Contribution à la conception et au

7/23/2019 Contribution la conception et au

1/162

1

Contribution la conception et au

dimensionnement dun actionneurdembrayage

Caroline DOC

Universit de Technologie de Compigne - Laboratoire dElectromcanique de Compigne

Thse soutenue le 21 Octobre 2010 devant le jury compos de :

M. HECQUET (rapporteur)

F. BETIN (rapporteur)

G. FRIEDRICH (prsident)

J-P. VILAIN (directeur de thse)

V. LANFRANCHI (encadrant de thse)

D. TACCOEN(invit)


2/162

Remerciements

Je voudrais tout dabord remercier Monsieur Michel HECQUET et Monsieur Franck

BETIN pour avoir accept dtre rapporteurs de ma thse ainsi que pour les changes trs

intressants et constructifs que nous avons pu avoir.

Je voudrais galement remercier la socit VALEO Transmission Amiens pour mavoir

permis de travailler sur ce sujet et plus particulirement Monsieur Jean-Louis DELEVALLEE

pour sa disponibilit, ses remarques pratiques et sa foi dans le projet.

Je remercie aussi Monsieur Jean-Paul VILAIN et Monsieur Vincent LANFRANCHI pour

leur encadrement et Monsieur Guy FRIEDRICH pour mavoir accueillie au sein du Labora-

toire dElectromcanique de Compigne.

Je tiens remercier ma famille pour son support constant travers des petits riens, allant

dun repas un hbergement en urgence, qui font que les choses sont au final plus faciles.

Cette thse ne se serait pas droule de la mme faon sans le soutien au quotidien de

gens sans qui les semaines auraient t plus longues : Clment FOUQUE (mon frre darmes),Vincent LANFRANCHI ( la fois mon grand-frre et le meilleur encadrant possible), Chris-

tophe FORGEZ (la dette est grande) et Ccile COSTE (pour tout le reste, il y a France

Tlcom).

Jai galement une pense toute particulire pour les membres du Laboratoire dElectro-

mcanique de Compigne quils aient (Khadija, The Dung) ou non (Nicolas, Sphane, Anne,

Monsieur Lemoine, Loc) particip cette thse avec une mention spciale pour mes col-

lgues doctorants : Aurlien, Anthony, Dinh Vinh (et toute sa famille), The Dung, Sullivan

et Pierre.

Je noublie pas les amis au sens large, parce quil fait parfois bon de se souvenir quil

existe un monde en dehors de la thse : Chili, Guillaume, et globalement UGR, Olivier CHA-

TEAU et Olivier ALLEAUME, Sylvain, Rolland, Vincent, Benoist, Ludovic, Ema, Jenko, et

globalement les Jenkistadors, Jrme, Julien ainsi que Richard et Nol G (sans qui je ne me

serais mme pas lance dans laventure).

2


3/162

Table des matires

Remerciements 2

Introduction gnrale 6

1 Description du problme 12

1.1 Principe de fonctionnement de la partie mcanique . . . . . . . . . . . . . . 13

1.2 Dfinition des modes de fonctionnement . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 14

1.3 Contraintes denvironnement et de fabrication . . . . . . . . . . . . . . . . . 18

1.3.1 Encombrement . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 18

1.3.2 Bobinages . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 19

1.3.3 Contraintes thermiques . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 20

1.4 Cycles de fonctionnement . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 20

2 tat de lart et choix du type de machine 23

2.1 tude des types de machine . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 23

2.1.1 La machine synchrone aimants permanents . . . . . . . . . . . . . . 24

2.1.2 La machine rluctance variable . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 26

2.1.3 La machine synchro-rluctance . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 27

2.1.4 La machine asynchrone . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 29

2.1.5 Synthse . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 32

2.1.6 Conclusion . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 32

2.2 La machine synchro-rluctante . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 33

2.2.1 Introduction . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 332.2.2 Principe . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 34

2.2.3 Topologies de rotor . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 36

2.3 Choix de la Machine SynchRel rotor segment pour lapplication . . . . . . 38

3 Mthodologie de dimensionnement systme 40

3.1 Dfinition de la mthode de dimensionnement . . . . . . . . . . . . . . . . . 42

3


4/162

4

3.2 Choix des paramtres discrets du moteur par prdimensionement . . . . . . . 45

3.2.1 tude pour Nepp = 1 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 45

3.2.2 tude pour Nepp = 2 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 48

3.2.3 Validation par simulation lments finis . . . . . . . . . . . . . . . . . 49

3.2.4 Choix pratique des paramtres discrets . . . . . . . . . . . . . . . . . 513.3 Profil de vitesse . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 52

3.3.1 Les diffrents profils de vitesse . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 53

3.3.2 Compatibilit des modes de fonctionnement . . . . . . . . . . . . . . 56

3.3.2.1 Expression du facteur de puissance . . . . . . . . . . . . . . 57

3.3.2.2 tude de variation du facteur de puissance . . . . . . . . . . 59

3.3.2.3 Rapport des puissances des modes de fonctionnement . . . . 60

3.3.3 Influence et interdpendance des paramtres systmes . . . . . . . . . 61

3.3.3.1 Calcul de linertie ramene sur larbre moteur . . . . . . . . 62

3.3.3.2 tude de sensibilit et inter-dpendance des paramtres . . 63

3.3.4 Dfinition du point de dimensionnement du moteur . . . . . . . . . . 65

3.3.5 Rsultats de loptimisation du profil de vitesse . . . . . . . . . . . . . 66

3.4 Conclusion . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 69

4 Modlisation de la machine synchro-rluctante et dimensionnement 70

4.1 quations du modle analytique . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 71

4.1.1 Dfinition de la gomtrie . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 71

4.1.2 Modle magntique . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 73

4.1.3 Modle lectrique . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 81

4.1.4 Conclusion . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 82

4.2 Prsentation du moteur retenu . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 83

4.3 Validation par modle lments finis . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 85

4.3.1 Induction dans les dents . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 85

4.3.2 Inductances directe et quadrature . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 85

4.3.3 Validation du couple . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 86

4.4 Hypothses et choix concernant la machine SynchRel . . . . . . . . . . . . . 87

4.4.1 Choix du type dalimentation . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 874.4.1.1 Couplage entre Matlab Simulink et Flux2D . . . . . . . . . 88

4.4.1.2 Rsultats de simulations . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 89

4.4.1.3 Conclusions . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 91

4.4.2 Niveau dinduction dans le matriau . . . . . . . . . . . . . . . . . . 92

4.4.3 Choix du type de matriau . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 94


5/162

5

4.5 tude du dfluxage . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 99

4.5.1 Limites de lespace couple-vitesse . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 100

4.5.2 Simulation du dfluxage . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 101

4.5.3 Rsultats de simulation . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 103

4.6 Conclusion . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 106

5 Ralisation exprimentale et rsultats 107

5.1 Ralisation pratique . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 107

5.1.1 Gomtrie du rotor . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 108

5.1.2 Ralisation du stator . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 109

5.1.3 Implantation . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 111

5.2 Commande . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 113

5.2.1 Prsentation de la commande de la machine . . . . . . . . . . . . . . 113

5.2.2 Consigne de couple, de courant et anticipation . . . . . . . . . . . . 1165.2.3 Rsultats de simulation . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 118

5.2.4 Calage du rotor . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 118

5.3 Rsultats . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 121

5.3.1 Essais statiques . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 121

5.3.2 Essais dynamiques . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 122

5.3.3 Conclusion . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 127

Conclusion et perspectives 128

Bibliographie 131

Annexes 136

A Liste des annotations utilises 137

B Valeurs standardises des fils de cuivre 141

C Calcul des profils de vitesse 142

D Modlisation fine (second modle) 148

E Modlisation par lments finis de machines SynchRel avc diffrents ma-

triaux 155


6/162

Introduction gnrale

En 1992, au sommet de la Terre Rio, la communaut internationale a pris conscience

pour la premire fois des risques lis un changement climatique. En raction ce sommet,

partir de 1997, le protocole de Kyoto a t mis en place afin de limiter les missions de

gaz effet de serre. A lentre en vigueur du protocole de Kyoto, le 16 fvrier 2005, 55 tats

staient alors engags rduire leurs missions de gaz effet de serre den moyenne 5,5%

par rapport au niveau de 1990 sur la priode 2008-2012. Dans le cas de lUnion Europenne,

la rduction prvue tait de 8 %. Aujourdhui, ce protocole et son trait dapplication ont t

ratifis par 183 pays. Parmi les gaz responsables des changements climatiques figure le gaz

carbonique ou dioxyde de carbone (CO2) provenant principalement de la dforestation et de

la combustion des nergies fossiles. Le sommet de Copenhague, en 2009, continue duvrer

dans ce sens.

Dans les pays dvelopps, les missions de CO2 par combustion dnergies fossiles pro-

viennent pour 26% des gaz rejets par les divers moyens de transports routiers (voir lexemple

des tats-Unis en Figure 1). Cest pourquoi les pays de lUnion Europenne ont mis en placedes normes dmissions maximales vis vis des vhicules automobiles particuliers, entrant

pour moiti dans les missions de CO2 du transport routier. En 1998, des accords volontaires

ont t passs entre le Parlement Europen et les constructeurs automobiles. Ces accords

spcifient que tous les vhicules neufs vendus partir de 2005 (2010 au plus tard) doivent

mettre moins de 140 g de CO2 par kilomtre et devront tre en dessous du seuil de 120

g/km pour 2012. Pour indication, la moyenne des missions des vhicules en Europe en 2000

tait de 186 g/km.

