXUOHFODTXDJHWKHUPLTXH>@ /HV SHUWHV GLpOHFWULTXHV HW OHV SHUWHV SDU HIIHW -RXOH SURYRTXHQW XQ GpJDJHPHQW GH FKDOHXU GDQV O¶LVRODQW /RUVTXH OD TXDQWLWp GH OD FKDOHXU SURGXLWH HVW VXSpULHXUH j FHOOH pYDFXpH OD WHPSpUDWXUH I.3 Influence de la température sur les propriétés des matériaux augmente, entraînant l’augmentation de la conduction thermique dans un processus d’instabilité thermique. Il en résulte une augmentation de la température de l’isolant par rapport au milieu ambiant qui produit la dégradation de l’isolant. Le mécanisme se déroule durant un temps relativement long, de l’ordre de quelques secondes. En effet, le claquage thermique est favorisé par les conditions défavorables d’évacuation de la chaleur. c) Cas des isolants polymères La durée de vie d’une isolation organique dépend directement de la température d’utilisation. Les performances du moteur en basse température sont basées sur le facteur de service S1. Un moteur fonctionnant avec un facteur de service plus grand présentera des températures plus élevées. En conséquence, d’après la loi d’Arrhenius, l’effet de monter en température influence la vie de l’isolant organique avec une réduction de 50% tous les 10°C. L’isolation électrique pour les machines tournantes fonctionnant jusqu’à 240°C est généralement faite avec des matériaux organiques (polyimide, kapton, polyamide imide, etc...) [61]. Toutes sont construites avec du fil émaillé standard ou renforcé. L’évolution de la classe thermique des matériaux organiques est donnée par la Figure I-11 issue de [1]. Figure I-11 Évolution temporelle de la classe thermique des isolants organiques [1] L’isolation électrique du conducteur en basse température est constituée de polymères organiques comme le Polyamide-imide (PAI) et le Polyester-imide (PEI) formant l’émail. Les vernis d’imprégnation ont pour rôle de renforcer la protection de ces bobinages contre les agressions externes (température, vibrations, pollution, humidité) mais également de donner une certaine cohérence mécanique au bobinage. L’isolation phase-masse et de fond d’encoche est réalisée avec des feuilles isolantes issues également de la chimie organique. Actuellement, les vernis employés sont à base de composants organiques et, parfois, ils comportent des ajouts d’éléments inorganiques pour une meilleure tenue aux décharges partielles. Selon la température d’utilisation, l’épaisseur d’isolant peut être constituée d’une ou plusieurs couches de polymères de même nature ou de nature différente. Dans certains cas, elle peut être renforcée par un composite inerte comme des fibres de mica ou des charges 35 Chapitre I Etat de l'art d’oxyde inorganique pour les fils “Corona résistant”[62]. La température de fonctionnement pour ces types d’isolation ne dépasse pas 200°C. Au-delà, l’isolation organique est soumise à un fort vieillissement thermique. Le principal mécanisme de vieillissement des polymères est lié à la rupture des macromolécules qui fragilisent la structure des matériaux. L’effet de la température se manifeste par une oxydation de l’isolation qui la rend cassante. Avec la montée en température à plus de 300°C, plusieurs isolants organiques atteignent leur point de ramollissement ou de fusion. Par conséquent, les chaînes organiques se décomposent en formant des traces de carbone ou sa volatilise. En première approximation, le processus chimique d’oxydation répond à la loi d’Arrhenius. Cette loi exprime que la durée de vie L en heures d’une isolation organique est liée à la température T par : B L = A eT (I.11) Où A et B sont des constantes dépendantes du matériau considéré. Cette loi est valable pour le fonctionnement à HT° et est la base de tous les tests de vieillissement accéléré pour estimer la durée de vie de bobinage des machines électriques comportant des isolants polymères. Les principales contraintes mécaniques s’exerçant sur l’émail sont dues à des différences de coefficient de dilatation thermique entre l’émail (de 25 à 200.10-6 K-1 selon la nature du polymère) et le cuivre (17.10-6 K-1) ainsi qu’entre l’émail et le vernis d’imprégnation, mais également à cause des vibrations dues au fonctionnement du moteur. L’évolution des propriétés diélectriques des émaux, des isolants plats et des vernis (PI, Kapton, PAI, PEI) classiquement utilisés dans une gamme de température 200-400°C est proposée par les auteurs [2, 63-64]. Ils notent que les isolants organiques au-delà de 280°C sont sujets à une dégradation, caractérisée par la perte de masse et la modification des polymères. Pour l’utilisation d’une isolation organique à une température de 400 à 500°C, on regarde leurs propriétés thermomécaniques comme la température de transition vitreuse et la température de thermoplasticité. Par exemple, la température de thermoplasticité pour le polyimide est 500°C. L’isolation silicone semble être un bon candidat pour fonctionner jusqu’à 200-300°C [65-69]. Au-delà, l’isolation organique qui entre dans sa composition se dégrade rapidement. d) Cas des isolants inorganiques - céramiques La famille des isolants inorganiques utilisable dans les moteurs électriques comporte les céramiques sous forme de poudre, de papier ou de tissu, l’isolant mica phlogopite et moscovite et la fibre de verre. Les céramiques sont d’excellents isolants électriques et peuvent servir de support à des éléments de circuit électrique de distribution haute tension. Les caractéristiques électriques des différentes céramiques sont analysées dans plusieurs travaux [35, 57, 70-81]. Les céramiques présentent généralement une très grande inertie chimique et résistent bien aux attaques des substances agressives, à l’oxydation et aux agressions climatiques [59]. Pour améliorer leurs propriétés, les isolants céramiques utilisés en électrotechnique sont soumis, après séchage, à des procédures finales de cuisson ou de frittage qui constituent la phase essentielle de la 36 I.3 Influence de la température sur les propriétés des matériaux technologie céramique [82]. La cuisson des céramiques est spécifique à tous les isolants en céramique. La température de cette procédure peut varier de 120°C à 1500°C ou plus. Le but de ce processus est d’éliminer l’eau de l’isolant et de lier les cristaux dispersés. La densification des grains cristallins des céramiques s’effectue par le traitement thermique de frittage. On obtient alors un matériau polycristallin possédant une microstructure contrôlée. Pendant le processus, les particules se réarrangent en un cristal cohérent avec l’augmentation de la compacité. Les pores de la céramique sont progressivement éliminés par la diffusion et migration aux interfaces grains-joints. Les céramiques présentent les caractéristiques décrites ci-dessous : • Les céramiques gardent leur solidité. Même à des températures très élevées, la plupart résistent aux chocs thermiques et à la dégradation électrique. La résistance structurelle de la céramique est maintenue aux hautes températures, contrairement aux propriétés diélectriques. • L’effet qui n’est pas négligeable en fonction de la température est la différence de la dilatation thermique entre le conducteur et l’isolation [59]. Il en résulte des contraintes mécaniques entre l’isolant céramique du conducteur et le conducteur lui-même à cause de la différence des coefficients de dilatation thermique entre la céramique (de 2 à 13·10-6 K-1 selon la nature de la céramique et 17·10-6 K-1 pour le cuivre). • La conductivité thermique est généralement médiocre ou faible pour les céramiques en comparaison de celle des métaux. Par contre, par rapport aux isolants organiques, la conductivité thermique est nettement supérieure. Par exemple pour l’alumine (Al2O3) qui est la plus utilisée pour l’isolation électrique, la conductivité thermique λ est de 15 à 30 W m-1 K-1 [86]. Cette valeur est considérablement réduite pour l’isolation finale d’un fil conducteur ou des ciments d’imprégnation, de 1.4 à 5 W m-1 K-1. Pour les céramiques, la conductivité thermique se fait par les phonons λp en comparaison avec les métaux où les électrons λe sont essentiels pour le transfert de chaleur, λe>>λp. Pour les matériaux isolants céramiques, λis = 2 à 50 Wm −1K −1 qui est plus grande que celle de l’air λair=0.02, et diminue avec la porosité. Avec la montée en température, la valeur de la conductivité thermique augmente sensiblement. Plus sa valeur est importante, plus l’énergie créée par le conducteur peut être évacuée et par conséquence déterminera la température rémanente de l’isolant. • Plusieurs céramiques ont de grandes capacités thermiques volumiques. On dit alors que la céramique peut recevoir une quantité de chaleur pour ensuite l’éliminer après la saturation thermique volumique. C’est pour cette raison qu’on les utilise dans le chauffage inertiel. Par contre, elles ne sont pas idéales pour l’utilisation en tant qu’isolants en électrotechnique où une capacité thermique volumique réduite sera favorable. • La résistance des différents isolants inorganiques diminue avec l’augmentation de la température [70]. Cette diminution dépend du type et de la quantité de matériaux conducteurs qui sont présents, comme des impuretés dans l’isolation inorganique [79, 83-84]. À cause de l’influence de la température, la résistance d’isolement des céramiques diminue de 5 à 8 fois à 800 °C par rapport à la température ambiante. Par exemple, la résistance électrique d’une 37 Chapitre I Etat de l'art épaisseur de 16μm de l’alumine (Al2O3) déposée par la méthode de dépôt en phase vapeur (CVD) sur un fil conducteur, garde, à T=800°C, une valeur de 340 MΩ [85]. La résistance volumique RV change en fonction de la température T (en K) avec l’équation (I.12) présentée par [52] et valable entre 23°C et 1600°C : RV = 10lg R −3(T −300)/200 0 (I.12) où R0 est la résistance initiale à 20°C. • La tension de claquage et la durée de vie pour un conducteur isolé avec une céramique sont influencées par le type de conducteur. Cela s’explique par les performances de l’âme conductrice pour résister à la HT° et pour s’opposer aux phénomènes d’oxydation et de diffusion. Conformément l’étude présentée par Jumonji [86], la durée de vie pour les conducteurs de cuivre recouverts de nickel et avec une isolation céramique approche 700 à 1000 heures à une température de 500°C. Puisque l’alumine est généralement utilisée pour constituer l’isolation du fil électrique ou l’isolation d’imprégnation, sa tension de claquage varie avec l’épaisseur : la rigidité diélectrique est maximale pour les épaisseurs les plus faibles [52, 76, 87]. e) Cas particulier du mica L’isolant qui présente de bonnes caractéristiques diélectriques et une bonne stabilité à HT° est l’isolation à base de mica. Le mica est, à l’état naturel, une roche qui présente une structure lamellaire. Les types de mica le plus souvent utilisés en électrotechnique sont les micas phlogopite et muscovite. Contrairement aux produits céramiques, le mica peut concourir facilement du point de vue des propriétés diélectriques avec les isolants organiques. De plus, il comporte une tenue thermique sans dégradation jusqu’à 400°C. L’isolation mica utilisée dans les machines électriques se présente sous forme de papier de mica ou ruban de mica. La feuille et le ruban de mica sont élaborés à partir d’une pulpe de mica déposée sur un tissu de fibre de verre. En fonction de l’épaisseur, le ruban ou le papier de mica deviennent plus ou moins souples. L’isolation à base de mica est cassante et fragile à très HT°. Comparée avec l’isolation organique, elle peut être employée entre 450 et 600°C [29, 88-90] pendant une longue durée. De plus sa composition est sans carbone. Un facteur qui a été cité précédemment est la diffusion de cuivre dans la couche isolante de mica à HT°. Comme pour l’isolant céramique, la diffusion des métaux est pratiquement la même [74, 91]. f) Isolations inorganiques pour le fil et le câble HT° Les conducteurs utilisés à HT° comportent des isolants qui sont parfois adaptés à une application spécifique. Ainsi, pour les transducteurs ou capteurs [92], les conducteurs peuvent comporter une isolation plus épaisse pour qu’aucun contact ne soit possible. L’isolation dans ce cas peut être constituée de segments de tubes en différentes céramiques, dures, résistantes à très HT°. Parfois, les tubes en 38 I.3 Influence de la température sur les propriétés des matériaux céramique sont remplis avec de la poudre de céramique pour immobiliser le conducteur à l’intérieur. Après la mise en place, le conducteur reste immobile pendant sa durée d’utilisation. Par exemple, des conducteurs isolés avec des composants comme l’Al2O3 et MgO sont les fils avec isolation minérale. Par ailleurs, on trouve des isolants en fibre de verre constituée de plusieurs couches [19, 93]. L’épaisseur pour ce type d’isolation va de 0.15mm à des valeurs de quelques millimètres. La couche isolante est habituellement préfabriquée, soit à la base de fil en fibre ou en tissu de verre. Pour les câbles, la réalisation en céramique devient difficile et peut conduire à des câbles d’épaisseur élevée. Par contre, des câbles HT° (Figure I-12) qui comportent une isolation combinée constituée d’isolations organiques et inorganiques et complétées avec un blindage métallique entre les couches isolantes sont disponibles. Les isolants organiques utilisés sont le Polyimide et le silicone. Ces isolants sont utilisés pour améliorer la flexibilité de mise en place du câble, mais également pour assurer une bonne protection diélectrique en température, jusqu’à 300-350°C. Au-delà, ils se dégradent constamment jusqu’à leur destruction définitive à 450-500°C. Après, l’isolation est assurée par les couches d’isolation inorganiques en ruban de mica et fibre de verre. La tenue en tension dans ce cas reste toujours élevée (>600V). On peut l’expliquer par les grandes épaisseurs d’isolation entre l’âme conductrice et le conducteur adjacent. L’isolation organique ne perd pas complètement sa masse même si elle perd ses propriétés diélectriques. La double épaisseur se transforme en composants carbonisés, ce qui assure quand même une distance entre les couches adjacentes d’isolation mica et fibre de verre. Malgré sa « bonne » flexibilité de défaut, après l’échauffement, le câble présente des propriétés mécaniques très faibles. Figure I-12 Câble HT° constitué d’isolants organiques (Kapton, Silicone) et inorganiques (bande en fibre de verre, ruban de mica). La partie bleue représente le câble avant échauffement, la partie blanche montre le câble après échauffement à 500°C pendant 500h Dans le cas du conducteur utilisé pour bobinage ou des capteurs, il est nécessaire d’avoir un conducteur avec une isolation mince. L’application de la céramique sur le conducteur devient ainsi très spécifique et parfois très coûteuse. I.3.2 Matériaux magnétiques Les propriétés primordiales d’un circuit magnétique sont l’induction à saturation, la perméabilité magnétique, la résistivité électrique, la résistance mécanique, la machinabilité et le prix. Le circuit magnétique a pour rôle de canaliser le flux magnétique. Les aciers magnétiques actuels sont fabriqués à partir d’alliages FeSi, FeCo, NiFe et de nombreux autres composites spécifiques. Les tôles ont généralement 39 Chapitre I Etat de l'art un revêtement isolant organique appliqué sur leurs surfaces extérieures pour les isoler électriquement entre elles. L’efficacité intrinsèque d’un matériau magnétique est définie selon deux paramètres principaux : • Le premier est le niveau d’induction, limité par la polarisation magnétique à saturation : cela influence directement l’induction de travail et la puissance volumique de la machine. • Le deuxième concerne les pertes totales massiques qui accompagnent inévitablement le passage du flux, entraînant un échauffement de la machine. Les tôles magnétiques seraient idéales, si elles possédaient une polarisation magnétique de saturation et une résistivité électrique très élevées. Les pertes dans les matériaux de bobinage sont évacuées à l’extérieur par l’intermédiaire du circuit magnétique. La conductivité thermique est donc un paramètre important pour le système magnétique. L’addition d’un faible pourcentage de silicium dans le fer permet de diminuer la conductivité thermique jusqu’à 20 W m-1K-1 [94-95]. En général, pour ces machines, la température des tôles n’excède pas 150°C et l’isolation inter laminaire est assez bien maîtrisée. Il existe des aciers magnétiques FeSi ou FeCo, adaptés pour un fonctionnement à HT° [26, 96]. En effet, les applications des machines électriques fonctionnant à HT° ont conduit au développement des tôles FeCo [97-98], dont l’induction de saturation (Figure I-13) et la perméabilité est supérieure à celles des tôles FeSi [97-103]. Figure I-13 Courbes de première aimantation B-H en courant continu à la température ambiante des tôles d’épaisseur 0.35mm en alliages Fe3%Si par rapport aux alliages FeCo [104] La plupart des aciers magnétiques typiques vont fonctionner à des températures de l’ordre de 500°C [4, 21]. La principale préoccupation pour les aciers magnétiques utilisés aux températures élevées, est la surface d’isolation. Une isolation spécifique doit être prévue pour fonctionner à une température supérieure à 500°C à cause de la forte contrainte thermique. L’isolation organique classiquement utilisée est rapidement endommagée, provoquant un accroissement des pertes par courants de Foucault. Nous évoquerons la combinaison des matériaux organiques et inorganiques. Par ailleurs, la recherche bibliographique présentée 40 I.3 Influence de la température sur les propriétés des matériaux et les caractéristiques expérimentales montreront que, si, à température normale, les matériaux magnétiques présentent des inductions à saturation élevées (de l’ordre de 1.5 T sur les tôles NO) et des pertes par hystérésis faibles, la montée en température modifie sensiblement ces caractéristiques. Des changements de propriétés magnétiques apparaissent avec l’augmentation de la température. Certains ont des effets bénéfiques et d’autres des effets indésirables. • L’induction rémanente et la force coercitive diminuent, ce qui conduit à une diminution des pertes par hystérésis. La résistivité des tôles magnétiques augmente et, donc, les courants de Foucault diminuent [51]. Par conséquent, ces changements conduisent à la réduction des pertes fer du circuit magnétique. De plus, les constantes de magnétostriction et d’anisotropie diminuent favorablement. La perméabilité pour les champs faibles est également augmentée. • Les changements néfastes sur le circuit magnétique sont la réduction de l’induction de magnétisation et la perméabilité relative aux champs forts. La puissance réactive à induction élevée est d’ailleurs augmentée. L’influence de la température jusqu’à 400-500°C sur les aimants permanents n’élimine pas ces matériaux magnétiques de la liste des candidats pour les machines à HT° [105]. En effet, les aimants permanents conservent une partie de leurs propriétés magnétiques mais montrent une démagnétisation linéaire extrinsèque avec la montée en température [51]. a) Tôles FeSi Pour les moteurs actuels, le circuit magnétique est utilisé jusqu’à 200°C ; la limite provient de la température admissible à laquelle peuvent fonctionner les enroulements du moteur. Les tôles magnétiques NO sont généralement utilisées pour la construction des machines tournantes, en comparaison avec les tôles GO qui constituent majoritairement les circuits magnétiques des machines électriques statiques et les turboalternateurs. Les alliages les plus fréquents rencontrés actuellement pour la fabrication des tôles GO sont les alliages FeSi qui contiennent entre 0.05 et 3.2% de silicium. Les tôles magnétiques GO se décomposent en deux familles de produits : les tôles magnétiques, « fully-process » et les tôles magnétiques « semi-process ». Les tôles magnétiques, « fully-process » sont utilisées le plus souvent dans la construction des grosses machines, tandis que les « semi-process » sont utilisées dans les petites machines. Pour les deux familles de tôles, il faut faire un recuit après le découpage et la procédure d’isolement des tôles [21]. Pendant le recuit à HT° à 1200 °C, la croissance des grains confère à la matière une texture particulière, bien visible à l’œil nu. La procédure et les conditions de recuit jouent un rôle important sur la durée de vie et sur les caractéristiques des tôles [106]. En effet, l’orientation de ces grains dans une certaine direction distingue la tôle GO de la tôle magnétique NO et crée les propriétés magnétiques particulières dans le sens du laminage. La norme NF C 28-900 [107] définit les différentes qualités de ces tôles magnétiques d’épaisseur nominale 0.35, 0.50 et 0.65mm. 41 Chapitre I Etat de l'art b) Tôles FeCo Les tôles d’alliage FeCo sont connues sous les noms commerciaux suivants : Hiperco, AFK, Supermendure, Vacoflux, etc... Les références AFK 502 [104], Hiperco 50 [108] et Vacoflux 50 [109] sont équivalentes dans la composition de leurs alliages et de leurs propriétés magnétiques. Les tôles FeCo ont des qualités exceptionnelles, mais aussi des défauts [21]. Le cobalt est un élément très coûteux compte tenu de petites quantités disponibles sur Terre. Les alliages FeCo sont disponibles avec 27%, 36% ou 50% de Co. Pour une concentration de 30 à 50% de cobalt, ces alliages possèdent une aimantation spontanée, à température ambiante, supérieure ou égale à 2,4 T. Pour l’augmentation de la résistivité, la rigidité et la formation des grains de ces alliages, différents composants comme le Niobium (Nb),le Vanadium (V) ou le Chrome (Cr) sont employés. Les alliages FeCo sont des matériaux cassants et l’amélioration de cette propriété requiert l’addition de Vanadium. La constante d’anisotropie est bien inférieure à celle du fer pur. Les alliages FeCo nécessitent un recuit final variant de 2 à 4 heures à une température de 850°C, dans un environnement sans oxygène et après un refroidissement dans les mêmes conditions jusqu’à 250 °C. • Propriétés magnétiques. L’évaluation à HT° des propriétés magnétiques a été analysée par Yu [110]. Pour une température allant jusqu’à 500-550°C, les performances magnétiques sont sensiblement diminuées. En particulier, le champ coercitif et les pertes sont réduits. L’inconvénient de ces tôles est qu’en basse fréquence, le champ coercitif est supérieur à celui d’un acier FeSi non orienté de bonne qualité [21]. Ensuite, les pertes spécifiques sont fonction des différentes fréquences. Une étude sur les tôles Premadur (Supermendure) à 450°C a été effectuée sur des transformateurs fonctionnant à 450°C [111]. Elle montre que les performances magnétiques, après un vieillissement de plus de 1000 heures, ne sont pas affectées. • Propriétés électriques. Le paramètre qui nous intéresse sur les tôles FeCo est la résistivité des tôles. Par exemple, la résistivité d’un alliage Fe50%Co varie de 13,4 μΩ-cm à 20°C à 45,8 μΩcm à 650°C [101]. De plus, il montre que la résistivité est indépendante de la température de recuit et de l’orientation des grains dans les tôles magnétiques Fe50%Co. • Propriétés mécaniques. Le traitement thermique qui est fait sur les tôles finies a pour objectif de supprimer les tensions mécaniques dues à l’écrouissage et d’amener au métal le bon compromis entre les caractéristiques magnétiques et mécaniques [104]. Les propriétés mécaniques et magnétiques varient en fonction de la température et du temps de recuit [112]. Les tôles avec des grains plus petits montrent de meilleures propriétés mécaniques et elles ont une meilleure résistance au fluage, mais ces propriétés sont applicables pour une plage de température assez restreinte. Quand la température de fonctionnement dépasse la température critique, un phénomène de glissement des grains intervient qui crée une résistance de fluage des corps [113]. Pour l’alliage de FeCo, la température critique est de 428°C [114]. Cet effet est expliqué par la transformation d’une phase de la structure physique ε en autre phase γ du Co. De ce fait, les tôles magnétiques d’alliage FeCo avec des grains de taille plus grande peuvent avoir une résistance de fluage plus grande. Pour les tôles commerciales, les grains sont très petits, de 42 I.3 Influence de la température sur les propriétés des matériaux l’ordre de 2-3 μm. Pour agrandir la taille des grains, il faut faire appel à des procédures spéciales de déformation à froid et de recuit. Les caractéristiques mécaniques des tôles Hiperco 50 à 540°C montrent que les contraintes mécaniques qui sont présentées pour cette température doivent être limitées à des pressions inférieures à 310 kPa [115]. Les résultats obtenus par Geist [98] sur une comparaison entre les tôles de type Hiperco montrent que le Hiperco®27 est le plus adapté aux températures élevées. Pour le rotor, le système magnétique doit avoir une bonne rigidité mécanique et un faible fluage à des températures élevées. Les exemples de types d’aciers utilisés pour le rotor sont les aciers maraging (Fe-NiCoMo) [116] où les aciers Fe-C-Cr-V. • Vieillissement thermique. L’analyse des propriétés thermiques des alliages FeCoHiperco® (27, 50, 50HS) soumis à un vieillissement thermique jusqu’à 500°C est présentée par Fingers [97]. Celui-ci montre la variation des pertes pour chaque type de ces alliages pour des températures allant de 25°C à 500°C. Il note qu’après un vieillissement thermique à différentes durées et différentes fréquences, les pertes n’augmentent que légèrement. La résistivité, le champ coercitif et les pertes des tôles sont analysés jusqu’à 570°C [98]. La résistivité diminue après un vieillissement thermique de 1000 h, la décroissance est plus lente jusqu’à 5000h. La tendance est la même pour l’augmentation des pertes et pour l’augmentation du champ coercitif. Lin Li [100] a analysé les propriétés magnétiques en tension continue pour les alliages Hiperco soumis à un vieillissement à 450°C pour une longue période de temps. Après les tests préliminaires, on distingue deux types de modifications des propriétés magnétiques à HT° : 1) les modifications réversibles en fonction de la température, 2) les modifications irréversibles dues au vieillissement thermique. Les modifications irréversibles sont celles qui conduisent, pour les mêmes cycles thermiques et dans les mêmes conditions, à des propriétés magnétiques différentes. Lorsque la température dépasse 550°C, les propriétés magnétiques commencent à diminuer. Les mesures des courbes B-H à ces températures donnent une déformation de la courbe, causée par le changement de la structure physique des alliages FeCo. c) Applications à HT° des tôles FeCo Gandhi [45]et Hossain [46] ont utilisé, pour la construction d’un servomoteur homopolaire qui peut fonctionner à 530 °C, des tôles AISI 1010 (FeCo) pour le stator et l’alliage FeCoV (tôles Hiperco®50) pour le rotor. Un moteur à réluctance variable et un moteur courant continu qui peut être utilisé dans un environnement à 450°C. Il est également constitué des tôles Hiperco®50 (49%Co-2%V-Fe) au stator et au rotor. Des tôles des alliages FeCo-AFK502R pour le stator et le rotor ont été utilisées pour les mesures à HT° (500°C) sur un roulement magnétique actif par Burdet [19]. 43 Chapitre I Etat de l'art Montague [47] a élaboré des roulements magnétiques radiaux pour turbomachines qui peuvent fonctionner dans un environnement de 540°C. La fabrication du système magnétique du stator a été faite avec des tôles d’alliage FeCo (Hiperco 50) d’épaisseur 0,35 mm. Pour le rotor, il utilise l’alliage Hiperco50HS avec des propriétés mécaniques améliorées. Un servomoteur linéaire ayant des tôles d’alliage FeCo (Imphy AFK1) a été fait par Sidell et Jewell [40]. La limite de fonctionnement de cette machine est de 800°C. I.3.3 Impacts de la température sur les matériaux conducteurs a) Problématique Pour le bon fonctionnement d’une machine à HT°, le choix d’un conducteur pour réaliser le circuit électrique est très important. Les bobines électromagnétiques de la plupart des dispositifs électromagnétiques typiques sont élaborées avec du fil en cuivre. Le fil de bobinage en cuivre est disponible avec différents types d’isolation pour un fonctionnement jusqu’à une température maximale de 240 °C (Polyimide) [117-119]. Dans la conception d’un fil HT°, le conducteur est aussi important, voire plus important que l’isolant lui-même. L’impact de la température sur les conducteurs de fil électrique est accentué principalement par les effets d’oxydation [120], de diffusion et d’agrandissement des grains des métaux [21]. • Dans notre étude, le conducteur en cuivre n’est pas le plus adapté, car celui-ci s’oxyde rapidement en présence d’oxygène et sous l’influence de la HT° ce qui entraîne au final la formation d’oxydes de cuivre. L’oxydation de cuivre est négligeable à température ambiante, mais s’accélère rapidement au-dessus 200°C [22, 63, 121]. • A HT°, le métal conducteur se diffuse ou migre dans la couche de céramique, formant ainsi un matériau semi-conducteur d’oxyde. De ce fait, les caractéristiques diélectriques de l’isolation se dégradent fortement. Par conséquent, la résistance d’isolation du fil isolé avec des céramiques ou mica dépend de la diffusion du métal conducteur dans l’isolation [86, 91]. Ce phénomène est observé après une longue période de vieillissement à HT° et reste indépendant de l’application d’une tension d’alimentation : même hors tension, l’isolation du conducteur se dégrade constamment. L’application de la tension change sensiblement la distance de diffusion dans l’épaisseur de l’isolant. En effet, pour des céramiques ou un isolant en mica, la distance de diffusion du métal conducteur est liée au temps (t1/2 ) [91]. Le phénomène de diffusion du conducteur dans l’isolant conduit à la réduction de la couche d’isolation effective du conducteur. • L’accroissement des grains du métal conduit à l’augmentation de la résistance du conducteur. De plus, l’agrandissement des grains sous l’influence de la température peut conduire à la rupture de l’âme conductrice le long de la bordure des grains. 