Méthodes de résolution du modèle analytique magnétique des machines synchrones

Projet de fin d’études Méthodes de résolution du modèle analytique magnétique des machines synchrones Réalisé par : Sergi GOMEZ PALLEJA Directeur de projet : Philippe DESSANTE Encadrants : Dany PRIETO et Alejandro FERNANDEZ Juillet 2014 2 Tables des Matières 1. Remerciements ..................................................................................................................... 5 2. Introduction générale ........................................................................................................... 6 3. Présentation de la machine synchrone à concentration du flux .......................................... 9 3.2. Présentation de la machine synchrone ......................................................................... 9 3.3. Classement des Machines Synchrones ....................................................................... 10 3.4. Machine Synchrone à Concentration du flux .............................................................. 14 4. Modélisation par éléments finis de la Machine Synchrone à Concentration du Flux ........ 18 4.2. Création la géométrie.................................................................................................. 18 4.3. Rotation du rotor à vitesse synchrone ........................................................................ 19 4.4. Définition des matériaux et circuits dans chaque partie de la machine ..................... 22 4.5. Définition du Maillage ................................................................................................. 24 4.6. Introduction à l’analyse numérique des machines électriques .................................. 25 4.7. Exploitation des résultats ............................................................................................ 26 4.8. Conclusions du chapitre .............................................................................................. 28 5. Modélisation analytique de la machine synchrone à concentration du flux ...................... 30 5.2. Géométrie de la machine synchrone à concentration du flux .................................... 31 5.3. Paramètres électromagnétiques et équations mise en œuvre .................................. 32 5.4. Modèle Analytique de la Machine Synchrone à Concentration du flux ..................... 35 5.5. Résolution du Modèle Analytique ............................................................................... 47 5.6. Conclusions du chapitre .............................................................................................. 55 6. Méthodes mathématiques pour résoudre systèmes d’équations non-linéaires ................ 57 6.1. Introduction à la résolution des systèmes non-linéaires ............................................ 58 6.2. Méthodes utilisées pour la résolution des systèmes non –linéaires .......................... 59 6.3. Démarche préalable au choix de la méthode ............................................................. 63 6.4. - Evaluation et choix .................................................................................................... 68 6.5. Conclusions du choix de la méthode ........................................................................... 72 7. Conclusion générale ............................................................................................................ 74 8. Références bibliographiques ............................................................................................... 76 9. Annexes ............................................................................................................................... 78 9.1. Annexe 1 : Calcul de certains paramètres géométriques de la machine .................... 78 9.2. Annexe 2 : Calcul du coefficient de distribution du bobinage .................................... 83 3 Notations Symbole Désignation Unité Paramètres géométriques Larguer de fer Nombre de paires de pôles Entrefer Nombre d’encoches Diamètre alésage Diamètre externe Rayon alésage Rayon rotor Rayon de la culasse Hauteur de l’ouverture d’une encoche Ouverture d’une encoche Angle de l’ouverture d’une encoche Hauteur des dents Larguer des dents Diamètre arbre du rotor Epaisseur des aimants Larguer des aimants Distance entre aimants Hauteur des ponts tangentiels Nombre de spires en série par phase Pas dentaire Larguer des dents Hauteur des dents Epaisseur de la culasse Paramètres électriques Rapport de saillance Inductance cyclique d’axe q par phase Inductance cyclique d’axe d par phase Réactance d’axe q par phase Réactance d’axe d par phase Courant efficace d’alimentation du moteur Courant efficace d’alimentation du moteur Angle de calage Angle de calage en degrés électriques Angle de calage en degrés mécaniques Vitesse de rotation de la machine Range de l’harmonique Paramètres électromagnétiques Paramètres électriques Perméabilité relative d’un matériau magnétique Perméabilité du vide Flux Induction Potentiel vecteur d’un champ magnétique 4 Intensité du champ magnétique Champ magnétique coercitif de l’aimant Induction d’entrefer Intensité de champ d’entrefer Flux d’entrefer Induction rémanente de l’aimant Induction de l’aimant Intensité de l’aimant Flux de l’aimant Valeur efficace force magnétomotrice Ampères-tours Facteur de Carter Induction des dents Intensité de champ des dents Flux des dents Ampères-tours des dents Induction de la culasse Intensité de la culasse Ampères-tours de la culasse Induction des ponts Position angulaire Position angulaire en degrés électriques Position angulaire en degrés mécaniques 5 1. Remerciements Je tiens à remercier toutes les personnes qui m’ont soutenu et aidé au cours de ces 6 mois à Supélec. Je voudrais donc remercier M. Philippe Dessante, M. Dany Prieto ainsi que M. Alejandro Fernandez de leur précieuse aide tout au long de ce stage, de m’avoir épaulé et conseillé, et d’avoir répondu à toutes les questions que j’ai leur ai posé pendant mon séjour au Département Énergie de Supélec. J’adresse aussi ma profonde gratitude à tout le Département Énergie de Supélec de m’avoir accueilli au sein du département pendant ces 6 mois, et à M. Jean-Claude Vannier d’avoir accepté de me recevoir en tant qu’étudiant en échange. Par ailleurs, je tiens à remercier Mme. Xavière Marcy et Mme. Stéphanie Douesnard qui a ont eu l’amabilité et la gentillesse de m’assister pour toutes les procédures administratives, ainsi que tous mes amis à Supélec qui ont rendu mon échange académique très enrichissant sur le plan humain. 