6


7/162

7

Fig. 1: Rpartition par activit des missions de CO2 pour un pays dvelopp : les USA(llectricit est impute aux secteurs qui la consomment) Source : CO2 missions by fuel,AIE, 2004

Pour tenir ces engagements, les constructeurs ont, entre autre, opt pour une augmenta-

tion de llectrification des vhicules. Certains quipementiers proposent diverses solutions

qui, combines, pourraient faire baisser les missions de CO2 de prs de 40%. Dans le casde la suppression des systmes hydrauliques ou lectro-hydrauliques, la finalit consiste en

la suppression des pompes associes aux diverses fonctions (direction assiste, embrayage,

freins, . . . ). En effet, pour fonctionner tout instant, un circuit partiellement ou totalement

hydraulique doit tre constamment sous pression. Pour ce faire, la pompe hydraulique doit

tre en fonctionnement mme lorsque le systme associ nest pas utilis. Llectrification des

fonctions permet de mettre en place des systmes ne consommant que lorsquils sont utiliss,

rduisant par l mme la consommation en carburant. De plus, entre autres avantages, une

fonction ralise lectriquement permet dtre automatise par un systme embarqu afin de

fonctionner son optimum de consommation dans les cas o la commande humaine serait

surconsommatrice. Dautre part, la suppression des circuits hydrauliques rend obsoltes les

problmatiques de retraitement des fluides hydrauliques, nfastes pour lenvironnement.

Dun point de vue industriel, llectrification de fonctions jusque l ralises par les sys-

tmes mcaniques ou hydrauliques prsente aussi des avantages de fabrication non ngli-


8/162

8

Fig. 2: Embrayage compensation Lancia

geables : gains de place, facilit de mise en oeuvre, diminution du cot en supprimant de

nombreuses pices (flexibles, arbres intermdiaires, matre cylindre hydraulique. . . ).

Le cadre de cette thse CIFRE sinscrit au sein du projet E-Clutch - EMBRAY de la

socit Valeo Transmission, situe Amiens. Le projet E-Clutch vise utiliser un moteur

lectrique afin de mettre en mouvement la bute dun embrayage mcanique. La solution

utilise ce jour pour actionner lectriquement lembrayage rside dans les actionneurs compensation (Figure 2). Ces actionneurs fonctionnent selon le principe du dplacement de

point dquilibre. Un ressort de mme raideur que le diaphragme de lembrayage exerce sa

force de contrainte sur la bute de lembrayage, elle-mme relie au diaphragme. Lactionneur

lectrique na alors vaincre que les forces de frottement propres au systme pour dplacer

la bute via une came profile. Cependant ces actionneurs sont encombrants, principale-

ment cause de la taille du ressort ncessaire la compensation. Or, la place disponible

proximit du moteur thermique est relativement restreinte. Dautre part, les actionneurs

compensation viennent se fixer sur le bloc moteur. Or la gomtrie du bloc moteur est

diffrent dun constructeur lautre et dun modle lautre. De ce fait, leur standardisation

est impossible.

Le projet EMBRAY propose dactionner lembrayage sans laide de compensation afin

de rduire lencombrement du systme dactionnement de telle faon que celui-ci puisse tre

intgr au sein de la cloche dembrayage. Ainsi, lensemble embrayage et actionneur pourrait

tre standardis et offrirait une solution dencombrement comparable celui dun actionneur


9/162

9

hydraulique ou lectro-hydraulique.

Pour rendre la solution technique propose par EMBRAY viable, il est ncessaire que le

moteur lectrique prsente les caractristiques suivantes :

fort couple volumique : comme mentionn ci-dessus le systme dactionnement doit te-

nir dans la cloche dembrayage afin dtre transparent vis--vis de lencombrement ausein du compartiment moteur thermique. Ceci implique un moteur lectrique de faible

diamtre afin de tenir entre la pice supportant le diaphragme et la cloche (respective-

ment A et G sur la Figure 3), soit un diamtre externe de lactionneur de 45mm. Quant

la longueur, elle ne doit pas excder la quinzaine de centimtres avec le capteur de

position, si ncessaire.

bon comportement temprature leve : une autre contrainte lie au fait que laction-

neur lectrique se trouve dans la cloche dembrayage est la temprature ambiante du

milieu. Au sein de la cloche dembrayage, la temprature peut monter jusqu plus

de 200C (avec risque de destruction de lembrayage). Les tempratures couramment

admises pour les actionneurs hydrauliques sont de 140C, avec une volont de la part

des constructeurs dtendre cette plage jusqu 160C. Il est noter que ces plages de

tempratures sont peu favorables lutilisation daimants, dont les niveaux dinduc-

tion diminuent avec laugmentation de temprature, ce qui rend les moteurs aimants

existant dans le commerce peu propices cette utilisation.

faibles pertes joules : lintrieur de la cloche dembrayage est non seulement un environ-

nement chaud mais aussi un environnement sale (poussire provenant des garnitures

dembrayage, graisse, humidit... ). Lactionneur lectrique devra donc galement tretanche afin de protger ses parties mcaniques. Ainsi, lapport de chaleur par les

bobinages ne pourra pas tre vacu par convection, ce qui, pour des tempratures

extrieures dj leves, peut savrer problmatique.

Nous nous retrouvons donc face une niche nouvelle dans le milieu de lautomobile pour

laquelle le type de moteur lectrique le plus adapt na pas encore t dfini ni par une

connaissance a priori, ni par une srie dessais. De plus, comme nous lavons montr plus

haut, le problme prsente une combinaison de contraintes fortes qui rend le choix du type

de machine non-trivial. Ces mmes contraintes imposent des performances atteindre qui

rendent la conception du moteur difficile, autant plus quelles concernent, non pas le moteur

en lui-mme, mais le systme entier.

Dans le premier chapitre, nous allons dabord prsenter ltat de lart ayant pour but de

dterminer quel type de machine est le plus susceptible de convenir lutilisation dcrite plus


10/162

10

Fig. 3: Coupe de ct dun embrayage

haut. A travers cette tude, trois types de machines triphases alternatives seront abordes.

La conclusion de ce travail nous a fait retenir la machine synchro-rluctante rotor segment.

Nous prsenterons ensuite le cahier des charges exact de lactionneur dimensionner. Ce

cahier des charges est en lui-mme assez complexe car il impose beaucoup de contraintes.

Comme nous le verrons, ce cahier des charges ne dfinit pas un tandem (couple ; vitesse) di-

mensionnant pour la machine mais un dplacement raliser dans un temps donn pour une

pice de lactionneur. Il faut donc trouver des solutions cohrentes pour la machine, le rduc-

teur et le profil de commande en fonction des objectifs (temps de dplacements selon modes de

fonctionnement) et des contraintes (dimensions, temprature, grandeurs lectriques, couplede charge variable selon la position...). Une premire tape utilisera un modle simple de la

machine pour dterminer les paramtres discrets primordiaux de cette dernire (en premier :

le nombre de paires de ples p ) dans une approche systme. En effet, avec la prise en compte

de lensemble des contraintes, ce paramtre conditionne les choix du rapport de rduction et

du profil de commande.


11/162

11

Les paramtres systme et principaux de la machine ayant t fixs, le modle de la ma-

chine sera affin pour aboutir un dimensionnement dfinitif faisant intervenir les paramtres

doptimisation continus ncessaires. Ce modle analytique sera obtenu partir dquations

de circulations de flux bases sur des rseaux de rluctances. Il sera employ pour la recherche

de la gomtrie et des matriaux les plus adapts au cahier des charges. Enfin, nous tudie-rons le dfluxage de la MSR et vrifierons quun angle de calage adquat permet datteindre

le couple moteur ncessaire en mode assist (temps de rponse faible, vitesse leve).

Aprs ceci, nous prsenterons les spcificits de ralisation du moteur prototype ainsi que

sa commande et le banc de test. Les rsultats des essais seront comments avant de conclure

et proposer des perspectives.


12/162

Chapitre 1

Description du problme

Dans le cas de llectrification de la fonction embrayage, quand le moteur lectrique est

seul fournir la force ncessaire au dplacement de la bute dembrayage (voir annexe), lundes problmes majeurs est le fort couple fournir pour vaincre la raideur du diaphragme de

lembrayage lors du dbrayage. Lun des systmes actuels, appel embrayage compensation

(voir Figure 2), utilise un montage base de ressorts afin dquilibrer exactement la force

cre par la raideur du diaphragme. La force cre par les ressorts est applique la bute

du diaphragme grce une came. La somme des forces appliques sur la came est donc nulle.

Le moteur lectrique na plus alors qu vaincre les forces de frottement. Ce systme prsente

lavantage de ncessiter peu de couple de la part du moteur lectrique. Cependant, les ressorts

et la came de report de mouvement sont assez encombrants et ncessitent un lot de points

dattache qui seront diffrents selon le type de moteur. Lune des solutions proposes a t decrer un dispositif compact permettant de rcuprer de lnergie du groupe motopropulseur

(GMP) pour assurer le dplacement de la bute du diaphragme (voir Figure 1.1). Le moteur

lectrique a alors deux fonctions : assurer le serrage sur une pice de frottement (en vert sur la

Figure 1.1) qui ralise le transfert de lnergie depuis le GMP vers la bute de diaphragme et

raliser la mise en mouvement du systme complet dans le cas o le GMP est teint (calage,

moteur coup avec une vitesse enclenche,...). Lune des conditions, qui impose bon nombre

de contraintes, est le logement du systme complet (mcanique plus actionneur lectrique)

dans la cloche dembrayage. Ceci tant, en plaant lactionneur dans la cloche dembrayage,les points dencrage peuvent tre indpendants du groupe moto-propulseur sur lequel sera

mont lembrayage puisquils ne dpendront que de lembrayage utilis, ce qui laisse une plus

grande souplesse quant la forme et limplantation, et permet de standardiser les solutions

intressantes.

12


13/162

13

Fig. 1.1: Plan de coupe dun montage de principe du systme mcanique

1.1 Principe de fonctionnement de la partie mcanique

moteurlectrique

rducteur derapport k

liaisonvis-crou

garniture defrottement

vrin depousse

buted'embrayage

rouelibre

G.M.P.