44 I.3 Influence de la température sur les propriétés des matériaux Le conducteur doit ainsi être choisi avec la même importance que l’isolation. Pour éviter ce problème, les fabricants ont opté pour le plaquage ou habillage du conducteur de cuivre avec un métal résistant à l’oxydation à HT°. Les métaux qui répondent à ces exigences sont les métaux avec un point de fusion très élevé. Les matériaux conducteurs adaptés à un fonctionnement à température élevée peuvent être le platine(Pt), l’argent (Ag) et ses alliages, le cuivre à la condition qu’il soit doté d’une barrière de diffusion [47, 86, 89, 122]. Par ailleurs, la liaison entre la couche de céramique et le conducteur dépend du matériau conducteur [1, 86]. b) Résistance du conducteur en fonction de la température Le paramètre important qui influence directement les performances du conducteur et donc les performances des moteurs, est l’évolution de la résistance du conducteur en fonction de la température. Par exemple, une réduction de la température de 10 °C dans un moteur réduit les pertes Joule de 3 à 4%. La résistance du conducteur dépend fortement de la température et augmente linéairement avec celle-ci. La résistivité d’un métal change de façon complexe, approximée souvent par l’équation (I.13) valable entre 20 et 1600°C : ρ= ρ0 (1 + α ∆T + β ∆T 2 ) (I.13) où ρ0 , α et β sont respectivement la résistivité à la température T0 , et les coefficients fonction de la température avec α >> β . En fonction du type de conducteur utilisé, l’augmentation de la résistivité en fonction de la température est différente. Celle-ci dépend du premier coefficient de température α qui, par exemple, est de 3.8 ⋅ 10−3 K −1 et 3.93 ⋅ 10-3 K -1 pour les conducteurs en cuivre et en argent. La valeur de ce coefficient est plus faible que pour d’autres types de conducteurs utilisés pour le bobinage comme l’Aluminium ou le Nickel. À 500°C, la résistance du conducteur peut être multipliée par un facteur compris entre 2.5 à 2.7. L’augmentation de la résistivité du conducteur à HT° n’est pas caractérisée qu’avec le coefficient de température. En effet, l’accélération de l’oxydation est plus ou moins accentuée en fonction du type de conducteur, mais le phénomène persiste sur tous les types de conducteur. L’observation du comportement d’une barre en cuivre d’un diamètre 20mm chauffée à 500°C pendant 72h sous oxygène montre que le conducteur perd une partie de sa masse en formant de l’oxyde de cuivre. L’utilisation d’un conducteur en cuivre pur devient fortement déconseillée. Par contre, un conducteur qui comporte différents métaux avec des points de fusion élevés protège le cuivre du processus d’oxydation. Des conducteurs en cuivre portant différentes épaisseurs de nickel plaqué sur le cuivre démontrent que l’augmentation relative de la résistance augmente avec l’épaisseur de nickel [20]. En fonction de la durée de fonctionnement du conducteur en température, les conducteurs possédant la plus grande épaisseur de nickel montrent une faible variation de la résistance : la barrière empêche la diffusion des ions de cuivre vers la couche isolante [86]. À titre d’exemple, pour un conducteur de 45 Chapitre I Etat de l'art cuivre plaqué avec du nickel, l’augmentation de la résistance relative à 500°C pendant 300h n’est que de 10%. De la même façon, l’augmentation pour un conducteur en argent, soumis à une température de 650°C pendant une période de 600h, est négligeable [19]. Économiquement, un conducteur composé de75% de cuivre plaqué avec 25% de nickel est une solution assez appropriée pour les applications HT°. Par contre, ce type de conducteur montre une résistance élevée. L’introduction du nickel, qui comporte une résistivité et un coefficient de température plus élevé que le cuivre, donne un conducteur plus résistif. I.4 Conclusion Cette étude nous permet de mettre en lumière l’effet de la température sur les matériaux isolants, électriques et magnétiques. De plus, on met en évidence les avantages et les inconvénients de la montée à des températures extrêmes des machines électriques. La réduction de la taille du moteur et l’augmentation de la puissance massique, constituent l’intérêt majeur d’un fonctionnement à températures élevées. Par contre, la montée en température s’accompagne de plusieurs inconvénients impactant les performances d’une MASHT. Parmi les paramètres électriques, ceux qui modifient le plus le design de la machine sont l’effet résistif élevé et la basse tenue en tension. Mécaniquement, les isolants inorganiques vont conduire aux conditions mécaniques strictement définies pour l’élaboration de bobinage. Pour répondre aux problématiques des matériaux capables de fonctionner à HT° au sein d’un moteur asynchrone, différents axes de recherches peuvent être abordés. La sélection et l’analyse d’un conducteur avec une isolation inorganique, parmi plusieurs candidats, détermineront les conditions d’élaboration du bobinage du moteur. Pour étudier leurs propriétés diélectriques, des procédés et des dispositifs spécifiques permettant de mesurer la tenue en tension ou la résistance d’isolation doivent être élaborés. Les isolants plats et d’imprégnation influeront également sur la réalisation finale du bobinage. L’étude devra aussi se porter sur le circuit magnétique utilisant des tôles capables de fonctionner à HT° : les performances du circuit magnétique en fonction de la température aideront à affiner les données de calculs de la MASHT°. 46 Bibliographie Chapitre I Bibliographie Chapitre I [1] H. Mitsui, "Progress in Japan in electrical insulation at high temperatures," IEEE Electrical Insulation Magazine, , vol. 12, pp. 16-27, 1996. [2] F. Aymonino, T. Lebey, D. Malec, C. Petit, J. S. Michel, A. Anton, A. Gimenez, "Degradation and Dielectrics measurements of rotating machines insulation at high temperature (200-400°C)," Thèse, Université Toulouse II- Paul Sabatier, 2007. [3] Yongfu Zhu, Kouji Mimura, M. Isshiki, "Oxidation Mechanism of Copper at 623-1073K," The Japan Institute of Metals. Materials Transaction., vol. 43, p. 3, 2002. [4] R. M. Bozorth, Ferromagnetism, vol. 1. New Jersey: John Wiley & Sons, pp.959, 1951. [5] M. Moret, P. 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Dans ce chapitre, nous présentons des expérimentations menées sur les éléments qui constituent le bobinage, les isolants plats et le circuit magnétique du stator et du rotor. Ce chapitre est donc axé sur l’identification des matériaux candidats capables d’être utilisés à HT°. Il s’agit d’essais effectués sur des conducteurs isolés en céramique, des isolations de fond d’encoche et des ciments d’imprégnation. Nous verrons que la qualité et le comportement à HT° détermineront les possibilités de réalisation du bobinage d’une machine HT°. Les données disponibles dans la littérature à propos de fils isolés en céramique sont peu nombreuses et surtout orientées vers des applications basiques. De plus, les caractéristiques techniques données par les constructeurs ne reflètent pas toujours leurs comportements en fonction de la température lorsqu’ils sont utilisés pour un actionneur tournant. L’étude menée consiste à établir l’évolution des caractéristiques électriques en fonction de la température. La résistance du conducteur, la capacité parallèle d’isolation, la résistance parallèle, la tension d’apparition des décharges électriques et la tension de claquage sont les paramètres diélectriques étudiés en fonction de la température. Les propriétés concernées mettent en évidence les conditions de base pour l’utilisation des éléments isolants d’une MASHT°. Retenons que l’isolation inorganique et céramique possède des propriétés mécaniques spécifiques, si bien que tous les essais seront réalisés sur des éprouvettes adaptées aux contraintes mécaniques. Ensuite, la caractérisation du circuit magnétique est réalisée sur des tôles magnétiques FeSi à grains orientés avec une isolation inorganique de la surface. Les essais, réalisés sur un cadre torique, sont basés sur la norme NF EN 60404-6 [1], en fonction de la température dans la gamme 20°C - 500°C. II.1 Identification des fils candidats avec isolation inorganique Le choix du fil candidat avec isolation inorganique pour former l’enroulement d’une machine électrique est tributaire de plusieurs facteurs. Les conducteurs isolés avec un isolant inorganique et disponibles sur le marché ont des caractéristiques spécifiques avec des conditions de mise en œuvre bien déterminées. Habituellement, ces produits sont utilisés pour des capteurs ou des dispositifs électrotechniques en basse tension. L’utilisation dans une machine électrique alimentée par le réseau avec des tensions assez grandes (400V), imposera des contraintes électriques nettement supérieures aux limites d’isolation données par le fabricant. Surtout, les caractéristiques diélectriques fournies par les fabricants de fils avec isolation inorganique à HT° sont pratiquement inexistantes. Pour s’assurer de leur adaptabilité aux machines électriques, chaque fil doit être testé dans des conditions représentatives du fonctionnement de ces machines. Le travail est notamment axé sur l’identification du fil candidat le plus approprié pour la réalisation d’un MASHT° d’1kW, alimentée avec une tension classique par le réseau. 59 Chapitre II Caractérisation des matériaux candidats aux hautes températures II.1.1 Méthodologie et système de mesure La méthodologie et les systèmes de mesures expérimentaux doivent permettre d’établir les propriétés diélectriques en fonction des contraintes mécaniques et de la température. Les normes qui concernent le fil isolé avec isolation inorganique ou céramique sont pratiquement inexistantes ou inapplicables. De ce fait, des méthodes particulières doivent être développées pour chaque spécimen en les adaptant aux conditions d’usage. a) Dispositifs de mesures Les éprouvettes torsadées normalisées et valables pour les conducteurs avec isolation organique sont inappropriées aux matériaux qui nous intéressent. En effet, les contraintes mécaniques comme la force de torsion et la compression exercées durant la réalisation des éprouvettes torsadées avec isolation inorganique conduisent à l’endommagement de la céramique : la surface céramique commence à se détacher du conducteur et de grandes fissures et crevasses sont formées. Par ailleurs, la méthode de réalisation des tests des fils avec isolation inorganique est basée sur la norme NF EN 60851-5. Cette norme décrit que, pour analyser les caractéristiques diélectriques de fils avec isolation organique de petit diamètre, le fil peut être enroulé sur des cylindres métalliques. Cette technique offre l’avantage de diminuer le stress mécanique sur le revêtement inorganique. Nous nous sommes inspiré de cette méthode : les éprouvettes avec isolation inorganique ont été réalisées par enroulage sur un cylindre d’acier inoxydable résistant aux HT°. Le diamètre d’enroulement présente une valeur admissible validée par des études présentées dans les sections suivantes. Cette valeur sera un élément critique pour la réalisation du bobinage de la machine, notamment pour les têtes de bobines (Figure II-1). Figure II-1 Éprouvettes enroulées sur cylindre (du gauche à droite: bande d’aluminium, conducteur avec isolation céramique, conducteur avec isolation en ruban mica-fibre de verre) Pour les tests du conducteur candidat, une seule couche de fil est bobinée sur le cylindre. Un bon contact entre chaque éprouvette et le cylindre est assuré par serrage et étirage du fil. Les extrémités de conducteurs sont serrées rigidement au cadre, tandis qu’une masse est attachée au cylindre et tire l’ensemble vers le bas. Chaque éprouvette est attachée et serrée individuellement pour assurer un contact optimisé. La longueur de contact entre le conducteur et la partie métallique est d’environ 12 cm, ce qui représente une adaptation de la norme NF EN 60712. Les diamètres de fils utilisés dans notre étude 60 ,,,GHQWLILFDWLRQGHVILOVFDQGLGDWVDYHFLVRODWLRQLQRUJDQLTXH VRQWPPPPPPHWPP/HFRQGXFWHXUG¶$OXPLQLXPVHSUpVHQWHVRXVODIRUPH GHEDQGHVGHODUJHXUPPHWG¶pSDLVVHXUPP /D QRUPH 1) (1 SUpFLVH TXH SRXU REWHQLU GHV UpVXOWDWV DYHF XQH HUUHXU DFFHSWDEOH pSURXYHWWHVDXPLQLPXPGRLYHQWrWUHXWLOLVpHV'RQFSRXUFKDTXHWHVWpSURXYHWWHVVRQWSUpSDUpHVHW GpSRVpHV GDQV OH PrPH FDGUH &H FDGUH D pWp FRQoX SRXU DVVXUHU OHV PrPHV FRQGLWLRQV SRXU FKDTXH pSURXYHWWH 3RXU LVROHU pOHFWULTXHPHQW OHV pSURXYHWWHV GHV SDUWLHV PpWDOOLTXHV GX FDGUH RQ XWLOLVH XQH IHXLOOHGH1pIDOLWHG¶pSDLVVHXUPPTXLUpVLVWHjOD+7 /H V\VWqPH GH FRQQH[LRQ TXL SHUPHW G¶DQDO\VHU OHV SURSULpWpV GLpOHFWULTXHV HQ IRQFWLRQ GH OD WHPSpUDWXUHHVWSUpVHQWpjOD)LJXUH,, 7HPSpUDWXUH DPELDQWH $OLPHQWDWLRQ $OLPHQWDWLRQ +DXWHWHPSpUDWXUH 2VFLOORVFRSH &N )RXU &DJHGH)DUDGD\ 0HVXUHGHGpFKDUJH pOHFWULTXH )LJXUH,,6FKpPDGHFRQQH[LRQGHVpSURXYHWWHVHQWHPSpUDWXUHFkEOHEOLQGpPDVVHpSURXYHWWHV VHUUDJHF\OLQGUHHQDFLHULQR[\GDEOH /HFDGUH)LJXUH,,DYHFOHVpSURXYHWWHVHVWSODFpjO¶LQWpULHXUG¶XQHpWXYH/HVpSURXYHWWHVVRQW FRQQHFWpHV DX V\VWqPH GH PHVXUHV SDU GHV FkEOHV EOLQGpV +7 /HV SRLQWV GH FRQQH[LRQ DYHF OHV DSSDUHLOVGHPHVXUHVVRQWjWHPSpUDWXUHDPELDQWH )LJXUH,,&DGUHVSpFLDODGDSWpSRXUOHVpSURXYHWWHVHQURXOpHV 7RXV OHV WHVWV RQW pWp UpDOLVpV GDQV O¶DLU j OD SUHVVLRQ DWPRVSKpULTXH /D WHPSpUDWXUH SHXW rWUH PDLQWHQXH FRQVWDQWH GDQV OD JDPPH && SDU OHV IRXUV UpJXOpV /HV SRLQWV GH PHVXUHV VRQW HIIHFWXpV DX[ YDOHXUV GH WHPSpUDWXUHV FURLVVDQWHV VXLYDQWHV O¶DLU DPELDQW §& & & &&HW&4XDQGXQHLVRODWLRQVLOLFRQHHVWXWLOLVpHOHVSRLQWVGHPHVXUHVRQWHQUHJLVWUpV Chapitre II Caractérisation des matériaux candidats aux hautes températures tous les 50°C jusqu’à 500°C, car la limite du silicone est située à 300°C. Avant de démarrer les tests, les échantillons n’ont subi aucune contrainte thermique. Cela nous permettra d’analyser le comportement de l’isolation céramique en prenant en compte une éventuelle influence de l’humidité absorbée. À cause des différents coefficients de conductivité thermique des matériaux et de l’inertie thermique du four, un temps de 20 minutes, pour stabiliser la température, est choisi avant de commencer l’enregistrement des mesures. b) Décharges électriques et tenue en tension Pour caractériser les isolants organiques, on utilise le seuil de la tension d’apparition de décharges électriques. Suite à l’ionisation de l’air à la proximité de la surface de l’isolant du conducteur, les charges électriques s’accumulent à la surface externe de l’isolant. L’apparition de charges sur la surface provoque la circulation d’un courant mesurable par un appareil de mesure. Utiliser le PDIV (Partial Discharge Inception Voltage), pour caractériser les céramiques, peut interpeller. En effet, nous verrons par la suite que la tension d’apparition de décharges électriques dans les céramiques peut être plus faible que les seuils indiqués par la courbe de Paschen définie dans l’air [2] à la température ambiante et en température [3-5]. Pour les isolants céramiques, le phénomène devient beaucoup plus complexe et il n’est pas comparable avec celui qui apparaît dans les isolants organiques. La porosité de l’isolation ainsi que l’état rugueux des surfaces isolantes peuvent expliquer ces mécanismes spécifiques de formation de décharges électriques. Ainsi, avec la nature polycristalline des céramiques, les facteurs qui influencent les caractéristiques électriques sont : la taille des grains, la distribution des pores, leurs concentrations et la distribution des différentes phases présentes, la présence d’impuretés, etc... L’initiation de claquages électriques dans les céramiques résulte de la production d’électrons par le processus d’émission par le champ électrique [6]. Des électrons ayant de grandes énergies et issues par le processus d’émission bombardent la surface de l’isolant et forment plus d’électrons avec le deuxième processus d’émission. Le deuxième processus d’émission d’électrons « germes » est influencé par la constante diélectrique et la résistivité [7]. Les paramètres de la microstructure comme les grains et leurs joints de grains, la taille des pores et leurs distributions, peuvent aussi affecter le second processus d’émission d’électrons de Townsend. La courbe typique tension-courant [7], dans les matériaux céramiques, montre les limites d’utilisation en tension. Le comportement du courant dans l’isolant céramique est très variable en fonction de la tension appliquée (Figure II-4). Cet aspect donne des informations essentielles pour nous aider à expliquer les phénomènes présents dans les céramiques sous l’action du champ électrique. Selon cette courbe, le courant qui passe dans un isolant céramique reste relativement constant puis, à la proximité de la tension de claquage, saute brusquement. La valeur U d de la tension pour laquelle le courant change, sera le point de caractérisation d’apparition des décharges électriques. 62 Courant, I II.1 Identification des fils candidats avec isolation inorganique Ud Uc Tension, U Figure II-4 Caractéristique typique tension-courant dans les matériaux céramiques [7] Conformément à la Figure II-4, à une tension donnée, la valeur du courant augmente brusquement suite à une variation sensible de la tension appliquée. La tension Uc, où le courant croît brutalement, correspond à la tension de claquage. L’étape de changement de la quantité de charges qui passe dans l’isolant à la tension Ud, peut être appelée l’initiation du mécanisme de claquage électrique d’isolation. L’étape suivante est caractérisée par la propagation de décharges jusqu’à une distorsion importante de la tension aux bornes des éprouvettes. Le claquage électrique apparaît quand l’arc est entretenu dans le canal formé. Les essais diélectriques d’un isolant dépendent de nombreux facteurs comme la géométrie des échantillons, la forme d’onde de la tension appliquée ainsi que les conditions d’essais. Dans notre étude, le paramètre marquant analysé est la température, les autres paramètres tels que l’humidité, la pression, sont maintenus figés. Pour analyser expérimentalement les propriétés diélectriques, comme la tension de décharges électriques partielle (DP) et la tension de claquage (Uc), une source de tension sinusoïdale de fréquence 50 Hz est utilisée. La mesure de décharge électrique dans l’isolant est réalisée avec un appareil de mesure de décharges partielles PD Power ICMcompact. Cet appareil normalisé détermine la quantité de charge électrique q passant dans l’isolant lorsqu’il est soumis à une impulsion de courant I sur une ∫ période de temps dt : q = I dt . La tension sinusoïdale appliquée aux bornes des éprouvettes et la quantité de charges électriques qui passent dans l’isolation pendant une alternance positive et négative sont mesurées. c) Résistance parallèle et la capacité parallèle d’isolation Pour caractériser les isolations céramiques et inorganiques selon la température, nous mesurons la capacité parallèle et la résistance parallèle de l’isolant avec un analyseur d’impédance Agilent E4998a. La résistance parallèle est représentative des pertes dans l’isolant. Une tension (AC) d’amplitude faible (1V) est appliquée pour éviter les phénomènes non linéaires. Les mesures sont effectuées à la fréquence 63 Chapitre II Caractérisation des matériaux candidats aux hautes températures de 10 kHz pour obtenir une marge d’erreur de moins de 0.3%, selon l’abaque de l’appareil. La méthode « quatre points » est utilisée pour s’affranchir de l’influence du câble de connexion. Avant chaque campagne de mesures, un étalonnage est effectué afin de compenser les valeurs parasites liées au câble de connexion. Cet étalonnage est réalisé en court-circuit et en circuit ouvert. La capacité parallèle entre le fil et le tube cylindrique correspondent à une géométrie du contact fil conducteur-isolant-surface plate métallique (Figure II-5). Figure II-5 Configuration des mesures pour la caractérisation des propriétés diélectriques du fil Les tests portant sur la capacité parallèle sont effectués pour avoir une idée des valeurs possibles pour le bobinage constitué du fil céramique et son comportement sous l’effet de la température. Puisque la permittivité de l’isolation du conducteur et celle des ciments d’imprégnation sont nettement supérieures à celle de l’isolation organique, la valeur de la capacité parallèle pourrait jouer un rôle non négligeable sur le comportement de l’isolation et l’impédance totale du circuit électrique. II.1.2 Comparaison des fils avec différentes isolations inorganiques II.1.2.1 Description des fils HT° Afin d’identifier le fil le plus adapté pour une MASHT°, différents types de fils ont été étudiés. Le Tableau II-1 donne les caractéristiques de fils HT° commercialisés actuellement. Les températures de fonctionnement de ces produits dépassent 400°C. Il est à noter que la température de fonctionnement de ces produits comprend les performances de l’isolation et celles du conducteur. Parmi les types de couches isolantes des fils HT°, nous pouvons distinguer différents types d’isolation appliquée avec des techniques différentes : • isolation céramique faite à partir de poudre appliquée par soufflage, • isolation céramique et organique qui forme un revêtement solide sous l’effet de la température, • isolation alumine par anodisation, • isolation par ruban en mica-fibre de verre guipé autour du conducteur. 64 +870 +500 Cu plaqué Ni(27%), Cu plaqué Al Pt, Ag, Or, Ni Cu plaqué Ni, Ti, Ta, Ag, Nb Cu plaqué Ni, Al,Ag. Al PbO, TiO2, SiO2, MgO2 mica-fibre de verre Al2O3 Céramique PbO, SiO2, Bi2O3, ZnO Al2O3, SiO2 Alumina, SiO2, MgO2 organique Al2O3, SiO2 PbO, TiO2, SiO2, MgO2 SK650 Al anodisé KD 500 Cercal E Alcal E Fujithermo A KD 700 Ceramawire - Nickel 205 Ni (27%) Ni (27%) Ni (27%) Nickel Cu plaqué Al (99,5%) Cu plaqué Cu plaqué Ni (27%) Ceramawire - Kulgrid 28 Cu plaqué -267 à +815 +700 +700 -90 à +500 Autres conducteurs +500 +500 -267 à+540 -90 à +500 Conducteurs testés Céramique Température de fonctionnement (°C ) Cerafil 500 Conducteur Type d’isolation Référence du fabricant 0,071 à 0,51 < 0,254 <1 < 0,254 < 0,254 0,1 -à 1,02 0,03 à 1,5 0,7 à 3,5 0,102 à 1,02 0,102 à 1,02 Diamètre possibles (mm) 0,0076 - 0,015 < 0,012 < 0,035 < 0,012 < 0,012 0,005 - 0,010 0,002 à 0,006 0,1 0,0076 - 0,018 0,005 - 0,010 Épaisseur d’isolant (mm) 5 5 - 5 5 5 - 7 7 5 151 - 200 DC 600 VDC > 500VDC 600 VDC 600 VDC 150 AC 40-120 600 150 -200 DC 150 AC Rayon de courbure Tension minimal (x fois d'utilisation (V) le diamètre du fil ) II.1 Identification des fils candidats avec isolation inorganique Tableau II-1 Fils candidats pour la réalisation de bobinage à HT° Le Tableau II-1 permet de choisir un produit en fonction des conditions générales. Néanmoins, il n’offre qu’un moyen de sélection primaire, car les propriétés sont attribuées en fonction de plusieurs facteurs liés à la température et à ses conséquences : l’oxydation du conducteur, la diffusion des matériaux du conducteur dans l’isolant, la différence de dilatation entre conducteur et l’isolant, l’effet résistif du conducteur en 65 Chapitre II Caractérisation des matériaux candidats aux hautes températures température, l’activation thermique des ions des matériaux, le comportement de l’isolant en température, etc... Les produits sont fournis avec des propriétés qui ne sont pas connues en fonction des conditions d’essai. Souvent, les caractéristiques sont valables à température ambiante avec une mention stipulant : « qu’un fonctionnement à HT° est possible ». Ainsi, des tests préliminaires suivis par d’autres, plus approfondis en fonction des objectifs imposés au départ, ont été menés. II.1.2.2 Analyse générale des fils HT° L’isolation inorganique semble un bon candidat pour une augmentation significative de la température dans la machine électrique. La famille des matériaux céramiques utilisée pour l’isolation inclut des matériaux partiellement ou complètement cristallins obtenus grâce à une opération de vitrification ou de frittage. Dans la mesure où les céramiques ne possèdent pas une structure chimique à base de chaines imbriquées comme les polymères, l’application sur un fil conducteur est très différente de celle de matériaux traditionnels. Généralement, pour fabriquer ces types de fils, la procédure est difficile et coûteuse et leur point faible reste la faible flexibilité mécanique. Les principales céramiques utilisées dans la fabrication des fils isolés en céramique (Figure II-6) sont l’alumine (Al2O3), le dioxyde de silicium (SiO2), l’oxyde de plomb (PbO), le dioxyde de titane (TiO2) et l’oxyde de magnésium (MgO). La céramique isolante d’un conducteur électrique doit être appliquée avec une épaisseur relativement faible pour avoir de bonnes propriétés diélectriques [8], car l’augmentation d’épaisseur de la céramique diminue la rigidité diélectrique. L’épaisseur de la céramique est de l’ordre de 0.006mm à 0.018mm, à comparer aux 0.005 à 0.030 mm d’un isolant traditionnel. Ainsi pour un conducteur en aluminium isolé par un processus d’anodisation, l’épaisseur d’isolation peut n’être que de quelques microns (4-8μm). Les méthodes pour former une couche de céramique sur un conducteur sont la pulvérisation thermique, la méthode sol-gel [9], le dépôt physique par phase vapeur (PVD), le dépôt chimique par vapeur (CVD) [10], l’oxydation anodique [11-14] ou la décomposition thermique [15]. 1) 2) 3) Figure II-6 Exemple de conducteurs avec isolation céramique. 1) fil avec isolation constituée en SiO2, PbO, TiO2 et MgO, 2) fil avec isolation constituée principalement d’Al2O3 et SiO2 , 3) fil (éprouvette torsadée) avec l’Al2O3 Les poudres de céramiques comme l’Al2O3, MgO, SiO2 et autres sont déposées en couche d’isolation par pulvérisation thermique. Les propriétés du film céramique dépendent fortement des méthodes de traitement et des composants contenus. Des améliorations de la méthode de projection thermique (par exemple, la pulvérisation de plasma, projection de la flamme avec détonation et à base de pulvérisation sous pression) 66 II.1 Identification des fils candidats avec isolation inorganique sont présentées à la Figure II-7 où l’on peut voir l’effet de la procédure sur la tension de claquage de l’isolant. Quel que soit le mode d’application utilisé, des pores à l’intérieur de la céramique comme à la surface restent inéluctablement présents dans l’isolation finale. Ces porosités qui sont très gênantes pour l’isolation en général peuvent être éliminées dans les isolations organiques. Pour les isolations céramiques, il est très difficile de ne pas avoir de porosités, il faut donc s’en accommoder. Figure II-7 Dépendance de tension de claquage de type d’application de céramique sur conducteur [16] Une caractéristique importante des céramiques est ses propriétés hydrophiles. La céramique poreuse absorbe souvent bien l’eau, c’est pourquoi on doit la protéger contre l’humidité, car l’isolation peut l’absorber depuis l’air ambiant. Le fil électrique isolé avec alumine semble être l’un des meilleurs choix pour l’utilisation à HT° [17]. Parmi les oxydes existants l’Al2O3 montre la plus grande résistivité. II.1.2.3 Analyse structurelle des fils HT° a) Ceramawire Le fil « Ceramawire » possède une isolation céramique frittée à une température de 750°-850°C. Il peut fonctionner dans une gamme de température allant de -240°C à 550°C. On distingue deux types de conducteurs : • Kulgrid 28, composé de 27% de nickel plaqué sur l’âme conductrice en cuivre, • Nickel 205 constitué entièrement de nickel. La caractéristique clé d’un isolant céramique est son rayon de courbure minimal. Le fil Ceramawire propose un rayon de courbure équivalent à 7 fois le diamètre du conducteur (1 pour l’isolation organique). La tension de claquage à 400°C, pour ce type du fil, est de 50V [18-19]. La tenue en tension donnée par le fournisseur est de 200 V en tension continue. Comme la température associée à cette valeur n’est pas indiquée, l’utilisation d’un fil avec isolation inorganique nécessite impérativement une analyse en fonction de la température ciblée. 67 Chapitre II Caractérisation des matériaux candidats aux hautes températures Les tests effectués sur des éprouvettes enroulées sur cylindre sont présentés à la Figure II-8. Nous avons testé un conducteur de 0.85mm avec une épaisseur d’isolation de 0.016 mm dans une gamme de températures allant de 20 à 500°C. Au-delà de 300°C, la tenue en tension est médiocre et plusieurs éprouvettes se trouvent directement en court-circuit. Malgré de meilleures propriétés de flexibilité, la tenue en tension de ce type de conducteur est faible à température élevée. Les propriétés de substances céramiques constituant l’isolant et le mode de dépôt de l’isolant peuvent expliquer la faible valeur relevée. Ceux-ci peuvent, à cause de leurs propriétés et caractéristiques diélectriques individuelles, conduire à des phénomènes qui abaissent la tenue en tension avec la température. 