6 2. Introduction générale Dès que l’on commence à comprendre le fonctionnement des machines électriques, leur évolution a été progressive à tel point que maintenant est difficile même imaginer toutes les applications où nous les utilisons. Grâce à l’apparition des énergies renouvelables et certaines problématiques comme la monté du prix du pétrole, l’industrie électrique se repenche sur l’amélioration des machines électriques. Aujourd’hui, les machines électriques sont plus puissantes et demandent moins d’énergie. Cependant, les constructeurs de machines électriques ont besoin d’améliorer encore plus les performances avec un coût de production inférieur. Les machines électriques à aimants permanents ont des bonnes performances, parfois en raison pourtant des types des aimants chers. Des matériaux aimants comme le NdFeB viennent des pays qui sont en train de se développer, et cela provoque que le prix des matériaux des aimants soit stratégique. Par conséquence, ce marché devient instable et parfois il n’est pas rentable. Cela consiste notamment à adopter une ligne de recherche centrée sur l’optimisation des performances de la machine avec la géométrie de la tôle fer et des aimants, visant à remplacer les aimants de matériaux chers pour ceux moins chers, et optimiser ces facteurs de design. En concret dans le cas des moteurs, lors de ces possibles optimisations, nous calculons les caractéristiques, comme le couple et le facteur de puissance. Afin d’optimiser ses performances, on les calculera à plusieurs reprises en fonction de la géométrie et de la configuration de ses aimants. Il est donc impensable qu’on passe très longtemps pour chaque itération. On utilise des modèles mathématiques pour la conception des machines électriques. Nous pouvons classer les modèles en trois catégories, rangées par précision croissante : les modèles analytiques, les modèles semi-numériques, et finalement les modèles numériques. Suivant le type de modèle, le temps d’analyse et plus ou moins court. Nous allons aborder la modélisation d’une machine synchrone à aimants permanents à concentration du flux. Il est souvent reproché aux modèles analytiques leur précision relative, mais au même temps ils permettent d’explorer rapidement l’espace des solutions et l’espace de recherche d’une manière considérablement plus rapide qu’avec des modèles numériques. Compte tenu du fait qu’on prétend résoudre ce modèle avec un temps de calcul compatible avec une optimisation future, on va réaliser la modélisation analytique de la machine. La modélisation analytique, nécessite de la résolution des équations analytiques. Grâce au logiciel pour le calcul numérique MATLAB, il est possible de résoudre des systèmes des équations non linéaires complexes présents dans notre modèle. Une fois présenté le système d’équations, il faut choisir quelle méthode mathématique est l’adéquat pour arriver aux résultats souhaités. 7 Lorsque nous réalisons la modélisation analytique, nous validerons ce modèle en comparant la solution analytique et la solution numérique. La modélisation numérique est réalisée par un logiciel de calcul numérique d’éléments finis pour le domaine magnétique. Le premier chapitre étudie la machine synchrone. Grâce à la bibliographie qui sera présentée, nous réaliserons une recherche des principes de fonctionnement des machines synchrones et son classification. Parmi tous les types de machine synchrones, nous choisirons les machines synchrones à concentration du flux. La concentration du flux est l’effet que apparait lorsque les aimants sont polarisés de tel sorte que le flux que passe par l’entrefer est le double qui sort de l’aimant. Cette machine synchrone à aimants permanents présente la particularité des ponts tangentiels, zone de la tôle fer entre l’aimant et l’entrefer. Ces ponts tangentiels vont présenter nivéaux d’induction assez hauts pour être obligés à considérer la saturation magnétique. Tel comme nous allons l’expliquer, la saturation magnétique est l’état d’un matériau magnétique quand l’induction et l’intensité de champ magnétique ne sont pas liées par une relation linéaire. Cette saturation apportera une complexité ajoutée à notre système d’équations. Une fois présenté la machine, le deuxième chapitre est dédiée à la modélisation numérique de la machine. Nous allons programmer sous MATLAB les commandes nécessaires pour appeler au logiciel FEMM et créer la géométrie de la machine. Avec la géométrie, nous allons lui donner les matériaux de chaque partie, les conditions de contour de la machine, et les conditions de fonctionnement. On expliquera pendant ce chapitre la démarche à suivre lorsque nous devons programmer la modélisation numérique d’une machine électrique. Finalement, nous feronss l’exploitation des résultats des simulations linéaires, à partir desquels nous observerons les lignes de champ magnétique de la machine. Comme nous l’avons déjà indiqué, ce modèle va nous servir pour vérifier à l’avenir le modèle analytique. Le calcul d’éléments finis du modèle est basé sur la résolution numérique des équations de Maxwell. Le troisième chapitre consiste à la modélisation analytique de la machine. Au début, nous allons présenter la géométrie de la machine, puis on explique les équations qui forment notre système. Ces équations sont le résultat d’appliquer le théorème d’Ampère et la loi de conservation du flux. L’objectif de la modélisation est de trouver la forme d’onde de l’induction d’entrefer. L’entrefer est la partie de la machine où la conversion électromécanique est réalisée. A partir de l’induction d’entrefer, on est capable de trouver le couple de l’axe de sortie de la machine et le facteur de puissance de la machine. Nous allons distinguer la partie d’entrefer où il y a des aimants au-dessous et la partie d’entrefer entre des aimants. Pour la deuxième partie on contemple la consommation d’Ampères-tours à l’entrefer, les dents du stator et la culasse du stator. A partir du théorème d’Ampère et l’expression de la consommation d’Ampères-tours, nous aurons des équations avec la variable de l’induction d’entrefer en tant que inconnue. Ce système a une structure complexe. Pourtant, il faudra qu’on modélise aussi les ponts tangentiels, à partir des équations différentiels de deuxième ordre. Avec l’approximation de ces équations et l’obtention de l’induction aux ponts tangentiels, nous pourrons calculer l’induction d’entrefer au-dessus des aimants. Finalement, on a l’induction de l’entrefer tout au long de la section de la machine. 8 Deux approchés seront envisagés pour la modélisation analytique. Le cas séparé, tout d’abord, consiste à résoudre les deux systèmes de manière indépendante, et le deuxième par contre résout un seul système en considérant les équations du théorème d’Ampère de l’entrefer et les équations des ponts tangentiels. Notre modèle analytique doit être capable de gérer la non-linéarité qui apparait au système d’équations à cause de la saturation magnétique déjà mentionnée. Les deux modèles analytiques seront résolus avec l’outil pour résoudre systèmes non linéaires, le fsolve de MATLAB. Fsolve trouve une solution précise par rapport à la solution des éléments finis. Le quatrième et dernier chapitre présent une introduction à la résolution des systèmes non linéaires. L’objectif du projet est donc de trouver une méthode mathématique capable de résoudre le modèle d’une manière précise comme le fsolve mais avec un temps de calcul inférieur à celui-ci. Les méthodes choisies seront validés, en évaluant le temps de calcul et l’erreur commis pour chacun, à partir de l’obtention de l’induction d’entrefer. Finalement, la justification du choix de la méthode pour résoudre le modèle analytique. 9 3. Présentation de la machine synchrone à concentration du flux Dans ce chapitre, nous allons présenter la machine synchrone : son principe de fonctionnement et ses caractéristiques. Après on présente un classement des machines synchrones proposé par [BIA-00] et on explique par la suite chaque type de machine et ses particularités. Nous avons deux grandes familles, les machines synchrones à rotor bobiné et les machines synchrones à aimants permanents. Nous différencions les familles selon leur rapport de saillance. Nous allons introduire donc le concept de saillance. Notre machine électrique est une machine à aimants permanents. Les différents dispositions des aimants au rotor nous amène à envisager différents caractéristiques et applications de la machine. Concrètement, la machine que nous modélisons est à concentration du flux. Cela signifie que les aimants sont à l’intérieur du rotor et polarisés de manière à fournir un flux à l’entrefer double à celui qui sort d’un aimant. De façon à pouvoir analyser dans les détails et entreprendre la modélisation au Chapitre II, nous allons d’abord présenter certaines particularités de la machine synchrone à aimants permanents, telles que les ponts tangentiels, les aimants permanents, les axes et de la machine, et finalement son bobinage au stator. 