Ntr Ntr/k tours

Fig. 1.2: Principe de fonctionnement de la partie mcanique

Lide principale la base du systme que nous devrons actionner est que le couple

fourni la bute dembrayage provient du groupe moto-propulseur. Lactionneur lectrique

ne provoque quun faible dplacement dun systme vis-crou venant mettre en contact une

pice de frottement entre le vrin de pousse et la roue libre lie au G.M.P.

Comme mentionn ci-dessus, une partie de lnergie ncessaire au dplacement de la bute

dembrayage est prleve au groupe moto-propulseur. Une pice de friction permet de mettre


14/162

14

en contact un vrin de pousse (schmatis en vert sur la Figure 1.3), servant dplacer la

bute dembrayage, la pice transmettant le mouvement depuis le diaphragme (en bleu)

et un systme vis-crou (en rouge) dont le mouvement provient de lactionneur lectrique.

La garniture de frottement est donc en contact avec trois pices : le vrin de pousse et

deux pices pouvant initier le mouvement. Le systme vis-crou a deux fonctionnalits. Lapremire est dappliquer une force de serrage sur la garniture de frottement afin que celle-

ci puisse transmettre le couple. La seconde est de pouvoir dplacer le vrin de pousse

travers la garniture de frottement, si ncessaire. La pice la plus rapide entre celle qui

transmet le couple du G.M.P. (en bleu) et le systme vis-crou (en rouge) imprime sa vitesse

au vrin de pousse. Si le systme vis-crou tourne plus vite que la pice bleue (G.M.P.

teint), alors le roulement se met en roue libre et le mouvement provenant du G.M.P. nest

plus transmis. La totalit du couple provient alors du moteur lectrique. Si la pice bleue

tourne plus vite, la roue libre se bloque et le mouvement du vrin de pousse est fourni par

le G.M.P. Dans ce cas, le systme vis-crou doit juste suivre le dplacement du vrin de

pousse afin que la garniture de frottement reste en contact. Il ne fournit alors que la force

de serrage de la garniture de frottement sur la pice bleue. Entre lcrou extrieur (pice

rouge) et le moteur lectrique, on place un rducteur (pice marron) afin dajouter un degr

de libert supplmentaire. On pourra ainsi choisir le nombre de tours au moteur, appel

dbattement angulaire (Ntr), ncessaire la ralisation de la course complte de la bute

dembrayage. Ce paramtre influe, entre autre, sur la vitesse ncessaire atteindre afin de

respecter la contrainte dynamique du cahier des charges. En pratique, la pice transmettant

le mouvement provenant du G.M.P. se dcompose en trois parties : lune en contact avec lediaphragme, une autre en contact avec la garniture de friction et une roue libre. La roue libre

permet de sassurer que lorsque le moteur lectrique imprime sa vitesse au vrin de pousse,

la pice transmettant le mouvement provenant du G.M.P. nest pas entrane galement. Les

interactions entre ces diffrentes pices sont schmatises en Figure 1.2.

1.2 Dfinition des modes de fonctionnement

Par construction, il existe deux manires de raliser le dplacement de la bute.

Dans lun des cas, le groupe moto-propulseur fonctionne. Il est donc possible de lutiliser

pour mettre en mouvement le vrin de pousse. Ce mode de fonctionnement sappelle le mode

assist. Lors de ce mode de fonctionnement, le moteur lectrique doit uniquement dplacer le

systme vis-crou afin quil vienne pincer la garniture de frottement. Ainsi le mouvement de

la pice lie avec le diaphragme peut tre transmis au vrin de pousse selon la plus grande

surface de contact avec la garniture de frottement.


15/162

15

Fig. 1.3: Schma cinmatique du systme mcanique mettre en mouvement

Dans lautre cas, le groupe moto-propulseur est teint. Il sagit alors de pouvoir dbrayer

lorsque, par exemple, une vitesse est reste enclenche durant le stationnement ou aprs avoir

cal. Ce mode sappelle le mode non-assist puisque le GMP napporte aucune nergie ausystme. Le moteur lectrique fournit alors toute la puissance ncessaire au fonctionnement

via le systme vis-crou, le rducteur et le vrin de pousse.

Lactionneur lectrique doit donc permettre de fonctionner dans les deux cas de figure

dcrits ci-dessus. Dans les deux cas, la bute peut parcourir un trajet de 8,5 mm. Il nest

cependant pas ncessaire de parcourir toute cette distance pour raliser la fonction de d-

brayage. La distance parcourir pour dbrayer est de 6 mm. Nous nous limiterons donc par

la suite ltude de cet intervalle. Le comportement du couple rsistant (Figure 1.4) aprs 6

mm, lorsque le couple rsistant r-augmente, ne sera pas pris en compte. Sur la distance [0 ;

6 mm], le couple rsistant peut tre reprsent comme une parabole en fonction du dplace-ment. Dautre part, le systme mcanique en aval du moteur est le mme quelque soit le mode

de fonctionnement (assist ou non assist). Le rapport de rduction global entre le nombre

de tours raliss par le moteur (not Ntr) et la distance parcourue par le vrin de pousse

est donc unique. Ainsi le dplacement total du moteur, appel dbattement angulaire, est le

mme dans un cas que dans lautre.


16/162

16

Fig. 1.4: Couple fournir par le moteur en fonction du mode et de la position de la bute

Nous considrerons toujours lactionnement dun embrayage normalement ferm, sa-

voir que le cheminement aller dbraye et que le trajet retour embraye. Dans les deux cas

de fonctionnement, la force de rappel de diaphragme tend naturellement re-fermer lem-

brayage (trajet retour). Le couple fournir par le moteur pour ce trajet retour est faible

(voir Figure 1.4) et sert principalement vaincre les forces de frottement sappliquant sur le

systme mcanique. Lors du trajet aller, en fonction du mode de fonctionnement, le couple

fournir est soit celui ncessaire au systme mcanique pour appliquer une force sur la bute

dembrayage qui puisse vaincre la raideur du diaphragme (en bleu sur la Figure 1.4), soit

celui ncessaire au systme vis-crou pour permettre de transmettre le couple prlev au

G.M.P. (en rouge sur la Figure 1.4) via la garniture de frottement. Ce dernier est plus faible

que le couple fournir en mode non-assist.

Le couple fournir par le moteur lectrique volue donc selon deux variables : la positionde la bute et le mode de fonctionnement.

Dun point de vue systme, seul importe la force applique la bute dembrayage. Nim-

porte quel couple moteur peut convenir pour peu quil puisse fournir cette force travers

le systme mcanique. Ce qui fait que le rapport de rduction global entre le moteur et le


17/162

17

dplacement de la bute peut tre ajust travers les diffrents pas de vis du systme vis-

crou, du vrin de bute et du rducteur en sortie du moteur. Ceux-ci ne sont pas fixs en

conception. Le couple maximal dcrot proportionnellement avec laugmentation du dbat-

tement angulaire. La Figure 1.4 prsente les couples fournir par le moteur en supposant

que le dplacement de 6,6 mm de la bute est parcouru en Ntr = 12 tours de moteur. Onpeut, partir de ces rsultats, extrapoler les courbes de couples en fonction du dplacement

de la bute pour dautres dbattements angulaires grce au rapport suivant :

CNtr () =C12()

12Ntr (1.1)

o Ntr est le dbattement angulaire souhait en nombre de tours.

Nanmoins, il faut aussi prendre en compte les tolrances sur les diffrentes pices de

lassemblage. Les tolrances sur les pas des liaisons vis-crou, ainsi que lcart possible sur

le coefficient de frottement de la pice de garniture, peuvent modifier la valeur du couplemaximal. Un calcul de mcanique permet de prvoir les plages de variation des couples

maximaux pour chaque mode de fonctionnement. Le rsultat de ce calcul est prsent pour

un dbattement angulaire Ntr de 12 tours en Tableau 1.1.

Tab. 1.1: Couple fournir par le moteur lectrique en fonction du mode de fonctionnementet des tolrances sur les jeux dassemblage pour Ntr = 12 tours et une force de 1600 N labute

mode de fonctionnement Couple fournir la bute

min nominal maxembrayage (retour) -0.03 Nm -0.19 Nm -0.28 Nmdbrayage (aller) avec assistance 0.07 Nm 0.14 Nm 0.31 Nmdbrayage (aller) sans assistance 0.35 Nm 0.54 Nm 0.66 Nm

En plus de la force fournir la bute, les performances dynamiques sont galement

considrer pour le dimensionnement. En effet, la fonction dbrayer en mode assist, la

plus frquemment rencontre, doit se faire selon une dynamique telle que le dplacement

total prenne moins de 100 ms. Cette valeur provient dune fonction anti-calage du projet

EMBRAY permettant de dbrayer le moteur, si ncessaire, avant que celui-ci ne puisse avoirle temps de caler. Dans le cas non-assist, le G.M.P. ntant pas en fonctionnement, la

fonction danti-calage nest pas ncessaire. De plus, le temps de raction du systme est un

facteur moins essentiel dans ce mode de fonctionnement puisquil se droule larrt du

vhicule, dans un cas o il nest pas ncessaire de pouvoir passer les vitesses une frquence

leve. Pour ce cas, un temps de rponse de 400 ms est retenu. Dans le cas du trajet retour,

savoir lembrayage, ici galement, le temps de rponse nest pas crucial car la transmission


18/162

18

de couple travers lembrayage se fera trs tt dans le dplacement retour de la bute. Ici

galement, un temps de rponse de 400 ms est retenu.

Dans tous les cas, seule la dure du dplacement est fixe. Les profils de mission selon

lesquels le moteur parcourt le dbattement angulaire sont laisss libres. Grce aux profils de

vitesse, il est possible doptimiser le comportement du moteur afin de respecter au mieux lestemps de rponse. Ces profils de vitesse seront dfinir (voir sous-section 3.3.1).