1000 Cp (pF) 100 Rp (MΩ ) Tc (V) Cp 10 Rp Tc 1 0 100 200 300 400 500 Température (°C) Figure II-8 Évaluation des propriétés diélectriques du fil de diamètre 0.8 mm Ceramawire en fonction de la température Les essais diélectriques montrent que ce type de fil n’est pas exploitable dans des environnements de 400-500°C avec une tension supérieure à 50V. La tension seuil d’apparition des décharges (SAD) est relativement stable jusqu’à 100°C et correspond aux valeurs données par le fournisseur. Par contre, aux températures supérieures à 100°C la tension de claquage Tc est considérablement réduite. La capacité parallèle Cp et la résistance parallèle Rp, conservent des valeurs raisonnables pour l’isolation d’une machine, même si la résistance parallèle est fortement réduite. La faible tenue en tension nous oblige à ne pas utiliser ce type de fil pour une machine tournante à HT°. b) Cerafil 500 et KD 500 Ces deux types de fils HT° ont été conçus à l’origine pour fabriquer des bobinages à haute fiabilité, afin de rester en service même lors de fortes surcharges thermiques. Malgré des noms commerciaux différents, leurs caractéristiques spécifiques données par les fabricants [20-21] sont identiques. Ces conducteurs sont utilisés dans l’industrie aéronautique, dans des capteurs, des selfs, des transformateurs, etc... Ils fonctionnent dans des conditions extrêmes, avec une température optimale d’utilisation de 0 à 400°C, en régime permanent et en pointe jusqu’à 1000°C. Grâce aux propriétés de la céramique utilisée, ils possèdent une bonne résistance mécanique et une résistance élevée à l’usure. Même à des températures très élevées, ils gardent leurs propriétés en cas de chocs thermiques, de vieillissement, de 68 II.1 Identification des fils candidats avec isolation inorganique corrosion et d’agressions climatiques ou chimiques. L’âme conductrice est composée de cuivre à 73% et d’un revêtement plaqué à 27% de nickel. Sa résistivité électrique à 20 °C est de 2.3 Ωcm. L’épaisseur d’isolation varie entre 5 et 10μm, avec un mélange des composants principaux qui sont l’alumine (Al2O3) et le dioxyde de silicium (SiO2). Après l’application de la couche isolante, la surface présente un revêtement de céramique vitrifié. Puisque l’opération de bobinage est délicate, on ne doit pas porter de coups au fil et ne pas exécuter d’efforts de traction de l’âme conductrice supérieure à 60N/mm. Le rayon de courbure minimal pour le « Cerafil 500 » est de 5 fois le diamètre extérieur du conducteur. Ce type de conducteur montre des caractéristiques prometteuses et sera un des candidats pour l’analyse détaillée. c) Aluminium anodisé L’utilisation de l’aluminium et de son oxyde comme isolation pour la fabrication des fils électriques offre des avantages significatifs par rapport aux conducteurs en cuivre. • La fabrication de ce type de conducteur est relativement bon marché et l’application de la couche d’alumine est appliquée par un processus d’anodisation bien maîtrisé. • Il n’y a pas de difficulté de migration du métal ou d’oxydation jusqu’à 450°C-500°C. • La masse du conducteur, plus faible que celle du cuivre, peut contribuer à la réduction de masse des dispositifs électromagnétiques. • La forme du conducteur pourra présenter des géométries et des épaisseurs très distinctes : de gros conducteurs, mais aussi des bandes d’aluminium très fines. L’anodisation des bandes d’Aluminium permet d’obtenir des géométries optimales prenant en compte la couche isolante en cas de contraintes mécaniques comme le pliage et les flexions. Même, si des contraintes mécaniques sont présentes au contact de l’air, les parties nues du conducteur se recouvrent instantanément d’une couche d’oxyde natif très mince. Cette couche est environ de 2 à 4nm et joue un rôle important vis-à-vis de la tenue à la corrosion, à cause de son renouvellement spontané [22]. Les essais sur des fils ronds, menés dans notre laboratoire, ont montré que les rayons de courbure présentaient des valeurs assez importantes par rapport aux fils à isolation céramique plus classique. Cela rend difficile l’utilisation d’un fil rond en aluminium anodisé. Pour un conducteur en forme de bande, le facteur de remplissage des conducteurs dans la bobine est proche de un. De plus, l’arrangement des conducteurs dans la bobine est imposé, mais de façon très favorable, puisque la tension entre bandes est minimale. L’épaisseur d’isolation peut donc avoir des valeurs de quelques micromètres seulement. Les faces de chacun des conducteurs sont parfaitement en contact les unes avec les autres, évitant ainsi les zones d’air entre deux spires. • Grâce à cette géométrie et au type d’isolant, le transfert de la chaleur créée par effet Joule des conducteurs en bandes est nettement plus intéressant par rapport à un conducteur rond. Le paramètre qui peut limiter l’utilisation de ce type de conducteur dans certaines applications, est la valeur très importante de la capacité (capacité inter-spires) d’une bobine. De plus, la géométrie en 69 Chapitre II Caractérisation des matériaux candidats aux hautes températures bandes conduit à construire des machines tournantes utilisant un bobinage concentré (Figure II-9). Il est cependant possible de faire varier la largeur de la bande en fonction de la position autour de la dent (Figure II-9). Figure II-9 Géométries possibles de bobines avec conducteur en bande d’Al anodisé. À gauche : une seule bobine. À droite : des bobines en plusieurs niveaux sur la même dent Avec un bobinage sur dents, l’application d’une alimentation en tension directement sur le réseau est problématique. L’alimentation avec un onduleur de tension sera donc indispensable, ce qui imposera des contraintes électriques supplémentaires sur l’isolation du conducteur avec des fronts raides dV/dt. La possibilité d’arrangement régulier des conducteurs en bandes formant une bobine réduit considérablement la tension entre spires. Cette réduction de la tension entre spires est envisageable si on divise le bobinage d’une dent en plusieurs bobines connectées en série et placées en niveaux isolés avec du mica plat ou une feuille de mica (Figure II-9, à droite). d) SK 650 Le fil « SK 650 » est composé d’un conducteur de cuivre plaqué avec un revêtement de nickel et isolé avec un ruban de mica phlogopite et un tissu de fibre de verre (Figure II-10). L’épaisseur de nickel varie entre 3 et 5μm, pour des conducteurs dont le diamètre varie de 0.7mm à 3.5mm. La classe de température du mica phlogopite-fibre de verre qui constitue l’isolation de ce type de fil est de 650°C. La bande en mica-fibre de verre est enrubannée sur le conducteur sans collage particulier avec le conducteur. Les composants organiques qui peuvent se dégrader ou carboniser à 400-500°C ne sont pas présents dans ce type d’isolant. L’épaisseur de la bande isolante de 0.1mm reste la même pour tous les diamètres des conducteurs et devient donc non négligeable pour les conducteurs de faible diamètre. Cette épaisseur conduira à une augmentation de la taille des encoches du moteur. Notons que la couche d’isolation atteint des valeurs plus grandes (jusqu’à 2 fois), car la technique d’enroulage impose que chaque tour recouvre la moitié de la bande précédente. D’après les caractéristiques techniques données par le constructeur, le rayon de courbure devrait être 7 fois supérieur au diamètre du conducteur. Des 70 II.1 Identification des fils candidats avec isolation inorganique tests d’éprouvettes immergées dans du métal liquide ont été faits jusqu’à des rayons de courbure égaux au diamètre du conducteur et ce, sans qu’il y ait de court-circuits. Figure II-10 Conducteur à HT° qui comporte un conducteur cuivre plaqué avec du nickel et une isolation en ruban de mica enroulé Ce type de fil nécessite impérativement l’imprégnation des bobines avec un ciment adhésif liquide car, au-delà de 380-400°C, l’isolation en mica-fibre de verre devient fragile et cassante. La couche isolante du conducteur, pour un fonctionnement prolongé dans un moteur, sera endommagée par les vibrations et des forces de Laplace qui s’exercent entre les conducteurs. Ce phénomène peut être maitrisé avec une bonne imprégnation par des ciments adhésifs ou des mélanges de silicone et fibre de verre résistant jusqu’à 1000°C. e) Cercal et Alcal E Ces deux conducteurs sont conçus pour des utilisations aux températures extrêmes : de 700°C à 800°C. Leur nom indique le type de céramique appliquée sur le conducteur avec une épaisseur inférieure à 12 μm. Leur particularité vient du type de conducteur utilisé qui résiste à l’oxydation : l’argent, l’or ou le platine sont utilisés pour la fabrication de l’« Alcal ». Son utilisation n’est envisagée que dans les cas où la température excède 500°C, ou lorsque des performances électriques particulièrement bonnes du conducteur sont recherchées à cause du surcoût important de ces produits. Le « Cercal » peut avoir des conducteurs en aluminium, nickel, constantan ce qui conduit à une meilleure adhérence entre le conducteur et l’isolation. Malgré de bonnes caractéristiques pour le Cercal fournies par le fabricant, le diamètre de ce type de fil est limité à 0.25mm si bien que l’utilisation dans des machines (même de faible puissance) paraît difficile. La flexibilité est comparable à celle du fil classique comportant une isolation organique, cependant des caractéristiques n’ont pu être testées. Comme un traitement thermique est nécessaire avant utilisation, les conducteurs doivent rester immobiles sans contraintes de flexion sur l’isolation après la cuisson. f) Fujithermo, CEW Le fil « Fujithermo » possède un conducteur « classique » en cuivre plaqué avec d’autres métaux résistants à l’oxydation. Deux types de conducteurs Fujithermo sont disponibles : « Fujithermo M » et « Fujithermo A ». • Fujithermo M est plutôt dédié aux bobines magnétiques des capteurs à HT°. Le conducteur est fabriqué avec des alliages en platine, argent, etc... • Le Fujithermo A avec un conducteur cuivre souvent plaqué avec du nickel est employé dans les démarreurs automobiles et différents types de moteurs fonctionnant à HT°. 71 Chapitre II Caractérisation des matériaux candidats aux hautes températures L’isolation de ces conducteurs est constituée de céramique et de polyimide et qui s’adaptent à la température. Cette température (jusqu’à 600°C) est destinée à convertir la poudre de céramique et le pheniyl-metyl silicone en revêtement vitrifié. Par contre, après avoir été soumis à cette température, il perd complètement sa flexibilité [23]. On trouve également qu’une température de 400°C est la température optimale de cuisson d’isolation du conducteur pour le Fujithermo A [19]. La tenue en tension de ce type de conducteur varie entre 0.8kVet 1kV pour des températures de 100°C à 400°C. L’autre type d’isolation qui constitue la couche de céramique « CEW » est recouvert avec une épaisseur de polyimide (PI) [23]. Le fil montre un très bon comportement à la flexion, comparable avec les conducteurs classiques. La montée en température conduit à la volatilisation de l’isolation organique. En conséquence, le conducteur ne garde pas que l’isolation céramique. Après une phase de chauffage à 400°C, la couche de céramique montre des forces d’adhésion sur le conducteur assez faibles par rapport aux fils isolés céramiques comme le Cerafil 500, le Ceramawire ou le KD 500. On constate que pour des pliages légers, la couche de céramique se détache complètement du conducteur, sous la forme d’une poudre de céramique. Ainsi, même avec de bonnes valeurs de tenue en tension [24], l’isolation céramique requiert de limiter les contraintes mécaniques pendant le fonctionnement du moteur. De plus, un processus d’imprégnation à l’aide d’un ciment liquide est fortement recommandé, car la volatilisation de l’isolation organique peut conduire à la formation d’espaces entre l’isolation restante et le ciment d’imprégnation durci. Pour toutes ces raisons, ce type de conducteur nécessite une étude approfondie sur la tenue mécanique en fonction de contraintes imposées par les machines électriques. g) KD 700 Les paramètres de ce type de fil s’apparentent beaucoup avec ceux du « Cercal E » et de l’« Alcal E ». Avec différents conducteurs en métaux résistants aux HT°, le produit final peut avoir un diamètre maximal de 0.381mm. Dans de très petits moteurs, ce type de fil pourra être utilisé. Pour une machine tournante avec le bobinage en vrac d’un 1kW, l’utilisation de ce type de fil est plus difficilement envisageable à cause des diamètres limités du conducteur. II.2 Isolants plats et ciments d’imprégnation II.2.1.1 Les isolants plats Les isolants plats sont utilisés dans les machines électriques pour : • le fond d’encoche, • l’isolation entre phases, • le calage mécanique du bobinage. À des températures élevées, les isolants plats organiques ne sont pas appropriés pour assurer leurs fonctions diélectriques au-delà de 250°C. Les isolations de fond d’encoche ainsi qu’entre les différentes phases seront constituées uniquement d’isolants inorganiques. Pour des températures de plus de 400°C, les isolants plats inorganiques sont à base de mica, de céramique ou de fibre de verre. 72 II.2 Isolants plats et ciments d’imprégnation Les isolants plats étudiés sont : • le ruban de mica-fibre de verre, d’épaisseur 0.09mm, • le mica stratifié à base de mica-tissu de verre (PMFV), d’épaisseur 0.25mm, • le tissu de céramique d’épaisseur 0.8mm (TCer), • le papier céramique de 0.8mm (PCer), Les candidats les plus adaptés, du point de vue des propriétés diélectriques et mécaniques, sont le papier et le ruban mica. Avec des épaisseurs qui peuvent varier entre 100μm jusqu’à des valeurs de l’ordre du millimètre, les propriétés mécaniques peuvent être améliorées par le renforcement avec de la fibre de verre. • Le ruban en mica d’épaisseur 0.09mm est caractérisé par des mesures effectuées sur le fil conducteur enrobé avec le ruban de mica. Le ruban peut être enroulé sur un conducteur (par exemple le SK 650) grâce à la bonne flexibilité, ou sur des bobines pour renforcer l’isolation entre phases et l’isolation phase-masse du bobinage. Avec la montée en température, l’inconvénient le plus marquant est la réduction significative de la flexibilité du ruban qui devient cassant. • La feuille de mica stratifié sert pour l’isolation de fond d’encoche. Contrairement au ruban mica, sa flexibilité est très médiocre. Après le chauffage à 450-500°C, l’isolation reste suffisamment rigide, sans démontrer d’affaiblissement de la rigidité mécanique. Cela peut être expliqué par l’épaisseur plus grande de l’isolant mais aussi par la technique de fabrication avec l’application de grandes pressions entre les couches de mica et de fibre de verre. Les applications à HT° nécessitent des conditions spécifiques de mise en place par collage ou par d’autres techniques de construction pour la maintenir en place. Ce type d’isolant peut être uniquement utilisé pour l’isolation de fond d’encoche. • Le papier céramique pourra être employé de préférence pour le renforcement mécanique pendant l’imprégnation de la bobine. L’utilisation de ce type d’isolant seul comme isolant de fond d’encoche est peu probable, car ses propriétés diélectriques sont faibles. Par ailleurs, le papier de céramique a la propriété d’absorber bien les liquides, apportant une bonne adhésion avec le ciment d’imprégnation. • Les tissus céramiques et fibre de verre peuvent contribuer, comme dans le cas de papier de céramique, au renforcement mécanique de la bobine finale. Cela nous aidera à réduire les contraintes mécaniques créées par la dilatation thermique des conducteurs sur le ciment d’imprégnation de la bobine. L’influence de la dilatation thermique se manifeste par plusieurs craquelures qui conduisent au détachement de la céramique de la bobine finale. Ces tissus montrent des propriétés mécaniques nettement supérieures au papier céramique, même à HT°. Après le chauffage à HT°, les propriétés mécaniques sont sensiblement réduites. Les isolants inorganiques plats qui peuvent être employés pour une machine HT° ne sont donc pas utilisés particulièrement pour leurs caractéristiques diélectriques, mais aussi pour améliorer les propriétés mécaniques. Tous les types d’isolants plats sont présentés à la Figure II-11. 73 Chapitre II Caractérisation des matériaux candidats aux hautes températures Figure II-11 Les isolants plats utilisés pour l’isolation fond d’encoche, l’isolation entre phases et le renforcement d’imprégnation. De gauche à droite : ruban mica-fibre de verre, feuille mica stratifiée avec fibre de verre, papier en céramique, tissu de céramique, tissu de fibre de verre Les mesures de décharges partielles sont réalisées sur trois types d’isolant plats pour valider l’utilisation de ceux-ci à HT°. Chaque type d’isolant est placé entre deux électrodes rondes plates en acier inoxydable. Les éprouvettes sont placées à l’intérieur du four et les mesures sont réalisées conformément à la procédure décrite pour les tests sur le fil. En appliquant une tension AC à 50Hz entre les électrodes, la tension d’apparition des premières décharges électriques est mesurée en fonction de la température. On présente les résultats obtenus à la Figure II-12. Tension (V) 1000 PMFV TCer PCer 100 0 100 200 300 Température (°C) 400 500 Figure II-12 Courbes de régression de la tension d’apparition de décharges partielles en fonction de la température pour les trois types d’isolants plats Les meilleures propriétés électriques et mécaniques sont obtenues pour le papier en mica (PMFV). Sa tenue en tension est plus de 600V à 500°C. Les papiers en céramique (Pcer) et en tissu céramique (Tcer) présentent des valeurs de 280V et 360V à 500°C. Ces isolants pourront être appropriés dans les dispositifs à très basse tension. Dans ce cas, le papier ou le tissu céramique peuvent réunir les deux fonctions importantes : le renforcement de l’imprégnation et des propriétés diélectriques, et l’isolation de fond d’encoche, sans ajouter une feuille de mica supplémentaire. II.2.1.2 Ciments d’imprégnation Un adhésif à base de céramique qui peut fonctionner à une température élevée, en général, possède les propriétés des composants principaux dont il est constitué. Pour choisir un adhésif correspondant à chaque utilisation, on peut l’analyser en fonction de ces composants principaux. Le choix de matériaux 74 II.2 Isolants plats et ciments d’imprégnation qui peuvent supporter des températures élevées de l’ordre de 500°C ou plus provoque généralement une augmentation de la taille d’un dispositif électromagnétique et ce pour une tenue inférieure en tension. L’adhésif HT° qui est vendu dans le commerce, est fait avec un composant céramique (un mélange de poudre de céramique et différents liants). L’application d’un ciment adhésif change les paramètres mesurés. Ainsi, la valeur de tension d’apparition de décharges électriques à une température ambiante est augmentée jusqu’à 2 fois. La préparation des ciments choisis se fait avec un mélange d’une poudre avec un liant. La pâte formée peut alors être appliquée pour l’imprégnation des bobines. Après, l’imprégnation la bobine nécessite un temps de prise long (3 semaines). Pour les céramiques, une phase finale pour l’élaboration de la céramique est le frittage qui consolide par l’action de la chaleur en agglomérant les composants granulaires dont elle est constituée [25]. Le frittage des céramiques améliore significativement leurs propriétés mécaniques et électriques. Généralement le frittage est fait en température >800°C. Puisque l’application des températures supérieures à 400°C implique des changements néfastes tant sur le conducteur que sur son isolation, le procédé de frittage de la céramique sur une bobine n’est pas recommandé. Les ciments d’imprégnation sont utilisés pour rigidifier le bobinage du moteur à HT°. Ils favorisent généralement la dissipation de la chaleur interne du bobinage : les ciments permettent d’augmenter significativement la quantité de la chaleur qui passe du conducteur vers l’extérieur par rapport à leurs homologues organiques. Pour caractériser les ciments et les céramiques, plusieurs paramètres doivent être considérés. Parmi la multitude des produits disponibles sur le marché, l’analyse de quelques paramètres est insuffisante pour faire le bon choix. Dans le cas des céramiques, la température d’utilisation est un indicateur secondaire. Avec un point de fusion très élevé, leur utilisation dépasse habituellement 400-500°C. Pour obtenir une bonne imprégnation, la prise en compte des paramètres comme la « pénétration » au cœur de l’enroulement, la force de collage, la taille des pores formés, devient indispensable. Les matériaux d’imprégnation sont des éléments-clés du système d’isolation et, dans le cas des ciments, ils doivent satisfaire plusieurs exigences : • Après une première approximation, les matériaux, dont la résistivité est supérieure à 108 Ω.cm, sont considérés comme de bons isolants électriques [26]. • Le ciment avec une rigidité diélectrique maximale et proche de la rigidité d’isolation du conducteur est préférable. Par contre, comme le montre le Tableau II-2, on trouve des ciments avec une rigidité diélectrique de moins de 3kV/mm (Cerastil 13). • La conductivité thermique élevée favorise au maximum le transfert de chaleur créée par les pertes Joule dans le conducteur du bobinage. Par ailleurs, une capacité thermique réduite sera favorable. 75 Chapitre II Caractérisation des matériaux candidats aux hautes températures • Pour éviter le détachement du ciment d’imprégnation et les fissures, un coefficient de dilatation thermique proche de la valeur des coefficients de dilatation des matériaux conducteurs de la bobine est nécessaire. • Les grains des matériaux d’imprégnation déterminent la taille des pores du produit final et la qualité de la diffusion du ciment entre les spires des bobines. De plus, si on considère que l’isolation céramique du conducteur peut comporter des fissures, les observations au microscope montrent que, dans le cas de matériaux d’imprégnation avec de très fins grains de céramique (Cotronics 908, 903HP), les particules des ciments peuvent remplir les crevasses ou les plus grands pores ouverts de la surface d’isolation. • Avec sa viscosité réduite, l’imprégnation du bobinage après l’insertion dans les encoches du moteur conduit à une mauvaise qualité d’imprégnation, même en utilisant des techniques d’imprégnation par vibration ou sous vide [27]. Les ciments à l’état liquide sont difficiles à « introduire » au cœur de la bobine pour remplir l’espace d’air. Notons qu’un vide poussé peut influencer négativement la couche d’isolation du conducteur. Comme mentionnée précédemment, pour la plupart des candidats, après la mise en place ou l’échauffement, la couche isolante perd son adhésion sur le conducteur comme par exemple, le fil CEW. Par contre, la viscosité du ciment d’imprégnation n’est pas toujours synonyme de bonne qualité d’imprégnation. Si, par exemple, un ciment possède une viscosité relativement grande et de bonnes propriétés de collage, la qualité d’imprégnation n’est pas optimale car l’effet de la mouillabilité empêche la diffusion des matériaux liquides. C’est le cas du Cotronics 903HP. Dans ce cas, l’imprégnation la plus adaptée consiste à appliquer du ciment à chaque spire pour assurer la présence d’une imprégnation satisfaisante. • La masse volumique du ciment devient un paramètre pour diminuer au maximum la masse du dispositif ou de la bobine réalisée. On peut prendre le cas du Duraseal 1529UHT° qui, après une activation par la température, forme un composite très léger avec une excellente force de collage sur le conducteur. • Une bonne force de collage est nécessaire pour éviter le détachement de la céramique sous les contraintes mécaniques. 76 II.2 Isolants plats et ciments d’imprégnation Le Tableau II-2, présente les propriétés principales avec lesquelles nous pouvons déterminer le meilleur ciment candidat. Tableau II-2 Caractéristiques principales disponibles pour les ciments et barbotines d’imprégnation testés Caractéristiques Référence du fabricant Composant pincipale Consistance Rigidité dièlectrique kV/mm Conductivité thermique W/m°C Dilatation thermique .10-6/°C Résistivité Ω.cm Taille de grains μm Témperature d'utilisation °C Cotronics 903HP Al2O3 liquide 9,8 5,72 7,2 1010 1/40 1780 Resbond 907GF Mica pâte 11,7 0,86 7,7 109 sans objet 1260 Cotronics 908 Al2O3 poudre+liant 8,1 10 10 1/20 1700 Rescor RTC-60 Al2O3 poudre+eau 5,8 1,43 7,2 - - 1760 Rescor RC-780 Al2O3 liquide 7,87 1,43 7,2 - - 1650 Cotronics 903 verte Al2O3 liquide 9,8 5,72 7,2 1010 20/60 1650 ® 9,8 1,7 silice/verre liquide 31 - - - - 1032 Cerastil C13 15%MgO+autres composants poudre+eau 2,5 1,5 9,4 - /100 1343 Duralco 215 Al2O3 liquide 3,94 1,44 - 109 - 1370 Durasel 1529UHT ® Évidemment, réunir tous les critères clés énumérés pour les ciments d’imprégnation du bobinage d’une machine électrique, est une tâche difficile. Cependant, un choix considérant les paramètres principaux peut être réalisé à partir des caractéristiques typiques (Tableau II-2). Notons que le candidat final ne peut pas être désigné uniquement en fonction des caractéristiques données par le fournisseur, mais après une validation expérimentale en fonction des objectifs fixés. Parmi 10 candidats de ciments d’imprégnation vérifiés, deux références ont été sélectionnées et sont présentées dans le Tableau II-3. Ce dernier montre les critères déterminants du ciment d’imprégnation pour former des bobines d’un moteur électrique. Les deux ciments contiennent principalement de l’alumine (Al2O3). Les distinctions principales entre ces deux produits sont une bonne qualité d’imprégnation pour le Cotronics 908, grâce à la taille des grains très fins et sa faible viscosité. Il peut être fabriqué à partir d’un mélange de poudre et liant. Le deuxième produit, Cotronics 903 HP, comporte une bonne force de collage qui peut placer ce type de ciment comme un très bon candidat à HT°. Tableau II-3 Propriétés et critères de base pour les ciments d’imprégnation HT° utilisés dans le bobinage des moteurs électriques. Cotronics 908 Rigidité diélectrique kV/mm 9.8 Cotronics 903HP 9.8 Type de ciment Propriétés Thermique Conductivité Dilatation .10-6/°K W/m°C 1.7 8.1 5.72 7.2 Taille des grains μm 1/20 1/40 Force de collage Bonne Très bonne Puisque l’alumine est le composant principal pour les ciments d’imprégnation, sa tenue en tension dépend de l’épaisseur analysée [8]. On observe que plus l’épaisseur est faible, plus la tenue en tension croît. Cette tendance est notable car elle va à l’encontre de ce qui pourrait être pensé à priori, à savoir que plus l’épaisseur est importante, plus la tenue en tension est élevée. Cela s’explique par la réduction, avec l’épaisseur d’isolation, de la probabilité d’avoir un défaut dans la couche considérée. 77 Chapitre II Caractérisation des matériaux candidats aux hautes températures Des essais mécaniques sur un pot vibrant (Figure II-13) ont été réalisés pour vérifier la force de collage de la céramique sur le conducteur d’une bobine imprégnée. Le niveau de vibration mécanique est appliqué conformément au niveau admissible de la vibration dans les machines asynchrones alimentées sur réseau. La bobine a été soumise sur cette contrainte pendant 100h sans dépister de détachements visibles du ciment. Figure II-13 Le pot vibrant utilisé pour les essais Les mesures sur les propriétés diélectriques sont effectuées avec différentes configurations : des éprouvettes en croix, enroulées sur cylindre et des bobines identiques à celles présentées précédemment. L’utilisation d’une tension d’alimentation triphasée classique (220/380V) impose de ne pas utiliser les ciments d’imprégnation comme l’isolation principale entre phases ou phase-masse due à leur insuffisante tenue en tension. Cette fonction sera assurée par l’isolation mica. II.3 Performances des fils candidats à HT° II.3.1 Caractérisation diélectrique L’objectif de ce paragraphe est de présenter et de comparer les propriétés diélectriques de trois fils candidats avec différents types d’isolation. • Le premier fil, Cerafil500, possède un diamètre de conducteur de 0.5mm et il comporte une isolation céramique d’épaisseur environ 9μm. • Le deuxième, SK650, repose sur un conducteur de 0.5mm sur lequel est enroulé un ruban constitué de mica phlogopite et de tissu de fibres de verre d’épaisseur 0.1mm. • Le troisième type de conducteur est une la bande d’aluminium anodisé. Avec une forme rectangulaire de 3mm sur 0.145mm, le conducteur est isolé avec une épaisseur d’alumine (Al2O3), obtenue par anodisation et dont l’épaisseur est de 6μm. 78 II.3 Performances des fils candidats à HT° La méthodologie utilisée sur les éprouvettes enroulées sur un cylindre pour réaliser les mesures est décrite dans la section II.1.1. II.3.1.1 Résistance d’isolation La mesure classique de la résistance d’isolation dans un moteur réel a été faite en fonction de température en appliquant 500V DC pour caractériser le conducteur comportant une isolation en micafibre de verre uniquement. Cet essai n’est en effet pas approprié pour l’isolation céramique, car la tenue en tension est nettement plus faible. L’évolution de la résistance est présentée à la Figure II-14 en fonction d’une température variant entre 20°C et 500°C. La mesure de la résistance d’isolation en fonction de la température montre bien l’augmentation du courant de fuite qui traverse la couche Résistance d'isolation (MΩ) d’isolant. 1000 SK650 100 10 0 100 200 300 Température (°C) 400 500 Figure II-14 Variation de la résistance d’isolation de fil SK650 en fonction de la température avec isolation en ruban de mica et fibre de verre en appliquant 500V DC On observe que, jusqu’à 350°C, la résistance d’isolation présente de bonnes valeurs, correspondant à de faibles courants de fuite. Par la suite, la résistance chute progressivement jusqu’à 18 MΩ à 500°C. Les mesures de la variation de la résistance parallèle Rp (valeur absolue) entre le conducteur et le cylindre pour les fils céramiques sont présentées à la Figure II-15. Chaque point sur le graphique représente une valeur moyenne résultant de mesures effectuées sur 11 éprouvettes. Ce nombre restera identique pour tous les essais suivants. Comme la tenue en tension pour l’isolant céramique est plus faible que pour une isolation organique, le test avec une tension de l’ordre de 500V, est inapproprié car, dans ce cas, on dépasse la tension de claquage de l’isolant. En conséquence, les mesures sont effectuées en appliquant une tension d’1V AC à 10 kHz. 79 Résistance parallèle (MΩ) Chapitre II Caractérisation des matériaux candidats aux hautes températures 100 SK650 10 Cerafil500 1 Al anodisé 0,1 0 100 200 300 Température (°C) 400 500 Figure II-15 Évolution de la résistance parallèle en fonction de la température pour les fils candidats • Les mesures montrent que les valeurs de Rp du fil isolé céramique (Cerafil500) sont proches, à HT°, de celle du fil isolé avec du mica (SK 650). On remarque également que la résistance, pour ces deux fils, tend à augmenter jusqu’à 100°C. Cet effet peut être lié aux propriétés hydrophiles des céramiques qui absorbent bien l’eau et qui nécessitent une période de séchage pour dégager l’humidité captée par l’isolant. • Le fil d’Al anodisé montre des valeurs de résistances les plus basses, d’ordre d’environ 1MΩ. Les valeurs obtenues ne sont pas comparables directement avec les fils ronds utilisés pour les autres candidats. La forme rectangulaire du conducteur conduit à une surface de contact nettement supérieure à celle des fils ronds. Malgré des valeurs de résistance modérées, les valeurs restent constantes jusqu’à 500°C. II.3.1.2 Capacité parallèle La variation de la capacité parallèle Cp, en fonction de la température, des éprouvettes enroulées sur le cylindre est présentée à la Figure II-16. Comme pour la résistance parallèle, la tension d’1V AC est appliquée à une fréquence de 10kHz. La capacité parallèle représente un paramètre important du schéma équivalent d’un bobinage de machine électrique [28]. C’est d’autant plus vrai pour un bobinage fait de bandelettes enroulées. 80 Capacité parallèle (pF) II.3 Performances des fils candidats à HT° 410 360 310 260 210 160 110 60 10 Al anodisé Cerafil500 0 100 SK650 200 300 400 500 Température (°C) Figure II-16 Évolution de la capacité parallèle en fonction de la température pour les trois fils candidats • Comme précisé précédemment dans le cas de la résistance parallèle, la capacité parallèle est aussi influencée par l’humidité de l’air jusqu’à 100°C. Dans ce cas, à cause de l’humidité, les courants de fuite traversant l’isolant sont plus grands. • Pour les fils isolés céramique et mica, Cp évolue de la même manière. Cependant, les valeurs de la Cp pour l’éprouvette mica sont sensiblement plus faibles. • Dans la gamme 100°C à 500°C, la valeur de Cp varie peu, pour tous les trois candidats. • Pour le fil d’Al anodisé, on observe que la valeur de la Cp, dépasse de 8 à 10 fois les valeurs des fils céramique ou mica. Une comparaison des valeurs de capacité de conducteurs de même section, isolés soit avec une isolation organique soit avec une anodisation, est donnée. On constate que la valeur Cp pour un conducteur (0.71 mm) avec isolation organique, donne une valeur de 7.5pF. Pour la bande en Aluminium anodisé, nous obtenons environ 150pF. II.3.1.3 Décharges Partielles et tension de claquage La courbe typique tension-courant d’un isolant céramique donne la gamme d’utilisation dans la zone de claquage. Cette courbe nous indique que, dans la zone proche de la tension de claquage, le courant monte brusquement suite à une variation faible de la tension appliquée. Le courant jusqu’à cette zone est quasiment constant. Dans ce contexte, on essaie de déterminer la tension à laquelle un mouvement de charges électriques sous forme de décharges partielles (DP) a lieu dans l’isolant. Pour observer les premières DP, la tension d’alimentation est augmentée progressivement, jusqu’au claquage de l’isolant. L’analyse de DP ne peut pas être le seul indicateur. Les phénomènes très complexes et les conditions particulières de la mécanique et de la physique de la céramique nécessitent d’autres mesures complémentaires pour donner une interprétation définitive du comportement d’une isolation céramique du conducteur. Plusieurs facteurs peuvent influencer indépendamment la structure de l’isolation du fil comme la porosité, les éventuelles fissures ou l’humidité. Un test de claquage d’isolant est réalisé pour mieux interpréter les caractéristiques diélectriques. Les résultats d’essais de DP et de tension de claquage sont donnés à la Figure II-17. 