3.2. Présentation de la machine synchrone La machine synchrone se compose d’un stator et d’un rotor séparés par un entrefer. Son principe de fonctionnement, consiste en l’interaction entre un champ tournant au stator et un champ tournant au rotor. Concrètement aux machines synchrones, la fréquence des courants dans l’induit est liée à la vitesse de rotation et au nombre de paires de pôles par la relation: [TECH] présente les machines synchrones comme celles dont la vitesse de rotation de l’axe de sortie est égale à la vitesse de rotation du champ tournant, c’est-à-dire, la machine tourne en synchronisme avec le champ tournant, après le démarrage. Le champ rotorique est généré soit par des aimants, soit par un circuit d’excitation. Les caractéristiques principales des machines synchrones, selon [MUL-04] : - Accélération vite - Ondulations de couple réduites - Les moteurs synchrones peuvent travailler avec un facteur de puissance proche à 1. Ils peuvent contribuer donc à redresser le facteur de puissance global de l’installation électrique. 16 Si on veut connaitre plus sur l’application des aimants aux machines électriques, [MUL-05] explique ses caractéristiques et dimensionnement, ainsi que sa modélisation, lorsqu’on doit choisir l’aimant et sa géométrie. Les types d’aimants et ses caractéristiques débordent le champ de la présente étude.  Axe et axe Nous travaillons avec le repère des axes et . L’axe est celui de la symétrie du pôle et l’axe est l’axe d’inter-pôle. L’axe est l’axe fictif pour lequel les lignes de flux sortent. L’axe alors est l’axe décalé 90 degrés électriques respecte de l’axe . Les axes et sont ceux qui ont la même direction mais le sens opposé aux axes et . La figure 5 ci-dessous montre une machine synchrone à concentration du flux. Sur la figure 6 on peut voir tous les axes possibles et sur la machine à concentration du flux. Figure 5 : Axe d, direction de sortie du flux Figure 6 Repère axe d, q  Bobinage du stator Il faut alimenter le bobinage de telle sorte qu’il y ait un système triphasé équilibré aux bobines du stator. On va donc repartir égalitairement les encoches pour des phases A, B et C. Si on connait le repère suivant : , 17 Figure 7 Système vectorielle des phases A,B,C Nous allons alimenter les conducteurs en respectant ce système que nous venons de montrer. S’il y a , dans un quadrant il y aura évidemment . Comme nous souhaitons avoir un système triphasé équilibré, il faut qu’on alimente le même nombre d’encoches pour chaque phase. Comme il y a trois phases, dans le premier quadrant nous avons , ( tel comme le montre la définition du nombre d’encoche par pôle et par phase .La figure suivante montre la distribution des phases pour une machine de 36 Figure 8 Alimentation de la Machine Synchrone à Concentration du flux 18 4. Modélisation par éléments finis de la Machine Synchrone à Concentration du Flux La première partie de la modélisation de la machine synchrone à concentration du flux est la modélisation numérique. Nous allons utiliser le logiciel Finite Element Method Magnetics FEMM. Il est un solveur d’éléments finis 2D pour le calcul de champs électromagnétiques en basse fréquence. La méthode des éléments finis est utilisée pour résoudre numériquement des équations aux dérivées partielles dont on cherche une solution approchée fiable. Dans notre cas, celles-ci représentent le comportement physique d’un moteur électrique. Cette méthode numérique résout de manière discrète des équations différentielles. Il est nécessaire de donner pourtant des conditions aux bords permettant d’assurer existence et l’unicité d’une solution. Au final, les résultats du modèle numérique vont nous servir à valider le modèle analytique, lequel sera expliqué au Chapitre III. À partir de la courbe d’induction à l’entrefer, tout d’abord de l’approche numérique et puis du modèle analytique, nous pourrons savoir si les résultats de celui dernier sont fiables. D’abord on commence par la définition de la géométrie. Nous réalisons un maillage du domaine. Le maillage permet de définir une discrétisation du domaine en éléments finis. On choisit le type et la taille des éléments à utiliser pour mailler cette géométrie. Avec les propriétés des matériaux aussi entrés et les conditions de contour établies, le logiciel peut commencer l’analyse. Nous appelons au logiciel d’éléments finis depuis un fichier MATLAB. C’est-à-dire, nous programmons sous MATLAB une fonction qui appelle au programme d’éléments finis. Cidessous se trouve un résumé des parties que contient la fonction qu’on programme. 4.2. Création la géométrie On doit mettre toutes les coordonnées de la section de la machine, en incluant toutes les parties (arbre du rotor, matériau amagnétique du rotor, tôle du rotor, aimants, entrefer, bobinage du stator, tôle du stator). Nous pouvons donner ces points soit en coordonnés cartésiennes soit en coordonnées polaires. Définissons un point ci-dessous à titre d’exemple : M4=Dale/2; A4=pi/2; [X4,Y4]=pol2cart(A4,M4); 19 Maintenant on vient de créer le point 4, par exemple. On a donné au logicielle les coordonnées polaires (module et angle) et la fonction qui convertit ces coordonnées polaires en coordonnés cartésiennes. Une fois nous avons tous les points définis, il faut tracer les arcs et lignes du stator, rotor et entrefer à fin de créer des surfaces. Dans les surfaces, on impose les matériaux et le courant qui les traverse si c’est le cas. Pour avoir un contrôle sur le maillage on impose la taille des éléments de la maille, sur les lignes et sur les surfaces. Finalement le FEMM va créer la géométrie de la machine. Tel comme nous allons le montrer à la figure 13, on a créé la géométrie du premier quadrant de notre machine. De cette façon, on a utilisé la symétrie pour réduire la portion du modèle numérique à calculer. 4.3. Rotation du rotor à vitesse synchrone Dans le Chapitre I-Machine Synchrone à Concentration du Flux nous avons déjà introduit le concept des axes et . Tout d’abord, on commence pour placer le vecteur courant . Le aimants ont comme direction d’aimantation celle de la figure 9, ci-dessous: Figure 9 Direction d’entrée du flux selon la direction d’aimantation de l’aimant. La direction de l’axe d est celle de l’entrée du flux Les deux configurations de la figure 9 sont équivalentes. Nous avons choisi cette configuration de la direction d’aimantation, parce qu’il est préférable de travailler avec l’axe – avec la direction de la figure 9. De cette manière, avec l’axe – , il sera plus facile de trouver l’axe – , lequel est 90 degrés électriques en avance par rapport à l’axe – . Nous situons par la suite l’axe – , tel comme montre la figure 10: 20 Figure 10 Représentation de l’axe -d et l’axe - fmm (axe de courant négatif) Le schéma qu’on veut obtenir (en degrés électriques) est celui à droite de la figure 11. Le schéma à gauche par contre est le schéma qu’on a initialement: Figure 11 Représentation vectorielle des axes d et q et celle du courant. Degrés mécaniques Le schéma de la figure 12 est équivalent à celui qu’on a initialement (Figure 11 à gauche) Figure 12 Schéma résultant de tourner les axes de la figure 11 à gauche afin d’obtenir l’axe q aligné avec l’axe horizontal0 degrés. Degrés mécaniques Alors, il faut faire une rotation de façon à réussir que l’axe soit décalé degrés en retard par rapport à l’axe D’abord, on peut envisager de tourner le vecteur . Mais alors