Tab. 1.2: Synthse des critres de dimensionnement du moteur pour 12 tours

trajet aller trajet retourtemps derponse(en ms)

couple max (en Nm) temps derponse(en ms)

couple max (en Nm)

mode defonction-nement

min typ max min typ max

modeassist

100 0.07 0.18 0.3 400 0 0.2 0.28

modenon-assist

400 0.35 0.55 0.67 400 0 0.2 0.28

Une synthse de ces critres est prsente dans le Tableau 1.2. Le couple considr cor-

respond au couple rsistant ramen au moteur dans le cas o toutes les pices du systme

mcanique sont leurs cotes nominales. Les valeurs minimales et maximales correspondentaux tolrances sur ce mme couple rsistant en tenant compte des tolrances des pices.

Deux cas se distinguent dans ce tableau :

- le cas aller assist : ce cas prsente un petit temps de rponse, soit potentiellement un

forte vitesse du moteur.

- le cas aller non-assist : ce cas prsente un couple important, pour lencombrement

disponible, et une vitesse de fonctionnement plus faible que dans le cas assist.

Le moteur que nous avons dimensionner doit donc pouvoir rpondre deux fonctionnements

compltement diffrents : fort couple/faible vitesse et faible couple/forte vitesse.

1.3 Contraintes denvironnement et de fabrication

1.3.1 Encombrement

Le moteur doit respecter les contraintes dencombrement suivantes :


19/162

19

- diamtre maximal, carter compris : 45.25 mm

- longueur maximale : il est, quoi quil arrive, ncessaire de percer la cloche dembrayage

afin den faire sortir les cbles dalimentation et de signaux provenant du capteur. La

longueur retenue est denviron 150 mm, capteur compris. Ce capteur reste dfinir.

Ceci nous contraint limiter la longueur active 70 mm. Cette longueur est fixe surla base dune connaissance a priori de lpaisseur ncessaire pour des ttes de bobines

et un capteur classique.

- entrefer : au mieux de 0.3 mm avec une tolrance sur cette cote de lordre de +0.1/-

0.2 mm. Cette tolrance provient de lanalyse de la chane de cotes de lassemblage

envisag ainsi que des jeux ncessaires pour raliser cet assemblage et pour assurer le

fonctionnement vis vis de phnomnes tels que la dilatation thermique et la dfor-

mation par centrifugation.

1.3.2 Bobinages

Une contrainte industrielle dicte que le stator doit pouvoir tre bobin depuis lextrieur

afin dobtenir un coefficient de remplissage de lordre de 40%. Ce coefficient nest pas at-

teignable par des moyens de bobinage par lintrieur sur des machines de si petit diamtre.

De mme, afin de pouvoir assurer ce coefficient de remplissage, le diamtre du fil utilis doit

faire partie de la liste de valeurs standardises prsentes dans le Tableau B.1 en annexe B.

Ce tableau prsente le diamtre du fil de cuivre nu mais galement le diamtre du fil une fois

vernis. Deux types disolant sont considrs : les isolants Grade1 et Grade 2. Le premier peutsupporter une temprature allant jusqu 200C, tandis que le second peut supporter une

temprature allant jusque 230C. A cause de la temprature de lenvironnement dans lequel

nous travaillons, le choix a t fait dutiliser un isolant de classe Grade 2 afin de permettre

aux bobinages de supporter une temprature plus leve et ainsi se donner un peu plus de

latitude sur lvacuation de la chaleur cre au stator.

Le courant instantan maximal provenant de la batterie est de 50A. Au-del de cette

valeur, des perturbations sont perceptibles sur le rseau lectrique ce qui nest pas accep-

table pour des fonctions accessoires comme celle que nous considrons ici. Dautre part,

lutilisation de module de puissance MicroAutobox RapidPro Power Unit, choisi afin das-

surer la portabilit avec les moyens dessai utiliss par Valeo, pour raliser llectronique de

puissance, limite le courant instantan maximal par bras de pont une valeur de 30A. Le

moteur sera dimensionn pour fonctionner sous une valeur maximale de courant instantan

de 50 A, afin de tirer parti de tout le courant disponible lors du fonctionnement rel. Les

essais, en revanche, ne pourront pas dpasser la valeur en courant de 30 A.


20/162

20

La tension disponible thorique est de 12 V mais peut varier de 12 V 14 V. Lorsque

lalternateur ne fonctionne pas, cest dire lors du mode non-assist, la valeur de la tension

disponible est considre comme valant 12 V. Lorsque lalternateur fonctionne (cas du mode

assist), la tension disponible la batterie est de 14 V.

La rsistance du faisceau entre la sortie du convertisseur et le moteur est de lordre de30 m et celle dun bras de pont du convertisseur est de 15 m. Ces valeurs permettent de

tenir compte des chutes de tension correspondantes afin de connatre la tension aux bornes

dun enroulement en fonction de la tension dlivre par la batterie.

1.3.3 Contraintes thermiques

Les donnes thermiques peuvent se dcomposer en deux familles : les contraintes ther-

miques lies la temprature des bobines et les contraintes lies la temprature extrieure

au moteur.Comme nous lavons dit prcdemment, lactionneur sera plac lintrieur de la cloche

dembrayage. Or le carter de lactionneur tant tanche, il sera impossible de ventiler le mo-

teur. La temprature au niveau des bobinages doit toujours rester infrieure 220C (voire

230C). Cette limitation provient de la temprature maximale supportable par lisolant

lectrique des enroulements dans le cas dun isolant de grade 2 (le plus rsistant).

La temprature extrieure moyenne de fonctionnement de lactionneur est de 140C en se

basant sur les valeurs auxquelles sont tests les actionneurs hydrauliques. Ceux-ci sont lis

directement la bute et sont donc dans lenvironnement auquel sera soumis lactionneur

lectrique. La temprature maximale au sein de lembrayage (avant rupture de celui-ci)

est de 200C. Lactionneur lectrique doit pouvoir assurer le mouvement sur une plage de

temprature extrieure allant de 40C 180C si lon veut imposer un cahier des charges

similaire celui des actionneurs hydrauliques. En ralit, les actionneurs hydrauliques ne

tiennent pas la totalit des cycles de fonctionnement (voir paragraphe suivant) imposs,

180C. Ils ne les tiennent qu 160C. La temprature maximale de fonctionnement qui sera

retenue sera donc de 160C.

1.4 Cycles de fonctionnement

Les cycles de fonctionnement selon lesquels les actionneurs seront tests concernent princi-

palement les critres thermiques. En effet, un actionnement classique de pdale dembrayage

dure plus longtemps que les 100 ms dont nous avons parl prcdemment. Dans un cycle

de fonctionnement en situation relle, le temps de rponse utilis pour la conception nest


21/162

21

Fig. 1.5: Cycle de fonctionnement HYZEM - Urbain1

ncessaire que pour le cas de dbrayage durgence, principalement pour viter de caler le

moteur. La plupart du temps, le moteur doit suivre la commande impose par le conducteur.

En gnral, les actionnements par le conducteur durent plus de 100 ms. Ainsi, les contraintes

dacclration sont en fait moindres. La commande du systme complet en situation ainsi que

sa modlisation font lobjet dune tude part mene conjointement par lESISAR [37, 36]et Valeo Transmissions.

Le fonctionnement du systme se fait en rgime transitoire. En effet, le maintien en

position dbraye peut durer plusieurs dizaines de secondes jusqu une minute. Or, une

machine de la taille dcrite la sous-section 1.3.1 a gnralement des bobines avec des

rsistances consquentes. Pour viter les problmes dchauffement qui apparatraient, le

maintien en position est fait mcaniquement. Ainsi le moteur na fournir un effort que

pendant les phases de dplacement, ceci afin de limiter lchauffement de la machine.

Il est donc ncessaire de valider le comportement thermique de la machine vis--vis dun

cycle reprsentatif du fonctionnement rel. Pour ce faire, nous pourrons nous baser sur les

cycles normaliss HYZEM Urbain (Figure 1.5) ou MVEG (Figure 1.6). Ces cycles dfinissent

un profil de vitesse. En fixant des vitesses seuils partir desquelles le conducteur change de

vitesse, il est possible de dfinir un cycle dactionnement de lembrayage.


22/162

22

Fig. 1.6: Cycle de fonctionnement MVEG


23/162

Chapitre 2

tat de lart et choix du type de machine

2.1 tude des types de machine

Il est ncessaire, dans un premier temps, dtudier les avantages et inconvnients des

diffrentes machines susceptibles de convenir. Le problme que nous avons dcrit au chapitre

prcdent prsente des contraintes bien particulires, notamment en terme de temprature

extrieure, qui font que certaines considrations nayant que peu de consquences dans les

dimensionnements classiques prennent ici une grande importance. Il sagit donc davoir une

vue densemble afin de raliser un choix pour une situation non conventionnelle.

Les machines utilises pour les accessoires automobiles ont, en rgle gnrale, un couple

maximal limit par le volume disponible. Trs rapidement, certaines applications excluent

lutilisation de machines courant continu (inertie, contact balais-collecteur, couple de frot-

tement, dure de vie...). Cest pourquoi notre tude portera exclusivement sur les machines

alternatives. Les machines alternatives tudies seront les suivantes : synchrones aimants

permanents (MSAP), synchro-rluctante (MSR ou SynchRel), rluctance variable (MRV)

et asynchrone (MAS).

Bon nombre de publications semployant ltude dun type de machine dbutent par

une synthse qualitative de ces avantages et inconvnients [29, 40, 3]. Le sujet de ltude qua-

litative des machines peut faire lobjet de publications entires [50]. Il est aussi possible de

baser ces comparaisons sur des ralisations exprimentales [?, 29, 45]. Nanmoins, ces tudessur un cas donn permettent difficilement dextrapoler pour dautre situations (temprature,

puissance, encombrement,...) que celles tudies exprimentalement. De plus, le nombre de

machines raliser fait que, parfois, seul le rotor est modifi. Puisque les solutions ne sont

pas optimales (par opposition une optimisation par type de machine), la comparaison entre

les solutions avec les diffrents rotors reste discutable. Dautre fois, encore, ltude est faite

sur des machines de mme gamme de puissance, mais avec diffrentes caractristiques gom-

23


24/162

24

triques ou de fonctionnement. Cest pourquoi une troisime approche est souvent envisage.