81 Chapitre II Caractérisation des matériaux candidats aux hautes températures 600 SK 650 Tension (V) 500 400 300 Cerafil500 200 100 Al anodisé 0 Tension (V) 0 800 700 600 500 400 300 200 100 0 100 200 300 Température (°C) 400 500 a) SK 650 Al anodisé 0 100 Cerafil500 200 300 Température (°C) 400 500 b) Figure II-17 Évolutions en fonction de la température : a) de la tension d’apparition des premières Décharges Partielles, b) de la tension de claquage de l’isolant • Les tests effectués sur le fil SK 650 montrent les meilleurs résultats de tenue en tension. Même à HT°, il montre une bonne stabilité et une meilleure résistance diélectrique. A température ambiante, les valeurs de DP ont une moyenne de 700-800V, ce qui est comparable avec les valeurs des éprouvettes torsadées de fils émaillés organiques. Une différence visible est la valeur faible de tension entre le seuil d’apparition des décharges et la tension de claquage. Cette différence se situe entre 100 et 200V. La différence entre la tension d’apparition de décharges et la tension de claquage sera évidemment réduite avec la montée en température • Le Cerafil 500 montre une tenue en tension plus faible par rapport au SK 650, mais il se distingue par sa bonne stabilité diélectrique dans une gamme de température allant de 20°C à 500°C. Le Cerafil500 présente une meilleure stabilité thermique. Même si la tension d’apparition des DP est autour de 110V pour une seule couche d’isolation à 20°C, cette valeur ne diminue que de 20-30V à 500°C. Pour une seule couche d’isolation d’épaisseur de 9-10μm, la tension de claquage est de 120-130V à 500°C. Les essais sur des fils avec des diamètres 0.3mm, 0.8mm et 1.02 mm dévoilent que les valeurs mesurées sur chaque diamètre sont plus ou moins constantes. Le faible niveau d’apparition des DP peut être expliqué par des forts champs électriques locaux, qui apparaissent à cause des grandes valeurs de permittivité des céramiques, particulièrement à HT°. Comme la céramique est poreuse, des courts-circuits peuvent apparaître entre les porosités, ils forment alors des conduits ionisés responsables du claquage. 82 II.3 Performances des fils candidats à HT° • Concernant le conducteur en Al anodisé, la tenue en tension aux températures extrêmes de 450°C-500°C s’effondre. Les valeurs de la tension admissible sont de 40V à 500°C. Néanmoins, ces valeurs faibles de la tenue en tension peuvent s’expliquer par la grande surface mise en jeu dans le test donc une probabilité de défauts accentuée. II.3.1.4 Interprétation des résultats Les performances à 500°C des trois fils candidats sont présentées à la Figure II-18 et dans le Tableau II-4. Rp*100,MΩ 100 10 Tc/10,V Cp,pF 1 Cerafil500 SK650 Al anodisé DP,V Figure II-18 Synthèse des résultats à 500°C des trois types de conducteurs : Cerafil500, SK650 et Aluminium anodisé Tableau II-4 Comparaison des fils candidats à 500°C Paramètre Rp (MΩ) Cp (pF) tan δ SAD (V) Ub (V) Fil Cerafil500 2.47 68.6 0.099 119 173 SK650 1.74 57.3 0.206 328 540 Al anodisé 0.689 386.2 0.063 40 55 a) Résistance d’isolement Dans les isolants organiques, la température fait varier fortement la valeur de la résistance d’isolement. Généralement, la résistance d’un isolant organique est réduite par 2 à chaque augmentation de la température de 10°C. Dans le cas des matériaux inorganiques, on remarque que, jusqu’à 400500°C, cette règle ne fonctionne plus. Les valeurs de la résistance d’isolement diminuent de 12 à 20 fois dans une gamme variant de 20°C à 500°C. 83 Chapitre II Caractérisation des matériaux candidats aux hautes températures b) Capacité parallèle La valeur élevée pour le ruban Al est liée à la grande surface de contact entre le ruban et le tube métallique. Cette forte capacité inter-spire peut être un atout car, en effet, une augmentation de la Cp entre spires d’un bobinage influence la propagation des fronts raides imposés par l’alimentation MLI [28]. Ces impulsions créent localement dans une bobine de très grandes tensions inter-spires, qui dégradent fortement la couche isolante du conducteur. Avec une grande capacité parallèle, les fronts raides de tension sont réduits, impactant favorablement les contraintes sur l’isolant. c) Décharges Partielles et tension de claquage Les résultats des essais présentés nous ont donné l’image générale des propriétés diélectriques du fil en fonction de la température. On constate que le paramètre le plus sensible pour les applications moteurs est la tenue en tension avec, d’une part, la faible tenue en tension de céramique et, d’autre part, le comportement spécifique d’apparition des DP. La forme et la quantité des premières décharges électriques observées pendant les essais sont présentées à la Figure II-19. a) b) Figure II-19 Forme des décharges électriques et leur quantité de charge pour des éprouvettes alimentées en AC. a) décharges dans une isolation céramique, b) décharges sur des conducteurs avec isolation en mica et fibre de verre En fonction du type d’isolation céramique ou mica, le comportement du phénomène est différent. Nous présentons ici trois indicateurs de comportement de DP dans ces isolants : • Quantité de charge électrique pendant les DP. Les décharges particulières mesurées pour les fils céramiques sont très énergétiques, avec des valeurs supérieures à 3.5nC. Ces décharges particulières peuvent initier la formation d’un canal de conduction en interconnectant les porosités de la céramique. Cette forte énergie trouve son explication dans la constante diélectrique très élevée dans les céramiques. Malgré cela, la tension mesurée n’est pas égale à la tension de claquage. La quantité de charges électriques dans l’isolant mica est plus faible, avec des valeurs de 10-16pF. • Forme des DP. Les résultats des tests sur l’isolation céramique montrent que des pulses unitaires (Figure II-19,a) apparaissent à des tensions plus faibles que le seuil d’apparition dans le cas de DP dans les isolants classiques. • Conformément à la Figure II-19, on remarque que la forme de DP dans l’isolant mica ressemble davantage aux décharges détectées dans les isolants organiques. 84 Contrairement au fil II.3 Performances des fils candidats à HT° céramique, on n’observe pas de décharges fortement énergétiques à la tension d’apparition de DP. • Variation de tension sur les DP. Pour l’isolation mica, l’amplitude des DP reste relativement stable même en montant la tension d’alimentation. Contrairement aux fils avec isolation en céramique, la faible variation de la tension peut introduire de fortes décharges énergétiques. Pour un bobinage en vrac HT°, les fils les plus adaptés du point du vue de la tenue en tension sont les fils Cerafil500 et SK650. • Le fil SK650 apparaît comme étant le meilleur candidat. L’épaisseur de l’isolation est 10 fois plus grande et, donc engendre des inconvénients comme un facteur de remplissage des encoches dégradé. L’inconvénient le plus important est qu’après un séjour à une température de 400°C, l’isolation devient très cassante. Avec les vibrations existant dans un dispositif électromagnétique, la couche isolante peut se transformer en poudre (Figure II-20). En effet, la mesure de la résistance d’une seule couche de mica, peut montrer que leurs propriétés diélectriques restent satisfaisantes avec un test de l’isolation normalisé (NF C 15-100) sur les machines classiques et câbles, même à HT°. Figure II-20 L’isolation du mica après chauffage à 450°C. L’isolation devient très fragile et se détache facilement du conducteur sous forme de poudre Ce problème peut être résolu par imprégnation dans des ciments suffisamment fluides. Cette procédure devient très complexe, et nécessite des opérations techniques maîtrisées. L’utilisation du SK650 en HT° ne se justifie que pour les machines de moyenne et grande taille : le diamètre du conducteur peut être plus grand tout en conservant la même épaisseur d’isolant. • La force de collage de l’isolation sur le conducteur Cerafil500 fait qu’il n’y a pas de détachement avec la température jusqu’à 500°C. 85 Chapitre II Caractérisation des matériaux candidats aux hautes températures II.3.2 Caractérisation des contraintes mécaniques sur les isolants céramiques Les phénomènes observés dans les fils isolés céramique sont influencés par les modifications de la couche céramique pendant la fabrication des bobines destinées à un moteur électrique. La contrainte clé qu’il faudra impérativement respecter pour ce type de fil est le rayon de courbure. Contrairement à l’isolation mica qui est plus souple, une couche d’isolation céramique se fissure très vite, même suite à des contraintes minimes. Rappelons que pour le rayon de courbure minimal, la céramique probablement ne se détachera pas du conducteur, mais pourra tout de même comporter quelques fissures mineures. Ceci est important pour la fabrication des bobines d’un moteur à double titre : l’isolation de chaque bobine par pôle doit être renforcée et les têtes des bobines ou les dents sur lesquelles les bobines sont pliées devront avoir un rayon de courbure compatible. Le fabricant donne les valeurs pour le rayon de courbure de 5 à 10 fois le diamètre du conducteur. En fait, l’enroulement du fil sur un rayon de courbure conseillé modifie l’état de surface de la céramique et laisse des traces de poudre sur le support. Pour déterminer les conditions mécaniques optimales pour le bobinage d’un moteur, il est nécessaire d’effectuer les tests en fonction des contraintes limites d’isolation céramique. L’analyse est faite pour un fil enroulé sur des cylindres de différents diamètres et qui sont ensuite immergés dans un métal liquide (étain) à 300-350°C; il suffit ensuite de détecter la présence de courts-circuits entre le métal liquide et le conducteur. L’analyse microscopique de la surface de l’isolation pour chaque rayon de courbure nous donnera des informations supplémentaires sur l’état de la couche isolant du fil. II.3.2.1 Analyse du rayon de courbure dans un métal liquide Les essais sont menés sur différents diamètres de conducteur pour avoir une représentation générale et une base valide pour la caractérisation du rayon de courbure. Les fils analysés ont des diamètres de conducteurs de 0.3mm, 0.5mm, 0.8mm et 1mm. Le conducteur est couvert avec une couche d’isolation en céramique d’une épaisseur comprise entre 8µm et 10µm, en fonction du diamètre de conducteur. Chaque fil de diamètre dc est enroulé sur des cylindres métalliques, de rayon de courbure Rc calculé selon la formule suivante : Rc = x d c (II.1) où x est un coefficient prenant les valeurs arbitraires de 2.5 à 25. En fonction du diamètre du conducteur analysé, le rayon de courbure est présenté au Tableau II-5. Rappelons que, pour le fil Cerafil 500, ce coefficient est préconisé égal à 5 par le constructeur. 86 II.3 Performances des fils candidats à HT° Tableau II-5 Diamètre d’enroulage en fonction du diamètre du fil analysé Rayon de courbure (x fois le diamètre de conducteur) (mm) Diamètre du conducteur (mm) x=2.5 x=5 x=7.5 x=10 x=12.5 x=15 x=20 x=25 0.318 0.8 1.5 2.25 3 4 4.75 6.5 8 0.518 1.25 2.5 3.75 5 6.5 7.75 10.2 13 0.820 2 4 6 8.25 10.25 12.2 16.5 20 1.02 2.5 5 7.5 10.2 12.75 15 20 25 Les valeurs obtenues avec la relation (II.1) et présentées au Tableau II-5 sont arrondies à la valeur plus proche de la valeur disponible pour le tube de mise en forme. Après l’enroulage du fil sur les différents rayons de courbure et l’analyse microscopique, le dispositif est immergé dans un métal liquide comme indiqué à la Figure II-21. Les bobines sont immergées intégralement dans le liquide. La présence de courts-circuits entre le conducteur du fil et le liquide est ensuite vérifiée. L’état liquide du métal est maintenu avec une source extérieure de chaleur qui chauffe en continu le récipient métallique. L’alliage du métal liquide est constitué d’étain (Sn) et de plomb (Pb). En fonction du pourcentage de chaque composant dans le produit final et de l’ajout d’autres composants en petites quantités, la température de fusion de celui-ci varie entre 200 et 350°C. Fil conducteur Isolation céramique Alliage Pb/Sn en fusion Récipient métallique Figure II-21 Dispositif de mesure de rayon de courbure dans le métal liquide Les courts-circuits dans l’isolation du conducteur sont ensuite détectés pour chaque diamètre de fil et chaque valeur du rayon de courbure. Le court-circuit est détecté en appliquant une très basse tension entre le conducteur du fil et le métal liquide. Les résultats du test sont donnés dans le Tableau II-6. 87 Chapitre II Caractérisation des matériaux candidats aux hautes températures Tableau II-6 Vérification du court-circuit dans l’isolation en fonction du rayon d’enroulage Rayon de courbure (x fois le diamètre de conducteur) Diamètre du conducteur (mm) x2.5 x5 x7.5 x10 x12.5 x15 x20 x25 0.318 CC CC CC CC OK OK OK OK 0.518 CC CC CC OK OK OK OK OK 0.820 CC CC CC OK OK OK OK OK 1.02 CC CC CC OK OK OK OK OK À l’aide du Tableau II-6, on observe que les courts-circuits apparaissent à partir d’une valeur du rayon de courbure égale à 10 fois le diamètre extérieur du conducteur. Pour les valeurs supérieures à 20 fois, on peut considérer que la limite minimale de rayon de courbure du fil est atteinte. Ces résultats montrent que les données techniques spécifiées par le constructeur, qui donnent un rayon de courbure minimal d’utilisation de 5 fois le diamètre du conducteur, ne sont pas applicables dans nos conditions d’utilisation. Par contre, il est possible que l’effet de la température influence la diminution de la résistance d’isolation qui conduit aux courts-circuits. Une même expérience à HT° consiste imposer l’emploi d’un métal liquide à 20°C comme le mercure. Sa nocivité nous interdit une telle mise en œuvre. On peut supposer que si on utilise une très faible tension, les deux « électrodes » ont un bon contact entre elles. Cela veut dire que la céramique est détachée du conducteur ou que les crevasses sont suffisamment grandes pour permettre au métal liquide de s’infiltrer jusqu’au conducteur du fil. Grâce à ces essais la valeur minimale dépourvue de court-circuit permettra de déterminer le rayon admissible pour la fabrication des échantillons d’expérimentation pour le fil candidat final. II.3.2.2 Analyse du rayon de courbure par microscopie de la surface de l’isolant Pour savoir s’il y a le contact entre le métal liquide et le conducteur du fil, on fait l’analyse microscopique pour chaque cas. Après l’enroulage sur des cylindres, la surface d’isolation est examinée avec un microscope pour chaque diamètre du conducteur. Pour chaque rayon de courbure, il est possible de déterminer la taille des fissures et des crevasses formées. Ainsi, les résultats nous aideront à comprendre les effets de la contrainte mécanique sur l’apparition de courts-circuits, mais aussi sur la tenue en tension décrite dans les sections suivantes. La surface d’isolation du fil après enroulage est présentée à la Figure II-22 à partir d’une valeur arbitraire d’enroulage variant de 2,5 fois jusqu’à 25 fois le diamètre d c . 88 II.3 Performances des fils candidats à HT° 20μm a) 20μm 20μm b) c) 20μm 20μm d) e) 20μm 20μm f) g) Figure II-22 Surface de l’isolation après l’enroulage avec différents rayons de courbure Rc. a) surface d’isolation céramique et le conducteur dénudé à l’état initial, b) surface d’isolation après Rc=2.5Dc, c) surface d’isolation après Rc=5Dc, d) surface d’isolation après Rc=7.5Dc, e) surface d’isolation après Rc=10Dc, f) surface d’isolation après Rc=15Dc, g) surface d’isolation après Rc=25Dc En fonction de la taille des fissures présente dans l’isolation céramique, analysée avec le microscope, on peut fixer leurs impacts sur les propriétés diélectriques. 89 Chapitre II Caractérisation des matériaux candidats aux hautes températures II.3.2.3 Interprétation des résultats Les tests dans le métal liquide et l’examen de la surface donnent plus d’informations sur l’utilisation de ce type de fils. La surface de l’isolation céramique avant contrainte est montrée à la Figure II-22,a. L’influence de la courbure du fil est visible aux Figure II-22,b-g. On remarque que pour des rayons de courbures inférieures à 10Dc, la surface de l’isolant montre des changements importants caractérisés par des lignes de fracture de la céramique. Dans le cas de la Figure II-22,b-c, on observe des segments de céramiques qui sont détachés du conducteur. Avec l’augmentation du rayon de courbure (Figure II-22,d), les crevasses diminuent jusqu’à leur complète disparition (Figure II-22,e). La manipulation pour la fabrication des bobines avec un rayon de courbure de 10Dc change la surface de la céramique présentée à la Figure II-22,e. La surface fissurée persiste même à des valeurs de 25Dc, mais on remarque que les crevasses ne sont pas présentes. On conclut que la valeur du rayon de courbure est un indicateur de la taille des fissures dans l’isolant céramique, car la moindre contrainte influence l’état de surface de l’isolant. En conséquence, pour l’interprétation des résultats diélectriques sur les échantillons enroulés sur des cylindres et ceux qui sont formés en bobines, ces aspects doivent être considérés. II.3.3 Caractérisation du fil candidat final Dans la section suivante, le comportement diélectrique du fil candidat pour la fabrication du bobinage HT° d’un moteur électrique est présenté. L’objectif de cette section est d’évaluer les propriétés diélectriques du conducteur candidat en fonction de la configuration géométrique des échantillons et pour différentes contraintes mécaniques de l’isolation céramique. Pour réaliser le bobinage d’un premier prototype d’une machine asynchrone d’1kW, le choix s’est porté sur le fil Cerafil 500. Ses propriétés sont meilleures que celles d’autres candidats et il est disponible facilement sur le marché. Un conducteur 0.518mm de diamètre est choisi pour le moteur étudié. Pour un moteur d’1kW classique, le diamètre du conducteur est traditionnellement compris entre 0.7-0.85mm. Cependant, les conditions mécaniques imposées par le fil céramique, comme le rayon de courbure élevé, impliquent que le conducteur de la machine soit le plus petit possible. La composition de l’âme conductrice qui comporte 27% de nickel implique une résistivité plus élevée qu’un conducteur de cuivre pur. En conséquence, la résistance finale du conducteur est augmentée. Dans les petits moteurs, il est connu que la résistance du conducteur par phase est plus grande que dans les grandes machines. Alors, le choix d’un diamètre trop petit du conducteur conduira à un fort effet résistif. Compte tenu des essais mécaniques dans le métal liquide, le conducteur de 0.518mm peut répondre aux contraintes d’un bobinage en vrac pour le moteur envisagé. Pour caractériser plus finement ce type de conducteur, différents cas sont considérés. Les essais sont réalisés dans trois types de configurations : des éprouvettes en croix ou enroulées sur cylindre et sur des bobines. La résistance parallèle, la capacité parallèle et la tenue en tension sont mesurées dans des environnements comme l’air, l’huile, la résine silicone et les ciments liquides d’imprégnation en fonction de la température. 90 ,,3HUIRUPDQFHVGHVILOVFDQGLGDWVj+7 ,, 3UpSDUDWLRQGHVpFKDQWLOORQV &RPSWH WHQX GHV SURSULpWpV H[SRVpHV SUpFpGHPPHQW SRXU OH ILO &HUDILO OHV pFKDQWLOORQV VRQW IDEULTXpV j SDUWLU G¶XQ FRQGXFWHXU GH GLDPqWUH PP 7URLV W\SHV G¶pFKDQWLOORQV VRQW pODERUpV SRXU pYDOXHUOHVSURSULpWpVGLpOHFWULTXHVGXILOFDQGLGDW&HVWURLVFRQILJXUDWLRQVVRQWSUpVHQWpHVFLGHVVRXV D eSURXYHWWHVHQFURL[ /HVSURSULpWpVG¶LVRODWLRQGXILODYHFLVRODWLRQFpUDPLTXHRQWpWpWHVWpHVVXUGHVpFKDQWLOORQVHQFURL[ XWLOLVDQW XQ VHXO SRLQW GH FRQWDFW 'HV ILOV GH ORQJXHXU GH PP VRQW XWLOLVpV VDQV rWUH VWUHVVpV PpFDQLTXHPHQW DYDQW G¶HIIHFWXHU OHV WHVWV SRXU pYLWHU OHV ILVVXUHV HW OH GpWDFKHPHQW ORFDO GH OD FpUDPLTXH/HWHVWGH'3HVWUpDOLVpGDQVO¶DLUGDQVO¶KXLOHGDQVODUpVLQHVLOLFRQHHWDYHFGHX[W\SHVGH FLPHQWVFpUDPLTXHV8QHJRXWWHGHPDWpULDXG¶LPSUpJQDWLRQHVWDSSOLTXpHVXUOHSRLQWGHFRQWDFW)LJXUH ,,D 3RXU PDLQWHQLU XQ ERQ FRQWDFW HQWUH OHV FRQGXFWHXUV XQH PDVVH IDLEOH HVW DSSOLTXpH VXU OHV pFKDQWLOORQV$YDQWGHIDLUHOHVWHVWVOHSURFHVVXVGHVpFKDJHHVWUpDOLVpSRXUOHFLPHQWG¶LPSUpJQDWLRQ FRQIRUPpPHQWDX[GRQQpHVWHFKQLTXHV )LJXUH,,DpSURXYHWWHHQFURL[EpSURXYHWWHVHQURXOpVVXUF\OLQGUHFERELQH E eSURXYHWWHVHQURXOpHVVXUXQF\OLQGUH /HV pFKDQWLOORQV HQURXOpV VXU OH F\OLQGUH VRQW UpDOLVpV FRQIRUPpPHQW j OD PpWKRGH GpFULWH GDQV OD VHFWLRQSUpFpGHQWH/HVFRQGXFWHXUVVRQWHQURXOpVVXUXQF\OLQGUHGHGLDPqWUHPPTXLFRUUHVSRQGj XQ UD\RQ GH FRXUEXUH G¶HQYLURQ IRLV OH GLDPqWUH GX FRQGXFWHXU $SUqV HQURXODJH WRXWHV OHV pSURXYHWWHV VRQW LPPHUJpHV GDQV OH FLPHQW OLTXLGH )LJXUH ,,E SXLV FXLWHV HQ OHV SRUWDQW j XQH WHPSpUDWXUHGH& F %RELQHVGHWHVW /HVpSURXYHWWHVHQIRUPHGHERELQHVVRQWUpDOLVpHVSRXUpYDOXHUOHVSURSULpWpVGXILOHQIRQFWLRQGHV FRQGLWLRQVWKHUPLTXHVHWGHODFRQILJXUDWLRQVSLUHVSLUHG¶XQHERELQHUpHOOH/HVERELQHVVRQWIDEULTXpHV HQ WHQDQW FRPSWH GX UD\RQ GH FRXUEXUH HVWLPp 'F SRXU OH GLDPqWUH XWLOLVp 7URLV FRXFKHV GH FRQGXFWHXUV VRQW ERELQpHV DYHF FLQT WRXUV SDU QLYHDX 8QH ORQJXHXU G¶XQ PqWUH GX FRQGXFWHXU HVW XWLOLVpH SRXUFKDTXH ERELQH DYHF GHX[ FRQGXFWHXUV PLV HQ SDUDOOqOH /H SURFHVVXV G¶LPSUpJQDWLRQ GHV ERELQHVHVWUpDOLVpDXSLQFHDXjFKDTXHFRXFKHGHODERELQH&HWWHRSpUDWLRQHVWDFFRPSDJQpHjODILQ G¶XQHSURFpGXUHGHYLEUDWLRQDYHFXQSRWYLEUDQWGHVpFKDQWLOORQVHWG¶XQHPLVHVRXVYLGH/HVERELQHV ILQDOHVVRQWPRQWUpHVjOD)LJXUH,,F Chapitre II Caractérisation des matériaux candidats aux hautes températures Les tests dans l’huile sont faits pour analyser une situation pour laquelle il n’y a plus d’air autour de l’isolant. Comme l’huile ne résiste pas à la HT°, les essais ne sont effectués qu’à température ambiante. La résine silicone possède une classe thermique d’isolation élevée, ce qui permet d’analyser ses propriétés pour des dispositifs fonctionnant à des températures inférieures à 400°C. Tous les tests sont réalisés avec la méthodologie et les appareillages décrits dans la section précédente. II.3.3.2 Résultats a) Capacité parallèle De manière générale, la capacité parallèle dépend de la permittivité diélectrique qui n’est pas une constante. Elle varie suivant la structure et les conditions d’utilisations du matériau, la fréquence du champ appliqué, l’humidité, la température [29] et d’autres paramètres. Dans un matériau non-linéaire, la permittivité peut dépendre de l’amplitude du champ électrique. L’évolution de la capacité parallèle en fonction de la température est présentée à la Figure II-24. Les tests sur les éprouvettes en croix ne sont pas mesurables à cause de la surface de contact trop faible. Capacité parallèle (pF) 700 600 500 Bobine +air Bobine + Cotronics 908 Bobine + Cotronics 903HP Bobine + Damisol 3551 Fil+air Fil + Cotronics 908 Fil + Cotronics 903HP 400 300 200 100 0 0 100 200 300 400 500 Température (°C) Figure II-24 Capacité parallèle en fonction de la température pour les échantillons enroulés sur cylindre et pour les bobines À l’aide de la Figure II-16, on constate qu’en fonction du type d’imprégnation utilisée, la valeur de la capacité parallèle change. • Dans le cas des éprouvettes sans imprégnation, la capacité reste relativement stable en fonction de la température. Les tests nous montrent également que les bobines voient leurs valeurs de capacité parallèle dans l’air augmenter de 2 fois par rapport aux éprouvettes enroulées sur le cylindre. • Si, jusqu’à 200°C, la température n’a pas de grande influence sur la capacité des échantillons bobinés, après cette température, la valeur de cette capacité pour les échantillons imprégnés avec du ciment augmente substantiellement jusqu’à 70% à 500°C. On remarque que les bobines 92 II.3 Performances des fils candidats à HT° avec imprégnation Cotronics 903HP montrent les valeurs les plus élevées. Dans le cas des éprouvettes imprégnées avec des ciments, la capacité est 3.5 à 5 fois plus élevée que celle des éprouvettes enroulées sur le cylindre. • Pour les bobines avec imprégnation résine silicone, après 250°C, on observe sur la Figure II-24 une légère décroissance de la capacité jusqu’à 500°C. Les valeurs tendent alors vers les valeurs obtenues avec les bobines non-imprégnées. Cette évolution peut s’expliquer par un début de dégradation la résine silicone. b) Résistance parallèle Comme la résistance parallèle joue un rôle important sur les caractéristiques électriques des isolants, les valeurs admissibles pour maintenir le bon fonctionnement d’une isolation sont très importantes. La résistance de l’isolation céramique, comme pour l’isolation classique, diminue en fonction de la Résistance parallèle (MΩ) température. Les résultats obtenus sont présentés à la Figure II-25. 10 Bobine +air 1 Bobine + Cotronics 908 Bobine + Cotronics 903HP Bobine + Damisol 3551 0,1 Fil+air Fil + Cotronics 908 Fil + Cotronics 903HP 0,01 0 100 200 300 400 500 Température (°C) Figure II-25 Résistance de l’isolation en fonction de la température pour les échantillons enroulés sur cylindre et les bobines D’après les tests réalisés, la résistance parallèle augmente sensiblement entre 20°C et 100°C. L’évolution de la résistance parallèle en fonction du type d’imprégnation et de la température présente la même tendance. Les différences entre chaque type d’échantillons varient sensiblement. Cependant, les ciments d’imprégnation conduisent à la réduction de la résistance parallèle d’isolation. On note ici que les faibles valeurs de la résistance (0.1-1MΩ), n’ont pas une forte influence sur l’affaiblissement de la tenue en tension. Par contre, pour les éprouvettes non-imprégnées, si des valeurs plus élevées de 3-5MΩ sont obtenues, on constate que des courts-circuits peuvent apparaître à des tensions très faibles, d’environ 20-50V. Cette observation est persistante au-delà de 400°C. 93 &KDSLWUH,,&DUDFWpULVDWLRQGHVPDWpULDX[FDQGLGDWVDX[KDXWHVWHPSpUDWXUHV F 7HQXHHQWHQVLRQHWDX[GpFKDUJHVSDUWLHOOHV 'HV GpFKDUJHV pOHFWULTXHV GH JUDQGH DPSOLWXGH RQW pWp REVHUYpHV VXU WRXV OHV pFKDQWLOORQV ¬ XQH WHQVLRQOpJqUHPHQWVXSpULHXUHjODWHQVLRQG¶DSSDULWLRQGHV'3O¶LVRODWLRQHVWWUDYHUVpHSDUXQFRXUDQW LPSRUWDQW/DWHQVLRQFKXWHDORUVjXQHWHQVLRQG¶DUFHQWUHWHQX)LJXUH,, )LJXUH,,)RUPHGXFRXUDQWMDXQHHWGHODWHQVLRQEOHXHQUpJLPHGHGpFKDUJHpOHFWULTXHHWSURFKHGHOD SKDVHGHFODTXDJH 1RWRQVTXHVLRQFRXSHODWHQVLRQDSUqVXQODSVGHWHPSVFRXUWDSUqVO¶DSSDULWLRQGHFHSKpQRPqQH ODUHPLVHVRXVWHQVLRQSHXWVHIDLUHVDQVFRXUWFLUFXLW$LQVLRQSHXWGLUHTXHOHVpFKDQWLOORQVQHVRQWSDV QpFHVVDLUHPHQWGpWUXLWV'DQVOHFDVRODWHQVLRQG¶DOLPHQWDWLRQHVWPDLQWHQXHOHFODTXDJHG¶LVRODWLRQ HVWDWWHLQW)LJXUH,,GHPDQLqUHLUUpYHUVLEOH )LJXUH,,3RLQWGHFODTXDJHHQWUHGHX[FRQGXFWHXUVHQFURL[ &RPPH SUpVHQWp SUpFpGHPPHQW SRXUOHVpSURXYHWWHVHQURXOpHV VXUXQF\OLQGUHODGLIIpUHQFHHQWUH OHV SUHPLqUHV '3 HW OD WHQVLRQ GH FODTXDJH HVW DXWRXU GH 9 HW GLPLQXH DYHF OD PRQWpH HQ WHPSpUDWXUH /HVHVVDLVGH'3HIIHFWXpVVXUOHVpFKDQWLOORQVHQFURL[VRQWPRQWUpVjOD)LJXUH,, II.3 Performances des fils candidats à HT° 700 600 Tension (V) 500 400 300 Cotronics 908 200 Cotronics 903HP 100 Damisol 3551 Air 0 0 100 200 300 400 500 Température (°C) Figure II-28 Tension d’apparition des DP en fonction de la température pour différentes imprégnations sur éprouvettes en croix Les mesures sur les fils en croix donnent les valeurs « limites » de l’isolation céramique du conducteur. La surface pour cette configuration représente l’épaisseur intacte d’isolation céramique sans aucune contrainte mécanique appliquée. La Figure II-28 montre que le type de matériau influence le seuil d’apparition de DP. À température ambiante, les différences sont importantes. Le vernis silicone (Damisol 3551) influence le résultat par une augmentation importante du seuil par rapport aux matériaux d’imprégnation à base de céramique. Cette tendance persiste jusqu’à 400°C, température à partir de laquelle les propriétés du vernis silicone se détériorent considérablement, pour tendre vers des propriétés équivalentes à celles des échantillons sans imprégnation. Pour l’imprégnation céramique, à plus de 100°C, l’influence du type d’imprégnation est faible avec une différence variant entre 15 et 35V. Entre 100 et 400°C, l’évolution des fils isolés céramique est la même : le seuil d’apparition des DP décroit de 40% environ. Le fait d’avoir des décharges hautement énergétiques à basse tension est particulier. On peut l’expliquer avec l’utilisation d’une isolation céramique [30] possédant une grande permittivité. De plus, les champs électriques importants formés localement se concentrent dans les pores ou les fissures. Il est également très probable que nous soyons en présence de problème de décharges de surface se propageant librement entre les deux âmes conductrices sans la présence d’une barrière diélectrique. Ensuite, on dissocie deux cas possibles : • la zone de contact du point est située sur une surface avec des pores, • la zone de contact est une surface idéale, sans pores extérieurs ni fissures. Quel est l’effet de DP sur l’isolation non-stressée mécaniquement ? Avec les premières décharges, la surface de la céramique est percée par les courants qui traversent l’isolant via les pores entre les grains de céramique formant plusieurs canaux minces. Ces canaux constituent un chemin par lequel, sous l’effet des décharges énergétiques, les particules de métal fondu peuvent être arrachées du conducteur et créent une voie conductrice. Sous l’action du champ électrique, avec une période plus « longue » de temps, la surface percée se transforme en 2-3 canaux plus larges caractérisés par des cratères à la surface proche de cette position. 95 &KDSLWUH,,&DUDFWpULVDWLRQGHVPDWpULDX[FDQGLGDWVDX[KDXWHVWHPSpUDWXUHV /D'3GpEXWHDXQLYHDXGHVSRLQWVOHVSOXVIDLEOHVGHO¶LVRODWLRQYLDOHVJUDQGVSRUHVRXILVVXUHVHW VH SURSDJH j OD VXUIDFH G¶LVRODWLRQ /H FODTXDJH SHUPDQHQW HVW SRVVLEOH VL OHV GpFKDUJHV YDSRULVHQW OH PpWDO GX FRQGXFWHXU HQ FRXUWFLUFXLWDQW OHV SRUHV GH O¶LVRODQW &HOD GpSHQG GH OD SXLVVDQFH GX FRXUW± FLUFXLWGHODVRXUFHG¶DOLPHQWDWLRQHWGHODWHPSpUDWXUH 'DQVOHFDVUpHOODVXUIDFHGHO¶LVRODQWFpUDPLTXHSUpVHQWHXQHVXUIDFHFRPSRUWDQWGHVILVVXUHVHWGHV FUHYDVVHV /D SUpGLFWLRQ GH OD ]RQH GH '3 QH SHXW rWUH UpDOLVpH TXH SDU OHV RXWLOV SUREDELOLVWHV /D ORFDOLVDWLRQGHOD]RQHGHV'3UHVWHSUDWLTXHPHQWGLIILFLOHjGpWHUPLQHUFDUODVXUIDFHGHO¶LVRODQWHVWWUqV LUUpJXOLqUHHWFRQWLHQWGHVILVVXUHV$LQVLOHV'3SHXYHQWVHSURGXLUHHQWUHOHVVXUIDFHVGHGHX[ILOVF{WH jF{WHRXGLUHFWHPHQWHQWUHOHVFRQGXFWHXUVYLDOHVILVVXUHVGHO¶LVRODQW 6XUIDFH SHUFpH 6XUIDFHVDQVSRUHV &UDWqUHV 3RUHV )LJXUH,,6XUIDFHG¶LVRODWLRQDSUqVO¶HIIHWGH'3 /HV WHVWV VXU OHV pSURXYHWWHV HQURXOpHV )LJXUH ,, VXU F\OLQGUH DYHF LPSUpJQDWLRQ FpUDPLTXH FRPSOqWHQW OHV WHVWV VXU OH ILO &HUDILO GDQV O¶DLU 2Q IDLW O¶DQDO\VH GH FHWWH FRQILJXUDWLRQ SRXU PRGpOLVHUOHVGpIDXWVGXILOPDVVHGDQVOHFDVG¶LPSUpJQDWLRQDYHFXQFLPHQWOLTXLGHG¶XQILOERELQp II.3 Performances des fils candidats à HT° 400 350 Tension (V) 300 250 200 150 100 50 Bobine +air Bobine + Cotronics 908 Bobine + Cotronics 903HP Bobine + Damisol 3551 Fil+air Fil + Cotronics 908 Fil + Cotronics 903HP 0 0 100 200 300 Température (°C) 400 500 Figure II-30 Seuil d’apparition des DP en fonction de la température pour les éprouvettes enroulées sur cylindre et les échantillons bobinés imprégnés avec différents matériaux d’imprégnation Les échantillons en forme de bobine fournissent les résultats qui peuvent être représentatifs d’une bobine du moteur. Les tests sont effectués entre les deux spires de la bobine échantillon. • On remarque que, dans le cas d’imprégnation avec le ciment Cotronics 908 qui est caractérisé par une bonne qualité d’imprégnation, les valeurs de DP sont comparables à une imprégnation avec une résine silicone Damisol 3551 jusqu’à 300°C. Ainsi, dans le cas des fils enroulés sur un cylindre, les meilleurs résultats sont obtenus avec ce type d’imprégnation. • Une bonne imprégnation avec ciments céramiques conduit à l’augmentation de la tension d’apparition de DP. • À très HT° pour les éprouvettes en croix, les DP sont détectées aux mêmes valeurs de tension que les éprouvettes non-imprégnées. Les tests effectués sur les éprouvettes en croix et sur des bobines nous montrent que la valeur de la tenue en tension doit être impérativement analysée dans les deux cas. • Grâce à la Figure II-30, on remarque que les valeurs de DP inter-spires sur les bobines, montrent parfois des valeurs comparables à celles des éprouvettes enroulées. En résumé, les essais avec différents types d’imprégnation pour des bobines réalisées avec du fil possédant une isolation en céramique sont comparés à des bobines avec isolation organique sans imprégnation ou imprégnées avec des vernis organiques. Les essais sont effectués à température ambiante. Les résultats sont montrés dans le Tableau II-7. 