il faudrait tourner le stator, et c’est le rotor la pièce à bouger. Alors, nous devons tourner le repère , c’est-à-dire, le rotor. Tout d’abord, on tourne (car on tourne dans le sens des aiguilles, alors la rotation a un signe négatif) : 21 (1) Après, on doit tourner encore le repère un angle de degrés mécaniques en sens des aiguilles On a maintenant le schéma de la figure 11 à droite, en 0. Mais nous voulons que ce schéma continue en régime permanent. Si nous alimentons le moteur avec des courants triphasés, avec une pulsation : (2) Si le vecteur tourne avec la pulsation , le rotor doit aussi tourner avec la même pulsation. Finalement, nous avons une rotation en fonction du temps, exprimée par : (3) L’expression (III) nous donne la rotation du rotor qu’on doit utiliser dans le logiciel. Nous voyons la rotation réalisée au temps 0: Figure 13 Image du FEMM une fois on a tourné le rotor en 0 22 4.4. Définition des matériaux et circuits dans chaque partie de la machine Par la suite nous définissons les matériaux de la machine. Voyons maintenant la liste des matériaux : - Air : - Isolant On définit cette perméabilité relative entre la tôle fer du rotor et l’arbre du rotor, et aussi on la met dans les encoches. Le matériau isolant sert à nous assurer qu’aucune ligne de flux ne soit échappée à l’arbre du rotor. Nous n’avons pas de ce matériau isolant dedans la machine réelle, nous n’avons que la tôle fer du rotor et dedans les encoches il y a de l’air et du cuivre. Les modèles analytiques nécessitent parfois certaines hypothèses pour pouvoir être construits. Nous anticipons que le modèle analytique ne prévoira pas de lignes de flux qu’en la vérité peuvent s’échapper du parcours normal et entrer dans des encoches où aller à l’arbre rotor. Avec le matériau isolant, nous négligerons cet effet et par conséquence la modélisation sera simplifiée. Alors, si on cherche une ressemblance entre le modèle analytique et le modèle numérique, il faut que ce modèle numérique ait cette simplification et qu’aucune ligne de champ puisse être déviée du «parcours » désiré. - Tôle fer du rotor et stator Dans le prochain chapitre (Chapitre IIIParamètres électromagnétiques et équations mise en œuvre) nous expliquons la particularité de la tôle lorsque nous contemplons des valeurs d’inductions hautes et par conséquence nous ne pouvons utiliser une valeur constante de perméabilité relative ni rapprocher la relation entre et avec une droite. - Tôle fer avec une perméabilité infinie Cette aussi élevée sert à négliger la consommation d’Ampères-tours dans la tôle fer. De fois nous voudrons des modèles qui n’est tiennent pas compte de consommation de la tôle fer et résoudre des équations simplifiées. Cela sera utilisé dans les premières validations du modèle - Tôle fer avec des propriétés magnétiques linéaires Nous utilisons la tôle fer constante lorsqu’on veut vérifier la consommation d’Ampères tours dans la tôle fer. Cette linéarisation nous permettra travailler après avec un modèle analytique 23 plus simple du fait que l’on évite la non linéarité des matériaux magnétiques. Au Chapitre III, on va voir cet aspect lors de la modélisation analytique et des problèmes associés à celle modélisation. - Aimants Permanents (NedFeB) De plus, dans le cas des aimants, il faut donner aussi le champ coercitif en Au même temps, il faut définir certains circuit à travers desquels circule un courant. Tel comme nous l’avons expliqué dans le Chapitre I-Machine Synchrone à Concentration du fluxCircuit des encoches, on doit alimenter les encoches de telle sorte qu’on ait un système triphasé équilibré aux bobines du stator. On va suivre le schéma qu’on a présenté dans le Chapitre I-Machine Synchrone à Concentration du Flux-Bobinage du stator. La figure 14 nous montre la même machine que la figure 10 mais avec les propriétés des matériaux introduites : Figure 14 Image du FEMM lorsque nous avons déjà mis las propriétés des matériaux de la machine 24 4.5. Définition du Maillage Comme nous l’avons déjà indiqué, la méthode des éléments finis repose sur une discrétisation du domaine d’analyse selon un maillage. On a choisi un maillage triangulaire. Nous avons resserré ce maillage près des endroits d’intérêt (ponts tangentiels, entrefer où entrées des encoches par exemple), par ce qu’on veut connaitre l’induction à l’entrefer et aux ponts tangentiels, et plus le maillage est resserré aux endroits d’intérêt, plus la solution que l’on obtient par la méthode des éléments finis sera précise et proche de la « vraie » solution de l’équation aux dérivés partielles. Ils sont d’intérêt parce que à partir de l’induction à celles endroits nous pourrons calculer les grandeurs électriques nécessaires pour analyser la machine. Nous proposons donc trois rangs des discrétisation suivant les segments et les arcs : - Small_seg - Medium_seg - Large_seg Figure 15Image d’une partie de la tôle où nous avons resserré afin d’obtenir plus précision Dans la figure 15 nous pouvons observer comment il y a un maillage beaucoup plus resserré à l’entrefer para rapport au maillage de la tôle rotor. air Tole_lin_inf air air air air air air air air air air air air A+ [CircA+:1] A+ [CircA+:1] A+ [CircA+:1] A+ [CircA+:1] C- [CircC-:1] C- [CircC-:1] C- [CircC-:1] C- [CircC-:1] B+ [CircB+:1] B+ [CircB+:1] B+ [CircB+:1] B+ [CircB+:1] isolant isolant Tole_lin_inf isolant isolant NdFeB NdFeB air 25 4.6. Introduction à l’analyse numérique des machines électriques Le principe des éléments finis appliqués à l’analyse des phénomènes électromagnétiques d’une machine électrique est basé sur les équations de Maxwell. Alors, les équations à résoudre sont celles-ci qui constituent les postulats de base de l’électromagnétisme: Partant de l’idée qu’on a un champ solénoïdale, nous savons que : (4) Alors, on peut affirmer qu’il existe un vecteur tel que : (5) Soit le potentiel vecteur du champ magnétique Nous faisons l’analyse numérique en deux dimensions, parce que nous savons que le flux est radial, alors ce flux est axisymétrique, c’est-à-dire, est symétrique autour de l’axe longitudinal. Cela signifie que toutes les grandeurs électromagnétiques seront constantes tout au long de la larguer de la machine. On n’a que et . Si : (6) Par conséquence : (7) Cela n’est vrai que si: (8) Finalement, arrivons au point où, si on veut calculer le flux qui travers un élément il ne faut que : (9) Alors, la base sur laquelle s’appuie le calcul par éléments finis d’analyse de machines électriques est : 32 Figure 21 Géométrie employée pour la modélisation électromagnétique. Les variables géométriques sont indiquées. Bien qu’il ait 9 encoches dans la figure 20, qui correspond au quart de la machine, nous travaillons avec un modèle de 48 encoches. 