Cette dmarche est une approche quantitative o une modlisation permet de calculer le

couple produit (ou les pertes Joule) et ainsi de pouvoir comparer les machines alternatives

selon des critres dfinis (facteur de puissance, rendement, pertes Joule...) [40, 26].

De ces tudes, des caractristiques principales se dgagent pour chaque type de machine.

Celles-ci vont tre prsentes dans la suite.

2.1.1 La machine synchrone aimants permanents

Un type de machine le plus couramment utilis pour les applications faible puissance

est la machine synchrone aimants permanents (MSAP). En effet celle-ci prsente en g-

nral un bon rendement ainsi quun bon rapport couple massique et couple volumique. Ces

avantages majeurs de la MSAP proviennent du fait quune partie de lnergie ncessaire aufonctionnement, savoir celle crant un champ magntique au rotor, est prsente grce aux

aimants. On peut considrer les aimants au rotor comme une rserve dnergie emmagasine

lors de leur aimantation. Cependant, les aimants terres rares, offrant un niveau dinduction

permettant dobtenir un rapport couple/volume important, sont sensibles llvation de

temprature (Figure 2.1 et Figure 2.2) et ont un cot important (Tableau 2.1).

Tab. 2.1: Ordre de grandeur de prix au kg des diffrents types daimants (en 2007)

matriaux ordre de grandeur de prix en/kg

NdFeB (fritt) 100 150NdFeB (li) 80 120SmCo (1 :5) 130 200

SmCo (2 :17) 180 270Alnico (moul) 30 55Alnico (fritt) 40 80

Ferrites 3 5Plastoaimants 7 100

Diffrents types de disposition daimants existent. Le rotor aimants surfaciques monts

de faon prsenter un rotor ple lisse dcrit en Figure 2.3 a) a lavantage dtre facilement

ralisable et est particulirement adapt aux faibles vitesses, lorsque la force centrifuge qui

sexerce sur les aimants est faible. Les rotors prsents en Figure 2.3 b), c) et d) sont

ples saillants et prsentent donc un couple rluctant qui sajoute au couple hybride et au

couple de dtente. La machine quipe du rotor c) est plus adapte aux fonctionnement

hautes vitesses car les parties rapportes que sont les aimants sont maintenues par la


25/162

25

Fig. 2.1: Caractristique B=f(H) en fonction de la temprature dun aimant NdFeB (source :

Magnetsales & Manufacturing)

Fig. 2.2: Caractristique B=f(H) en fonction de la temprature dun aimant SmCo (2 :17)(source : Magnetsales & Manufacturing)

pice magntique dans laquelle ils sont insrs. Cette partie magntique permet, de plus, de

dfluxer la machine afin daugmenter lespace de fonctionnement atteignable sans risque dedmagntiser les aimants. Cependant, linsertion de ceux-ci dans le logement peut savrer

dlicat pour des aimants ayant une forte induction. La MSAP d) dite concentration de

flux est surtout utilise avec des aimants faible niveau dinduction (Ferrites, Alnico). Cette

gomtrie permet dobtenir de bons niveaux dinduction dans lentrefer (suprieurs celui

de laimant utilis). Or les aimants actuels offrent une induction telle que, temprature


26/162

26

dutilisation classique, le matriau ferromagntique peut se retrouver en saturation cause

de la concentration de flux. Dautre part, la pice ferromagntique doit pouvoir possder un

pont saturable de chaque ct des aimants pour maintenir ceux-ci en position et transmettre

le couple larbre amagntique. Ces contraintes peuvent tre difficiles raliser pour des

machines de petits diamtres tout en conservant une largeur daimant suffisante pour laproduction du couple souhait.

Fig. 2.3: Rotors de machine synchrones aimants permanents

2.1.2 La machine rluctance variable

Fig. 2.4: Machine rluctance variable 6/8

Un exemple de MRV est montr en Figure 2.4. Ce type de machine est principalement uti-

lis pour les oprations de positionnement et est particulirement prise pour les dplacements

fortes vitesses / faibles charges. On peut la rencontrer de plus en plus dans laronautique

et lautomobile grce sa propension pouvoir tre intgre de faon peu onreuse dans un


27/162

27

systme. Dune part, le bobinage de cette machine se fait traditionnellement autour dune

dent, ce qui permet dobtenir des coefficients de remplissage levs (0,6 0,8 au lieu de

0,4 0,5 classiquement obtenu pour un bobinage diamtral) et dimaginer des mthodes

de bobinage facilement reproductibles en srie. Par exemple, le bobinage peut tre ralis

lextrieur du stator et mis en position a posteriori autour dune dent. Dautre part, lesmatriaux utiliss restent relativement bon march. La machine nest constitue que dun

simple empilement de tles. Elle ne ncessite donc pas de procds de fabrication complexes.

Ensuite, pour une charge matrise, sans variation brutale, et une vitesse de rotation faible,

le capteur de position peut tre supprim. Dautre part, puisquune alimentation unipolaire

est utilise, il est possible de limiter le nombre de composants du convertisseur. Les machines

triphases classiquement utilises dans lautomobile ont 2 transistors et 2 diodes par bras de

pont. Dans le cas de la MRV, un transistor et une diode par bras de pont suffisent. Pour un

nombre de phases infrieur 6, le convertisseur de la machine rluctance variable est donc

moins coteux en silicium. Enfin, le rotor de la machine rluctance variable est inactif.

En effet, il ny a ni aimants ni aucun systme de transfert dnergie au rotor ce qui permet

dobtenir un bon rendement global dans les vitesses leves. Un autre avantage du rotor

passif est labsence de pertes Joule au rotor, pertes difficiles vacuer.

Cependant, la MRV ncessite de travailler de hauts niveaux dinduction dans le circuit

magntique afin datteindre des performances en terme de couple massique comparables

celles des autres machines alternatives ce qui engendre des pertes par magntisation du fer

plus importantes que pour les autres machines et un facteur de puissance comparable celui

de la machine asynchrone. De plus, il est ncessaire davoir un entrefer plus faible [33, 20].Mais plus important, la machine rluctance variable est sujette, de par son fonctionnement

propre, des ondulations de couples non ngligeables. Des travaux ont t raliss sur la

gomtrie ainsi que sur lalimentation de la machine afin de limiter ces ondulations et les

bruits de fonctionnement [48, 43, 27, 8, 30, 34].

2.1.3 La machine synchro-rluctance

Une alternative possible est une solution mdiane entre la machine synchrone aimants

et la machine rluctance variable : il sagit de la machine synchro-rluctante.La machine synchro-rluctance (MSR) utilise le mme principe de variation de rluctance

au rotor que la machine rluctance variable. Une pure MSR possde un rotor passif, elle

prsente donc les mme avantages en terme de thermique, de robustesse et de cot des mat-

riaux que la MRV. Son rendement est toujours infrieur celui atteignable avec une machine

synchrone aimants permanents de taille quivalente mais suprieur celui dune machine


28/162

28

asynchrone [40]. [45] remarque que pour des tempratures de fonctionnement infrieures

105C, le couple volumique de la machine synchro-rluctante est aussi compris entre celui

de ces deux machines. Lorsque la temprature augmente au del de 105C, [45] explique que

les niveaux dinduction atteignables deviennent progressivement favorables aux machines

synchro-rluctante et asynchrones. Le stator de la machine synchro-rluctante est similaire ceux des machines synchrone et asynchrone. En effet, le champ statorique ncessaire au

fonctionnement de la MSR est un champ tournant sans -coups, contrairement au champ

ncessaire au fonctionnement dune MRV.

Toutefois, le principal dfaut de la machine synchro-rluctante est la faible valeur de son

facteur de puissance. Le facteur de puissance de la machine synchro-rluctante se dfinit

selon la fonction explicite dans lquation 2.1 [22] :

FPmax =X2d X2q + 4RsXdXq + R2s

(Xd + Xq)2 + 4R2s(2.1)

o Xd et Xq sont les ractances directes et quadratures et RS la rsistance dune bobine.

Il est cependant courant de rencontrer une simplification lorsque les rsistances des bo-

bines peuvent tre ngliges devant les ractances [22, 19] :

FPmax =

LdLq 1

LdLq

+ 1(2.2)

On peut aussi trouver dans la littrature une approximation du facteur de puissance au

couple maximum [40] :

cos couplemax 1

2

LdLq 1

LdLq

2+ 1

(2.3)

La Figure 2.5 reprsente la variation du facteur de puissance maximal en fonction du rap-

port des inductances, aussi appel rapport de saillance, LdLq

tel que dcrit par lquation 2.1.3.

La faible valeur du facteur de puissance provient du fait qu stator identique, le rapport

des inductances LdLq

est rarement suffisamment grand pour obtenir un cos comparable

celui des MSAP [40, 45, 17]. Afin dobtenir un rapport de saillance le plus grand possible,

diffrents types de topologies de rotor peuvent tre envisags. La Figure 2.6 prsente les

diffrents types de rotor qui peuvent tre rencontrs. Le rotor a) est un rotor massif. Il est

robuste et particulirement adapt aux fonctionnements hautes vitesses de par sa bonne

tenue mcanique. Cependant pour des machines de faible diamtre les faibles valeurs de

Lq sont difficiles atteindre car Lq 1emax o emax est la valeur de lentrefer sa plusgrande paisseur. emax est dautant plus petit que le diamtre de la machine est faible. Ainsi,


29/162

29

Fig. 2.5: volution du facteur de puissance en fonction du rapport de saillance (rsistancengliges)

lobtention de faibles valeurs de Lq justifie lutilisation de rotors de fabrication plus complexe

(Figure 2.6 b), c) et d) ). Le choix entre ces dernires topologies de rotor se fait en se basant

sur des considrations de facilit de ralisation et de facteur de puissance, travers le rapport

de saillance, pour lapplication considre. Raminasoa [40] ajoute quavec une optimisation,

il est tout de mme possible dobtenir un facteur de puissance comptitif par rapport celui

de la machine asynchrone.