97 Chapitre II Caractérisation des matériaux candidats aux hautes températures Tableau II-7 Valeurs comparatives entre les fils à isolation céramique avec différents types d’imprégnation et le fil émaillé avec imprégnation organique classique sur des éprouvettes-bobines. Caractéristiques diélectriques Échantillon Décharges électriques (V) Capacité parallèle (pF) Résistance parallèle (MΩ) 9 Fil émaillé avec isolation organique (PEI) Fil émaillé +imprégnation organique Cerafil 500 (air) 680 121 690-700 190 6 260 160 25 Cerafil500+huile 750 392 4.5 Cerafil+Résine silicone 390 280 8.7 Cerafil500+Ciments 290 et 380 300 et 310 4 et 6 On constate que la tenue en tension pour l’isolation céramique est 2 fois plus faible que celle obtenue avec l’isolation organique. En effet, l’isolation dans la machine devra être renforcée pour avoir des valeurs comparables. Par contre, la capacité parallèle de l’isolation céramique dépasse considérablement les valeurs obtenues avec une isolation organique. II.4 Circuit magnétique Les circuits magnétiques sont composés de tôles à base d’alliage de Fer additionné d’un faible pourcentage de Silicium (FeSi) à grains non orientés (NO) pour les applications pour lesquelles de bonnes propriétés magnétiques et un prix de fabrication bas sont requis, ou à grains orientés (GO) pour des applications où les performances optimales sont requises. D’autres alliages peuvent également être utilisés tels que les alliages à base de Cobalt (FeCo) ou de Nickel (NiFe) pour des applications très spécifiques. Audelà de 300°C, l’utilisation de ces tôles est limitée à cause du revêtement de surface. Les tôles non-orientées modernes ont, pour la plupart, une couche d’isolation en surface organique qui peut parfois être combinée avec des composants inorganiques. Les tôles avec une couche inorganique pure qui existent dans le commerce sont les tôles GO élaborées après différentes étapes de recuits à HT° et l’application d’une couche de phosphate et d’oxyde de magnésium. L’utilisation à HT° des tôles GO ou NO nécessite de connaître leurs propriétés magnétiques vis-à-vis de la température. Comme les isolants organiques ne sont pas capables de maintenir leurs propriétés au-delà de 300°C, les tôles concernées doivent avoir une couche protectrice inorganique. Les tôles utilisées pour nos essais sont des tôles FeSi à grains orientés d’épaisseur 0.35 mm, avec une couche isolante sur la surface à base d’oxyde vitrifié. Les possibilités d’utilisation des alliages FeSi à HT° sont aussi limitées par leur température de Curie, température à partir de laquelle ils perdent leurs propriétés magnétiques. Donc pour le design d’une MASHT°, il est indispensable de faire une caractérisation des propriétés magnétiques dans la gamme de température choisie. L’analyse des courbes B-H et des pertes fer en fonction de la température sont les objectifs principaux. 98 II.4 Circuit magnétique II.4.1 Tôles à grains orientés Les tôles GO sont des tôles présentant une très forte anisotropie de leurs performances magnétiques qui sont très bonnes dans la direction de laminage et beaucoup plus médiocres dans la direction transverse [31]. Leur utilisation au sein des machines de très grandes tailles est facile car ces machines utilisent des portions de stator empilées et placées côte à côte. Dans des machines de plus petites tailles, leur mise en œuvre est plus délicate car le flux qui s’établit dans la machine, nécessite un circuit magnétique dont les propriétés sont sensiblement identiques tout le long de son trajet. On peut alors utiliser un décalage des tôles en suivant l’empilement. Le principe de décalage des tôles GO (Figure II-31) consiste à décaler d’un angle β [32]. Les nombreuses investigations menées au LSEE [32-34] ont montré que β= 90° conduit aux meilleures performances. Le flux passe ainsi d’une tôle à une autre suivant l’axe z, afin de satisfaire le principe de la minimisation d’énergie [34]. Les machines tournantes construites avec cette technique ont deux avantages. • Les tôles GO avec une structure décalée ont des pertes fer plus faibles et une perméabilité magnétique plus élevée par rapport aux tôles avec des structures non-orientées utilisant les mêmes épaisseurs des tôles. • Les vibrations et le bruit acoustique d’origine magnétique sont significativement réduits [32]. Figure II-31 Principe de décalage des tôles GO pour un stator de machine tournante [34] La technique de décalage peut être appliquée pour l’utilisation des tôles à HT°, mais une caractérisation du circuit magnétique est à mener. II.4.2 Essais sur cadre torique en température La configuration de la maquette doit nous permettre de mesurer les courbes B-H et les pertes fer en fonction de la température. Quinze tôles magnétiques GO d’épaisseur 0.35 mm sont décalées à 90° par rapport à la direction de laminage décrit par Lopez [34] comme le montre la Figure II-31. Le circuit magnétique est formé de tôles empilées et serrées, à une pression minimale de 160 MPa pour réduire le foisonnement. Avec une utilisation de tôles à haute perméabilité, le champ appliqué nécessaire à la 99 &KDSLWUH,,&DUDFWpULVDWLRQGHVPDWpULDX[FDQGLGDWVDX[KDXWHVWHPSpUDWXUHV PDJQpWLVDWLRQ HVW SOXV IDLEOH $P >@ /HV PHVXUHV GHV SURSULpWpV PDJQpWLTXHV VRQW UpDOLVpHV VXLYDQWOHVUHFRPPDQGDWLRQVGHODQRUPH1)(1>@ /H FDGUH VSpFLDO SRXU OD PHVXUH GHV SURSULpWpV PDJQpWLTXHV j +7 HVW SUpVHQWp j OD )LJXUH ,, /H FDGUHSHXWrWUHXWLOLVpHQWHPSpUDWXUHMXVTX¶jSOXVGH&,OHVWFRQVWLWXpGHGHX[SODTXHVDQQXODLUHVHQ FpUDPLTXHDYHFGHSHWLWHVHQFRFKHVVXUO¶H[WpULHXUHWO¶LQWpULHXUTXLSHUPHWWHQWOHJXLGDJHGXILOGHODERELQH SULPDLUH/HVHQFRFKHVVRQWIDLWHVSRXUPDLQWHQLUXQHGLVWDQFHVXIILVDQWHHQWUHOHVVSLUHVHWV¶DIIUDQFKLUGHV SUREOqPHVG¶LVRODWLRQGXFRQGXFWHXUSRXUOHVKDXWHVWHPSpUDWXUHV 3ODTXHV FpUDPLTXHV 3DTXHWGHW{OHV PDJQpWLTXHV FDUDFWpULVpHV )LJXUH,,&DGUHVSpFLDOSRXUOHVPHVXUHVGHSURSULpWpVPDJQpWLTXHVVXUOHVW{OHV*2j+7 /DERELQHSULPDLUHFRPSWHVSLUHV1HWOHERELQDJHVHFRQGDLUHVSLUHV1/HGLDPqWUHGXILOHVW GH PP SRXU PLQLPLVHU O¶LQIOXHQFH GH OD FKXWH GH WHQVLRQ VXU OHV ERELQHV /HV VSLUHV VRQW SODFpHV XQLIRUPpPHQWDXWRXUGXFDGUH/¶LVRODWLRQDGGLWLRQQHOOHHQWUHODERELQHG¶H[FLWDWLRQHWODERELQHVHFRQGDLUH HVWFRQVWLWXpHG¶XQUXEDQPLFDILEUHGHYHUUHG¶XQHpSDLVVHXUGHPPTXLPDLQWLHQWXQHERQQHLVRODWLRQ pOHFWULTXHMXVTX¶j&/DILEUHGHYHUUHHQYHORSSHHWPDLQWLHQWO¶HQVHPEOHGHWRXVOHVpOpPHQWVMXVTX¶jOD WHPSpUDWXUHPD[LPDOHODILEUHJDUGDQWVHVSURSULpWpVPpFDQLTXHVMXVTX¶j&/DGLVWDQFHHQWUHODERELQH H[FLWDWULFH HW OD ERELQH VHFRQGDLUH SDU UDSSRUW DX FLUFXLW PDJQpWLTXH HVW TXDVLPHQW OD PrPH/H FLUFXLW GH PHVXUH)LJXUH,,SHUPHWGHPHVXUHUOHVSURSULpWpVPDJQpWLTXHVHQIRQFWLRQGHODWHPSpUDWXUHGDQVGHV FRQGLWLRQVDWPRVSKpULTXHV/HVSpFLPHQHVWSODFpGDQVXQIRXUHWLOHVWFRQQHFWpDYHFOHV\VWqPHGHPHVXUHV SDUXQFkEOHGHUDFFRUGHPHQW+7/¶pWXYHSRVVqGHXQYROXPHGHPVDQVFLUFXODWLRQG¶DLUHWLOHVW SRVVLEOHGHUpJOHUODWHPSpUDWXUHDYHFXQHYDULDWLRQPD[LPDOHGH&GDQVXQHSODJHDOODQWGHj& /DWHPSpUDWXUHjO¶LQWpULHXUGXIRXUHVWPHVXUpHDYHFXQWKHUPRFRXSOH ,,&LUFXLWPDJQpWLTXH )LJXUH,,&LUFXLWGHPHVXUHHQIRQFWLRQGHODWHPSpUDWXUH /DWHQVLRQG¶DOLPHQWDWLRQGHODERELQHG¶H[FLWDWLRQHVWPDLQWHQXHVLQXVRwGDOHjXQHIUpTXHQFHj+] /¶XWLOLVDWLRQGXFDGUHFpUDPLTXHHWGHO¶LVRODWLRQDGGLWLRQQHOOHLPSRVHGHWHQLUFRPSWHGXIOX[GHIXLWHFUpp GDQVO¶HQWUHIHUHQWUHOHFLUFXLWPDJQpWLTXHHWOHVERELQHV/HIOX[GDQVOHFLUFXLWPDJQpWLTXH IFP VpSDUp G¶XQHVXUIDFHIRUPpHSDUO¶HQWUHIHU 6H MXVTX¶DX[ERELQHVSHXWrWUHGpWHUPLQpSDU>@ IFP EÖ 6 V P + P 6H ,, 2 EÖ HVWO¶LQGXFWLRQGpGXLWHGHODWHQVLRQPHVXUpHSDUODERELQHVHFRQGDLUH 6 V HVWODVXUIDFHHPEUDVVDQWOHIOX[ 6H HVWODVXUIDFHHQWUHOHVERELQHVHWOHFLUFXLWPDJQpWLTXH)LJXUH,, P HVWODSHUPpDELOLWpGXYLGH %RELQHG¶H[FLWDWLRQ %RELQHVHFRQGDLUH 6H &DGUHFpUDPLTXH 3DTXHWGHW{OHV 6V &DGUHFpUDPLTXH )LJXUH,,9XHHQVHFWLRQGXFDGUHGHPHVXUH /¶LQWHQVLWpGXFKDPSPDJQpWLTXH,,HVWGpWHUPLQpHjSDUWLUGH 1 HWGX FRXUDQWPHVXUp , VXUOD ORQJXHXUPR\HQQHGXFKDPS OP + 1 , OP ,, ¬FDXVHGHODVDWXUDWLRQGXFLUFXLWPDJQpWLTXHOHFRXUDQWPDJQpWLVDQWWHQGjVHGpIRUPHU)LJXUH,, /H IOX[ IFP SDVVDQW j WUDYHUV OD VXUIDFH 6 V SHXW rWUH GpWHUPLQp SDU O¶LQWpJUDWLRQ GHV IRUFHV pOHFWURPRWULFHV Y LQVWDQWDQpHVTXLVRQWLQGXLWHVGDQVODERELQHVHFRQGDLUHDYHF 1 VSLUHV Chapitre II Caractérisation des matériaux candidats aux hautes températures φcm = dφcm dbˆ2 1 = = v dt et v N N S 2 2 2 2 s dt N2 ∫ dt (II.4) L’induction dans le circuit magnétique devient ainsi quantifiable à partir de la tension induite mesurée aux bornes de la bobine secondaire. Figure II-35 Formes d’ondes de la tension appliquée sur la bobine excitatrice (cyan), de la tension induite (magenta) et du courant d’excitation (bleu) a) Courbe de magnétisation Le dispositif magnétique, capable de fonctionner à 500°C, permet d’obtenir un cycle d’hystérésis en fonction de la température. La Figure II-36 présente la courbe de première aimantation obtenue pour le paquet de tôles. Pour chaque température, les points enregistrés correspondent au même champ magnétique appliqué : on obtient la variation de l’induction magnétique jusqu’à la saturation. Après la saturation à chaque température, le paquet de tôle est désaimanté diminuant lentement la tension jusqu’à 0. 1.6 1.4 1.2 Induction[T] 1 0.8 0.6 0.4 T=20°C T=100°C T=200°C T=300°C T=400°C T=500°C 0.2 0 -0.2 0 200 400 600 800 1000 Champ magnétique [A/m] 1200 1400 Figure II-36 Courbes de première aimantation en fonction de la température 102 II.4 Circuit magnétique b) Induction à saturation Avec l’augmentation de la température, on observe une réduction de l’induction magnétique à saturation. Ce phénomène nous donne une bonne idée de la diminution du champ magnétique de la machine à une température de 400-500°C pour magnétiser le circuit magnétique. Ce point est donc important pour la construction du système magnétique d’une machine électrique HT°. c) Cycle d’hystérésis Les courbes d’hystérésis en fonction de la montée en température sont présentées à la Figure II-37 ; on peut constater, que la surface du cycle d’hystérésis diminue avec la température. 1.5 1 Induction[T] 0.5 0 -0.5 T=20°C T=100°C T=200°C T=300°C T=400°C T=500°C -1 -1.5 -1500 -1000 -500 0 500 Champ magnétique [A/m] 1000 1500 1.5 1 Induction[T] 0.5 0 -0.5 -1 -1.5 -1500 T=20°C T=500°C -1000 -500 0 500 Champ magnétique [A/m] 1000 1500 Figure II-37 Courbes d’hystérésis en fonction de la température dans la gamme de 20°C à 500°C (à gauche) pour éprouvette torique. Courbe d’hystérésis à température ambiante et à 500°C (à droite) La réduction de la surface d’hystérésis conduit directement à une réduction des pertes fer dans le circuit magnétique. Les forces coercitives avec la montée en température diminuent progressivement. 103 Chapitre II Caractérisation des matériaux candidats aux hautes températures d) Perméabilité magnétique La perméabilité magnétique est également influencée par la température. Contrairement à la conductivité électrique, celle-ci varie peu aux températures classiques de fonctionnement des systèmes électrotechniques, qui sont bien inférieures au point de Curie. La perméabilité est obtenue à partir de l’induction crête dans le circuit B̂ et la valeur crête du champ magnétique Ĥ par la relation suivante : µr = Bˆ µ Hˆ (II.5) 0 Dans la Figure II-38, on présente l’évolution de la perméabilité mesurée pour différentes valeurs de l’induction en fonction de la température. La perméabilité relative des matériaux magnétiques tend vers 1 lorsque la température tend vers la température de Curie du matériau qui perd alors toutes ces caractéristiques magnétiques. Cette température avoisine 770°C pour le FeSi et la montée en température tendra à diminuer la perméabilité plus ou moins rapidement à l’approche de cette limite. 16000 T=20°C Peméabilité 14000 T=100°C 12000 T=200°C 10000 T=300°C T=400°C 8000 T=500°C 6000 4000 2000 0 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 1,2 1,4 1,6 Induction (T) Figure II-38 L’évolution de la perméabilité relative par rapport à la valeur initiale en fonction de l’induction et la température On observe que la perméabilité croît aux inductions faibles jusqu’à 0.7T, et a tendance à diminuer audelà. Par exemple, à une induction de 0.45T, la perméabilité à 500°C augmente de 26%. e) Pertes fer Les pertes fer correspondent à l’énergie consommée par le phénomène d’hystérésis et les courants de Foucault dans les tôles magnétiques. Les pertes par hystérésis indiquent le parcours sur un cycle d’hystérésis donné par la courbe B-H (Figure II-37). Elles sont proportionnelles à la fréquence de désaimantation f d et au carré de l’induction dans le circuit magnétique : Ph = km f d b 2VFe (II.6) Les mesures des pertes fer sont faites d’après le principe décrit par la norme CEI 60404-2. Le cadre Epstein est remplacé par un échantillon en forme de tore conformément à la norme CEI 60404-6. 104 II.4 Circuit magnétique Les pertes totales spécifiques seront obtenues en divisant les pertes totales par la masse de l’éprouvette. En mesurant le courant de l’enroulement primaire et la tension de l’enroulement secondaire, les pertes fer peuvent être calculées selon l’équation suivante : Pfer T 1 = ∫ v2 (t )i1 (t ) dt , T0 (II.7) Les pertes PcF par courants de Foucault sont données par : PcF = kbˆ2 2 f 2 δ t 2 ρ (II.8) où : b̂2 est l’induction maximale, f est la fréquence, δ t est l’épaisseur des tôles, k est une constante, ρ est la résistivité des matériaux magnétiques. L’évolution des pertes fer via la température est présentée à la Figure II-39. 3 T=20°C T=100°C Pertes fer (W/kg) 2,5 T=200°C T=300°C 2 T=400°C T=500°C 1,5 1 0,5 0 0 0,2 0,4 0,6 0,8 Induction (T) 1 1,2 1,4 1,6 Figure II-39 Pertes fer massiques dans le circuit magnétique torique en fonction de la température et l’induction Avec la montée en température, les pertes fer diminuent constamment. Ensuite, à 500°C les pertes fer sont réduites par 2 à une induction 1.5T. Cet effet est lié à l’augmentation de la résistivité électrique des tôles qui conduit à une diminution des courants de Foucault. Ainsi, en utilisant (II.8) et sachant que l’induction diminue avec la montée en température, les pertes fer sont réduites. 105 Chapitre II Caractérisation des matériaux candidats aux hautes températures II.5 Conclusion Ce chapitre expose les propriétés de plusieurs matériaux candidats susceptibles d’être utilisés dans la fabrication d’une machine tournante prototype à HT°. Les tests ont été réalisés en fonction des propriétés mécaniques des isolations céramiques et inorganiques sur des supports adaptés. Cette étude a mis en évidence l’importance du facteur mécanique de l’isolant céramique qui, pour être utilisé dans un bobinage électrique, devient cruciale. Parmi plusieurs produits HT° présents dans le commerce, le fil avec une isolation céramique de 0.5 mm de diamètre (Cerafil 500) est celui qui présente les meilleures propriétés pour réaliser le bobinage en vrac du moteur. Ce type de fil montre les meilleurs paramètres par rapport aux autres produits du point du vue technique mais aussi en termes de prix et de disponibilité. Les paramètres clés qui ont conduit à la sélection de ce type de fil sont la stabilité thermique des propriétés diélectriques, la faible épaisseur d’isolation qui permettra un bon coefficient de remplissage d’encoches, le diamètre des conducteurs (jusqu’à 1mm), l’état stable de la surface d’isolation à HT° ainsi que la grande conductivité thermique de l’isolant. Les autres candidats basés sur des isolations en mica ou en alumine montrent des faiblesses qui limitent leurs utilisations dans des petits moteurs asynchrones avec un bobinage en vrac. La géométrie du bobinage et la forte capacité parallèle entre les spires exigent un bobinage concentré sur dents et une analyse complémentaire sur l’effet des grandes capacités dans le cas du conducteur isolé avec de l’aluminium anodisé. L’isolation mica introduit une épaisseur d’isolant 10 fois plus importante que celle des céramiques. De plus, ce type d’isolation devient très cassant au-delà de 400°C. Cela est moins problématique dans les machines de moyennes et grandes tailles qui utilisent une imprégnation céramique qui prévient le détachement de l’isolation à HT°. Pour établir une valeur limite de la tension d’utilisation, des essais de DP nous indiquent que la tension entre spires ne doit pas dépasser des valeurs d’environ 100V. Il faut cependant noter que les DP dépendent fortement de la qualité de la surface de l’isolation de la céramique qui peut subir des détériorations pendant la procédure de bobinage. Concernant les propriétés magnétiques des tôles GO, les résultats ont montré que les performances magnétiques diminuent en fonction de la température, ainsi que les pertes fer. Cet aspect influence le design du circuit magnétique du moteur qui devra être pris en compte pendant le calcul. Les résultats obtenus dans ce chapitre constituent les bases matérielles destinés à la conception du moteur en prenant en compte, pour le calcul du bobinage, la tenue des tensions d’isolation entre spires, phase-phase ou spires-masse. De plus, l’effet résistif lié à l’influence de la température devra également être pris en considération 106 Bibliographie Chapitre II Bibliographie Chapitre II [1] W. Saga, "NF EN 60404-6 .Matériaux magnétiques. Partie 6:Tore. Méthodes de mesure des propriétés magnétiques des matériaux métalliques et des matériaux en poudre, magnétiquement doux, aux fréquences comprises entre 20 Hz et 200 kHz, sur des éprouvettes en forme de tore ", ed, 2004. [2] C. Gary, M. Moreau, L'effet de couronne en tension alternative - Pertes et perturbations radioélectriques engendrées par les lignes de transport d'énergie électrique. Eyrolles, 1976. [3] W. G. Dunbar, D. K. Hall, H.Kirkici, D. L. Schweickart, G. B. Hillard, "Spacecraft HIgh Voltage Design Guidelines." [4] E. 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Equation Chapter (Next) Section 1 110 III Contribution au dimensionnement d’une machine asynchrone HT° III.1 Description des éléments du moteur Le développement des moteurs électriques plus compacts a été continu pendant ces dernières décennies. La réduction de la taille des moteurs, a été possible grâce à la combinaison de différents facteurs qui incluent l’utilisation de nouveaux matériaux, l’amélioration de leurs propriétés ainsi que l’évolution des méthodes de conception utilisées. L’utilisation d’isolants à classe thermique élevée permet, en première approche, de penser qu’il est possible de réaliser des moteurs à taille et masse réduites. Étendre le concept aux machines HT° nécessite de considérer des paramètres tels que la puissance fournie, la vitesse de rotation et la température de fonctionnement, ainsi que d’autres paramètres qui évoluent eux-mêmes en fonction de la température. Notons que le couple de démarrage, le couple maximal, le facteur de puissance et le rendement peuvent se dégrader avec la montée de la température. Pour déterminer ces paramètres, des algorithmes complexes d’optimisations sont nécessaires pour démontrer quelles sont les meilleures solutions du design. De plus, en fonction de la taille de la machine, les résultats d’optimisation changent. L’optimisation des paramètres pourra être menée dans de futures études, notre objectif étant de pré-dimensionner une MAS HT° pour évaluer le potentiel réel d’une montée en température. La première partie de ce chapitre donne le design géométrique du moteur et la composition des éléments qui le constituent. La seconde partie sera axée sur le modèle thermique qui sera utilisé pour prédire les températures des parties du moteur. La méthode et la stratégie de dimensionnement introduiront le calcul électromagnétique qui sera conclu avec les paramètres de fonctionnement du moteur. III.1 Description des éléments du moteur III.1.1 Conception du bobinage La conception d’une machine pour le fonctionnement à HT° ne peut s’appuyer sur la méthode classique de bobinage des machines en basse température. L’utilisation d’un fil isolé avec des céramiques pour le bobinage impose des conditions particulières. Les conditions qui actuellement limitent l’utilisation pratique de l’isolation inorganique sont la tension nominale à laquelle il peut fonctionner, les déformations thermomécaniques à HT° et le rayon minimal de courbure. Pour une machine traditionnelle connectée au réseau, la tension d’alimentation est de 230/400 V. Une telle tension entre spires ne peut pas être utilisée pour le bobinage isolé céramique ; le chapitre II de ce mémoire a montré que la tension admissible est plus faible. De plus, dans la zone de pliage des bobines, l’isolation du conducteur subit toujours des contraintes sévères qui conduisent à une réduction supplémentaire de la tenue en tension. a) Réalisation de la bobine L’élément le plus sensible à la température est le bobinage statorique. Nous avons vu que l’utilisation d’un autre type d’isolant pour supporter la montée en température impacte sur l’architecture de la machine, les conducteurs et le circuit magnétique. Ainsi, la bobine statorique possède une géométrie prédéfinie, elle est mise en forme sur un gabarit et est isolée avec de la céramique injectée dans un moule. 113 Chapitre III Contribution au dimensionnement d'une machine asynchrone HT° Nous avons également vu au chapitre précédent que le rayon de courbure du fil devient problématique avec une isolation inorganique. Cela interdit, pour les machines de faible puissance (>1kW), le bobinage sur dent (Figure III-1,a) qui permettrait pourtant de réduire la longueur des têtes de bobines et, donc, la résistance par phase. Nous avons donc opté pour des bobines dont la forme est un peu particulière comme la montre la Figure III-1,b. La suite du manuscrit expliquera pourquoi cette dissymétrie des têtes de bobines est nécessaire. a) b) Figure III-1 Géométrie d’une bobine du stator Les bobines du MASHT° doivent être fabriquées dans une matrice présentée à la Figure III-2, pour donner une forme géométrique et tenir compte du rayon de courbure « minimal » des têtes des bobines et du rayon de courbure « maximal » à la sortie de l’encoche. Le rayon de courbure minimal pour le fil isolé céramique augmente la taille globale du bobinage, car les bobines ne peuvent pas être repliées classiquement. Le bobinage est fait manuellement avec une application de ciment liquide. Les bobines sont enroulées sur un gabarit avec des dimensions identiques à la longueur réelle de la bobine. L’enroulage est fait à la main, sans appliquer de forces de traction excessives. Les têtes des bobines, au lieu d’être toutes deux repliées vers l’extérieur, adoptent des repliements différents (Figure III-2). 114 III.1 Description des éléments du moteur Rayon de courbure minimal Rayon de courbure maximal Figure III-2 Vue d’ensemble du gabarit utilisé pour former les bobines Le moule contenant la bobine et le ciment liquide sont ensuite mis en vibration et sous vide. Le séchage de la céramique liquide se fait à température ambiante ou à des températures optimales ne dépassant pas 100°C. La bobine est alors suffisamment rigide pour être manipulée sans risque de dégradation. Elle peut donc être séparée du moule dont plusieurs parties sont détachables (Figure III-2). Le modèle du bobinage de chaque phase est constitué de quatre bobines connectées en série. Pour réduire la longueur des têtes des bobines ainsi que le nombre de bobines de formes différentes à réaliser l’ordre de bobinage de la Figure III-3 est choisi. Dans ce cas, un unique moule pour fabriquer les bobines est nécessaire. 1 5 3 U z 7 V 9 11 13 W 15 17 19 21 23 x y Figure III-3 Schéma de bobinage à pôle consécutif avec une seule couche Si un bobinage avec un plus grand nombre d’encoches par pôle et par phase est nécessaire, les dimensions des têtes des bobines risquent d’augmenter considérablement. L’assemblage final des bobines dans le moteur est présenté à la Figure III-4. 115 Chapitre III Contribution au dimensionnement d'une machine asynchrone HT° Phase 1 Phase 2 Phase 3 Figure III-4 Assemblage des bobines du moteur b) Isolation entre phases et isolation de fond d’encoche La caractérisation faite au chapitre II nous conduit à utiliser des feuilles en mica-fibre de verre, d’épaisseur de 0.25mm, qui sont collées sur les parois de la structure magnétique avec du ciment liquide Cotronics 903HP. L’encoche est totalement fermée ; les problèmes de décollage possible à HT° ou des déplacements des bobines sont ainsi contournés. Pour renforcer l’isolation spire-masse et entre phases, les têtes des bobines comportent une isolation additionnelle faite avec un ruban de mica d’épaisseur 0.09mm. c) Ciment d’imprégnation Pour un moteur avec un bobinage en vrac on utilise l’isolation d’imprégnation à base de céramique pour renforcer l’isolation entre spires et améliorer les propriétés mécaniques. Il y a plusieurs adhésifs céramiques qui peuvent être utilisés à 400°C et plus, mais leurs propriétés mécaniques ne sont pas aussi bonnes que celles des matériaux typiques [1-3]. L’étape d’imprégnation permet d’isoler et de rigidifier le bobinage. Certains revêtements en poudre identifiés dans le chapitre précédent pourront être utilisés, comme le Cotronics 908 et le Cotronics 903HP. III.1.2 Design du circuit magnétique Les tôles du circuit magnétique du stator et du rotor sont découpées au laser pour former les encoches rotoriques et statoriques. Le chapitre II a montré que, parmi les matériaux FeSi, les tôles GO sont les mieux adaptées, car elles comportent une isolation inorganique qui apparait durant le processus de laminage de la tôle. 116 III.1 Description des éléments du moteur a) Structure du circuit magnétique statorique Après l’imprégnation dans la céramique, les bobines sont totalement rigides si bien que la perte de malléabilité de la bobine rend son insertion dans un circuit magnétique traditionnel impossible. C’est donc un circuit magnétique statorique particulier qui équipe la machine. En effet, il est constitué de tôles magnétiques, mais ces dernières ne forment pas une seule pièce. Le circuit magnétique statorique (Figure III-5) est ainsi constitué : • d’une couronne comportant les dents qui sont solidarisées côté entrefer. La partie reliant les dents est très fine et on peut supposer en première approximation qu’elle saturera et que son rôle sera minime. • d’une culasse qui n’est pas totalement lisse. Un encochage est préparé pour recevoir les dents afin d’éviter tout mouvement entre culasse et denture. Figure III-5 Géométrie du circuit magnétique du stator Les dents du stator qui sont fermées du côté entrefer joueront un rôle important pour empêcher et protéger l’entrefer des matériaux d’imprégnation. Les ciments d’imprégnation pour l’encoche sont des matériaux qui peuvent souffrir des détériorations mécaniques. En effet, le fil est soumis aux vibrations dues aux forces de Lenz. Le fil subit aussi les déformations du stator engendrées par les forces de Maxwell entre le stator et le rotor. Enfin, les dilatations thermiques conduiront à de possibles détachements du ciment qui entoure les fils. Concernant l’acier magnétique utilisé, les tôles sont à grains orientés (GO) et elles présentent une épaisseur de 0,35 mm. Elles sont assemblées avec la technique de décalage décrite au chapitre II avec β= 90° . b) Réalisation du rotor Le rotor est équipé des mêmes tôles GO 0.35mm. Elles sont également décalées d’un angle β=90°. Le problème de l’isolation des conducteurs ne se pose plus puisque nous avons opté pour un rotor à 117 Chapitre III Contribution au dimensionnement d'une machine asynchrone HT° cage, un choix évident à HT°. La cage est faite en aluminium, matériau qui peut encore être utilisé à la température de fonctionnement visée. Nous avons choisi l’aluminium plutôt que le cuivre car le cuivre nécessite une barrière d’oxydation avec des matériaux résistants à HT°. Par contre, l’aluminium peut être employé sans aucun traitement spécifique. c) Assemblage des parties du stator et rotor Les bobines sont glissées axialement dans les encoches (Figure III-6) de la partie intérieure du stator. Afin de pouvoir insérer la culasse, les bobines sont glissées axialement avec les têtes des bobines pliées vers la carcasse. Figure III-6 Géométries des dents du stator et mode d’assemblage des bobines dans les encoches La culasse peut ainsi être glissée du côté où les têtes des bobines sont repliées vers le rotor. Ensuite, le rotor se verra obligatoirement inséré par le côté où les têtes de bobines sont pliées vers la carcasse (Figure III-7). 118 III.1 Description des éléments du moteur Figure III-7 Aperçu sur l’assemblage du stator III.1.3 Éléments passifs a) Roulements Les roulements compatibles avec les températures de l’ordre de 400°C comportent de l’acier à haute teneur en chrome et carbone avec un traitement de phosphate de manganèse et des traitements céramiques en surface sur toutes les pièces. b) Carcasse du moteur Pour le premier prototype de laboratoire, la carcasse du moteur pourra être lisse à l’extérieur, sans ailettes de refroidissement. Fabriqué en acier inoxydable, la carcasse est formée de trois parties principales : la partie enveloppant le stator, le flasque avant et le flasque arrière. À cause des têtes des bobines qui sont spéciales, la carcasse n’a pas le même diamètre sur toute sa longueur : du côté où les bobines sont pliées vers la carcasse, le diamètre extérieur est plus grand que le reste de la carcasse (Figure III-8). Comme pour les autres parties du moteur, la carcasse est insérée par le côté où le bobinage est plié vers le rotor. 119 Chapitre III Contribution au dimensionnement d'une machine asynchrone HT° Figure III-8 Assemblage des parties du moteur III.2 Modèle thermique III.2.1 Modèle thermique pour la MASHT° Dans les machines à basse-température, le facteur qui limite le fonctionnement en surcharge est la température admissible pour l’isolation électrique du moteur. Pour prédire la température de chaque partie du moteur, un modèle thermique doit être développé. La modélisation thermique des machines électriques est une discipline complexe qui nécessite beaucoup d’expérience et de connaissances. La méthode la plus utilisée pour les machines électriques est la méthode des réseaux de résistances thermiques [4-10]. Elle permet de prendre en compte les effets principaux en fonction du type de transfert de chaleur pour chaque partie de la machine. La détermination de la capacité de charge d’une machine conventionnelle peut être réalisée avec un simple modèle thermique. Cependant, un modèle thermique plus évolué doit être mis en œuvre afin de prendre en compte les modifications impliquées par le design d’une machine HT° tout en l’associant à la procédure d’optimisation. La méthode des éléments finis [7, 11-14] est utilisée plutôt pour les grandes machines où la caractéristique d’asymétrie thermique est commune. Par contre, pour les machines de petite et moyenne tailles, la méthode nodale est plus convenable à cause du faible gradient de température entre les différentes parties de la machine [15]. Les parties considérées dans le calcul thermique sont présentées à la Figure III-9. 