5.3. Paramètres électromagnétiques et équations mise en œuvre L’objectif de la modélisation est de déterminer les expressions analytiques de paramètres électromagnétiques de la machine électrique en fonction de ses dimensions et des propriétés physiques des matériaux. Tout d’abord nous allons introduire les équations qui permettent trouver ces paramètres. On utilise tout au long de la modélisation deux principes : - Loi de la conservation du flux : (11) Où est l’induction magnétique et une surface fermée quelconque. Cette loi dit que la somme des fluxes qui entrent et sortent d’une surface fermée est égale à zéro. - Théorème d’Ampère : (12) 33 Où l’expression à gauche de l’égalité est la somme d’Ampères-tours. est l’intensité de champ magnétique. Alors, si on intègre ce champ tout au long de la courbe sur laquelle on applique le théorème d’Ampère, on obtient les Ampères consommés ou fournis. Comme nous l’avons déjà dit à l’introduction, notre objectif est d’abord trouver l’induction magnétique d’entrefer. A partir de l’induction d’entrefer, nous pourrons calculer des autres grandeurs électriques. A partir de l’induction d’entrefer, on est capables de calculer les flux d’axes et , puis calculer tensions de ces axes, et finalement on connaitra le couple et le facteur de puissance. Nous n’allons utiliser que ces deux équations (I) et (III). Si on veut appliquer le théorème d’Ampère, il faudra qu’on calcule les Ampères-tours consommés au stator, entrefer et rotor, ainsi que ceux générés par l’aimant. Nous allons donc calculer l’intensité du champ magnétique dans chaque partie. À partir des relations constitutives des milieux on met en relation l’intensité du champ magnétique et l’induction magnétique: - Relation constitutive de l’entrefer (aire) (13) Où . On voit que la relation est linéaire entre l’induction et - Relation constitutive de l’aimant (14) On connait les valeurs de l’induction rémanente Br et la perméabilité relative µa de l’aimant, les deux valeurs sont constantes. Alors, il y a aussi une relation linéaire entre l’induction de l’aimant et son intensité de champ. - Relation constitutive de la tôle ferromagnétique Pour la tôle fer, nous allons considérer deux cas : le cas linéaire et le cas non-linéaire. (15) Si la au milieu de la tôle elle est constante, alors la relation est directe et linéaire. Par contre, si la n’est pas constant, il faut utiliser une courbe , caractéristique des matériaux. Un exemple de courbe magnétique est la suivant : 34 Figure 22 Exemple de courbe B(H) On distingue deux parties, une partie où les niveaux d’induction ne sont pas assez hauts, et la deuxième partie, où les niveaux d’induction sont hauts, à partir du code de la courbe (comme nous pouvons voir sur le cercle de la figure 22, il y a un code à partir duquel commence la saturation de la tôle fer). Dans la première, on pourrait modéliser la relation entre à partir d’une droite. La section où les niveaux d’induction sont forts, par contre, est clairement non-linéaire. En fonction des niveaux d’induction de la tôle, nous pouvons donc travailler analytiquement d’une manière linéaire où pas. Étant donné la structure de la machine qu’on modélise, la saturation aux ponts tangentiels nous oblige à travailler dans le cas non-linéaire. Nous travaillerons au début dans un cas simplifié où de la tôle fer est constante, et après un cas général où il peut avoir de saturation. Étant donné que le but de la modélisation est d’obtenir l’allure de l’induction tout au long de l’entrefer, nous devons appliquer les principes présentées (loi de conservation du flux et théorème d’Ampère) de manière à mettre les équations en fonction de l’induction d’entrefer. Alors, la procédure est la suivant : (Théorème d’Ampère) (16) (Théorème d’Ampère) (17) (Relations de constitution) (18) (19) On obtient l’équation (19) où la variable est l’induction magnétique B. Cependant, nous devons exprimer toutes les inductions du stator et du rotor en fonction de l’induction de l’entrefer, car on doit finalement avoir : (20) Si nous sommes capables de résoudre l’équation (X), l’induction d’entrefer sera connue. 35 5.4. Modèle Analytique de la Machine Synchrone à Concentration du flux L’objectif est de trouver l’induction d’entrefer . Nous savons que cette induction n’est pas constante. Alors on doit trouver la forme d’onde de l’induction tout au long de l’entrefer, c’està-dire, en fonction de la position angulaire de la machine. La figure 23 nous montre le chemin de la position angulaire dans la machine électrique : Figure 23 Positions angulaires : 90° dégrées mécaniques, 180° dégrées électriques Par ailleurs, on va déterminer la forme d’onde de 0° à 180° dégrées. Donc on discrétise cet intervalle avec pas de 1°, pour chaque pas on applique les équations que on va développer dans ce chapitre. Le modèle est développé sous MATLAB. On sait que nous pouvons travailler soit en degrés mécaniques soit en degrés électriques. Cependant, quand on parle de la variable position angulaire , nous nous référons aux degrés électriques. Nous allons calculer l’induction d’entrefer seulement entre deux aimants consécutifs parce que la forme d’onde de l’induction est une fonction antisymétrique, c’est-à-dire, il existe la propriété d’antipériodicité. Un quart de la machine, du fait qu’il y a 2 paires de pôles. Il suffit d’analyser un pôle. La raison est que les aimants sont polarisés de manière qu’il existe concentration du flux, et cela provoque ce qu’on peut voir sur la figure suivant (23): 36 Figure 24 Lignes flux aimant permanent Comme nous le voyons sur la figure 23, entre l’aimant 2 et l’aimant 3 les lignes de flux entrent, tandis que entre l’aimant 1 et 2 et entre 3 et 4 les lignes de flux sortent. D’abord, on sait que l’induction entre 2 et 3 sera négative, alors que l’induction entre 1 et 2 et entre 3 et 4 sera positive. De plus, elles sont les mêmes lignes de champ magnétique qui sortent d’un aimant celles qui entrent à l’autre. Par conséquence, la valeur de l’induction sera la même mais avec le signe contraire. La forme d’onde de l’induction sera donc antisymétrique, alors il suffit en calculer l’induction entre et , ce qui nous appellerons , forme d’onde d’une demi-période, car entre et est l’image avec signe contraire. Alors, on peut reconstituer , la période de l’induction, entre et . Il faut trouver la forme d’induction entre et . Comme nous l’avons déjà indiqué, nous discrétisons l’entrefer en positions angulaires, une position pour chaque degré électrique. Nous avons alors un vecteur de position de 180 composants, et aussi un vecteur de valeurs d’induction de 180 composants. Nous avons un vecteur avec 180 composants, c’est-à-dire, avec 180 inconnues. Alors, si nous avons dit qu’on résout l’équation (20), en appliquant le théorème d’Ampère, afin de trouver la valeur de , maintenant on devra appliquer ce théorème dans chaque position pour trouver chaque valeur ( , c’est-à-dire, l’appliquer pendant les 180 positions. La figure 24 nous montre comme on applique le théorème d’Ampère à chaque position angulaire : 37 Figure 25 Théorème d’Ampère appliqué dans chaque position de theta Nous appliquons le théorème d’Ampère en écrivant les ampères-tours consommés au rotor, entrefer et stator en fonction de l’induction à l’entrefer. Le problème est qu’on ne peut pas appliquer le théorème d’Ampère dedans l’aimant, parce qu’on ne peut pas exprimer dans l’équation du théorème les ampères tours de la ligne de champ perpendiculaire à la direction d’aimantation de l’aimant (Figure 26, à droite): Figure 26 Ligne de Théorème d’Ampère que traverse l’aimant (gauche) et Théorème d’Ampère appliqué dedans l’aimant (droite) Il faut différencier alors entre deux zones d’entrefer, celle entre des aimants (zone verte dans la figure 27) et celle qui est au-dessus des aimants (zones bleues dans la figure 27). Figure 27 Lignes flux aimant permanent 38 La raison pour laquelle nous séparons ces deux zones est parce qu’on peut appliquer le Théorème d’Ampère à la zone verte (il n’entre pas dedans l’aimant), mais on ne peut pas l’appliquer dans la zone bleue. Cependant, on doit connaitre la valeur de l’induction entre et . Alors, il faudra considérer un autre modèle pour la partie d’entrefer au-dessus des aimants. Hypothèses : - On ne considère pas la consommation d’Ampères tours à la tôle du rotor. On suppose que les niveaux d’induction dans le rotor sont faibles, donc on à une consommation d’ampères tours négligeable - Grâce au matériel isolant entre l’arbre et les aimants, il n’y a aucune ligne de champ qui s’échappe à l’arbre du rotor. On fait ça pour s’assurer une bonne comparaison à l’égard du modèle d’éléments finis. La démarche à suivre est de négliger au début la consommation d’Ampères-tours à l’stator. On suit différents étapes pour valider le modèle analytique. 