J'espère que notre participation à l'étude d'un groupe motopropulseur aura contribué, dans la limite de nos compétences, au développement des véhicules électriques et donc à la lutte contre la pollution automobile. Je tiens à remercier tous les doctorants et salariés permanents du Laboratoire Electrotechnique de Grenoble qui ont contribué à rendre ce travail plus enrichissant par leur aide ou leur implication dans la vie du laboratoire.
LISTE DES SYMBOLES
Lf inductance de fuite entre les pôles du rotor Lq inductance cyclique en quadrature synchrone LR inductance du rotor (sans compter les fuites) Lü inductance moyenne d'une phase du stator. Perméabilité Pl' équivalente à une fuite entre pôles du rotor Perméabilité Pp équivalente au noyau d'un pôle du rotor Perméabilité Po (totale) vue d'un pôle du rotor.
LISTE DES ABREVIATIONS
INTRODUCTION GENERALE
INTRODUCTION GENERALE
Le troisième chapitre nous permet de relier ce modèle aux méthodes classiques de calcul des inductances des machines. Les points de fonctionnement sont alors obtenus sous réserve que l'hypothèse de linéarité de la machine soit satisfaite.
CHAINES DE TRACTION POUR VEHICULE ELECTRIQUE
Chap. 1 : CHAINES DE TRACTION POUR VEHICULE ELECTRIQUE
L'avantage du variateur à courant continu est la facilité d'alimentation (électronique de puissance très simple). Ces machines ont d'excellentes puissances spécifiques, mais l'efficacité totale de la chaîne de traction dépend beaucoup du point de fonctionnement (effet négatif des courants démagnétisants pour atteindre des vitesses élevées).
MODELISATION DE L'ENTREFER VARIABLE
Chap.2 : MODELISATION DE L'ENTREFER VARIABLE
Le cas des machines synchrones à pôles lisses correspond au cas particulier où la saillance de la machine est négligeable. Les formules seront bien entendu générales et s'appliqueront également au cas de la machine magnétique.
P Pour simplifier les schémas et les raisonnements, la paire de pôles étudiée sera représentée en
METHODE GENERALE
Ce terme est constitué de la distribution d'induction Bu(S) (en valeur réduite le long de l'axe SR) et de quelques coefficients liés aux caractéristiques de l'entrefer (/-Lo, ke, ec). "sud" sont aux potentiels opposés du FMM dans le mode de fonctionnement normal de la machine. Seules les harmoniques d'ordre impair de la résistance du pôle isolé interfèrent donc avec la distribution d'induction créée par le FMM du rotor.
Cela indique que seules les harmoniques d'ordre pair de la résistance des pôles sont incluses dans la perméance vue par les courants statoriques. Nous proposons un modèle équivalent composé de la perméance du cœur du pôle (notée Pp) et de la perméance de fuite interpolaire (Pt). Nous avons maintenant une estimation de la perméance du rotor et de la perméance de l'entrefer ponctuel.
CALCUL DES INDUCTANCES
Chap. 3 : CALCUL DES INDUCTANCES
MODELISATION DU STATOR
On pourra donc obtenir les inductances cycliques de la machine avec une meilleure précision [Pic hoir 65]. Il est alors possible de décrire les accouplements avec quelques grandeurs dépendant de la géométrie de la machine [Boldea 92]. Les constantes utilisées dans ces matrices peuvent être calculées à partir de la géométrie de la machine.
Là encore, il est possible d'estimer les niveaux de distorsion harmonique de la machine EMF sans charge. Les valeurs numériques d'inductance sont obtenues par des simulations de rotation de machine. Enfin, le potentiel 'Ep est exprimé en fonction de la perméance du modèle de machine et du FMM en régime permanent du rotor et du stator.
REPARTITION DU FLUX EN CHARGE
Chap.4 : REPARTITION DU FLUX EN CHARGE
- 3 • Calcul de la perméance entre une dent et un pôle du rotor
Les coefficients ｫｾｮ＠ traduisent le fait qu'une dent est censée récupérer et « moyenner » l'inductance traversant l'entrefer sur la largeur d'un pas de dent, et pour une partie donnée de la machine. L'utilisation du schéma simplifié de la figure IV-4 nécessite de connaître les courants <1>0 et <1>d(i), à tout instant et pour toute position du rotor. Les valeurs des courants entrant dans chaque dent ne sont valables que pour une seule « particule » de la machine.
Ceci permet d'obtenir le comportement des tôles machine (et notamment leur saturation) avec une assez bonne précision. Les flux dans le modèle simplifié de la fig. IV-4 est alors calculé directement à partir des valeurs FMM présentes dans ce schéma, à savoir :. L'évolution de ce flux en fonction de SR pour le modèle analytique et lors de la simulation numérique est présentée dans la Fig.
200 deg elec
3 • Adaptation du modèle d'entrefer variable
Les rétractions d'entrefer ＢｾｸＬｹＢ＠ sont également linéaires mais dépendent de la position angulaire du rotor. Les symétries et propriétés de ｾｸＬｹ＠ permettront la résolution complète du système avec, comme seules inconnues, l'écoulement dans un pôle complet de la machine. L'ensemble du système est décrit sur quelques pôles de la machine et permet d'identifier toutes les liaisons (rotor-stator).