120 III.2 Modèle thermique Arbre Figure III-9. Demi-section d’un moteur prenant les éléments pris en compte dans le modèle thermique La chaleur est engendrée principalement par les enroulements du stator (1), (2) et les conducteurs du rotor (5). Une partie moins importante est engendrée par les pertes fer dans les circuits magnétiques statorique (3) et rotorique (4), ainsi que celles par frottement des pièces mobiles (12). L’évacuation de la chaleur est effectuée par trois types de transfert présentés à la Figure III-10: • Par conduction, radialement dans la structure de la machine via l’isolation du conducteur, l’isolation de fond d’encoche et par le circuit magnétique et la carcasse (6). De plus, les essais expérimentaux [16] sur des machines asynchrones à 4 pôles montrent qu’on peut considérer principalement l’échange thermique dans l’entrefer par conduction entre l’air et les dents du stator. Le deuxième chemin considère le rotor, l’arbre du moteur (10), les roulements (12) et les flasques (7) de la carcasse. • Par convection forcée, sur la surface externe de la carcasse du moteur et le flasque arrière avec le ventilateur intégré (9). • Par rayonnement, à l’intérieur du moteur entre les têtes de bobines du stator et les anneaux de court-circuit du rotor avec la carcasse interne du moteur. De plus, pour diminuer la complexité du calcul dans l’entrefer, on ne considère que le transfert thermique par rayonnement combiné à la conduction. À HT°, la surface externe totale de la carcasse est considérée pour le calcul du rayonnement, en sachant que la différence de la température entre la partie chaude et celle de refroidissement a une valeur importante. 121 &KDSLWUH,,,&RQWULEXWLRQDXGLPHQVLRQQHPHQWG XQHPDFKLQHDV\QFKURQH+7 5 &I & &Q 5 5 &I 5 & & )LJXUH,,,0RGHVGHUHIURLGLVVHPHQWFRQVLGpUpVSRXUFKDTXHSDUWLHGHODPDFKLQH&FRQGXFWLRQ&I FRQYHFWLRQIRUFpH&QFRQYHFWLRQQDWXUHOOH5UD\RQQHPHQW 3RXU QRWUH FDOFXO WKHUPLTXH GpWHUPLQLVWH QRXV DYRQV EHVRLQ G¶XQH JpRPpWULH IL[H 'H SOXV SRXU FDOFXOHU OD JpRPpWULH IL[H QRXV DYRQV EHVRLQ GH FRQQDvWUH O¶pTXLOLEUH WKHUPLTXH GH OD PDFKLQH ,O HVW GRQF LPSpUDWLI G¶XWLOLVHU XQ SURFHVVXV LWpUDWLI SHUPHWWDQW G¶REWHQLU XQ FRPSURPLV HQWUH O¶pTXLOLEUH WKHUPLTXHGHODPDFKLQHHWVDJpRPpWULH(QSDUWDQWGXFRXUDQWHWGRQFGHVSHUWHVXQHJpRPpWULHVHUD JpQpUpH(QDXJPHQWDQWSURJUHVVLYHPHQWOHFRXUDQWODWHPSpUDWXUHPD[LPDOHVHUDODFRQGLWLRQOLPLWHGH ODWHPSpUDWXUHDGPLVVLEOHGXERELQDJHGH&/HVFKpPDV\QRSWLTXHGXPRGqOHWKHUPLTXHHVWGRQQp jOD)LJXUH,,, /H PRGqOH OH SOXV VLPSOH SRXU GpWHUPLQHU OD WHPSpUDWXUH GX FRQGXFWHXU 7F G¶XQ PRWHXU SHXW rWUH GRQQpHSDU 7F 7DPE 5JO 3W /D UpVLVWDQFH WKHUPLTXH JOREDOH ,,, 5JO UHSUpVHQWH OD UpVLVWDQFH HQWUH OH FRQGXFWHXU HW O¶DLU DPELDQW H[WpULHXU 7DPE 3W UHSUpVHQWH OHV SHUWHV WRWDOHV GDQV OH PRWHXU &HSHQGDQW SRXU FRQQDLWUH OHV WHPSpUDWXUHVSRXUOHVSDUWLHVVRXKDLWpHVXQPRGqOHWKHUPLTXHSOXVGpWDLOOpHVWQpFHVVDLUH ,,,0RGqOHWKHUPLTXH 9DULDEOHGX FLUFXLW,J *pRPHWULH 6RXUFHV GH FKDOHXUV 3URSULpWpVGHV PDWpULDX[ 5pVLVWDQFHV WKHUPLTXHV &DSDFLWDQFHV WKHUPLTXHV 0RGqOHQRGDO 6\VWqPHG¶pTXDWLRQHQUpJLPH WUDQVLWRLUHRXSHUPDQHQW 1RQ 7HPSpUDWXUHGX FRQGXFWHXUș & eFDUWGHWHPSpUDWXUH 2XL 6WRS )LJXUH,,,6FKpPDV\QRSWLTXHGXPRGqOHWKHUPLTXH 3RXU pODERUHU OH VFKpPD WKHUPLTXH DYHF XQ QRPEUH UpGXLW G¶pOpPHQWV OHV K\SRWKqVHV VXLYDQWHV SHXYHQWrWUHSRVpHV x /D WHPSpUDWXUH GH OD FDUFDVVH H[WHUQH HVW FRQVLGpUpH LGHQWLTXH VXU WRXWH OD VXUIDFH DYHF XQH YHQWLODWLRQIRUFpH x /HVVRXUFHVGHFKDOHXUjO¶LQWpULHXUGXPRWHXUVRQWXQLIRUPpPHQWGLVWULEXpHV x /HIOX[GHFKDOHXUVHSURSDJHSULQFLSDOHPHQWVXLYDQWODGLUHFWLRQUDGLDOHGDQVOHVWDWRU x /HIOX[GHFKDOHXUGDQVOHURWRUVHSURSDJHSULQFLSDOHPHQWVXLYDQWODGLUHFWLRQD[LDOHjWUDYHUV O¶DUEUHGXPRWHXUMXVTX¶DX[IODVTXHVH[WpULHXUV x ¬O¶LQWpULHXUGXPRWHXUSRXUOHVWrWHVGHVERELQHVVWDWRULTXHVHWURWRULTXHVVHXOOHWUDQVIHUWGH FKDOHXUUDGLDWLIHVWFRQVLGpUp /HPRGqOHWKHUPLTXHVLPSOLILpGXPRWHXULQFOXDQWWRXWHVOHVSDUWLHVGXPRWHXUHVWGRQQpjOD)LJXUH ,,, &KDSLWUH,,,&RQWULEXWLRQDXGLPHQVLRQQHPHQWG XQHPDFKLQHDV\QFKURQH+7 5 U FH B D $PELDQWH 5FHFI B D 5FFF B II 5FFF B ID F 5FP B FF 5 UII B D 3))HV 5 FQII B D 6WDWRU 5 IDIF B D 5LIHF B FP F 5WEU B FF 5 F U 5FFB LIH 5F B WE 5WE B FF F B WE 3-V 3-U 5DQU B FF 5EUF B DQ 5EUF B FP 5RWRU 3))HU 5HIU 5EUF B DQ 5DQU B FF F F 5FP B DU 5DU B FF 5DUF B FF 3PU )LJXUH,,,0RGqOHQRGDOUHSUpVHQWpSDUOHVVRXUFHVGHFKDOHXUHWOHVUpVLVWDQFHVWKHUPLTXHVGDQVXQPRWHXU DV\QFKURQHIRQFWLRQQDQWj+7 /HPRGqOHWKHUPLTXHQRGDOSUpVHQWpjOD)LJXUH,,,UHSUpVHQWHXQFRPSURPLVHQWUHODVLPSOLFLWp GX PRGqOH HW OD SUpFLVLRQ UHTXLVH GHV UpVXOWDWV 8QH GHVFULSWLRQ GH FKDTXH SDUDPqWUH GX PRGqOH HVW SUpVHQWpH GDQV OH 7DEOHDX ,,, 3RXU OHV UpVLVWDQFHV WKHUPLTXHV QRXV QRWRQV OHV WUDQVIHUWV WKHUPLTXHV DYHF OHV H[SRVDQWV FOD FRQGXFWLRQ UOH UD\RQQHPHQW FQOD FRQYHFWLRQ QDWXUHOOH HW FIOD FRQYHFWLRQIRUFpH III.2 Modèle thermique Tableau III-1 Description des éléments du modèle nodal du moteur présenté à la Figure III-12 Paramètre Description U.M. PJs PJr s PFe r PFe Pmr Pertes Joule dans les conducteurs du stator W Pertes Joule dans les barres du rotor W Pertes fer dans le circuit magnétique du stator W Pertes fer dans le circuit magnétique du rotor W Pertes mécaniques dans les roulements W r r Ran 1_ cc , Ran 2 _ cc Résistance thermique par rayonnement entre l’anneau de court-circuit et la carcasse °CW −1 Rarc 1_ cc , Rarc 2 _ cc Résistance thermique par conduction entre l’arbre du rotor et la carcasse °CW −1 Rbrc _ an1 , Rbrc _ an 2 Résistance thermique par conduction entre les barres du rotor et l’anneau de court-circuit °CW −1 Rbrc _ cm Résistance thermique par conduction entre les barres du rotor et le circuit magnétique rotorique °CW −1 Rcc _ ife Résistance thermique par conduction entre les conducteurs du stator et l’isolation de fond d’encoche °CW −1 Rcc _ tb1 , Rcc _ tb 2 Résistance thermique par conduction entre les conducteurs et les têtes des bobines du stator °CW −1 Rcer _ a Résistance thermique par rayonnement entre la carcasse et l’air ambiant °CW −1 Rcecf _ a Résistance thermique par convection forcée entre carcasse et l’air ambiant °CW −1 c Rcm _ ar Résistance thermique par conduction entre le circuit magnétique rotorique et l’arbre du rotor °CW −1 c Rcm _ cc Résistance thermique par conduction entre le circuit magnétique statorique et la carcasse °CW −1 c Rcc _ ff Résistance thermique par conduction entre la carcasse et le flasque frontal °CW −1 c Rcc _ fa Résistance thermique par conduction entre la carcasse et le flasque arrière °CW −1 Refr Résistance thermique par rayonnement dans la zone d’entrefer °CW −1 R cffa _ a Résistance thermique par convection forcée entre le flasque arrière et l’air ambiant °CW −1 R cn ff _ a Résistance thermique par convection naturelle entre le flasque frontal et l’air ambiant °CW −1 R rff _ a Résistance thermique par rayonnement entre le flasque frontal et l’air ambiant °CW −1 c Rife _ cm Résistance thermique par conduction entre l’isolation de fond d’encoche et le circuit magnétique statorique °CW −1 Rtbr 1_ cc , Rtbr 2 _ cc Résistance thermique par rayonnement entre les têtes des bobines et la carcasse °CW −1 1-partie frontale 2-partie ventilateur 125 Chapitre III Contribution au dimensionnement d'une machine asynchrone HT° Le modèle nodal présenté à la Figure III-12 peut être représenté en régime transitoire sous la forme donnée à la Figure III-13. Pourtant, ce modèle est utilisé aussi pour le régime permanent, où les capacitances thermiques peuvent être négligées. Les parties de la machine sont dissociées en éléments basiques [17]. À chaque élément du modèle correspond, en régime transitoire et à chaque nœud, une capacitance thermique C et une source de chaleur P . Les nœuds sont liés avec les résistances thermiques R . Pour les moteurs de petite taille, généralement, la température ambiante est prise comme référence thermique. C10 R10a Ambiante P10 R1012 R410 R1011 C11 P11 R211 P2 R12 P7 R57 C5 R13 P5 R56 C9 R911 C6 P3 R312 C12 P6 R612 P12 P8 R89 C8 R12a P1 R58 R711 C7 C3 R84 C1 C2 P4 R14 R11a C4 P9 R912 Figure III-13 Schéma thermique nodal en régime transitoire ou permanent en négligeant les capacités thermique Les résistances thermiques de la Figure III-13 sont définies par les expressions (III.2). Le modèle est constitué de 12 nœuds connectés avec 17 résistances. 126 III.2 Modèle thermique R84 = Refr R12 = Rcc _ tb1 R13 = c R89 = Rcm _ ar Rcc _ tb 2 c R911 = Rar 1_ cc c = R14 Rcc _ ife + Rife _ cm R211 = c R912 = Rar 2 _ cc Rtbr 1_ cc c R1011 = Rcc _ ff R312 = Rtbr 2 _ cc c R1012 = Rcc _ fa c R410 = Rcm _ cc R56 = R10 a = c Rbr _ an 2 1 r Rce _a c R57 = Rbr _ an1 R11a = c R58 = Rbr _ cm 1 r Ran 2 _ cc R cn ff _ a r R711 = Ran 1_ cc R12 a = R cffa _ a R612 = 1 + 1 + 1 cf Rce _a 1 R rff _ a (III.2) Dans l’expression (III.2) les résistances thermiques entre la surface externe du moteur et l’air ambiant sont données pour chaque zone de refroidissement par une résistance équivalente qui inclut les types de refroidissement considérés (forcé et rayonnement, convection naturelle et rayonnement, conduction). III.2.2 Analyse mathématique du modèle thermique Pour une machine électrique définie par un volume délimité par une surface S, la température dépend des variables de l’espace et du temps t. Le bilan d’énergie dans ce volume, en comptant le transfert de chaleur créée pour le régime transitoire, peut être écrit : ∂T ρc div(λ gradT ) + P = ∂t Avec (III.3) c ( J kg −1K −1 ) la capacité thermique massique, ρ (kg m −3 ) la masse volumique. Le produit ρ c ( J m −3 K −1 ) est la capacité thermique volumique, ( ∂T est la variation de la température par unité ∂t ) de temps, λ est la conductivité thermique, P W m −3 sont les pertes volumiques dans la machine. Les équations pour chaque nœud du modèle thermique en régime transitoire deviennent : 127 Chapitre III Contribution au dimensionnement d'une machine asynchrone HT° dθ 1 1 1 P1 = C1 1 + (θ1 - θ 4 ) + (θ1 - θ 2 ) + (θ1 - θ3 ) R12 R13 dt R14 dθ 1 1 P2 = C2 2 + (θ 2 - θ11 ) + (θ 2 - θ1 ) dt R211 R12 dθ 1 1 P3 = C3 3 + (θ3 - θ1 ) + (θ3 - θ12 ) R13 R312 dt dθ 1 1 1 P4 = C4 4 + (θ 4 - θ10 ) (θ 4 - θ1 ) + (θ 4 - θ8 ) + dt R14 R84 R410 dθ 1 1 1 P5 = C5 5 + (θ5 - θ6 ) + (θ5 - θ7 ) + (θ5 - θ8 ) dt R56 R57 R58 P6 C6 = dθ 6 1 1 + (θ6 - θ5 ) + (θ6 - θ12 ) dt R56 R612 dθ 1 1 P7 = C7 7 + (θ7 - θ5 ) + (θ7 - θ11 ) dt R57 R711 dθ 1 1 1 P8 = C8 8 + (θ8 - θ 4 ) + (θ8 - θ5 ) + (θ8 - θ9 ) dt R84 R58 R89 dθ 1 1 1 P9 = C9 9 + (θ9 - θ11 ) + (θ9 - θ12 ) + (θ9 - θ8 ) dt R911 R912 R89 dθ 1 1 1 1 P10 = C10 10 + (θ10 - θ 4 ) + (θ10 - θ11 ) + (θ10 - θ12 ) + (θ10 - θ a ) dt R410 R1011 R1012 R10 a dθ 1 1 1 1 1 P11 = C11 11 + (θ11 - θ a ) + (θ11 - θ7 ) + (θ11 - θ9 ) + (θ11 - θ10 ) (θ11 - θ 2 ) + dt R11a R211 R711 R911 R1011 (III.4) dθ 1 1 1 1 1 P12 = C12 12 + (θ12 - θ a ) + (θ12 - θ3 ) + (θ12 - θ6 ) + (θ12 - θ9 ) + (θ12 - θ10 ) dt R12 a R312 R612 R912 R1012 Les termes θ sont les températures de chaque partie du moteur. Avec les équations (III.4), la détermination des températures est représentée sous forme matricielle : θ1' C1 0 ' 0 C 2 θ2 ' 0 0 θ3 ' 0 0 θ4 0 0 θ ' 5' 0 0 θ 6 = 0 0 θ7' ' 0 0 θ8 0 0 θ9' θ ' 0 0 10 ' θ11 0 0 θ ' 0 0 12 128 0 0 0 0 C3 0 0 C4 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 C5 0 0 0 0 0 0 0 Ctot 0 0 0 0 0 C6 0 0 0 0 0 0 Ptot 0 0 0 0 0 0 C7 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 C8 0 0 C9 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 C10 0 0 −1 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 ⋅ 0 0 0 0 0 0 0 0 C11 0 0 C12 P1 P 2 P3 P4 P5 P6 P 7 P8 P9 G θ 10 a a G11aθ a G θ 12 a a III.2 Modèle thermique G tot G11 −G 12 −G13 −G14 0 −1 0 −Ct ⋅ 0 0 0 0 0 0 −G12 −G13 G22 0 0 G33 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 −G211 0 −G312 −G14 0 0 G44 0 0 0 −G84 0 −G410 0 0 0 0 0 0 G55 −G56 −G57 −G58 0 0 0 0 0 0 0 0 −G56 G66 0 0 0 0 0 −G612 θtot 0 0 0 0 0 0 0 −G84 −G57 −G58 0 0 G77 0 G88 0 −G89 0 0 0 0 −G711 0 0 0 0 0 0 0 0 0 −G89 G99 0 −G911 −G912 0 0 0 −G410 0 0 0 0 0 G1010 −G1011 −G1012 0 0 θ1 −G211 0 θ 2 0 −G312 θ3 0 0 θ4 0 θ5 0 −G612 θ 6 0 ⋅ −G711 0 θ 7 0 0 θ8 −G911 −G912 θ9 −G1011 −G1012 θ10 G1111 0 θ11 0 G1212 θ12 (III.5) Dans l’expression (III.5), les admittances équivalentes de Gtot sont décrites par : G11 = G12 + G13 + G14 G= G57 + G711 77 G= G12 + G211 22 G88 = G58 + G84 + G89 G= G13 + G312 33 G99 =G89 + G911 + G912 G44 =G14 + G410 + G84 G1010 =G410 + G1011 + G1012 + G10 a G55 = G56 + G57 + G58 G1111 = G211 + G711 + G911 + G1011 + G11a G= G56 + G612 66 G1212 = G312 + G612 + G912 + G1012 + G12a (III.6) Dans le cas du régime permanent, la température θtot pour le modèle thermique proposé est donnée par : [θtot ] = [Gtot ]−1 [ Ptot ] (III.7) III.2.3 Calcul des éléments du modèle thermique III.2.3.1 Sources de chaleur du moteur a) Pertes Joule Les enroulements statoriques et rotoriques sont les sources principales de chaleur par pertes Joule. L’expression pour déterminer les valeurs est donnée par : ( ) PJx = R x I x où Rx est la résistance d’une phase statorique (si 2 (III.8) x=s ) ou rotorique (si x=r ) et I x le courant qui traverse cette phase. 129 Chapitre III Contribution au dimensionnement d'une machine asynchrone HT° b) Pertes fer Les pertes spécifiques du circuit magnétique ont été déterminées expérimentalement dans le Chapitre II en fonction de la température. c) Pertes mécaniques Le calcul des pertes mécaniques est délicat à cause de l’utilisation des roulements céramiques utilisant des lubrifiants solides et de l’influence de la température. Généralement, en basse température, les pertes mécaniques sont estimées sur la base de l’expérience des moteurs industriels en utilisant des coefficients empiriques de 3 à 5% de la puissance utile. La formule tient compte de la vitesse de rotation, de la puissance du moteur et des dimensions géométriques [18]. En première approximation, les pertes mécaniques peuvent être estimées « grossièrement » par rapport à un moteur de même puissance fonctionnant à froid. III.2.3.2 Résistances thermiques par conduction Pour déterminer le transfert de la chaleur par conduction, on pose l’hypothèse d’une transmission uniquement radiale. On note que la conductibilité thermique radiale du circuit magnétique λ sl sera comprise en général entre 40 et 100 fois sa conductibilité thermique longitudinale [19]. La conductibilité thermique longitudinale du stator est influencée par l’isolation inorganique des tôles, mais aussi par la pression de serrage et par le coefficient d’utilisation du paquet de tôles [19]. En admettant que la conductibilité radiale du paquet des tôles est grande, il est possible de considérer que la différence de la température entre la surface intérieure du paquet de tôle et la surface extérieure est faible. Les coefficients de conductibilité thermique pour le transfert par conduction peuvent être donnés par [16] : −0.024T + 42 λtôl = −0.058T + 400 λc = −0.0000795T + 0.00246 λair = (III.9) Il faut cependant prendre en compte les transferts thermiques par conduction au niveau du bobinage du stator et rotor et de l’arbre pour obtenir des résultats cohérents. Donc, pour le transfert radial, on considère un stator de longueur Lsi , divisé en cylindres équivalents de rayon r1 à r9 qui représentent les différentes parties du moteur. Un modèle simplifié est présenté à la Figure III-14. L’estimation de la température et du transfert thermique est effectuée sur la base des modèles présentés dans la bibliographie [9-10, 20]. 130 III.2 Modèle thermique Figure III-14 Modèle cylindrique simplifié pour la longueur conduction Lsi du stator dans le cas de transfert par Le calcul du transfert thermique par conduction suivant la direction radiale pour chaque composant du stator est présenté avec l’expression : ϕc = 2πλ Lsi (T1 − T2 ) r ln 2 r1 (III.10) où λ est donnée dans les travaux [21-22]. Avec l’expression (III.10), la résistance thermique par conduction pour les composants cylindriques devient [8]: Rthc = r 1 ln 2 s 2π λ (T ) Li r1 (III.11) a) Résistance thermique via l’arbre du moteur Suivant la direction axiale, la résistance thermique par conduction pour une surface S est calculée avec : Rthc ,a = e λ (T ) S (III.12) où e est la longueur du chemin. Avec les expressions (III.11) et (III.12) il est désormais possible de calculer les résistances du modèle thermique nodal. La résistance thermique à travers l’arbre vers la carcasse peut être calculée avec [16] : 131 Chapitre III Contribution au dimensionnement d'une machine asynchrone HT° c Rar _ cc r3 1 0.5 Lsi = ln + 2πλtôl Lsi r2 4 λacier π r2 2 1 ( s 1 0.5 Lar − Li + 2 2 λacier π r1 ) (III.13) Dans cette expression, la première partie représente la résistance thermique dans la culasse du rotor c Rcm _ ar en suivant la direction radiale, la deuxième partie est la résistance thermique dans l’arbre sur la longueur du circuit magnétique Lsi , et la troisième partie est la résistance thermique dans l’arbre à l’extérieur de la partie du circuit magnétique sur la longueur Lar et le rayon r2 . b) Résistance thermique suivant la direction axiale dans les barres rotoriques La résistance thermique suivant la direction axiale dans le bobinage du stator et du rotor est relativement faible à cause de la grande conductivité thermique du métal conducteur par rapport à l’isolation dans la direction radiale. Souvent, on considère que la température des conducteurs dans les encoches et la température des têtes des bobines sont approximativement les mêmes. ( 1 0.5 Lbob _ r − ban c = Rbr _ an 2 λ Al π r4 2 ) (III.14) où λ Al est la conductivité thermique de l’Aluminium, Lbob _ r la longueur de bobinage rotorique et ban la largeur de l’anneau de court-circuit. c) Résistance thermique dans l’entrefer Grâce au modèle simplifié du moteur, on détermine la résistance thermique dans l’entrefer par conduction. Refc = 1 2π λair Lsi r ln 5 r4 (III.15) où r0 correspond au rayon extérieur du rotor. d) Résistance thermique des dents statoriques La résistance thermique des dents du stator est calculée avec la relation : Rdc _ st = 1 2π λtôl Lsi kv r ln 6 r5 (III.16) où λtôl est la conductivité thermique des tôles et kv est le coefficient de la surface des dents du stator par rapport à la surface totale de l’alésage. e) Transfert de chaleur par conduction, conducteur-isolant de fond d’encoche Un modèle simplifié du bobinage est donné à la Figure III-15. L’isolation des conducteurs et l’isolation d’imprégnation, jusqu’à l’isolation de fond d’encoche, peuvent être simplifiées par une 132 III.2 Modèle thermique épaisseur équivalente. Ainsi, la surface du conducteur par encoche est remplacée par une valeur équivalente [23-25]. Figure III-15 Structure d’encoche équivalente du stator La différence de température entre les dents du stator et l’intérieur de la culasse du stator est supposée négligeable. Dans ce cas, si on considère le bobinage du moteur sous la forme d’un cylindre équivalent de rayons intérieur r5 et extérieur r6 , la résistance thermique du bobinage devient : • Radialement r 1 c Rcc _ ife + Rife ln 7 _ cm = s 2π λis _ eq Li r6 avec λ= is _ eq (III.17) α λ (δ1 + δ 2 ) (III.18) où α λ est la conduction thermique résultante et δ1 , δ 2 les épaisseurs d’isolation. La conduction thermique résultante est calculée avec l’expression suivante : λ1 λ2 δ1 δ 2 αλ = λ1 λ2 + δ1 δ 2 La conductibilité thermique λceramiques (III.19) ( des céramiques utilisées est de 7 , W m −1 °C −1 ( ) et, pour ) l’isolation en mica-fibre de verre, = λmica 0.3 , Wm −1 °C −1 . • Axialement Rcc _ tb ( s 1 0.5 Lb − Li = 2 λc π r6 2 ) (III.20) où Lb est la longueur de la bobine du stator et λc la conductibilité thermique du conducteur. 133 Chapitre III Contribution au dimensionnement d'une machine asynchrone HT° f) Résistance thermique via la culasse du circuit magnétique et la carcasse du moteur La plus grande quantité de chaleur transmise du bobinage à la carcasse se fait via le circuit λcm = magnétique du stator. La conductivité thermique du circuit magnétique est = λcc celle de la carcasse 50 W m−1 °C −1 . Les résistances thermiques sont données par : c Rife _ cm = c Rcm _a III.2.3.3 42 W m −1 °C −1 et 1 2π λcm Lsi r ln 8 r7 r9 = ln 2π λcc Lsi r8 1 (III.21) Résistances thermiques par convection Le transfert de la chaleur du moteur vers l’extérieur s’effectue suivant plusieurs voies. En effet, chaque chemin est composé de plusieurs résistances thermiques connectées en série ou parallèle. Les résistances thermiques du schéma peuvent influencer indépendamment le réseau nodal. De plus, certaines d’entre elles peuvent être négligées si leurs valeurs trop élevées en fonction de leur position série ou parallèle dans le schéma [16]. Les surfaces des parties internes du moteur sont les plus difficiles à prendre en compte pour prédire l’échange thermique. Cela l’explique par la grande complexité de l’écoulement d’air. Cependant, pour notre étude, il est possible de négliger le refroidissement axial à l’intérieur du moteur. En effet, le transfert thermique par rayonnement sera le principal type de transfert thermique à l’intérieur du moteur. a) Convection forcée sur la carcasse externe et le flasque arrière Pour le calcul du transfert vers l’extérieur, on pose les hypothèses suivantes : • Le coefficient de convection forcée de l’expression (III.23) devient le coefficient principal de transfert de chaleur entre la carcasse et l’environnement extérieur. • La convection naturelle est négligeable sur la surface ventilée. • La surface du flasque frontal est prise en compte pour le refroidissement par convection naturelle. Le calcul exact du transfert de chaleur par convection forcée utilisant un flux d’air en mouvement fourni par un ventilateur nécessite la résolution d’équations aux dérivées partielles non linéaires. Pour une machine tournante, ce calcul n’est pas toujours indispensable. Les auteurs utilisent une relation linéaire qui tient compte de la variation de la température entre la carcasse Tcc , de la température ambiante Ta et du coefficient de convection hconv sur la surface ventilée S. = ϕconv hconv S (Tc − Ta ) (III.22) La résistance thermique par convection forcée pour une surface donnée peut être obtenue avec : R cf = 134 1 cf h S (III.23) III.2 Modèle thermique où h cf est le coefficient de transfert de chaleur par convection forcée. La surface de la carcasse pour le moteur considéré ne comporte pas d’ailettes de refroidissement. Dans ce cas, si on compare avec un moteur classique, la surface de refroidissement est significativement réduite. Le calcul du coefficient de convection forcée entre la carcasse extérieure et l’air ambiant après une analyse dimensionnelle [21, 26-29] montre que la chaleur transférée par convection forcée peut être modélisée avec une relation faisant intervenir trois nombres adimensionnels : N u = f ( Re , Pr ) (III.24) définis par : Nu = Re = hD λ , Nombre de Nusselt ρ uD , Nombre de Reynolds µ Pr = cpµ λ , Nombre de Prandtl (III.25) (III.26) (III.27) Où h, D et λ du (III.25) sont respectivement le coefficient de transfert thermique par convection, le diamètre hydraulique et la conductivité thermique de l’air. Les paramètres ρ , u , et µ de (III.26) sont la masse volumique, la vitesse moyenne du fluide et la viscosité dynamique. Dans l’expression (III.27), c p est la chaleur massique du fluide. En fonction de ces relations, le calcul du flux transmis par la convection forcée s’effectuera selon : • l’identification des nombres adimensionnels de Reynolds et de Prandtl. • en fonction de la valeur du nombre de Reynolds et de la configuration géométrique on déduit l’expression permettent d’obtenir le nombre du Nusselt [30] : Nu = C Re n Pr m (III.28) où C , n, m sont respectivement des constantes qui dépendent de la géométrie et du nombre de Prandtl. • on calcule ensuite le coefficient de convection forcée de la surface ventilée : hcf = λ Nu D (III.29) • puis le flux de chaleur transférée par la surface extérieure ventilée : = ϕcon hcf Scc (Tcc − Ta ) (III.30) 135 Chapitre III Contribution au dimensionnement d'une machine asynchrone HT° b) Convection naturelle du flasque avant via l’air ambiant La résistance thermique par convection naturelle est calculée à partir de : R cn = 1 (III.31) cn h S Le calcul du coefficient de convection naturelle en régime laminaire sur une plaque verticale (cas du flasque frontal) est effectué en fonction de corrélations expérimentales. En effet, le calcul du coefficient ( Gr ) , Prandtl ( Pr ) , Rayleigh ( Ra ) dépend de nombres adimensionnels Grashof et Nusselt ( Nu ) [11] • Le nombre de Rayleigh est donné par : Pr = Ra Gr = β g ρ (Tcc − Ta ) l 3 µ2 Pr où β est le coefficient de dilatation volumique du fluide en par β = (III.32) ( °C )−1 . Pour l’air, la valeur est donnée 1 2 , (T est donnée en Kelvin), g est l’accélération de la pesanteur ( 9,81m s ), ρ − T T 2 ( cc a ) est la masse volumique de l’air, µ est la viscosité dynamique d’air, l est une dimension linéaire caractéristique de la surface d’échange. • Le nombre de Prandtl est donné par : Pr = cpµ λair (III.33) où c p est la capacité thermique spécifique d’air à une température donnée. • Le nombre de Nusselt pour la convection naturelle possède la forme suivante : = Nu où C et n hcn l = CRa n λair (III.34) dépendent de la géométrie de la surface et le type écoulement d’air. Pour une plaque verticale, le nombre de Nusselt devient : 0.54 Ra1 4 104 〈 Ra 〈 107 Nu = 13 107 〈 Ra 〈 1011 0.15Ra (III.35) En utilisant l’expression (III.34), le coefficient de transfert thermique pour le flasque frontal est de la forme : h cn = 136 N u λair l (III.36) III.2 Modèle thermique III.2.3.4 Résistances thermiques par rayonnement Dans les machines tournantes classiques, le mode de transfert de la chaleur par rayonnement est négligé à cause des différences de températures non significatives. Par contre, pour des différences de température de plus de 100°C, le transfert thermique par rayonnement doit être considéré. L’expression du calcul du flux thermique par rayonnement est : = ϕr ε σ Scc (Tcc 4 − Ta 4 ) où ε et σ (III.37) sont respectivement l’émissivité thermique des matériaux utilisés et la constante Boltzmann. Le coefficient de rayonnement est calculé en fonction de la différence de température entre la surface externe de la carcasse et l’environnement [26]. La grande différence de température entre la carcasse du moteur et la température ambiante détermine l’importance de ce type de transfert. La résistance thermique pour une surface donnée S est calculée avec l’expression : Rthr = 1 hr S (III.38) où h r est le coefficient de transfert par rayonnement et peut être calculé avec [10] : r h = σε Fcc _ a (T 4 cc − Ta4 ) (Tcc − Ta ) (III.39) Fcc _ a est le facteur de vue entre la surface de la carcasse (ou autre partie) qui dissipe la chaleur, et la surface qui absorbe cette chaleur. a) Carcasse externe Les surfaces considérées pour le refroidissement par rayonnement sont les parties de la carcasse externe et le flasque frontal. Conformément aux expressions (III.38) et (III.39), le calcul est possible en fonction de la surface Scc de la carcasse du moteur et les différences de températures entre la carcasse et l’extérieur. b) Intérieur du moteur À l’intérieur du moteur, les résistances thermiques par rayonnement prennent en compte principalement les têtes du bobinage statorique ainsi que les anneaux de court-circuit du rotor avec la carcasse interne du moteur. On utilise les expressions (III.38) et (III.39) pour déterminer les valeurs de ces résistances. III.2.3.5 Les capacités thermiques La capacité thermique Cth pour un élément est calculée en fonction de la masse M et de sa capacité thermique massique C avec l’expression : 137 Chapitre III Contribution au dimensionnement d'une machine asynchrone HT° (III.40) Cth = M C Les valeurs des capacités calorifiques (J/kg-1K-1) et les densités des masses volumiques (kg/m3) pour les matériaux utilisés sont [31] : C p _ air = 1006 C p _ FeSi = 460 C p _ cuiv = 385 C p _ céram ≈ 950 C p _ acier = 460 C p _ Al = 910 III.2.3.6 ρ air = 1.177 ρ FeSi = 7600 ρcuiv = 8918 ρcéram ≈ 2600 ρ acier = 7850 ρ Al = 2700 (III.41) Résultats Un moteur triphasé d’1kW à basse température avec la géométrie et les paramètres de refroidissement décrit dans la section II.1 est choisi pour valider le modèle. Le Tableau III-2 montre les principaux paramètres du moteur choisi. Tableau III-2 Données du moteur Puissance utile Pu Tension aux bornes 1000 W Vn s 400 V Fréquence f n 50 Hz Nombre de pair de pôles 2p=4 Diamètre d’alésage m 0.084 Longueur d’induit m 0.08 Diamètre extérieure 0.13 Cependant, dans le calcul classique des paramètres de ce moteur, l’influence de la haute température n’est pas prise en compte. La température de bobinage du stator et du rotor, ainsi que la température de la carcasse du moteur sont présentées à la Figure III-16. 