(a) MSR rotor massif (b) MSR rotor seg-ment

(c) MSR laminationstransversales

(d) MSR laminationsaxiales

Fig. 2.6: Diffrentes topologies de rotors

2.1.4 La machine asynchrone

La machine asynchrone (MAS) a pris une place de plus en plus importante dans les

applications lectriques grce sa robustesse et son faible cot de fabrication (matriaux

et simplicit de ralisation). De plus, elle ne prsente pas de fortes ondulations de couple.


30/162

30

Fig. 2.7: Schma de machine asynchrone en coupe

Cependant, daprs [29, 44, 45, ?], son couple moyen, encombrement fix, est infrieur

celui des autres machines, particulirement pour les machines de petit diamtre. Cela

provient en partie de son mauvais rendement global. De par son principe de fonctionnementmme, la MAS cre des pertes au rotor et ncessite une magntisation du fer qui conduit

un facteur de puissance de lordre de grandeur de celui de la machine synchro-rluctante.

Par exemple, le moteur asynchrone prsent en Tableau 2.2 a un facteur de puissance au

fonctionnement nominal denviron 0,7. Le facteur de puissance dune machine dpend de sa

charge travers la valeur du glissement ([2, 31]). Ainsi, lorsque la charge est plus faible quau

nominal, le facteur de puissance diminue. A faible vitesse, le facteur de puissance prvisible

du moteur du Tableau 2.2 est de lordre de 0,2. La plage de variation du facteur de puissance

est grande et dfavorable lutilisation de la MAS pour des charges infrieures la charge

nominale.

Tab. 2.2: Caractristique du moteur asynchrone Willy Voyel (type DM6 Nr : S 24 750)(pompe de chaudire )

Puissance nominale 60 W

Vitesse nominale 2700 tr.min1

Tension nominale (triangle/toile) 220 V / 380 V

Courant nominal (triangle/toile) 0.4 A / 0.23 A

Les pertes Joule au rotor font chauffer la machine et sont difficiles vacuer sans sys-

tme de refroidissement ou ventilation force pouvant savrer incompatibles avec les faibles

encombrements. De plus, llvation de la temprature au sein de la machine peut modifier

la valeur des paramtres de la machine au cours de lutilisation Une identification des para-

mtres en temps rel peut savrer ncessaire dans certains cas afin de maintenir la robustesse

de la commande de la machine son niveau optimal.


31/162

31

Dautres machines peuvent tre cites, telles que la machine synchrone rotor bobin ou

la machine synchro-rluctante assistance par aimants. Elles ne seront cependant pas dcrites

en dtail ici, leurs avantages et inconvnients pouvant se dduire de ceux des machines ci-

dessus. Ainsi, la machine rotor bobin prsente sensiblement les mmes contraintes que lamachine courant continu quant au transfert dnergie au rotor. Celui-ci conduisant un

couple de frottement, peu appropri pour les fonctionnements dans les hautes vitesses. De

plus, son inertie est importante devant celle de machines dcrites plus haut. Cette solution

est donc peu adapte. Dautre part, la machine synchro-rluctante assistance par aimants

requiert un volume disponible consquent afin de pouvoir placer lesdits aimants. De plus,

dans les tempratures de fonctionnement au sein de lembrayage, le niveau dinduction des

aimants est relativement faible, ce qui rend lapport de lassistance aimant peu intressant.


32/162

32

2.1.5 Synthse

Tab. 2.3: Rcapitulatif des avantages et inconvnients des diffrentes machines

type de

machine

avantages inconvnients

MSAP - bon couple massique- bon rendement- possibilit de dfluxage (sousconditions)

- dgradation des performances aveclaugmentation de la temprature- risque de dmagntisation desaimants (temprature, pic de courant,dfluxage...)- assemblage aimants- cot

MRV - bobinage facile raliser, boncoefficient de remplissage

- matriaux peu chers- facilit de fabrication- absence de pertes Joule au rotor- machine bon march

- ncessit de saturer le fer (pertes parcirculation dans le fer)

- facteur de puissance infrieur celuidune MSAP- petit entrefer ncessaire- fortes ondulations de couple,vibrations, bruit acoustique

MSR - robuste- faible cot des matriaux- absence de pertes Joule au rotor

- faible facteur de puissance- difficult de ralisation- rendement infrieur celui duneMSAP

MAS - robuste- faible cot de ralisation- pas dondulation de couple

- faible couple volumique- mauvais rendement global- mauvais facteur de puissance- pertes Joule au rotor difficiles vacuer- temps de mise en flux

2.1.6 Conclusion

A partir de cette synthse, il est possible dvaluer qualitativement quelle machine est la

plus propice un usage donn, sans avoir dvelopper une gomtrie spcifique.

Au regard du cahier des charges de notre application et aprs discussion avec ValeoTransmission afin de bien prendre en compte ses contraintes de ralisation, la machine la

plus adapte notre usage savre tre la machine synchro-rluctante. En effet, la temp-

rature rend le couple massique de la machine synchrone aimants permanents infrieur

celui des autres types de machines. Mme dans le cas des aimants terres rares, un prdimen-

tionnement montre que seuls les SmCo offrent une solution. Cependant ces aimants sont peu

compatibles avec les critres conomiques inhrent aux actionneurs daccessoire automobile.


33/162

33

Pour limiter les effets de la temprature, il faudrait utiliser des aimants ferrites, dont linduc-

tion, bien que faible augmente avec la temprature ([32]). Cependant, lutilisation dun tel

type daimant requiert de mettre une paisseur daimant consquente ce qui est incompatible

avec le critre dencombrement. Dautre part, la machine asynchrone, bien que dun facteur

de puissance lgrement suprieur celui de la machine synchro-rluctante, a linconvnientde plus grandes pertes Joule. Or, dans un environnement o la temprature est dj leve,

des pertes Joule supplmentaires sont un facteur critique. Non seulement lnergie de cette

source de chaleur supplmentaire est difficile vacuer mais laugmentation de tempra-

ture au sein de la machine fait accrotre la valeur des rsistances des bobinages, dgradant

dautant le rendement et ainsi le niveau de couple disponible. Thermiquement, plus la tem-

prature augmente, plus les rsistances augmentent ce qui tend faire augmenter dautant

plus les pertes Joule et la temprature au sein du bobinage. De plus, lisolant des conduc-

teurs ne peut supporter une temprature suprieure 230C pour un isolant de GRADE 2.

La machine rluctance variable, quant elle, pose le problme des fortes ondulations de

couple. Ces ondulations peuvent savrer problmatiques lorsque la charge entraner est

consquente ou le minimum de couple fourni trop faible. De plus, elle ncessite de travailler

un niveau dinduction du matriau ferromagntique lev. Ceci implique soit une densit

de courant leve qui est difficilement atteignable sous les contraintes dencombrement et

dalimentation nonces plus haut (chapitre 1) ( le diamtre du fil ainsi que lordre de gran-

deur de lencoche limitent par construction le nombre de conducteurs dans une encoche),

soit des sections ferromagntiques de petites tailles qui conduisent alors des problmes de

tenue mcanique et de fabrication.Ainsi malgr son faible facteur de puissance, le machine synchro-rluctante simpose

de par ses performances hautes tempratures et labsence de pertes Joule au rotor. La

problmatique qui dcoule alors de ce choix est didentifier la structure la plus adapte

lusage considr ainsi que les principaux paramtres servant son dimensionnement.

2.2 La machine synchro-rluctante

2.2.1 IntroductionDans cette partie, nous allons dabord expliciter les notions de base de la machine synchro-

rluctante ncessaires pour ensuite mieux comprendre les diffrences entre les topologies de

MSR tudies dans la littrature et ce afin de restreindre ltude la machine que nous

dimensionnerons par la suite. Ensuite la gense de la machine synchro-rluctante retenue

sera dveloppe. Enfin, les phnomnes physiques rgissant cette machine seront explicits.


34/162

34

Les premires mentions de machines rluctance variable remontent vers 1834 avec le

rapport crit cette anne l par le physicien DE JACOBI dans lequel il proposait de raliser

une machine tournante dont le fonctionnement sapparente celui des machines rluctance

variable. En 1845, Gustave FROMENT ralise une machine rluctance variable rellement

efficace pour une application industrielle [33]. Laisses de ct cause de leur inaptitude dmarrer seules partir du rseau et des problmes de commutation des courants au stator,

les machines rluctance variable et synchro-rluctance ont t peu dveloppes durant les

dcennies suivantes. Dans les annes 1930, elles sont apparentes aux machines asynchrones

car partageant avec elles des qualits de robustesse et despace de fonctionnement tendu

sur de grandes plages de puissance. Elles taient alors ralises sur la base du rotor de la

machine asynchrone laquelle on supprimait des dents pour crer la diffrence de rluctance.

Les dents rotoriques restantes servant la ralisation dune cage dcureuil pour le dmarrage

de la machine depuis le rseau [22]. Trente ans plus tard, LAWRENSON ([24, 23, 25]) et

CRUICKSHANK ([12]) dfinissent le principe des machines rotors lamins axialement et

transversalement ainsi que la machine rotor segment. Lavnement de llectronique de

puissance a rendu pertinentes ces structures vieilles de 50 ans en permettant de supprimer la

cage dcureuil utilise pour leur dmarrage. Aujourdhui les machines les plus couramment

rencontres, dans la littrature comme dans des applications pratiques, sont les machines

rotor massique, grce leur facilit de ralisation, et les machines lamines car celles-ci

permettent des optimisations en vue de rduire les ondulations de couple. En revanche, les

machines rotor segment ont t pour la plupart ignores [35]. Cependant, des travaux

rcents ont t mens sur la machine SynchRel rotor segment afin de pouvoir tendre lagamme dutilisation des machines synchro-rluctantes vers des applications de tailles plus

petites ([16, 47]).