1) Considération de l’aimant et l’entrefer. Etudions le cas où la valeur du courant est égale à zéro. La perméabilité du stator est infinie ( ), et par conséquence il n’y a pas de consommation au stator. 2) Considération de l’entrefer et le courant . Nous traitons les aimants comme tôle fer. La perméabilité du stator est toujours infinie ( ) 3) Considération de l’entrefer et les aimants. Le courant est zéro, et la perméabilité du stator a une valeur constante ( ). Nous nous trouvons dans un cas où il y a de consommation au stator mais nous pouvons agir d’une manière linéaire. 4) Égal au cas antérieur mais on ajoute aussi une valeur de courant différente de zéro. 5) Égale au cas 4 mais on commence à considérer maintenant les lignes de champ qui traversent les ponts tangentiels. C’est-à-dire, il y a de flux qui traversent les ponts et donc il y a de saturation dans cette partie au-dessus des aimants. 6) Égale au cas 5 mais avec saturation dans la culasse du stator. On change le cas linéaire où il y avait une perméabilité constante par le cas saturé, c’est-à-dire, non-linéaire à la culasse. On montre un tableau récapitulatif des cas mentionnés : Table 1 : Cas considérés pour réaliser une modélisation analytique progressive Excitation Cas Aimant Femm mu_rotor mu_stator mu_ponts mu_aimant Mu_noyau 1 Oui Non infinie infinie Isolant Aimant Isolant 2 Non Oui infinie infinie Isolant infinie Isolant 3 Oui Non infinie 2000 Isolant Aimant Isolant 4 Oui Oui infinie 2000 Isolant Aimant Isolant 5 Oui Oui infinie 2000 Non-Linéaire Aimant Isolant 6 Oui Oui Infinie Non-Linéaire Non-Linéaire Aimant Isolant 39 De suite, les deux modèles sont expliqués: - THEOREME D’AMPERE PRINCIPAL. Partie d’entrefer entre aimants L’image suivant montre la disposition des aimants, les axes et déjà expliqués, l’angle de calage en degrés électriques, et le parcours choisi pour mettre au point le théorème d’Ampère. Nous avons choisi le parcours vert que montre la figure 28 de manière que ce parcours-là intègre la contribution des aimants. Figure 28 Parcours du théorème d’Ampère En vue de faciliter la modélisation, on suit les cas présentés à la table 1. De cette façon, le lecteur peut suivre la modélisation partant du cas plus simple jusqu’au cas plus complet, lorsqu’on met en considération les ampères-tours consommés au stator. 1) Aimant et entrefer Comme on peut le voir à la figure 28, si on ne considère que les aimants et l’entrefer, le Théorème d’Ampère est exprimé par 21 : (21) Grâce à la propriété d’antisymmetrie de l’onde d’induction d’entrefer, on sait que la valeur de est la valeur négative de respectivement. Alors, nous pouvons écrire : (22) (23) 40 Il ne reste que calculer la valeur pour connaitre la valeur de l’induction . On explique cidessous comment est-ce qu’on calcule la génération d’Ampères-tours à l’aimant. On applique la loi de conservation du flux dedans la surface verte de la figure 29 : Figure 29 Concentration du flux à l’aimant (24) (25) (26) Tel comme nous l’avons mentionné dans le ChapitreI - Machine Synchrone à Concentration du Flux , [HIP-92] dit que l’effet de la concentration du flux est assuré quand le ratio est petit. On peut trouver la justification à l’équation (XVI). Nous considérons, afin de simplifier, que est constant : (27) (28) (29) (30) (31) 41 On peut voit alors comme augmente l’induction par rapport à , (s’intensifie l’effet de concentration de flux) d’autant mieux que le ratio est petit. On voit au même temps sur la figure 29 la particularité de la concentration du flux. On crée le double de flux, c’est-à-dire, les lignes de flux qui traversent l’entrefer sont deux fois les lignes créés par un aimant, de cette façon on augmente le flux qui traverse l’entrefer. En utilisant maintenant la relation constitutive de l’aimant présentée dans la section des matériaux, on trouve de manière directe la valeur de . La figure suivant nous montre l’induction d’entrefer. Comme nous voyons sur l’équation (23), la valeur de l’induction est logiquement constante, et elle change de signe lorsque la valeur de l’induction de l’aimant change aussi. Nous avons déjà montré sur la figure 9 comment le signe de l’induction change en fonction de la position angulaire, à cause de la direction des lignes de flux. La même figure montre aussi comme le modèle de l’induction d’entrefer en prenant en compte seulement la contribution de l’aimant a été bien réalisée, en le comparant avec le modèle numérique. Ce modèle correspond au cas 1 de la table 1. Figure 30 Forme onde induction entrefer lorsqu’on ne considère que l’aimant Chaque échelon qu’on peut voir sur la figure 30 est une encoche. Tel comme nous l’avons expliqué dans le chapitre antérieur au paragraphe de la présentation de la machine, l’ouverture des encoches provoque des creux dans la courbe de l’induction, c’est-à-dire, ces chutes d’induction. On ne considère pas encore la présence des ponts tangentiels. Ils sont modélisés comme un matériau isolant pour isoler l’effet de l’aimant. 050 100 150 200 250 300 350 400 -0.8 -0.6 -0.4 -0.2 0 0.2 0.4 0.6 0.8 Position Angulaire [°] Induction [T] Formes Onde Induction Entrefer Modele Analytique Modèle EF 48 tangentiels du rotor il faut avant donner un valeur d’induction d’entrefer aux extrêmes du pont. - On résout les deux systèmes d’une manière itérative, c’est-à-dire, quel que soit la méthode utilisée, nous arriverons à la solution en itérant. Ces deux systèmes à résoudre sont : (54) (55) On a retenu avec deux approches, l’approche séparé et l’approche ensemble, lesquels seront expliqués exposés ci-après : Modèle séparé La première approche de résolution, nommé modèle séparé, trouve la solution du système (54), avec le vecteur ( valeurs d’entrefer entre les aimants) on a les conditions des limites nécessaires pour calculer le vecteur à partir du système (55), et automatiquement les valeurs d’induction d’entrefer au-dessus des ponts. Il faut juste commenter, le système (54) a besoin du vecteur . Bien que ce système soit seulement appliqué dans la région entre des ponts, le calcul des ampères-tours aux dents et à la culasse est à partir, respectivement, du vecteur et . Alors, la première fois qu’on résout le système, nous n’avons aucun vecteur . Il faudra qu’on interpole les valeurs extrêmes du vecteur , afin d’approximer l’induction d’entrefer . Par contre, les itérations suivantes, qu’on entreprend le calcul, nous partirons donc du vecteur de l’itération antérieure, et il ne faut pas interpoler. Il faut seulement souligner que nous trouvons les solutions des systèmes à partir de la méthode mathématique deMATLAB, fsolve. Modèle ensemble Le deuxième est le modèle ensemble, il trouve au même temps la solution des systèmes (XXXVII) et (XXXVIII). Nous avons maintenant un système d’équations égalé à zéro : Où est l’ensemble des deux systèmes, c’est-à-dire : Et nous avons un vecteur global d’inconnues tel que : Dans le cas du modèle ensemble, la méthode mathématique fsolve trouvera une seule solution de vecteurs qui correspond aux deux vecteurs. S’agissant d’une méthode itérative, pour les conditions limites (51) et (52), on prend comme valeurs de l’induction d’entrefer ceux calculées dans l’itération antérieure. Au même temps, pour compléter le vecteur et avoir le vecteur , nous calculons les valeurs de l’induction à l’entrefer au-dessus des ponts à partir de l’induction des ponts de l’itération antérieure. Les diagrammes suivants expliquent ces approches séparé et ensemble, respectivement. 