138 III.3 Méthode de calcul d'une MASHT° 450 T stator 400 T rotor T carcasse Température(°C) 350 300 250 200 150 100 50 0 2 3 6 5 4 Dénsité du courant (A/mm2 ) 7 8 Figure III-16 Température des parties du moteur en fonction de la densité du courant par conducteur d’enroulement statorique D'après la Figure III-16 à la densité du courant par conducteur de 5A/mm2 utilisée en général dans les machines la température de bobinage est de 98°C. III.3 Méthode de calcul d’une MASHT° Cette partie s’intéresse au dimensionnement électromagnétique d’une machine asynchrone de 1 kW fonctionnant à HT°. Des méthodes de dimensionnement des machines tournantes existent et sont définies par différents auteurs [18, 32-35], mais se limitent à un fonctionnement en température ambiante. Les objectifs de cette conception sont d’obtenir les dimensions physiques de toutes les parties de la machine. En effet, cette montée en température va impacter tous les éléments constitutifs de la machine. Ainsi, nous verrons que la géométrie spéciale adoptée pour les bobines et le stator nécessitera des calculs particuliers, différents de ceux apparaissant dans les démarches classiques de dimensionnement. III.3.1 Stratégie de dimensionnement du MASHT° III.3.1.1 Exploitabilité de la bibliographie. Définition des contraintes La littérature est abondante en termes de méthodes de dimensionnement de machines depuis les années 1920 jusqu’au début des années 60. Il y a ensuite eu une désaffection pour la conception d’actionneurs au profit de l’électronique de puissance. Depuis quelques années, on assiste à un retour du dimensionnement de machines. Plusieurs raisons l’expliquent : • la conception d’aimants à hautes performances a offert de nouvelles possibilités si bien que bon nombre de conceptions concernent les machines synchrones de tous types : à aimants de surface enterrés à concentration de flux, à bobinage sur plots ou traditionnel ; • les nouvelles règlementations environnementales imposent de produire des machines de plus en plus efficaces ; 139 Chapitre III Contribution au dimensionnement d'une machine asynchrone HT° • en plus des aspects normatifs, les progrès réalisés dans les domaines mécaniques et métallurgiques ont permis de faire des machines grandes vitesses pour lesquels le dimensionnement doit être particulièrement soigné. Les méthodes ont également évolué. Le dimensionnement analytique a toujours sa place pour donner les grandeurs « en première approximation ». Ensuite, les méthodes de type « Eléments Finis » permettent d’affiner les résultats en les couplant, par exemple, avec des méthodes d’optimisation. III.3.1.2 Méthodes de calcul des machines asynchrones Parmi les méthodes de dimensionnement pour les moteurs asynchrones, on peut citer de manière non exhaustive quelques méthodes de calcul : a) Méthode de Liwschitz [33] La méthode de Liwschitz indique que, pour les machines à courant alternatif, la puissance apparente sert de base au calcul. Les valeurs de la charge électrique, magnétique, du rendement et du facteur de puissance utilisés au départ sont données par des abaques en fonction de la puissance du moteur et de son pas polaire. b) Méthode de Bouchard [36] La méthode Bouchard s’appuie sur un dimensionnement du moteur à partir du coefficient d’utilisation du moteur en fonction de sa puissance et de sa vitesse de rotation. Ainsi, les dimensions géométriques au niveau de l’entrefer sont calculées en fonction de coefficients et de variations usuelles des paramètres du moteur. c) Méthode de Sabonnadière [37] Cette méthode donne le début du calcul et du dimensionnement à partir du circuit magnétique avec la détermination de la largeur des dents du stator et la hauteur de la culasse. Le départ du calcul tient compte du niveau d’induction correspondant au coude de saturation. Puis il définit ce niveau d’induction par la géométrie et le principe de conservation du flux magnétique. Cependant, le facteur clé est l’induction dans l’entrefer. Les dimensions caractéristiques sont le diamètre d’alésage et la longueur d’induit. Après le calcul du circuit magnétique, la suite est le calcul du bobinage. d) Méthode de Kapoulov [18] La méthode de Kapoulov est basée principalement sur l’expérience de fabrication des moteurs électriques. En effet, c’est en fonction de la hauteur d’axe de rotation qu’est choisi le diamètre extérieur du moteur. Le diamètre d’alésage et la longueur d’induit sont calculés à partir de ces valeurs. e) Relations analytiques nécessaires à la conception Le couple nominal que peut fournir une machine asynchrone classique est limité par l’équilibre mécanique et thermique de la machine. On peut cependant augmenter la valeur du couple fourni jusqu’à 140 III.3 Méthode de calcul d'une MASHT° une limite maximale qui, une fois dépassée entraine l’arrêt de la machine. Fonctionner à couple plus important impose à la machine de glisser un peu plus et donc de travailler à une température interne supérieure. Cela peut accélérer la dégradation des isolants organiques des conducteurs qui sont prévus pour travailler dans une gamme de température rigoureusement définie et à terme, réduire la durée de vie de la machine de manière substantielle. La solution est donc d’améliorer le système d’isolation électrique en augmentant sa classe de température. La relation (III.42) constitue le point de départ de notre dimensionnement où la tension induite vaut ; s s E= V= i n φ0 N cs s s φ0 Us = n 'ss 2 pω = kd kr ω 3 2 2 2 (III.42) où : n 'ss représente le nombre effectif de spires en série par pôle et par phase de l’induit, φ0 le flux moyen sous un pôle en fonctionnement à vide, N cs le nombre de conducteurs en série par phase, kds le coefficient de distribution, krs le coefficient de raccourcissement. Cette relation n’est valable que dans le cas où la chute de tension créée par la résistance des enroulements reste négligeable et que l’augmentation du courant nominal par phase reste "modérée". Dans une MAS à HT° la chute de tension est directement proportionnelle aux variations de résistance en fonction de la température, à la réactance par phase ainsi qu’au courant par phase. Dans le premier calcul, on considère que la relation (III.42) à « froid » est vérifiée. La valeur de la tension induite Eis sera calculée grâce aux paramètres du schéma monophasé équivalent du moteur après le calcul des enroulements statoriques. L’induction sur le rayon moyen de l’entrefer est : φ0 ˆe 2 e B= K= b moyen f π Se (III.43) où: bˆe est l’induction fondamentale maximale, Kf est le coefficient de forme d’onde, Se est la section sous un pôle. Pour les machines à pôles lisses, Kf =1. L’expression de Se est donnée par (III.44) si on note Rme le rayon moyen de l’entrefer : 2π R e m Se = 2p s Li (III.44) 141 Chapitre III Contribution au dimensionnement d'une machine asynchrone HT° 2π R e m Le terme 2p s correspond au pas polaire statorique τ p et Li s à la longueur idéale du fer du stator, en prenant en compte l’épanouissement du flux aux extrémités. Compte tenu de l’expression (III.44), la relation (III.43) peut s’écrire : φ0 = 2 Rme Li s bˆe pK f (III.45) Dans ce cas on peut dire que si on diminue la surface de passage du flux Rme Li s en considérant que l’induction est limitée par les paramètres magnétiques de la machine (saturation, épaisseur de l’entrefer), le flux de la machine décroîtra. En injectant (III.45) dans l’expression initiale (III.42), il vient : Vn s = N cs 2 R em Lsi bˆe pK f kds krsω (III.46) et s 3Vn s I= S= m 3 N cs I s 2 kds krsω Rme Lsi bˆe pK f La charge linéique Ac est définie par le rapport du courant total par encoche (III.47) I es sur le pas dentaire Tds : Ac = I es Tds (III.48) Sachant que : nces I s I es = as s où nce est le nombre de conducteurs par encoche et as le nombre de voies d’enroulement en parallèle, et que : Tds = π Das N es où le nombre des encoches de l’induit est N es = et 142 3a s N cs s nce Das et le diamètre d’alésage, il vient : N es tel que : III.3 Méthode de calcul d'une MASHT° A = c s s s s s I es nce I nce I N e I s 3N cs = = = Tds a sTds a sπ Das π Das (III.49) pN où N est la vitesse de rotation en tr/min, l’expression 60 En considérant, de plus, que= ω 2= π f 2π (III.47) devient : Sm = Acπ Das 2 kds krs 2π pN Rme Lsi bˆe 60 p (III.50) d’où Sm = π 2 N kds krs ˆe b Ac Das 2 Rme 60 2 (III.51) En considérant que : • 2 Rme ≠ Das • bˆe ≤ bˆe′ est la valeur maximale du fondamental de l’induction au niveau de l’alésage. Cette hypothèse a peu d’impact compte tenu de l’épaisseur réduite de l’entrefer. Alors, il vient, en prenant kr = 1 : π 2 s s S m = kd Da 60 2 ( ) 2 Lsi N bˆe′ Ac (III.52) Le premier terme est constant, le second est l’image du produit du volume et de la vitesse, tandis que le troisième terme dépend du niveau de saturation du circuit magnétique et de l’efficacité du refroidissement. L’expression de l’image du volume de l’alésage du paquet de tôles statorique s’écrit alors : (D ) s a 2 Li s = S m 60 2 (III.53) kds π 2 NAc bˆe′ s Puisque le nombre d’encoche par pôle et par phase nepp = 2 , k s d = 0.96 , Sm, N et k s d étant fixés, la relation (III.53) devient alors : (D ) s 2 a Lsi = H A bˆe′ (III.54) c En sachant que I s = J cs Sceff et introduisant la relation (III.49) dans (III.54) on peut conclure que la densité de courant dans le conducteur influence directement la puissance utile sur l’arbre du moteur. Il en résulte que le produit du diamètre d’alésage et de la longueur de la machine devient : 143 Chapitre III Contribution au dimensionnement d'une machine asynchrone HT° Das Li s = πH bˆe′ 3 N cs J cs Sc (III.55) eff Selon l’expression (III.55) pour un moteur asynchrone HT°, le diamètre au niveau de l’entrefer peut diminuer en augmentant la densité de courant J cs . Les autres paramètres sont maintenus approximativement constants ou peuvent varier pour optimiser les performances finales du moteur. III.3.1.3 Adaptation à la conception des moteurs à HT° En ce qui concerne le dimensionnement de la MAHST, nous avons opté pour une démarche « pas à pas », afin de bien comprendre quel est l’impact de la température sur chacun des paramètres. Ainsi, nous utiliserons globalement les démarches après une méthode classique de dimensionnement. Nous avons évité les méthodes qui dimensionnent depuis l’extérieur de la machine ou à partir de valeurs qui dépendent de la puissance du moteur pour définir la géométrie interne. Il est, par exemple, classique de partir de la hauteur d’arbre désirée [18]. Cependant, ces méthodes exploitent ensuite des abaques définis dans les gammes de températures usuelles et qui ne sont plus exploitables dans notre cas où bon nombre de paramètres sont à reconsidérer. Ajoutons que notre étude a pour objectif de créer une vraie rupture technologique avec, en ligne de mire, une réduction significative des puissances massiques et volumiques actuelles. Il est donc évident qu’une réutilisation basique des lois de dimensionnements est à proscrire. Enfin, cela s’inscrit dans la continuité du premier propos, d’autres méthodes [36],[33],[37] et [32] ne peuvent être exploitées telles quelles. Elles requièrent d’être adaptées par des formulations utilisées dans un ordre différent, en fonction des contraintes imposées par les matériaux à utiliser en température élevée. En fonction des différentes méthodes, c’est cette stratégie que nous avons adoptée : • Il s’agit dans un premier temps d’identifier les contraintes qu’imposent les matériaux candidats à la HT°. Par exemple, on a montré que l’utilisation des tôles magnétiques à HT° conduit à une diminution des pertes fer, mais surtout une baisse de l’aimantation à saturation. Ces contraintes conduiront à imposer certains paramètres du dimensionnement alors qu’une certaine latitude était permise quant à ces mêmes paramètres dans le cas d’un dimensionnement classique. • En fonction de ces contraintes, la méthode de dimensionnement choisie devra être adaptée. Le choix s’est porté sur des méthodes analytiques, car elles permettent un dimensionnement rapide et à répétition pour balayer des cas larges, sans être tributaires du temps de calcul. Dans le cadre de notre étude, elles seront suffisantes, un dimensionnement plus fin pourra faire l’objet d’autres analyses. On pourra reprocher le manque de précision des résultats, notamment sur la modélisation thermique. Néanmoins, l’objectif affiché est de dégager des tendances et non de faire un dimensionnement très fin quant à la température extérieure. Ces objectifs sont raisonnables compte tenu de la maturité du sujet, au sein du laboratoire, mais aussi dans la communauté du Génie électrique. 144 III.3 Méthode de calcul d'une MASHT° Nous nous sommes basés sur les références suivantes : [36],[33] et [32]. Les méthodes qu’elles utilisent consistent à déterminer le produit du carré du diamètre d’alésage et de la longueur du paquet de tôles statorique. Les paramètres conduisant à cette grandeur seront ajustés, choisis, de façon à tenir compte de la montée en température. La modélisation thermique sera effectuée ensuite, une fois la géométrie estimée à l’issue du premier calcul. Les résultats de la modélisation thermique permettront d’affiner les résultats finaux. À ce sujet, les types de refroidissement principalement considérés, seront : la convection forcée combinée avec le rayonnement. Notre dimensionnement intègre des contraintes de plusieurs natures. Thermique : • Une température de 400°C est imposée au cœur du bobinage ; • Le refroidissement se fait principalement par convection forcée et rayonnement ; • La carcasse extérieure est prévue lisse, sans ailette de refroidissement ; • Les parties du moteur souffrent des dilatations thermiques. Géométrique : • Le diamètre des conducteurs est imposé en tenant compte d’un rayon de courbure admissible ; • Les caractéristiques mécaniques de l’isolation céramique sont limitées ; • Les bobines sont réalisées rigides et hors du stator ; • Le circuit magnétique du stator est composé de deux pièces et les dents sont complètement fermées du côté entrefer. Électrique : • L’isolation du bobinage et l’imprégnation sont en céramique ; • La densité de courant minimale par conducteur du stator est de 5-6A/mm2, une valeur qui est prise dans le cas des machines en basse température. Procédés de fabrication : • Les têtes des bobines sont particulières : non symétriques de chaque côté du moteur ; • L’isolation de fond d’encoche a une mauvaise flexibilité. La température va influencer les paramètres électriques et mécaniques et générer les effets suivants : • L’entrefer initial sera plus grand (jusqu’à 0.6mm) que l’entrefer optimal à cause de la dilatation thermique des matériaux ; • Le circuit magnétique subira des déformations thermomécaniques ; • La résistance des enroulements statoriques et des barres rotoriques va augmenter ; • Les pertes Joule vont augmenter et le rendement de la machine va diminuer ; • L’induction du circuit magnétique va diminuer ; 145 Chapitre III Contribution au dimensionnement d'une machine asynchrone HT° • La résistivité du fer va augmenter, les pertes fer vont diminuer. Nous détaillerons dans ce qui suit la conception du moteur HT° en insistant sur : • La détermination des dimensions électromagnétiques de base ; • Le design du stator et du rotor ; • Les détails des bobines du stator ; • Le calcul des paramètres pour le régime de fonctionnement nominal. III.3.2 Méthodologie de calcul Dimensionner une machine HT° est peu conventionnel. Les méthodes utilisées classiquement sont prévues pour les machines qui utilisent des matériaux dont les propriétés sont connues. De plus, le choix de certains paramètres repose parfois sur l’expérience du dimensionnement ou sur des méthodes empiriques. Dans un premier temps, nous expliquerons comment nous exploitons la bibliographie pour dimensionner notre machine. Dans un second temps, nous exposerons notre propre dimensionnement. Pour faciliter le calcul, on introduit un classement de paramètres avec différentes classes (0, 1 et 2). La notion de classement des paramètres nous permettra de fixer les paramètres de départ. Ceux qui sont constants (ou quasiment) et indépendants de la température sont de classe 0. Les autres paramètres, qui sont calculés à partir des grandeurs de classe 0 ou varient en fonction de la température, sont de classe 1 et 2. Si les paramètres de classe 0 sont définis, les autres vont nécessairement pouvoir prendre des valeurs parfois très différentes. Les raisons sont multiples : • les possibilités technologiques ; • un choix à faire pour la conception en fonction des caractéristiques qu’on souhaite donner à la machine en orientant les critères coût/robustesse/performance/impact écologique/etc... Par conséquent, nous inscrirons les paramètres de classe 1 et 2 dans des fourchettes. Les paramètres de classe 1 sont définis ou fixés par la littérature. Ceux de classe 2 seront calculés à partir de paramètres de classe 0 et de classe 1, ou choisis « arbitrairement » pour satisfaire le design. Quand ce sera possible, nous donnerons les lois d’évolution de ces paramètres. L’algorithme adopté pour le dimensionnement du moteur est présenté à la Figure III-17. 146 III.3 Méthode de calcul d'une MASHT° Cahier de charges et objectifs Modification des grandeurs Grandeurs imposées Grandeurs choisies Design de la géométrie du bobinage et du circuit magnétique Caractéristique du conducteur avec isolation céramique Dimensionnement du circuit magnétique Performance à HT -Largeur minimale des dents du stator -Induction dans les parties du moteur -Hauteur de la culasse -Courant de magnétisation -Coefficient de saturation -Surface d’encoche du stator -Caractéristiques des paramètres du circuit électrique équivalent Calcul du bobinage -Paramètres de fonctionnement Chute de tension dans le bobinage du stator Détermination des paramètres du schéma équivalent Densité de courant admissible Limite de la charge électrique Calcul thérmique Dimensionnement final Figure III-17 Organigramme adopté pour le dimensionnement du moteur III.3.2.1 Paramètres de classe 0 a) Choix du moteur étudié La machine que l’on souhaite dimensionner présente les caractéristiques suivantes : Puissance utile Pu Tension aux bornes 1000 W Vn s 400 V Fréquence f n 50 Hz Vitesse de synchronisme 1500 tr/min Nombre de phases m 3 Nombre de pair de pôles 2p=4 Couple nominal Tn 6.6 N.m 147 Chapitre III Contribution au dimensionnement d'une machine asynchrone HT° • Ce premier prototype présentera 4 pôles. Il eut été plus simple de réaliser une machine à une paire de pôles, les bobines auraient pu être moins nombreuses et moins complexes à fabriquer. C’est la tenue en tension qui impose ce choix : les 4 bobines de chaque phase seront mises en série si bien que chacune d’elles ne supportera que la moitié de la tension d’alimentation. • C’est aussi la tenue en tension du bobinage qui nous a conduits à opter pour une tension d’alimentation sinusoïdale, les variateurs générant trop de fronts raides qui sont pour le moment encore trop contraignants pour l’isolation céramique. • Le rotor sera, pour d’évidentes raisons de facilité de réalisation, à cage d’écureuil. b) Choix des paramètres Des paramètres supplémentaires interviennent. Ils sont liés à la température de fonctionnement que l’on impose et à des contraintes technologiques telles que les caractéristiques du fil candidat : • Diamètre du conducteur d’enroulement statorique. À cause du rayon de courbure minimal du conducteur, ce dernier doit être le plus petit possible. Le choix tient compte des compromis entre l’augmentation significative de la résistance du conducteur engendré par la réduction du diamètre et l’augmentation de la longueur de têtes des bobines. Par exemple, un conducteur de diamètre 0.5mm conduit à des têtes de bobines réduites, mais à une résistance par phase 3 fois plus grande par rapport à un moteur classique. Le compromis sera de choisir un diamètre du conducteur de 0.8mm de diamètre qui augmentera sensiblement le rayon de courbure des bobines. Compte tenu du fait que la résistivité du conducteur utilisé a une valeur plus grande qu’un conducteur classique cuivre et que l’effet de la température augmentera encore cette valeur, nous optons pour un enroulement du stator à une couche a s = 1 . s • Le nombre d’encoche par pôle /phase nepp a été fixé à 2. Ce choix s’explique doublement : Primo, la gamme de puissance visée, de l’ordre du kilowatt et la vitesse, 1500tr/mn, signifie que les machines seront de petits diamètres, avec un espace restreint pour loger les encoches. C’est d’autant plus vrai que l’on ambitionne de réduire les dimensions. On peut donc écarter les nombres d’encoches par pôle et par phase supérieurs ou égaux à 3. s Secundo, prendre nepp unitaire conduirait à des harmoniques d’espace assez importants, synonyme de contenu vibratoire problématique. Il est nécessaire de garder à l’esprit que la technologie utilisée pour le bobinage HT°, à base de céramique, sera certainement plus rigide, moins malléable qu’un bobinage émaillé et donc plus fragile aux vibrations. La machine étant triphasée à 2 paires de pôles, le nombre total d’encoches statoriques est s = N es 6= p nepp 24 . 148 III.3 Méthode de calcul d'une MASHT° Les conditions thermiques seront les suivantes : • Température ambiante (de fonctionnement) T= 20 °C , a • Température de bobinage statorique (admissible) = Tb 400 °C , k • Coefficient d’augmentation de la résistivité du conducteur à 400°C : T (400) Le coefficient peut être calculé avec l’expression R = R0 ⋅ (1 + α ⋅ T ) , où α = 2.3 . est le coefficient de température du conducteur. Puisque le conducteur est fabriqué à partir de deux types de métaux, la relation doit être calculée une loi de mélange en tenant compte de deux coefficients. La méthode la plus simple est de mesurer expérimentalement la variation de la résistance en fonction de la température visée pour le conducteur utilisé. III.3.2.2 Paramètres de classe 1. Choix des variables Ces paramètres sont ceux qui sont généralement trouvés dans la littérature ou ceux que nous allons devoir modifier à cause de la montée en température : a) Pas dentaire et diamètre d’alésage s Les valeurs classiques données par la littérature conseillent de prendre un pas dentaire Td de l’ordre du centimètre pour les petites machines. À HT°, le but est de diminuer cette valeur pour avoir un moteur plus petit. Le pas dentaire permet de calculer le diamètre de la machine avec la relation : Das = Tds p mnespp π s Compte tenu du fait que l’on a fixé p, m et nepp , (III.56) Das et Tds varient proportionnellement. Ainsi, la réduction du diamètre que peut apporter la montée en température impactera le pas dentaire. Il faudra alors veiller à : • garder une largeur de dent suffisante pour véhiculer le flux • tout en s’assurant que la largeur d’encoche soit réaliste: les bobines HT° doivent être réalisables d’une part et, d’autre part, la hauteur d’encoche ne doit pas venir augmenter le diamètre externe et ainsi réduire l’avantage procuré par la montée en température. On supposera que le pas dentaire est inscrit dans une fourchette telle que : Tdadm ≤ Tds ≤ 0.01 m (III.57) Il faudra intégrer l’épaisseur d’isolation fond d’encoche eife , l’épaisseur minimale d’imprégnation céramique eimp . On peut considérer qu’il faut au minimum 5 conducteurs de diamètre d c sur la largeur de l’encoche. La largeur minimale de l’encoche est alors : 149 Chapitre III Contribution au dimensionnement d'une machine asynchrone HT° min wen =2eife + 2eimp + 5d c (III.58) eife Isolation de fond d’encoche Ciment d’imprégnation Conducteurs dc s Figure III-18 Présentation d’encoche avec une largeur minimale de we b) Diamètre et la longueur d’alésage Le diamètre d’alésage et la longueur active sont des dimensions caractéristiques du processus de dimensionnement du moteur. Pour séparer Das et Lsi , on peut utiliser le fait que, pour obtenir un facteur de puissance élevé, le rapport λ s entre la longueur d’induit Lsi et le pas polaire τ sp doit être compris, pour les machines de petite et moyenne taille et de vitesse relativement grande, entre 0.8-1.25 [33]. En conséquence, ces s s valeurs peuvent subir de fortes variations tant que le rapport Li τ p reste à l’intérieur des limites s s établies. Pour obtenir un bon facteur de puissance le rapport Li τ p est choisi entre s λmin = 1.1 et s λmax = 1.3 [33]. Par contre, pour le design du moteur équipé d’un bobinage céramique, λ s est influencé par des facteurs liés au bobinage : • Le rayon de courbure des têtes des bobines est limité ; • Le diamètre d’alésage est limité, d’un côté du moteur, par les têtes des bobines qui sont pliées vers le rotor et qui ne peuvent se croiser avec l’arbre du moteur ; • Une longueur d’induit importante peut conduire à des dilatations thermiques significatives du conducteur, dilatations qui peuvent endommager l’isolation céramique. 150 III.3 Méthode de calcul d'une MASHT° c) Charge linéique de courant On a montré que la puissance apparente s’exprime avec la relation suivante : π 2 s s S m = kd Da 60 2 ( ) 2 Lsi N bˆe′ Ac (III.59) La relation implique qu’une réduction du diamètre va affecter la puissance apparente. Sachant que kds et N sont imposés et que bˆe′ , aura plutôt tendance à décroître avec la température, apparemment ( ) s seul Ac peut compenser la réduction de Da La relation (III.60) qui lie Ac à m , N cs , 2 s Li. I s et Ac = Das est la suivante : mN cs I s (III.60) π Das Elle montre qu’augmenter Ac passe par : Das , ce qui est bien en accord avec l’objectif recherché ; • une réduction de • une augmentation du courant absorbé I s , ce qui est permis par l’utilisation de matériaux identifiés et supportant la montée en température ; • une augmentation du nombre de conducteurs N cs mais elle n’est pas souhaitable pour deux raisons : 1) Augmenter N cs conduit à une surface d’encoche plus grande, ce qui est incompatible avec la réduction du diamètre, de la masse et du volume de la machine ; 2) La résistance par phase augmenterait, ce qui n’est pas souhaitable vis-à-vis des pertes Joule. À ce stade du calcul, il est difficile de faire un choix quant à la valeur de Ac et nous allons nous placer dans un cas assez large. Ce sont les résultats de la prise en compte des phénomènes thermiques qui serviront à ajuster les curseurs de dimensionnement. Traditionnellement, pour une machine tétra polaire de 1kW, Ac est compris entre 185 ⋅102 A m et 210 ⋅102 A m . À partir de cette valeur on introduit un coefficient CO d’augmentation de Ac . d) Calcul du bobinage statorique Le bobinage du stator est déterminé principalement par les paramètres suivants : • Le flux d’entrefer ; • La densité du courant, qui dépend de la température ; • L’espace disponible pour loger les conducteurs. 151 Chapitre III Contribution au dimensionnement d'une machine asynchrone HT° Comme mentionné, précédemment, on détermine le nombre de conducteurs par encoche à partir de la charge linéique de courant. Le but à HT° sera de diminuer sensiblement cette valeur pour diminuer l’effet résistif de l’enroulement. N cs = Acπ Das mI s (III.61) Le nombre de spires par phase au stator dépend de la tension induite et du flux principal créé par une phase du stator : N ss = V s kE ω kdsφ0 (III.62) Classiquement le facteur k E = 0.8 à 0.98 tient compte de la chute de potentiel provoquée par la réactance de fuite et par la résistance de phase du stator [33]. À HT°, il n’est plus valable. On prend s donc V s ≈ Ei et : N ss = Eis ω kdsφ0 (III.63) Comparativement à un dimensionnement classique, une des difficultés est de fixer la valeur de la tension magnétisante Eis , tributaire de la chute de tension sur l’impédance du stator R s + jX s . Pour faire en sorte que la machine puisse être directement alimentée par le réseau, il sera nécessaire de faire des dimensionnements à répétition en fonction de Eis , la valeur à retenir étant déterminée par le calcul de la chute de tension ohmique estimée à l’issue du dimensionnement. e) Facteur de remplissage Le facteur de remplissage d’encoche est le rapport entre la section effective des conducteurs dans une encoche et la surface totale de l’encoche. En utilisant des conducteurs de diamètre 0.820mm et une épaisseur d’isolation du conducteur de 2 fois moins faible qu’une machine classique (10-18μm), théoriquement le coefficient de remplissage doit monter sensiblement. Les tests sur la céramique d’imprégnation nous ont montré qu’un supplément de ciment n’était pas nécessaire car, au-delà de 400°C, il n’introduisait pas de montée significative de la tenue en tension. Enfin, l’épaisseur de l’isolation de fond d’encoche utilisée est comparable avec celle de l’isolation de fond d’encoche classique (0.25≈0.27mm). f) Bobinage du rotor Les conducteurs du rotor pour les moteurs de petite taille sont habituellement fabriqués en aluminium, voire en cuivre. D’autres matériaux conducteurs peuvent être employés pour changer les caractéristiques résistives du rotor. L’augmentation de la résistance impacte favorablement la réduction 152 III.3 Méthode de calcul d'une MASHT° du courant de démarrage. Dans le cas d’un fonctionnement nominal, la résistance des barres doit être la plus petite possible pour optimiser la vitesse et le rendement. La résistance et la réactance peuvent être ajustées par le changement de la taille et la forme des encoches rotoriques. À HT°, les barres utilisées sont en aluminium et placés dans N er = 16 encoches. Les encoches seront fermées du côté entrefer et un peu plus profondes pour augmenter la surface effective des conducteurs. III.3.2.3 Paramètres de classe 2. Début du calcul électromagnétique. Concernant la puissance apparente Sm, il convient, puisque la puissance utile est fixée, de prédire a priori, le facteur de puissance cos ϕ et le rendement η . Pour les machines conventionnelles, les gammes dans lesquelles s’inscrivent cos ϕ et le rendement η sont connues. Le fait d’extraire la résistance de l’enroulement statorique entraîne une légère surestimation du rendement, mais réduira le facteur de puissance à considérer. a) Induction et potentiel magnétique à l’entrefer Dans une machine tournante, lorsque la courbe d’induction a une forme sinusoïdale le long de l’entrefer et en considérant que le champ magnétique dans le fer est négligeable et celui dans l’entrefer normal aux surfaces qui le délimitent, on écrit [34] : bˆe = 2 π φ0 τ sp Lsi (III.64) Si le fer est saturé, le flux réel comporte des harmoniques, la forme de la courbe n’est plus sinusoïdale mais aplatie. En effet, elle est caractérisée par le facteur qui dépend de la saturation k s > 1 : bˆe = 2 π φ0 τ sp Lsi ks (III.65) où k s est le facteur de saturation calculé en fonction des potentiels magnétiques dans les différentes parties du moteur. Le potentiel magnétique en tenant compte de l’effet des encoches par le coefficient de Carter kC et celui de saturation k s vaut : U me = 2kC ks e bˆe µ0 (III.66) où e et µ0 sont respectivement l’épaisseur d’entrefer et la perméabilité du vide. 153 Chapitre III Contribution au dimensionnement d'une machine asynchrone HT° b) Induction et potentiel magnétique dans la culasse statorique • L’induction dans la culasse statorique comme pour les autres parties du moteur est calculée en fonction de l’induction dans l’entrefer, en tenant compte du caractère conservatif du flux. Ainsi, l’induction dans la culasse statorique est donnée par : bˆcs = kTb φˆc 2k f Lsi hcs (III.67) kTb , k f et hcs étant respectivement le coefficient d’affaiblissement de l’induction en fonction de la température obtenue par voie expérimentale, le coefficient de foisonnement et la hauteur de la culasse du stator. • Le potentiel magnétique, quant à lui, s’écrit : U cs = Où bˆcs Lsc (III.68) µcs Lsc et µcs sont la longueur moyenne de la culasse du stator et la perméabilité du fer au niveau de la dent statorique déterminée par la courbe obtenue expérimentalement en fonction de la valeur d’induction et la température. Les valeurs de la perméabilité dans les autres parties du moteur sont également choisies avec les résultats expérimentaux. c) Induction et potentiel magnétique dans les dents du stator • En fonction de la saturation, tout le flux φˆd passe principalement par les dents du stator. L’induction dans ce cas devient : bˆds = kTb φˆd k f Lsi wds (III.69) wds est la largeur de dent du stator. Si on écrit l’induction dans les dents en fonction de l’induction dans l’entrefer sans saturation, l’expression (III.69) peut être présentée par : bˆeτ sp Lsi bˆds = kTb k f LsFe wds où (III.70) LsFe est la longueur de fer du stator. • Le potentiel magnétique dans la dent du stator est : U ds = s où hd est la hauteur de la dent du stator. 