Le courant L'induction la plus exemplaire est celle obtenue lors de la rotation de la machine dans une dent située dans l'axe de référence (milieu de la phase "a"). Notez que la simulation FE inclut la géométrie exacte de la machine et donc les fuites de fentes. Leur estimation est en effet difficile selon la position du rotor et le niveau de saturation des points d'entaille. On peut noter que les résultats obtenus permettent de retrouver l'évolution du flux dans une dent au cours de la rotation de la machine et avec une précision respectable. Nous n'avons pas inclus ces fuites dans les courbes proposées pour montrer leur importance, et notamment parce que notre méthode d'estimation de la perméance de fuite (PA) ne nous satisfait pas pleinement. Pour ces deux points de fonctionnement, les tensions simples et composées aux bornes de la machine (branchement en étoile) sont à chaque fois relevées. Ce dernier chapitre nous a permis de modéliser finement le stator de notre machine en examinant le courant instantané dans chaque dent. Le modèle nodal à constantes localisées permet toute modélisation de machine et l'étude de la répartition des courants de charge (présence de courants dans le rotor et le stator). Compte tenu de la non-linéarité du circuit magnétique, nous avons pu reconstituer les phénomènes internes lors de régimes de fonctionnement à forte puissance. Enfin, les tensions instantanées induites dans les enroulements ont été estimées avec précision à l'aide de notre modèle non linéaire, même dans des conditions fortement saturées. L'erreur sur la première harmonique des tensions ne dépasse pas quelques % quel que soit le point de fonctionnement de la machine. Puis nous avons montré comment, à l'aide d'un modèle simple du stator, on peut déduire les flux instantanés (et leurs harmoniques) dans les dents de la machine (ch. 4 § 1 à III). Les performances de la machine ont ainsi pu être évaluées avec précision et comparées aux spécifications. Le modèle analytique linéaire permet d'étudier directement le contenu harmonique des différentes grandeurs de la machine. Enfin, connaître l'induction instantanée dans différentes parties de la machine permet de prédire une estimation précise des pertes fer. En effet, notre modèle permet de retracer les cycles magnétiques décrits par les différents points du circuit magnétique de la machine. A partir de notre modèle, nous pouvons obtenir l'évolution (a priori non sinusoïdale) de B(t) en tout point de la machine et en déduire le cycle H(t) en utilisant la méthode et les mesures proposées par vs. Pour l'investigation, nous supposerons que les aimants ont été correctement dimensionnés afin de ne pas démagnétiser les aimants avec les courants statoriques sous charge (1 H 1 < HK. Le coefficient d'enroulement « kn » pour l'harmonique de rang « n » est obtenu par le produit des coefficients de partition et de raccourcissement : kn = ｾｮＮｫｲｮ＠. Contrairement aux formulations classiques, on n'inclut pas le coefficient de pente kin dans le coefficient d'enroulement (cf. Si les conducteurs sont uniformément répartis sur "m" encoches successives, par pôle et par phase, alors le coefficient de répartition de l'harmonique de rang n est donné par la formule ci-dessous :. Soit ｾｩ＠ l'angle électrique d'inclinaison des points du stator par rapport aux pôles du rotor. La ligne la plus grande aura une longueur ne dépassant pas deux fois la largeur de l'entrefer, sinon la ligne de champ traverse le rotor et ne peut plus être considérée comme un champ d'écoulement dans l'entrefer. Pour toute ligne de champ de rayon r, nous pouvons écrire le théorème d'Ampère et en déduire sa valeur ; deux cas doivent être considérés selon que le diamètre de la ligne de champ est supérieur ou inférieur à la longueur de la source linéaire. Ce champ de fuite est celui qui passe dans l'entrefer autour d'un point de mesure situé à une distance E. En effet, toutes nos mesures sont effectuées dans l'entrefer, à une distance E égale à 3/1 de millimètre. Il est possible de montrer que la forme de l'encoche ci-dessous sur la figure 6 génère des fuites données par l'équation suivante [Liwchitz 67]. DECOMPOSITIONS HARMONIQUES 34;La batterie cathodique au nickel pour véhicules électriques : du nickel-cadmium au nickel-hydrure métallique". 34;Etude des pertes magnétiques supplémentaires dans les machines asynchrones entraînées par des convertisseurs à modulation de largeur d'impulsion". IEEE Power Engineering Society, Winter Meeting, New York, January 1977. 34; An Approach to the Analytical Solution of the Traditional Transient Mathematical Model of Asynchronous Machines". Takeshi FURUHASHI, Somboon SANGWONGW ANI CH and Shigeru OKUMA.. 34; A viewpoint and speed sensorless control for brushless DC motors using a sliding mode adaptive observer". Lars NORUM, Alf Kare ADNANES, Waldemar SULKOWSKI and Lars Arne AGA ''The realization of a permanent magnet synchronous motor drive with flux weakening, digital CULTent control and vector modulation''. Satoshi OGASA W ARA, Hirofumi AKAGI and Akira NABAE .. 34; Generalized TheOl)' of Indirect Vector Control for AC Machines".J ｾ＠
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CONCLUSION GENERALE
ANNEXES
Annexe 1 : MODELISATION DES AIMANTS
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Encoche
ET BIBLIOGRAPHIE
BIBLIOGRAPHIE