49 Diagramme 1 : Diagramme qui explique la démarche de l’approche séparé = ,… , ) Calcul de la Géométrie Calcul de la Géométrie Calcul des propriétés des matériaux Calcul des propriétés des matériaux Entrés de données des paramètres géométriques des matériaux Entrés de données des paramètres géométriques des matériaux Entrés de certaines valeurs des matériaux Entrés de certaines valeurs des matériaux , Calcul des Ampères tours à l’entrefer : Calcul des Ampères tours à l’aimant : Calcul des Ampères tours aux dents : Calcul des Ampères tours à la culasse : Calcul de la force magnétomotrice : Calcul des Ampères tours à l’entrefer : Calcul des Ampères tours à l’aimant : Calcul des Ampères tours aux dents : Calcul des Ampères tours à la culasse : Calcul de la force magnétomotrice : Choisir le cas : - Cas 1 - Cas 2 - Cas 3 - Cas 4 - Cas 5 - Cas 6 Choisir le cas : - Cas 1 - Cas 2 - Cas 3 - Cas 4 - Cas 5 - Cas 6 Valeur Ieff Valeur perméabilité relative stator Conditions limites : , ) = ,… , ) , ) 50 Diagramme 2 : : Diagramme qui explique la démarche de l’approche séparé On peut constater que le modèle ensemble est plus simple que le modèle séparé. Dans le modèle ensemble, nous avons un système dans lequel nous introduisons les équations du théorème d’Ampère à l’entrefer et les équations aux ponts tangentiels. Dans le cas du modèle ensemble on ne doit qu’exécuter la méthode mathématique une fois. C’est-à-dire, lorsque le logiciel a déjà trouvé la racine pour laquelle , l’algorithme finit. Par contre, avec le modèle séparé doit réaliser encore certains fois la méthode pour trouver à nouveau des racines et . Nous allons comparer par la suite ces méthodes, en prenant comme référence la solution du modèle numérique. Théorème d’Ampère Principal et Conservation de Flux aux Ponts , Calcul des Ampères tours à l’entrefer : Calcul des Ampères tours à l’aimant : Calcul des Ampères tours aux dents : Calcul des Ampères tours à la culasse : Calcul de la force magnétomotrice : Conditions aux limites de l’aimant : , Equation différentielle d’ordre deux aux Ponts Tangentiels : Calcul de la Géométrie Calcul de la Géométrie Calcul des propriétés des matériaux Calcul des propriétés des matériaux Entrés de données des paramètres géométriques des matériaux Entrés de données des paramètres géométriques des matériaux Entrés de certaines valeurs des matériaux Entrés de certaines valeurs des matériaux Choisir le cas : - Cas 1 - Cas 2 - Cas 3 - Cas 4 - Cas 5 - Cas 6 Choisir le cas : - Cas 1 - Cas 2 - Cas 3 - Cas 4 - Cas 5 - Cas 6 Valeur Ieff Valeur perméabilité relative stator 51 Nous faisons la décomposition des harmoniques de l’onde d’induction d’entrefer. Alors, en comparant l’harmonique fondamental à 50 Hz, nous trouvons l’erreur comme : (56) L’erreur (%) qu’on présente dans chaque cas, est l’erreur relative calculée à partir de l’équation (56) Résolution du Modèle Analytique, Comparaison avec le Modèle Numérique  Cas 3 de la Table 1: - Contribution des aimants - Il n’y a pas de courant au stator ( - On considère les ponts tangentiels comme isolant - La culasse du stator a une perméabilité relative constante et de valeur 2000. Elapsed Time ANALYTIQUE (seconds) Modèle Ensemble 4.77 Modèle Séparé 7.52 Table 2: Comparaison du Modèle Ensemble et Modèle Séparé pour le cas 3  Cas 4 de la Table 1: - Contribution des aimants - Courant au stator ( - On considère les ponts tangentiels comme isolant - La culasse du stator a une perméabilité relative constante et de valeur 2000. Temps de calcul (s) Modèle Ensemble 3.79 Modèle Séparé 4.72 Table 3: Comparaison du Modèle Ensemble et Modèle Séparé pour le cas 3  Cas 5 de la Table 1 (Saturation aux ponts tangentiels): - Contribution des aimants - Courant au stator ( - On considère les ponts tangentiels comme tôle fer saturée. - La culasse du stator a une perméabilité relative constante et de valeur 2000. Temps de calcul (s) Modèle Ensemble 40.19 Modèle Séparé 32.56 Table 4: Comparaison du Modèle Ensemble et Modèle Séparé pour le cas 3 52 Figure 35 : Forme onde de l’induction d’entrefer lorsqu’on considère le cas avec saturation aux ponts tangentiels mais sans saturation à la culasse  Cas 6 de la Table 1 (saturation aux ponts tangentiels et à la culasse du stator): - Contribution des aimants - Courant au stator ( - On considère les ponts tangentiels comme tôle fer saturée. - Saturation à la culasse du stator. Erreur (%) Temps de calcul (s) Modèle Ensemble 1.89 37.63 Modèle Séparé 1.89 33.99 Table 5: Comparaison du Modèle Ensemble et Modèle Séparé pour le cas 3 050 100 150 200 250 300 350 400 -1 -0.8 -0.6 -0.4 -0.2 0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 Position Angulaire [°] Induction [T] Formes Onde Induction Entrefer Modele Analytique Iteration 1 Modèle EF 53 Figure 36 : Forme onde de l’induction d’entrefer lorsqu’on considère le cas le plus complexe, avec saturation aux ponts tangentiels et à la culasse Avec ces deux derniers cas, les plus complexes, on voit que les équations du modèle analytique sont correctes. Rappelons que le cas 5 est celui de saturation aux ponts tangentiels mais avec une consommation linéaire à la culasse du stator. Le cas 6, par contre, considère aussi saturation à la culasse. Ces deux modèles avec saturation confirment que notre modèle est capable de gérer la non-linéarité de la consommation d’ampères-tours aux ponts et à la culasse. On voit dans la table comparaison des modèles de cas 6, table 1, que les deux approches présentent une erreur de 1,89 % par rapport au modèle d’éléments finis. Avec une erreur qui n’arrive pas à 2%, nous pouvons confirmer que les deux approches ont été correctement développées. Il faut remarquer que lorsque nous avons appliqué au début la loi de conservation du flux (24), le résultat était celui montré ci-dessous dans la figure 37 : 050 100 150 200 250 300 350 400 -1 -0.8 -0.6 -0.4 -0.2 0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 Position Angulaire [°] Induction [T] Formes Onde Induction Entrefer Modele Analytique Iteration 1 Modèle EF 54 Figure 37 : Forme onde de l’induction d’entrefer lorsqu’on considère le cas le plus complexe, avec saturation aux ponts tangentiels et à la culasse, mais quand il y avait l’erreur de modélisation du flux des aimants Il apparaît une erreur de presque un 8% entre le modèle analytique et le modèle d’éléments finis. Dans le système du théorème d’ampère principal, nous n’avions pas encore envisagé le passage de flux à travers des ponts. Rappelons la figure 38 où on avait dit que tout le flux qui sort des aimants arrive à l’entrefer. En réalité, il y a une partie de ce flux qui s’échappe aux ponts tangentiels, tel comme le montre la Figure 38 : Figure 38 : Loi de conservation du flux bien appliquée pour modéliser la contribution des aimants 050 100 150 200 250 300 350 400 -1 -0.8 -0.6 -0.4 -0.2 0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 Position Angulaire [°] Induction [T] Formes Onde Induction Entrefer Modele Analytique Modèle EF 55 Alors, on a réécrite l’équation (24), selon la convention de signes que nous avons choisie, flux positif si sort de la surface et négatif si entre.: (57) Avec cette nouvelle équation, nous contemplons le flux qui passe à travers des ponts tangentiels. La formulation de ces fluxes est la suivant : (58) (59) Si on met l’équation (57) au modèle analytique, on obtient la solution de la figure (36) 5.6. Conclusions du chapitre Dans ce chapitre nous avons pu connaître la démarche à suivre pour réaliser un modèle analytique. Tout d’abord nous avons présenté les paramètres géométriques de la machine. Après nous avons préféré entreprendre la modélisation à partir d’une