2.2.2 Principe

La machine synchro-rluctante prsente un stator identique celui des machines syn-

chrones ordinaires. Le stator est bobin, avec un bobinage le plus souvent triphas pour

les machines de petites tailles, et possde p paires de ples. Les bobines sont alimentes de

faon crer un champ tournant meca =elec

p o elec est la pulsation des courants dansles phases. Ce champ est alors lorigine de la cration du couple. Dautre part, le rotor

prsente p paires de ples saillants. Cette saillance est ralise par une diffrence de per-

mabilit magntique au sein du rotor crant ainsi une diffrence de rluctance en fonction

du chemin emprunt par les lignes de champ. Le chemin privilgi pour le passage du flux

dfinit laxe direct du rotor, comme prsent sur la Figure 2.8. Les f.m.m. crent donc une


35/162

35

force qui tend positionner le rotor de faon rduire la rluctance au passage du flux. A

la position de rluctance minimale, la force exerce sur le rotor est alors nulle. Les courants

statoriques sont alors pilots de telle faon que le rotor natteigne pas la position dquilibre

et que lcart , aussi appel angle de charge, entre laxe d du rotor et laxe du maximum

de flux cr au stator ne soit pas nul. Lorsque cet angle lectrique est gal 0, ou 90, lecouple produit est nul. Le rotor tourne donc au synchronisme avec le champ statorique.

Fig. 2.8: Machine synchro-rluctante avec axes direct et quadrature

Dans le cas dun fonctionnement en rgime linaire, lnergie sexprime selon :

W =1

2(Ldi

2d Lqi2q) =

3

8I2m(Ld Lq)cos2+

3

8I22 (Ld Lq) (2.4)

o Im est la valeur efficace maximale du courant dans les phases et I2 la valeur efficace

du courant de la machine diphase quivalente dans le formalisme de Park. Ld (resp. Lq)

est linductance selon laxe direct (resp. quadrature), cest dire linductance du circuit

magntique lorsque toutes les lignes de champ circulent selon le chemin offrant la plus faible

(resp. la plus grande) rsistance. Une mthode de dtermination par lments finis des valeurs

numriques de Ld et Lq utilises dans des expressions analytiques est donne par Bianchi

[6]. Le calcul de lnergie est en grande partie semblable celui dvelopp dans [41, 40]

ceci prs que la transformation de Clarke utilise permet de conserver les amplitudes au

dtriment de la puissance instantane.

En drivant lnergie par rapport langle de charge mcanique

p, nous obtenons le

couple tel que :

C =W

( p

)(2.5)

do :

C =3

2p(Ld Lq)IdIq = 3

4p(Ld Lq)I2m sin2 (2.6)

o Id et Iq sont les valeurs efficaces des courants direct et quadrature de la machine


36/162

36

diphase quivalente. Le couple est maximal pour la valeur particulire de = 45 et est

alors gal Cmax =3

4p(Ld Lq)I2m.

Nous constatons que le couple dune machine, courant donn, est proportionnel la

diffrence Ld Lq. Cest donc la saillance du rotor qui dfinit la capacit en couple dunemachine.

A la vue de lquation 2.1 et de lquation 2.6, nous pouvons remarquer limportance des

paramtres Ld et Lq. Dune part, il faut tendre vers la plus grande diffrence, cest dire la

plus grande saillance magntique, afin davoir le couple moyen le plus important et, dautre

part, vers le plus grand rapport de saillance afin davoir le meilleur facteur de puissance. Ceci

conduit rechercher le rotor prsentant le plus grand Ld et le plus petit Lq possible. Nous

pouvons supposer quaux saturations prs et pour le mme entrefer, toutes les topologies

des rotors des MSR peuvent prsenter une valeur de Ld de mme ordre de grandeur. La

discussion porte alors sur les diffrentes valeurs de Lq.

2.2.3 Topologies de rotor

(a) MSR rotor massif (b) MSR rotor seg-ment

(c) MSR laminationstransversales

(d) MSR laminationsaxiales

Fig. 2.9: Diffrentes topologies de rotors

Comme nous lavons montr prcdemment la sous-section 2.1.3 ainsi qu la Figure 2.9,

la famille des machines synchro-rluctantes est elle-mme compose de quatre types de ma-

chines ayant des rotors diffrents.

Lobtention de faibles valeurs de Lq justifie lutilisation de rotors de fabrication complexetel que les rotors laminations transversales encore appels barrires de flux (Figure 2.9

b), laminations axiales, encore appels ALA (Figure 2.9 c) ou segments, encore appels

ples discrets ([24, 22, 45, 16] Figure 2.9 d). Les rotors laminations transverses sont des

empilements de tles dans lesquelles sont dcoupes des barrires de flux. Les rotors ALA

sont constitus dune succession de tles ferromagntiques et disolants formant des chemins

canalisant le flux. Leur maintien en position est cependant assez dlicat et limite la vitesse


37/162

37

maximale. Il peut tre ralis par une srie de vis pour lesquelles il faut alors laisser de la

place au rotor afin dy intgrer les ttes de vis. Les rotors segments, contrairement au deux

prcdents, sont adapts aux petites tailles de rotor mais sont de ralisation dlicate. Les

rotors barrires de flux et laminations axiales permettent de canaliser le flux en position

quadrature pour le forcer passer travers le plus de matriau amagntique possible et ainsidobtenir des valeurs de Lq plus petites que pour une machine constitue dun rotor massique.

De plus, ces deux topologies de rotor sont particulirement intressantes pour la limitation

des ondulations de couple car elles permettent une variation de permance plus douce dans

lentrefer [46]. Nanmoins, pour les machines de petits diamtres, ici 45mm, la machine ALA

est proscrire du fait de sa complexit de ralisation. Dautre part, les machines barrires

de flux ncessitent, par construction, la prsence dun pont magntique entre les barrires.

Ce pont est dimensionn pour tenir la centrifugation. Il doit galement tre suffisamment

grand pour permettre sa dcoupe. Il est le plus souvent suffisamment fin pour saturer trs

rapidement et prsenter alors une permabilit relative r proche de 1. Dans les cas des

machines de tailles courantes, le flux ncessaire pour saturer le pont magntique nintervient

que dans de faibles proportions dans Lq et est donc ngligeable devant Ld. Cependant pour

des machines de petites tailles, Ld est petit car le flux d coup par une bobine en position

d est faible cause du petit nombre de spires dans les bobines. Ainsi, linductance de fuite

par le pont magntique nest pas ngligeable devant Ld. Limportance des fuites travers le

pont magntique est alors critique.

Le rotor Figure 2.9a est un rotor massif. Il est robuste et particulirement adapt aux

fonctionnements hautes vitesses de par sa tenue mcanique. A diamtre dalsage qui-valent, lors dune tude paramtrique des machines rotor massique et rotor segment

(Figure 2.9b, [16]), le niveau de couple de la machine rotor massique na jamais dpass

celui de la machine rotor segment. La Figure 2.10 montre deux machines SynchRel ayant

un stator identique. On peut voir sur les Figures 2.10b et 2.10d que le couple est environ

deux fois plus petit dans le cas dun rotor dun rotor massique. Cela provient en grande partie

de la difficult de canaliser les lignes de champ avec une diffrence de rluctance limite par

la petitesse du diamtre du rotor. On peut voir la Figure 2.10a que la partie o lentrefer

est maximal nest pas suffisamment grande pour empcher les lignes de champ de retourner

au stator sans passer par la partie magntique du rotor. Pour amliorer ce point, il faudrait

augmenter le rapport de saillance de la machine. Or, il est impossible daugmenter plus len-

trefer maximal sans crer des saturations au rotor. Le rapport de saillance de la machine

2.10a est denviron 1.8. Mme en amliorant certains aspects, considrs comme mineur, de

la gomtrie de ce rotor, il est impossible dobtenir un rapport de saillance comparable avec

celui de 3.6 de la machine rotor segment de la Figure 2.10c. Dautres machines rotor


38/162

38

segment ont t modlises. Le rapport de saillance maximal qui a t observ est de 5.1.

(a) machine rotor massique (b) couple de la machine rotor massique

(c) machine rotor segmente (d) couple de la machine rotor segmente

Fig. 2.10: Modlisations par lments finis des machines SynchRel massique et segmente

Dautre part, linertie dune machine rotor segment peut tre plus faible que celle dune

MSR rotor massique [23]. En effet, le volume de matriaux magntique est plus faible dans

le cas du rotor segment et le noyau du rotor peut tre en aluminium (dont la densit

est bien plus faible que celle des aciers magntiques). Linertie est trs importante afin de

limiter la puissance ncessaire au dmarrage du moteur, dautant plus lorsque lacclration

est importante, ce qui est le cas lors du mode assist.

2.3 Choix de la Machine SynchRel rotor segment pourlapplication

Aprs prsentation et discussion des conclusions avec lindustriel, la machine SynchRel

rotor segment a t retenue pour la suite des travaux.

