Caractéristique de couple – densité de courant δq – pertes cuivre

Les deux machines d’essai sont une MSCF 12-8 et une MSCF 12-16 qui, selon les performances comparatives obtenues, paraissent comme des machines plus intéressantes que les deux machines à bobinages répartis. La fabrication de ces deux prototypes a été réalisée chez Leroy Somer, le partenaire industriel du projet M2EI.

Nous présentons dans la (Figure III.1) la géométrie de ces deux prototypes, qui ont des modifications par rapport aux machines étudiées, notamment au rotor, afin de profiter des intérêts du brevet de rotor de Leroy Somer :

    • Les modifications au rotor ont pour objectif d’augmenter la concentration de flux vers les dents du stator et de diminuer le couple de détente.

    • Les modifications au stator facilitent la manœuvre et la fabrication des prototypes.

L’objectif de ce chapitre est de valider les modèles de pertes proposés, nous nous intéressons à comparer les caractéristiques expérimentales avec celles obtenues par la modélisation numérique ou par les modèles.

Comme les géométries des deux prototypes sont très fines et détaillées, cela ne facilite pas la modélisation numérique parce que le maillage prend énormément de temps pour chaque itération de calcul. C’est pourquoi nous avons simplifié un peu leurs détails géométriques pour gagner en temps de calcul. Les deux machines simplifiées sont présentées dans la Figure III.2.

Au stator (Figure III.3), les formes spéciales des deux machines initiales rendent un temps de maillage très important, notamment la forme au niveau de la dent. Donc, une modification au niveau des dents et une modification au niveau de la culasse ont été effectuées.

Au rotor (Figure III.4), il y a deux modifications de la MSCF 12-8 : la disparition du bloc d’air à l’extrémité de l’aimant vers l’entrefer et la simplification du bloc d’air entre deux aimants. Quant à la MSCF 12-16, il y en a deux aussi : la disparition du bloc d’air à l’extrémité de l’aimant vers l’entrefer et l’épaisseur réduit de la partie magnétique vers l’arbre de la machine afin de diminuer des fuites.

Pour justifier ces simplifications, nous comparons le flux à vide des deux machines simplifiées avec celui des deux prototypes initiaux.

Pour les machines MSCF 12-8 et MSCF 12-16, le flux à vide de la machine initiale et celui de la machine simplifiée sont très proches. Les erreurs sont de 10 % et de 4 % respectivement pour la MSCF 12-8 et la MSCF 12-16. Alors, nous pouvons accepter que les deux machines MSCF 12-8 et MSCF 12-16 simplifiées (Figure III.2) sont équivalentes aux deux machines initiales (Figure III.1). Les modifications géométriques portées sur ces deux machines permettent de diminuer le temps d’un calcul dans un rapport 10 par rapport aux deux machines initiales. Donc, ces simplifications sont significatives.

Pendant les essais, la température de travail varie entre 70 °C et 120 °C. Donc, les paramètres dépendant de la température ont été déterminés à une température moyenne de 100 °C comme référence. Le tableau suivant présente les paramètres des deux machines d’essai.

Les deux prototypes ont été montés dans un ensemble d’un banc d’essai présenté dans la Figure I.20. Ce banc d’essai se compose des éléments suivants :

    • Autotransformateur associé à un pont de diodes permettant d’avoir une tension réglable entre 0 et 300 VDC.

    • Variateur de vitesse permettant de régler la vitesse de la machine asynchrone.

    • Machine asynchrone (MAS) qui est accouplé directement à la machine synchrone.

    • Moteur (machine synchrone étudiée MS) accouplé avec la MAS.

    • Onduleur de tension alimentant la MS connectée au même bus DC que le variateur de vitesse.

    • Refroidissement par eau de la MS.