154 bˆds hds µds (III.71) III.3 Méthode de calcul d'une MASHT° d) Induction et potentiel magnétique dans la culasse et les dents rotoriques En substituant l’indice ’’r’’ à l’indice ’’s’’ dans les relations précédentes, on obtient les inductions et potentiel magnétique dans les dents et la culasse du rotor. Pour la conception de la MASHT°, les valeurs des inductions dans les différentes parties du circuit magnétiques sont prises selon les courbes expérimentales des tôles utilisées. Sachant que les tôles conventionnelles conduisent à une induction d’entrefer de l’ordre de 0.5 à 0.6 T pour une machine peu chargée, on peut alors calculer la quantité dimensionnante de laquelle on tire la longueur idéale du fer du stator Li . Concernant bˆ ′ , la caractérisation des tôles magnétiques avec la e température nous permet d’estimer la valeur bˆt s de l’induction dans les tôles statoriques décalées. Le Tableau III-3 montre les mesures effectuées sur des empilements des tôles GO 0.35 mm à 90° en fonction de la température. Il y a une diminution de l’induction de 12% dans le coude de saturation, à 200A/m. Le Tableau III-3 présente aussi le coefficient kTb d’affaiblissement de l’induction dans une gamme de températures allant de 20 et 500°C pour différentes valeurs du champ H. Tableau III-3 Valeurs d’induction au coude et à saturation Valeur d’induction dans le coude Température Valeur d’induction à la saturation (T) (T) (°C) Induction à H=150A/m Induction Induction Induction à H=200A/m à H=400A/m à H=800A/m 20 1.068 1.186 1.32 1.402 100 1.055 1.117 1.31 1.39 200 1.031 1.13 1.25 1.34 300 1.006 1.107 1.22 1.32 400 0.999 1.098 1.2 1.29 500 0.95 1.028 1.15 1.25 0.889 0.866 0.871 0.891 Coefficient d’affaiblissement ^ ^ kTb = b e '(500) b e '(20) Le coefficient moyen d’affaiblissement, pour les différentes valeurs de champ magnétique, est égal à k = 0.88 . b T Traditionnellement [18, 33, 36], la culasse est peu saturée. On trouve ainsi dans la littérature des valeurs d’induction de l’ordre de 1.2 T et 1.3 T dans la culasse et de 1.6 T dans les dents. En conséquence, les inductions aux différents endroits de la machine sont définies par : • dans la culasse du stator= : bˆc s 1.3 = kTb 1.14, T 155 Chapitre III Contribution au dimensionnement d'une machine asynchrone HT° • dans la culasse du rotor= : bˆc 1.2 = kTb 1.05, T • dans une dent du stator = : bˆd 1.6 = kTb 1.4, T r s • dans une dent du rotor= : bˆc r La relation liant 1.6 = kTb 1.4, T bˆe′ et bˆt s ne peut, à ce stade du dimensionnement, être estimée qu’à partir des e′ grandeurs de la littérature. En première approximation, on peut supposer que les ratios entre bˆ(20) et bˆts(20) constatés sur les machines traditionnelles sont applicables. Sabonnadière [36] indique que les valeurs, pour les moteurs asynchrones de petites et moyennes tailles, la valeur de l’induction dans l’entrefer s’inscrit dans les limites situées entre 0.4 T et 0.7 T. Les inductions dans les circuits magnétiques à tôles GO sont de l’ordre de 1.5 T, ce qui implique que l’on peut, dans, un premier temps, e prendre bˆ ′ égal à 0.65 T : e) Courant magnétisant Le courant magnétisant est calculé à partir de la force magnéto-motrice (Fmm) à vide pour le circuit magnétique par paire de pôles, s’écrit : Fmm = U me + U ds + U cs + U zr + U cr (III.72) et le courant de magnétisation : Iµ = III.3.2.4 pFmm 0.9mkrs N ss (III.73) Dimensionnement géométrique du stator et du rotor a) Géométrie du stator La géométrie du stator est définie par des dents de largeur constante avec des parois parallèles pour une utilisation optimale du fer magnétique. Les encoches sont trapézoïdales pour recevoir notre bobine rigide avec la même forme et les mêmes paramètres (angle d’inclinaison, largeur, hauteur). Du côté entrefer, les encoches sont complètement fermées. La réduction de l’ouverture d’encoche engendre une réduction des pertes par pulsation et de la réluctance de l’entrefer, mais a aussi le désavantage d’augmenter le flux de fuite [35]. Les dimensions principales pour la géométrie des dents et des encoches du stator sont données à la Figure III-19. 156 III.3 Méthode de calcul d'une MASHT° wse2 wsm2 hsd hssd wsfe s h e hsm w sd wssm1 w e1 τsd Figure III-19 Forme de la dent et d’encoche du stator La largeur d’une dent statorique sera imposée par les niveaux d’induction dans les dents à HT° ainsi que celui dans l’entrefer. L’épaisseur de la culasse est déterminée de la même manière, en fixant le niveau d’induction dans la culasse du stator à HT°. Les mêmes expressions sont appliquées au rotor qu’au stator. b) Géométrie du rotor La géométrie de la denture rotorique est présentée à la Figure III-20. Comme pour le stator, les dents ont des parois parallèles. Leurs largeurs sont calculées en fonction de l’induction fixée en considérant l’affaiblissement à HT°. Les encoches sont alors de forme trapézoïdale et comportent une ouverture du côté entrefer. L’ouverture des encoches du rotor conduira à une diminution du courant de démarrage. 157 Chapitre III Contribution au dimensionnement d'une machine asynchrone HT° W r e1 Wrd hre W r e2 Figure III-20 Formes géométriques de la dent et de l’encoche du rotor III.3.2.5 Calcul des paramètres du régime de fonctionnement a) Résistance du stator par phase Le calcul de la résistance pour chaque phase dépend de la longueur de conducteur par phase et de l’augmentation de la résistance à 400°C. On introduit le coefficient de température kT à cause de l’augmentation de la résistance à HT° : Rcs = kT ρ c (20) où ρc (20)= 2.5 ⋅10−8 Ω ⋅ m Lst _ c (III.74) qefs a s à 20C°. b) Résistance du rotor par phase 3 ⋅10 Ωm , à HT° la résistance d’une barre est égale à Avec la résistivité d’Aluminium de ρ Al (20) = −8 Rbrr = ρ Al (20) kT l2 qbr et la résistance de l’anneau de court-circuit est donnée par [36] : r an R = r ρ Al (20) kT π Dman r N er qan Ainsi, la résistance rotorique par phase devient [36] : r Ran 2 r r = R ph Rbr + 2 p πp 2sin r 2 Ne 'r r Cette résistance rotorique ramenée au stator R = R ph k 158 r −s avec le coefficient est donnée par : (III.75) III.3 Méthode de calcul d'une MASHT° k r −s = 4m ( N ss krs ) 2 (III.76) N er c) Réactance magnétisante En pratique, la valeur simplifiée de la réactance magnétisante est donnée par [36] : Eis − I µ X s Eis = − Xs µ µ I I X= m (III.77) d) Réactance du stator La réactance de fuite du stator, calculée avec la méthode de Liwshitz [33] est donnée par l’expression suivante : N ss 2 s s s = X 12.56 f (l p + lD + ldb ) p s s s (III.78) s où l p , lD et ldb sont respectivement le coefficient de dispersion d’encoche, le coefficient de dispersion différentielle et le coefficient de dispersion des têtes des bobines. L’inductance par phase dans la zone d’entrefer : D s Ls N s L = 2 µ0 a i s e p 2 (III.79) s 0 e) Réactance du rotor La réactance de fuite totale du rotor est donnée par : = X r 12.56 f r r 1 r ( l p + lDr + ldbr ) 2p (III.80) r où l p , lD , ldb sont respectivement le coefficient de dispersion d’encoche, le coefficient de dispersion différentielle et le coefficient de dispersion des anneaux de court-circuit. La réactance de fuite totale du rotor ramenée au stator est alors III.3.2.6 X r −s = X r k r −s . Expression du couple Le couple électromagnétique est donné comme une valeur de départ pour la conversion d’énergie avec [38] : Tem = ( ) m V s ω1 2 ⋅ Rr ' g 2 s Rr ' s r' R + c1 + X + c1 X g ( ) 2 (III.81) 159 Chapitre III Contribution au dimensionnement d'une machine asynchrone HT° où le facteur c1 = 1 + III.3.2.7 Xs . Xµ Calcul des pertes Le calcul des pertes est effectué utilisant le modèle de Liwshitz [33]. a) Pertes principales dans le fer Pour les tôles utilisées ( eto = 0.35 mm , M270-35) à une induction de 1.3 T, les pertes fer dans la s s culasse sont égales à PFec = 1.6W kg et dans les dents PFed = 2.7 W kg . À HT°, pour la culasse, la valeur s sera réduite à PFec ( HT ) = 1 W kg . Avec le coefficient de réduction des performances après l’usinage des tôles k s us , les pertes spécifiques dans une dent du stator deviennent : Phds 1 = kuss PFez bds et pour toutes les dents statoriques avec la masse mds (III.82) 2 : (III.83) Phds = Phds 1mds b) Pertes superficielles 1 N s N 5 s Si on note pour le stator, pus = ksup e n Tds kb 2 kc be 10000 ( ) 10 2 6 les pertes superficielles dans le fer du stator deviennent : 1 s s Tds − Lse1 P = p π Li Da s 2 Td s us s us (III.84) 1 N er ns 5 r 6 r e 2 p = k Pour le rotor, us (Td kb 2 kc b ) 10 et les pertes superficielles dans le fer du rotor sup 10000 sont : T r − Lr 1 Pusr = pusr π Lri D r d r e1 2 Td (III.85) c) Pertes par pulsation Les pertes par pulsation au stator et au rotor sont : Ppus = 2 1 s 1 s kr eto N es ns bpu mds ( ) 2 36 Pour le rotor les pertes par pulsation sont : 160 (III.86) III.3 Méthode de calcul d'une MASHT° Ppur = 2 1 1 r k w _1 ( eto N er ns B pu mdr ) 2 36 (III.87) Les pertes totales dans le circuit magnétique sont alors : PFe _ t = Phcs + Pwcs + Phds + Puss + Pusr + Ppus + Ppur (III.88) d) Pertes Joule Les pertes dans le conducteur du bobinage du stator sont : PJs = m ( I s ) R s 2 (III.89) Enfin, les pertes Joule dans le rotor sont : = PJr N er Rbr I br 2 + 2 N er Ranr I anr 2 (III.90) e) Pertes supplémentaires Liwshitz estime que les pertes supplémentaires sont de l’ordre de : III.3.2.8 Psup = 0.5% S m . Courbes de fonctionnement Nous avons réalisé le dimensionnement du moteur étape par étape, pour déterminer le meilleur compromis. Le schéma monophasé équivalent du moteur utilisé pour tracer les courbes de fonctionnement est donné à la Figure III-21. Principalement, les résistances dépendent directement de la température et les réactances du niveau de saturation de fer. I s jXs Rs jXr' Ir Iµ Rμ Vs jXμ Rr'/g Figure III-21 Schéma équivalent du moteur en charge à HT° À la première étape, les données d’entrée du moteur pour tracer les courbes de fonctionnement sont présentées dans le Tableau III-4 : 161 Chapitre III Contribution au dimensionnement d'une machine asynchrone HT° Tableau III-4 Données d’entrée pour tracer les courbes de fonctionnement Paramètre Moteur classique 1 kW Moteur HT° 6.6 12.7 0.084 0.068 0.087 0.077 ≈0.130 0.129 Nombre de conducteurs par encoche ≈100 95 Nombre d’encoches statoriques 24 24 Résistance statorique par phase à 20°C R Diamètre d’alésage s [Ω] Da [ m] Longueur d’induit Li [ m ] s Diamètre extérieur du stator Dext [ m] On remarque qu’avec les paramètres imposés en début de calcul, le diamètre d’alésage et la longueur d’induit sont réduits. Nous avons fixé la valeur du diamètre en fonction de la faisabilité technologique du bobinage et du circuit magnétique. La longueur a également été légèrement réduite. Dans ces conditions, l’application de notre calcul conduit à un diamètre extérieur égal à celui d’un moteur classique. Les courbes présentées à la Figure III-22 montrent les caractéristiques de fonctionnement de cette machine. L’évolution de la puissance utile montre que la puissance désirée (1kW) est atteinte en augmentant le glissement. L’accroissement de la température permet de réduire les dimensions de la machine, au prix d’un rendement moins bon. La suite du travail consiste à analyser les paramètres impactant le dimensionnement, toujours en considérant une température ambiante de 20°C. 162 III.3 Méthode de calcul d'une MASHT° Les paramètres calculés sont présentées dans le Tableau III-4 sont tracés à la Figure III-22. s I (A), Pu(W), Th, cosfi, Tu(N m), Tbob(°C) 120 Is*10 Pu/10 Th*100 cosfi*100 Tu*10 Tbob/10 Pu/10Pu 100 cosfi 100cosφ 80 10Tu Tu 60 Rendement 100Th 40 10IsIs 20 Tbob/10 Tbob 0 0 5 10 15 Glissement (%) 20 25 30 Figure III-22 Caractéristiques de fonctionnement du moteur. Pu -puissance utile, Tu - couple, I s -courant statorique, cos ϕ -facteur de puissance, Th-rendement, Tbob -température du bobinage Conformément à la Figure III-22, la puissance de 1kW est obtenue à un glissement de 10%. La température du bobinage est de 100°C. III.3.2.9 Analyse des paramètres impactant le dimensionnement a) Problème d’optimisation L’optimisation du dimensionnement d’une MASHT° peut être donnée de manière générale par plusieurs variables caractérisées par leurs limites minimales et maximales : 1) Nombre de conducteurs par phase 680 ≥ N cs _ n ≥ N cs _ min 2) Glissement 0.05 ≤ g n ≤ g m 3) Charge linéique du courant ( A m) 20000 ≤ Ac _ n ≤ Ac _ max ( ) 6 ≤ J cs _ n ≤ J cs _ max ( ) 4 ≤ J cr _ n ≤ J cr _ max 4) Densité de courant statorique A mm 2 5) Densité du courant rotorique A mm 2 6) Pas dentaire statorique ( m) 0.011 ≤ τ ds _ n ≤ τ ds _ min 163 Chapitre III Contribution au dimensionnement d'une machine asynchrone HT° b) Variation du nombre de conducteurs Le but de cette section est de déterminer l’influence de la variation de nombre de conducteurs en série sur les performances du moteur. La variation du nombre de conducteurs conduit à la variation de plusieurs paramètres à optimiser. • la réduction du nombre de conducteurs statoriques conduit à une diminution de l’impédance du stator et de celle du rotor ramenée au stator. Elle impacte donc la chute de tension due à l’enroulement statorique ; • un nombre de conducteurs par encoche réduit, conduit à la diminution de la hauteur d’encoches et donc du diamètre extérieur du stator ; • la réduction du nombre de conducteurs conduit également à la diminution de la charge linéique m1 N cs I s ; de courant Ac = π Da • le courant magnétisant sera augmenté avec la réduction de N cs . Les résultats des simulations obtenus faisant varier le nombre de conducteurs en série par phase sont donnés aux figures Figure III-23, Figure III-24, Figure III-25 et Figure III-26. La réduction de N cs est choisi à 20%, 50% et 80% du nombre de conducteurs initial. En fonction de la réduction des conducteurs en série par phase N cs , les courbes de la puissance utile et du couple se déplacent comme présenté à la Figure III-23. Par contre, nous n’avons pas pris en compte l’effet de la saturation qui pourra influencer la puissance utile. 164 III.3 Méthode de calcul d'une MASHT° 3500 80%Nc 0.2Nc Pu Tu 3000 Pu(W), Tu*100(N m), 2500 50%Nc 0.5Nc 2000 20%Nc 0.8Nc 1500 Nc 1000 500 0 Pu, Tu 0 5 10 15 Glissement (%) 20 25 30 Figure III-23 Variation de la puissance utile et le couple en fonction de la réduction du nombre de conducteurs Le principal résultat obtenu avec la réduction du nombre de conducteurs, est que la puissance du cahier de charge est obtenue pour un glissement plus faible. Avec la réduction du nombre de conducteurs, la température du bobinage change également. La variation de la température de bobinage en fonction de la réduction du nombre de conducteurs est donnée à la Figure III-24. 165 Chapitre III Contribution au dimensionnement d'une machine asynchrone HT° 800 700 600 Tbob (°C), 500 80%Nc 0.2Nc 400 300 50%Nc 0.5Nc 200 Nc 100 0 20%Nc 0.8Nc Tbob 0 5 10 15 Glissement (%) 20 25 30 Figure III-24 Variation de la température de bobinage en fonction des différents nombre de conducteurs La température du bobinage augmente progressivement avec la réduction du nombre de conducteurs. Ensuite, la variation de N cs influence le courant de moteur (Figure III-25) et la densité du courant par conducteur (Figure III-26). 166 III.3 Méthode de calcul d'une MASHT° 700 600 Tbob (°C), 500 400 80%Nc 0.2Nc 50%Nc 0.5Nc 300 20%Nc 0.8Nc 200 Nc Nc 100 0 0 1 2 3 4 5 6 Courant du moteur (A) 7 8 9 Figure III-25 Variation de la température du bobinage en fonction du courant du moteur 800 700 600 Tbob (°C), 500 0.2Nc 80%Nc 400 0.5Nc 50%Nc 0.8Nc 20%Nc 300 Nc 200 100 0 0 2 4 6 8 10 12 Densité du courant (A/mm2) 14 16 18 Figure III-26 Variation de la température du bobinage en fonction de la densité du courant par conducteur Le courant du moteur et la densité de courant par conducteur augmentent progressivement avec la réduction du nombre de conducteurs. On perçoit ici l’intérêt de pouvoir travailler à des températures élevées, vrais aussi pour la taille de l’encoche grâce à l’accroissement de la densité de courant. Dans ces conditions, la largeur de dent et sa hauteur sont réduites, impactant favorablement le diamètre extérieur. 167 Chapitre III Contribution au dimensionnement d'une machine asynchrone HT° Le Tableau III-5 donne les paramètres que nous retenons pour la suite du dimensionnement. Tableau III-5 Données comparatives entre un moteur classique et le moteur HT° à 20°C Moteur HT° Paramètre Moteur classique 1 kW Rs , Ω s (0.2 N c ) 6.6 2.2 Diamètre d’alésage Da , m 0.084 0.068 Lsi , m 0.087 0.077 Diamètre extérieur du stator Dext , m ≈0.130 0.106 Nombre de conducteurs par encoche ≈100 20 Nombre d’encoches 24 24 Résistance statorique par phase Longueur d’induit s Les paramètres qui ont diminué notablement avec la réduction de N c sont la résistance du conducteur et le diamètre extérieur du stator. Les variations de la résistance d’une phase du stator et celle d’une phase du rotor ramenée au stator sont présentées à la Figure III-27. 25 Rs R'r 20 Nc Rs, R'r 15 0.5Nc 50%Nc s r R , R' (ohm), 0.8Nc 20%Nc 10 0.2Nc 80%Nc 5 0 0 0.05 0.1 0.15 Glissement 0.2 0.25 0.3 Figure III-27 Variation des résistances des enroulements statorique et rotorique en fonction du glissement et du nombre de conducteurs 168 III.3 Méthode de calcul d'une MASHT° L’objectif de réduction des résistances du bobinage, peut également conduire à l’utilisation de tensions d’alimentation réduites. En diminuant le nombre de spires, le courant admissible pour une température limite, peut être obtenu pour des tensions plus faibles. c) Variation du pas dentaire statorique Le diamètre d’alésage et donc le pas dentaire ont été imposés au départ du calcul. Leur valeur peut diminuer jusqu’à une valeur admissible qui dépend principalement de la saturation des dents statoriques et la réalisation du circuit magnétique rotorique et de l’arbre du moteur. Les résultats des simulations obtenus en faisant varier le pas dentaire de 11 à 7mm sont présentés à la Figure III-28. Dans ce cas, nous prenons en compte le cas du moteur sans considérer la réduction du nombre de conducteurs N cs . Pu(W), Ac(A/m), 1400 1200 Da=0.084m Da=0.076 Da=0.068 1000 Da=0.061 Pu Da=0.053 800 600 400 200 0 Ac 0 5 10 15 Glissement (%) 20 25 30 Figure III-28 Variation de la puissance utile et de la charge linéique du courant en fonction du diamètre d’alésage On constate qu’avec la réduction du pas dentaire, et donc celle du diamètre d’alésage, la puissance utile obtenue à la sortie diminue. Par contre, la charge linéique du courant augmente constamment. En fonction de la variation du pas dentaire, le diamètre d’alésage et le diamètre externe du moteur varient conformément la Figure III-29. 169 Chapitre III Contribution au dimensionnement d'une machine asynchrone HT° 0.16 0.14 Dext Da , Dext(m) 0.12 0.1 0.08 Da 0.06 0.04 7 7.5 8 8.5 9 Pas dentaire (m) 9.5 10 10.5 11 x 10 -3 Figure III-29 Variation du diamètre d’alésage et du diamètre externe du stator en fonction du pas dentaire Grâce à la Figure III-29 on observe que le diamètre externe ne varie pas tout à fait proportionnellement au pas dentaire à l’inverse du diamètre d’alésage. Dans ce cas, l’affirmation qui stipule que diminuer le diamètre d’alésage, permet de réduire la masse volumique du moteur est à nuancer. En effet, la réduction de diamètre d’alésage doit être accompagnée d’une éventuelle réduction du nombre de conducteurs par encoche. d) Analyse des résultats • La puissance utile d’un kW peut être obtenue pour un diamètre d’alésage réduit et avec un nombre de conducteurs en série N cs comparable, à un moteur classique, en faisant glisser la machine. Dans notre cas la valeur du glissement est 10% ; • La variation du nombre de conducteurs en série permet de compenser la réduction de la puissance utile liée à la réduction de Das . • En variant le glissement du moteur en cas général, nous pouvons augmenter la puissance utile et le couple jusqu’aux valeurs maximales. Au-delà les performances du moteur chutent considérablement, ce qui n’est pas souhaitable. L’élaboration d’un moteur à HT° demande une démarche complexe d’optimisation. Cependant, pour réaliser un moteur à HT°, on peut identifier les tendances suivantes : • Le courant du stator doit augmenter significativement. Nous avons montré que la densité de courant peut atteindre 14A/mm2 pour une température de 400°C ; 170 III.3 Méthode de calcul d'une MASHT° • Le nombre de conducteurs N cs doit être réduit. Si la limite est de ne pas dépasser une température de bobinage de 400°C, le nombre de conducteurs peut diminuer jusque ’à 80% par rapport à un moteur classique. De plus, ce paramètre réduit également l’effet résistif des enroulements. Sa valeur est ainsi de 5Ω à 400°C, ce qui est légèrement inférieur à un moteur classique ; • Le glissement nominal pour obtenir une puissance de 1kW est inférieur à 5% avec une réduction du nombre de conducteurs de plus de 20%. Par contre, pour atteindre une température de bobinage de 400°C, il faut réduire le nombre de conducteurs avec plus de 80% et de glisser à 14% ; En conclusion, les caractéristiques du moteur à HT° sont données au Tableau III-6. Tableau III-6 Caractéristiques obtenues pour un moteur à HT° et un moteur classique Paramètre Diamètre d’alésage Da [ m] Longueur d’induit Li [ m ] s Diamètre extérieur du stator Dext [ m] Nombre de conducteurs par encoche Nombre d’encoches Courant du moteur [ A] Densité de courant A mm 2 Rapport entre HT° et Moteur classique 1 kW Moteur HT° à 400°C 0.084 0.068 -19% 0.087 0.08 -8% ≈0.130 0.106 -18.4% ≈100 20 -80% 24 24 - 2.3 7.5 +226% 5.5 14.4 +161% basse température 171 Chapitre III Contribution au dimensionnement d'une machine asynchrone HT° III.4 Conclusion Le processus de conception d’une machine électrique à HT° est toujours délicat à réaliser en raison des nombreux compromis et la baisse significative des performances des matériaux qui évoluent significativement avec l’augmentation de la température. De plus, l’évolution de la conception à très HT° pour les machines électriques reste délicate en raison de la très faible maturité du sujet et donc du manque d’expériences. À cause de l’isolation spécifique des conducteurs, une géométrie particulière des bobines statoriques a été réalisée. Les têtes des bobines de chaque côté du moteur ne possèdent pas une forme identique afin de faciliter l’insertion de la bobine dans la machine. Ceci implique une longueur plus importante des conducteurs qui pourra introduire des phénomènes qui n’ont pas été pris en compte pour le moment. De plus, à partir de la géométrie des bobines, le circuit magnétique est élaboré en formant deux parties : les dents d’une part et la culasse du stator d’autre part. Dans ce chapitre nous avons mis en évidence les paramètres clés pour le dimensionnement d’un moteur de petite taille capable de fonctionner à HT°. L’utilisation d’isolants inorganiques rend possible une montée en température du bobinage bien au-delà de la température des machines classiques. Par contre, les performances pour les moteurs de petite taille s’en trouvent sensiblement réduites. Cela est principalement dû à la résistance des enroulements qui est un paramètre décisif dans la conception à HT°. Ce paramètre est influencé directement par la température, mais aussi par le design du bobinage. La valeur de la résistance d’enroulement par phase est environ 3 fois plus grande que dans une machine classique. Cette valeur peut finalement être réduite à une valeur comparable avec celle d’un moteur classique : cette réduction est obtenue après plusieurs compromis sur le diamètre du conducteur, la longueur des têtes des bobines, le nombre de conducteurs en série, etc... 172 Bibliographie Chapitre III Bibliographie Chapitre III [1] G.Chitarin, "Development and testing of in-vessel magnetic sensors for ITER progress on in-Vessel pick-up coils," University of Padova and Consorzio RFX, 2007. [2] Roopnarine, "Motor for high temperature applications " US Patent, 2010. [3] L. B. 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La deuxième partie porte sur l’identification et la caractérisation des matériaux candidats en fonction de la température. • Dans un premier temps, nous avons identifié un conducteur candidat comportant de l’isolation inorganique parmi plusieurs types de conducteurs HT°. Après les tests, nous avons déterminé les limites diélectriques ainsi que mécaniques du fil candidat. Les principales conclusions sur ces fils isolés céramiques sont : 1) une faible tenue en tension ; 2) une surface de l’isolant très fragile et difficile à maintenir intacte durant la fabrication du bobinage ; 3) la nécessité de couvrir le cuivre avec un métal inoxydable pour garder sa durée de vie à HT° ; 4) une résistivité du conducteur plus élevée que celle d’un conducteur en cuivre classique. • Dans un second temps, nous avons caractérisé des isolants plats destinés à l’isolation de fond d’encoche ainsi que des ciments d’imprégnation céramique pour le bobinage. Comme pour les conducteurs, ces composants isolants ont été choisis parmi plusieurs candidats. Enfin, des solutions et des recommandations pour le meilleur ciment d’imprégnation ont été apportées. • Dans un troisième temps, nous avons caractérisé le circuit magnétique élaboré à partir de tôles GO dont la direction de laminage est décalée. Avec la montée en température, leurs performances se dégradent constamment. Néanmoins, la température influence positivement une partie des paramètres : 1) les pertes fer dans le circuit magnétique diminuent constamment avec l’augmentation de la température ; 2) la perméabilité pour des inductions >0.6T augmente avec la montée de la température ; 3) le champ coercitif pour magnétiser le circuit décroît avec la montée de la température ; 4) l’induction à saturation montre un affaiblissement constant avec l’augmentation de la température. La contribution au design et au dimensionnement d’une machine asynchrone prototype à HT° constituent la troisième partie du mémoire. Elle présente les tendances des paramètres en fonction de la température et leur influence sur les performances des machines à HT°. On peut citer notamment les 179 Conclusion générale et perspectives paramètres clés qui déterminent le dimensionnement des machines électriques à des températures très élevées. • dans le cas général, la résistance des enroulements statoriques et rotoriques augmente significativement. Il s’agit d’un facteur clé pour le dimensionnement du moteur à HT°. Il est influencé par : 1) les matériaux qui constituent le conducteur (73% Cuivre, 27% Nickel) ; 2) le coefficient de montée en température ; 3) l’isolation mécaniquement fragile qui impose d’avoir des têtes de bobines agrandies qui conduiront à une longueur des conducteurs par phase plus importante. Nous avons mis en évidence que l’augmentation de la résistance du conducteur provoque une chute de la tension sur l’enroulement statoriques non négligeable à l’opposé des cas classiques. Celle-ci conduit à la réduction de la tension induite sur l’enroulement et à une diminution du rendement ; • la réduction du nombre de conducteurs en série est un facteur clé pour optimiser les paramètres du moteur à HT°; • la diminution de l’induction dans le circuit magnétique de 12% ; • le transfert de la chaleur à l’intérieur du moteur. Nous avons constaté que malgré la bonne conduction thermique de l’isolation céramique, on obtient une forte chute de température entre le point le plus chaud du moteur (têtes des bobines pliées vers la carcasse) et la carcasse extérieure. Ces conclusions nous ont permis d’estimer les possibilités de réalisation d’une machine asynchrone à HT° et, surtout, l’utilisation de fils isolés avec céramique et des tôles GO d’alliages FeSi, pour le circuit magnétique. Ces travaux ont mis en évidence, à partir de différents tests adaptés à l’isolation du conducteur, les propriétés diélectriques et les performances de l’isolation céramique du conducteur. Un point a également permis de mettre en évidence la possibilité d’utiliser un circuit magnétique des tôles GO qui pourraient être une alternative à celles en FeCo. Pourtant, il reste à tester leurs propriétés dans un moteur réel et sur des temps de fonctionnement réalistes. Les principales perspectives concernant les machines électriques HT° portent sur la fabrication du moteur prototype. En effet, nous avons pu calculer les pièces du moteur d’1kW. Des investigations sur le comportement des différents paramètres à HT° peuvent aider à identifier et à affiner la conception des machines HT°. De plus, les calculs et les simulations analytiques pourront être ainsi vérifiés en pratique sur différents régimes de fonctionnement. Dans la suite de ce travail, il serait intéressant d’utiliser ces conducteurs isolés en céramique sur des machines électriques bobinées sur plots. Néanmoins, il faudra tester différents matériaux isolants comme du 180 Conclusion générale et perspectives mica combiné avec des céramiques pour renforcer l’isolation du conducteur. De plus, pour un gain supplémentaire de performances le circuit magnétique peut utiliser des tôles en alliage FeCo. L’autre axe de perspective est l’étude de vieillissement thermomécanique et de la durée de vie des machines à HT°. Il conviendrait de chiffrer la durée de vie pour différents régimes de fonctionnement qui évidemment sont très différents de ceux des machines classiques. Enfin un point non négligeable impactant la durée de vie sera la tenue aux vibrations des machines tournantes, de ces nouveaux isolants de nature minérale. 181 Conception d’une machine asynchrone haute température Résumé : Les bobinages des machines électriques tournantes actuelles sont, pour la plupart, isolés avec des matériaux issus de la chimie organique. La limite en température des bobinages actuels se situe au-dessous de 240°C. L’augmentation significative de la température de fonctionnement d’une machine permettrait d’envisager, indirectement, une augmentation de la densité de courant dans les conducteurs actifs. Dans ces conditions, ces nouvelles machines peuvent présenter une puissance, tant massique que volumétrique, supérieures à celles exploitées actuellement. De plus, les matériaux magnétiques permettent vraisemblablement de fonctionner jusqu’à 800°C. La limite technologique actuelle pour les machines est clairement l’isolant des conducteurs électriques. Ce sujet de thèse propose de définir une approche théorique couplée à des validations expérimentales pour définir les matériaux les mieux adaptés aux machines hautes températures en termes de mise en œuvre et de performances électriques. La conception, repensée autour du bobinage, sera concrétisée par le calcul d’une machine asynchrone à haute température (400°C au cœur du bobinage). Le bobinage devra être placé au cœur de la démarche de conception des machines en adaptant les formes et les propriétés des circuits magnétiques aux caractéristiques des nouvelles bobines. Mots-clés : Moteur asynchrone, haute température, isolation céramique, fil conducteur en cuivre plaque nickel, tôles à grains orientés. Design of induction motor at high-temperature Abstract : The windings that are currently used in electrical machines are mostly insulated based on organic insulation. The temperature limit of these windings is up to 240°C. Increasing the working temperature of electrical motors means, indirectly the increasing of current density on the main conductors. Therefore these new motors may provide a higher mass and volume power as classical machines. Furthermore, the magnetic materials can work up to 800 °C. Indeed, in reality technical limit today is the wire insulation. The objective of thesis is to define a theoretical approach combined with experimental validations for identify the appropriate electrical materials used on high-temperature electrical machines. Design is fixed around the winding, that will implemented by calculating a high-temperature asynchronous machine (400°C of windings). The windings are placed as the base of machine design and will determine the geometrical shape and properties of magnetic core. Keyword : Induction motor, high-temperature, ceramic insulation, nickel plated copper wire, grain oriented electrical steel.