Le principe dobtention du couple (quation 2.6) repose sur la diffrence entre les induc-

tances directes et quadratures. La Figure 3.3 prsente un exemple de parcours des lignes de


39/162

39

(a) position directe (b) position quadrature

Fig. 2.11: Lignes de champ pour les positions directe et quadrature

champ dans les deux positions dfinissant ces inductances. En position directe, la majeure

partie du champ sort du stator en face dune zone rotorique amagntique mais se distribue

immdiatement dans les pices polaires magntiques qui canalisent le champ jusqu son re-

tour au stator, assurant ainsi une valeur leve de Ld . A contrario, en position quadrature,

la majeure partie du champ sort du stator en plein milieu dune pice polaire magntique du

rotor. Cependant, ces lignes de champ devront rejoindre une pice polaire adjacente avant

de retourner au stator et ceci ne sera possible quen traversant des zones amagntiques

relativement importantes, assurant ainsi une faible valeur de Lq.Ltude plus pousse de cette topologie de machine relativement mconnue prsente un

intrt scientifique indniable. Lavnement de llectronique de puissance et des mthodes

de commandes modernes associes peuvent tre lorigine dun regain dintrt pour cette

machine permettant de forts rapports de saillance. Maintenant que le type de machine est

dtermin, il reste mettre en place le dimensionnement de lactionneur dans les chapitres

suivants.


40/162

Chapitre 3

Mthodologie de dimensionnement

systme

Dans le chapitre prcdent, nous avons abouti la conclusion que la machine synchro-

rluctante rotor segment prsentait des caractristiques particulirement favorables pour

llectrification de lembrayage. Cependant, ce point de ltude, seule la forme gnrale

de la machine est connue. Le dimensionnement de la machine peut se faire sur un nombre

consquent de paramtres pouvant prendre des valeurs dans des plages de variation difficiles

restreindre. Le problme tudi dans ce chapitre se positionne donc comme une recherche

de solution (machine, rducteur, profil de commande) en partant dune feuille blanche.

Contrairement aux mthodes de conception de machines habituelles, les contraintes impo-

ses par la fonction raliser ne dfinissent pas un point de fonctionnement (couple ; vitesse)mais un temps de rponse pour chacun des deux modes de fonctionnement. Le point de fonc-

tionnement critique pour chacun des modes de fonctionnement est dpendant du profil de

vitesse (Figure 3.1) choisi ainsi que du diamtre du rotor qui dfinit linertie de la machine.

De plus, le rapport de rduction est un paramtre de ltude qui influe sur le couple et la

vitesse que le moteur doit fournir chaque instant. Il est donc ncessaire dapprhender le

dimensionnement selon une approche systme consistant dfinir conjointement le profil de

vitesse, le rapport de rduction et les dimensions de la machine.

Le dimensionnement dun moteur se fait traditionnellement pour un unique point (couple ;vitesse), ce qui nest pas le cas ici avec les deux modes de fonctionnement que nous avons

dfinis au chapitre 1. La lecture du cahier des charges ne permet pas de dgager a priori le

mode de fonctionnement le plus critique. Il sera donc ncessaire de trouver le point critique

de chaque mode de fonctionnement et den dduire un point de dimensionnement rendant

compatibles les deux modes de fonctionnement pour une machine donne.

40


41/162

41

t1 t2

max

tata

tna

t1 t2

max

tata

tna

Fig. 3.1: exemple de profil de vitesse

Dans un premier temps, nous dtaillerons la mthode de conception-optimisation utili-

se afin de dimensionner des paramtres regroupant aussi bien la gomtrie du moteur que

des paramtres systme comme le dbattement angulaire. Cette mthode contient diverses

tapes que nous expliciterons dans les sections suivantes. Les tapes de dfinition du cahierdes charges et de choix du type de moteur reprennent les lments des chapitres prcdents.

Une fois le type de machine dtermin, il faut mettre en place le dimensionnement de

lactionneur. Ce qui revient trouver des solutions cohrentes pour la machine, le rducteur

et le profil de commande en fonction des objectifs (temps de dplacements selon modes de

fonctionnement) et des contraintes (dimensions, temprature, grandeurs lectriques, couple

de charge variable selon la position...). Une premire tape utilisera des modles simples (un

modle par type de circulation de flux) de la machine pour dterminer les paramtres discrets

primordiaux de cette dernire (nombre de paires de ples p et nombre dencoches par ple

et par phase Nepp) dans le but dobtenir le couple maximal en respectant les contraintes surle moteur.

Il faut galement valuer linfluence du rapport de rduction et du profil de commande sur

le dimensionnement du moteur. Lapproche systme permet de voir les volutions du couple

demand au moteur et de sa vitesse pour atteindre les temps de dplacement les plus faibles.

Il est alors ais de reprer le point de fonctionnement le plus contraignant qui deviendra le

point de dimensionnement du moteur. Les paramtres systme et principaux de la machine

ayant t fixs, un modle fin de la machine sera utilis pour aboutir un dimensionnementcomplet du moteur en faisant intervenir les paramtres doptimisation continus ncessaires.

Si cette tape ne permet pas daboutir une solution, il faudra revenir en arrire dans le

processus de dimensionnement systme pour amliorer la finesse du modle de la machine

(prsent dans le chapitre 4) ou relcher des contraintes et ainsi de suite jusqu aboutir

une solution satisfaisante.


42/162

42

dfinition du cahier

des charges

choix du type de

machine et

paramtres

discrets modlisation du

moteur

dimensionnement

du moteur

tude du

dfluxage

validation de la

solution

dfinition du profil

de vitesse

contraintes

type de machine, (p;Nepp)

modle du moteur

(ta;tna;Ntr) (couple;vitesse)

moteur

modification du cahier des charges

modification du type de machine retenue

modification de la prcision du modle

modification du critre du choix

Fig. 3.2: Mthode de dimensionnement de type conception-optimisation [14]

3.1 Dfinition de la mthode de dimensionnement

Comme nous venons de lexposer dans lintroduction de ce chapitre, il est ncessaire

daborder ce problme de dimensionnement dun point de vue du systme complet. Il est

possible pour se faire dutilisaer des mthodes doptimisation traditionnelles [?] . Cepeden-

dant, pour un premier dimensionnement, ces approches peuvent savrer lourdes mettre

en place ainsi quen temps de calcul. Nous nous sommes inspirs de la mthode dite de

conception-optimisation prsente par Fefermann dans la thse [14]. La diffrence entre

la mthode prsente dans [14] et celle que nous avons utilise, prsente en Figure 3.2,

tient essentiellement en lajout dune tape supplmentaire propre notre problmatique :

la recherche du profil de vitesse qui permet de trouver une solution viable.

Cette mthode consiste en un nombre dtapes par lesquelles il faut passer afin de parve-

nir un dimensionnement de la machine. Pour des dimensions choisies, nous vrifions que le

cahier des charges est bien rempli (bloc validation de la solution) Dans le cas o le dimen-

sionnement noffre pas une solution acceptable, nous venons modifier les tapes en amont

de faon systmatique ou manuelle. Comme nous pouvons le voir de faon schmatique surla Figure 3.2, le cahier des charges expos au chapitre 1, nous permet de choisir le type de

machine, ainsi que la topologie de rotor, les plus susceptibles de convenir. A partir de ce

choix il est possible alors de raliser une modlisation analytique de la machine, ici synchro-

rluctante. Cependant, un modle pouvant inclure tout les cas de figure possible, y compris

les diffrents nombres de paires de ples ou la rpartition du bobinage au stator, peut sav-


43/162

43

rer peu commode mettre en place. De plus, lexistence de paramtres discrets rend dlicat

lutilisation dalgorithmes classiques doptimisation. Cest pourquoi, il a t choisi de dfinir

ces paramtres discrets en amont de la modlisation fine approprie au type de machine et

de topologie du rotor, servant au dimensionnement moteur ( bloc modlisation du moteur,

chapitre 4).Cependant, le dimensionnement du moteur ne requiert pas uniquement la connaissance

dun modle de la machine que lon cherche dimensionner. Nous cherchons obtenir un seul

et unique point de dimensionnement, dfini par le couple (couple ; vitesse) ou (puissance ;

couple). Cest lintrt du bloc dfinition du profil de vitesse que lon peut voir sur la

Figure 3.2. A partir des temps de rponse de chacun des modes de fonctionnement (ta et tna)

et du nombre de tours raliser par le moteur, Ntr, nous dfinissons les profils de vitesse

pour chacun des modes de fonctionnement. Ceci nous permet de connatre le point critique

qui servira dimensionner le moteur. Cette tape sera dveloppe en dtail la section 3.3.

Pour russir atteindre le point critique de chaque mode de fonctionnement, il est pos-

sible de dfluxer la machine afin dutiliser celle-ci au del de la vitesse de base dfinie par le

couple et la puissance maximal. Ltude du dfluxage permet de dterminer lespace couple-

vitesse atteignable par le moteur au del de la vitesse de base et ainsi valider la viabilit de

la solution retenue.

Dans le cas o la solution laquelle nous aboutissons nest pas viable, diffrentes possi-

bilits sont envisageables, symbolises par les boucle de retour sur la Figure 3.2 :

- en premier lieu, tendre lespace de recherche de solution en relchant les contraintes dudimensionnement (diamtre extrieur du stator, courant maximal...), et/ou modifier

le dimensionnement initial de loptimisation. Il sagit l dun bouclage classique lors

dun dimensionnement. Bon nombre dalgorithmes doptimisation incluent dailleurs ce

bouclage en natif.

- ensuite, modifier la forme des profils de vitesse afin dabaisser le couple et/ou la puissance

ncessaire fournir par le moteur. Ainsi, pour assurer la fonction dembrayage, un

moteur offrant des niveaux de couple moindre peut suffire (voir section 3.3).

- modifier le modle analytique. Un modle trop imprcis peut entraner un dimensionnementde moteur dont le niveau de couple prvu est plus faible quil ne sera en ralit. Ce

moteur serait alors refus par la mthode alors quil pourrait convenir. Un modle

analytique plus complet permet de remdier ce problme.

- si le modle analytique est valid comme suffisamment prcis pour ltude grce des don-

nes provenant dun moteur existant ou, dans notre cas, dune modlisation lments


44

Documents

Contribution à la conception et au