    • PC de commande et dSPACE pour le contrôle de la MS

Le schéma de principe (Figure III.8) comprend simplement les blocs suivants : Un capteur de position nous donne l’angle mécanique du rotor ; le bloc p (nombre de paires de pôles) peut convertir l’angle mécanique en angle électrique. Les blocs « actif » et « réactif » permettent de régler les valeurs des courants IA et IR injectés dans la machine pour effectuer les mesures correspondantes à ces valeurs. Ces courants sont assimilés aux courants d’axe d et q selon les formules (III. 1) et (III. 2).

Les commandes de l’onduleur de tension de la MS ont été effectuées sous Matlab/Simulink. Elles sont représentées par les commandes de courant actif IA (correspondant à Iq) et de courant réactif IR (correspondant à Id) (Figure III.8).

Les commandes de ces courants sont exprimées par les formules suivantes :

Où :

IA : Courant actif (A)

IR : Courant réactif (A)

L’asservissement des courants se fait avec des correcteurs par hystérésis. Seuls deux courants sur les trois sont asservis, car le neutre de la machine n’est pas relié et la commande du troisième bras d’onduleur est déterminée à partir de la commande des deux autres.

Le fait que la MS et la MAS ont le même axe mécanique permet de maitriser le fonctionnement à différentes vitesses réglées par le variateur de vitesse et donc, la MS fonctionne en régime de moteur. Cela n’entraine pas en général des différences par rapport aux régimes de générateur. Alors, une fois les tests sont validés pour ce régime, ils peuvent être appliqués pour le régime de générateur, ce qui répond à notre étude pour une application de la traction hybride.

Dans le chapitre II, nous avons supposé que le couple des machines étudiées est créé uniquement par le courant de l’axe q (Iq). Ensuite, à partir des valeurs de couple en fonction des densités de courant δ q , nous avons proposé un modèle polynomial de deuxième ordre pour exprimer leur relation. La détermination des coefficients est basée sur l’approximation de ce modèle avec les valeurs obtenues par la modélisation. Dans cette partie nous nous intéressons à justifier les hypothèses utilisées, ainsi qu’à valider les modèles proposés par des essais.

Pour mesurer le couple, nous avons utilisé un montage de balance (Figure III.9). En effet, pour ces tests, nous ne souhaitons pas utiliser le couple-mètre pour éviter des erreurs causées par l’électronique quand les machines fonctionnent à hautes vitesses. C’est aussi la raison pour laquelle notre équipe SETE du laboratoire SATIE n’utilise actuellement que ce montage de balance.

Le principe de mesure a été effectué dans l’ordre suivant : la position initiale est celle où nous avons obtenu l’équilibre horizontal de ces poids sans alimenter la MS et la MAS. L’injection des courants IA, IR est effectuée sous Simulink. Selon les valeurs des courants, le montage de balance peut bouger et perd son équilibre initial. Les poids à droite sont fixés alors que les poids à gauche de valeur 2 N, 5 N, 10 N sont déplaçables pour rétablir l’équilibre de ce montage. Le déplacement des poids sur la barre (en cm) et leur poids (en N) permet de déterminer le couple (en Nm).

L’hypothèse que le couple est créé essentiellement par l’injection du courant dans l’axe q, est pour l’objectif de pouvoir obtenir un couple en minimisant les pertes cuivre. C’est pourquoi nous nous attachons dans un premier temps à ajuster cette hypothèse par des essais expérimentaux.

Pour cela, nous avons imposé une valeur de couple de C = 10 Nm. Nous avons cherché les courants dans les deux axes d, q pour avoir ce couple. Ces courants Id2 + Iq2 doivent être évidemment inférieurs au courant maximum (ou le courant thermique, correspondant expérimentalement à un couple de l’ordre de 15 Nm selon les mesures). Parmi eux, il existe une valeur (Iq, Id = 0) comme celle de référence. Cette mesure a été effectuée à faibles vitesses inférieures à 2000 tr/min.

Certes, les différentes valeurs des courants injectés dans la machine pour obtenir ce couple donnent les valeurs des pertes cuivre correspondantes. C’est pourquoi nous avons tracé les courbes de pertes cuivre en fonction du courant de l’axe d pour voir l’influence du courant Id sur les pertes cuivre en assurant le même couple.