complexité progressive. On a considéré six cas où dans chacun il y a des hypothèses différents, lesquels nous ont aidés à modéliser l’apport de chaque partie de la machine. Tous les ampères-tours consommés et générés ont été exprimés en fonction de l’induction d’entrefer, car les valeurs du vecteur de l’induction d’entrefer sont les variables inconnues. Pour commencer, nous avons modélisé le flux qui sort des aimants. Nous avons appliqué la loi de conservation de flux, en disant que tout le flux qui sort des aimants travers l’entrefer où va aux ponts tangentiels. Nous avons obtenu de cette façon l’induction d’entrefer en fonction de l’induction de l’aimant. La solution obtenue donne une bonne approximation à celle obtenue avec des éléments finis. On a ensuite représenté la force magnétomotrice, laquelle est une onde cosinus qui dépend entre d’autres de l’angle de calage et de l’intensité apporté au bobinage du stator. Ces deux paramètres sont introduits pour l’utilisateur au début de la simulation. On a tout à fait constaté que la force magnétomotrice a été bien calculée lorsqu’on a comparé la simulation avec les éléments finis. Par la suite on a mis dans le modèle la consommation d’ampères-tours aux dents et à la culasse. Cette consommation d’ampères-tours est plus délicate à modéliser car la relation entre l’induction et l’intensité de champ dans la tôle fer du stator est non linéaire et le modèle doit interpoler pour trouver la valeur de l’intensité de champ à partir de l’induction. Une fois nous avons modélisé les ampères-tours au stator, nous sommes capables d’écrire le théorème d’Ampère complet. 56 Il manquait toujours modéliser l’entrefer au-dessus des aimants. On a pris le système d’équations proposé pour [DAG-13], un système d’équations différentielles de second ordre approximé par différentes finies. Une fois avoir obtenu les systèmes d’équations pour calculer l’induction d’entrefer tout au long de l’entrefer, nous avons proposé deux approches de résolution. La première est l’approché séparée, laquelle résout de manière indépendant les deux systèmes (le théorème d’ampère principal et le modèle aux ponts tangentiels). La deuxième, contrairement, elle agite avec toutes les équations dans le même système. On a vérifié les deux approches avec la méthode de résolution de systèmes non linéaires fsolve. Nous avons observé les temps de calcul que donnent les deux approches pour chaque cas. On a pu remarquer que le temps de calcul est inférieur pour l’approche séparée, parce qu’elle s’agit d’un système plus réduite et alors plus rapide. Au même temps, nous avons effectivement pu constater que l’erreur des deux manières de résolution est exactement le même en les vérifiant avec le modèle numérique. De cette façon nous pouvons affirmer maintenant qu’on a trouvé deux manières différentes de résoudre notre modèle analytique de la machine électrique à concentration du flux. Comme on a déjà indiqué, celle séparé nous permet pouvoir utiliser deux méthodes mathématiques différentes car on peut résoudre chaque système indépendamment. Cela va nous aider au prochain et dernier chapitre, lors de la recherche des méthodes mathématiques pour résoudre le modèle avec un temps de calcul inférieur à celui du fsolve. Finalement, nous obtenons un programme qui a d’interface avec l’utilisateur : Figure 39 : Interface interactive avec l’utilisateur lorsqu’on commence la simulation Entrer angle calage α Choisir le cas 57 6. Méthodes mathématiques pour résoudre systèmes d’équations non-linéaires Une fois qu’on a développé le modèle analytique, nous avons effectivement pu remarquer qu’il faut résoudre un système d’équations non-linéaires. La non-linéarité est omniprésente dans des phénomènes physiques. Fluides, la dynamique des gas ; élasticité, réactions chimiques et de nombreux autres phénomènes sont gouvernés par des équations non-linéaires. Pour cette raison, une grande partie de la recherche des mathématiques modernes est focalisée dans l’analyse des systèmes non-linéaires. L’apparition d’ordinateurs puissants a fomenté une révolution véritable dans notre compréhension des mathématiques non-linéaires. Malgré des avances spectaculaires tant dans des capacités de matériel que des algorithmes mathématiques sophistiqués, beaucoup des systèmes non-linéaires restent toujours au-delà des capacités d’ordinateurs d’aujourd’hui. On a déjà expliqué auparavant la structure de notre système non-linéaire. On défini le vecteur induction d’entrefer, , avec un nombre de composants suivant l’épaisseur des aimants, car on sait que comprend les positions de l’entrefer où il n’y a pas des aimants en dessous. Alors, dans le premier système on a un nombre de variables égal au nombre de composants de la vecteur . On résout le deuxième système correspondant aux ponts tangentiels, lequel a en tant que variables les composants du vecteur . Avec ces deux vecteurs, et , on trouve la solution finale , qui correspond à l’induction d’entrefer tout au long de la demipériode, et donc immédiatement la induction d’entrefer de la période . Cette section alors rend compte de la résolution des systèmes non-linéaires susmentionnés. Nous avons constaté au chapitre précédent que l’algorithme Fsolve a une bonne précision de la solution . L’objectif maintenant est d’implémenter une méthode mathématique qui converge plus rapidement que Fsolve avec une précision aussi acceptable. Il s’agit notamment de faire une recherche des méthodes existantes, puis choisir celles que nous jugeons les plus efficaces pour résoudre les systèmes posés. Enfin, nous avons programmée sous MATLAB les méthodes considérées. La première partie présente ces méthodes de résolution d’équations non-linéaires et des systèmes non-linéaires, et expliquer les particularités de chacune. Quoi qu’il en soit, les méthodes doivent travailler avec une structure mathématique complexe et particulière. Nous allons donc analyser nos systèmes avant de justifier le choix. Au même temps, nous exposons quelques méthodes intéressantes mais lesquels ne seront pas considérées à cause de l’erreur commise lors de la simulation. On présente ensuite une comparative entre les différents possibilités que nous proposons pour résoudre le modèle analytique. Nous prenons en compte le temps de calcul et l’erreur commise. Finalement, on choisit parmi les cas analysés. 64 (81) On constate logiquement qu’il y a des méthodes qu’on ne peut pas appliquer avec notre système, comme c’est le cas des méthodes de résolution d’équations non linéaires présentées dans le sous-chapitre « Résolution d’équations non-linéaires ». Car nous avons un système d’équations. Nous avons développé deux approches pour pouvoir résoudre le modèle analytique. Rappelons les algorithmes de chaque approche ( Diagramme 1 et Diagramme 2) : - Dans le premier cas, nous avons l’avantage de résoudre de manière séparée chaque système. Cela signifie qu’on peut choisir la méthode de résolution pour chacun. Partant de la structure de chaque système que nous venons de présenter, il y a des méthodes plus appropriées que d’autres. - Par contre, dans l’approche des systèmes ensembles, nous ne pouvons pas résoudre ces systèmes séparément. Alors, la méthode appliquée doit être approprié pour le deux systèmes et . - Il faut tenir en compte que le fait de séparer en deux systèmes et ne garantis pas la convergence de l’ensemble. Si nous pensons aux deux systèmes comme une matrice divisée en deux bloques, tel comme montre la figure 40 suivante, la méthode séparé provoque n’annulation des termes et , lesquels représentent la partie dépendant d’un système avec l’autre. Par conséquence, la convergence de n’est pas garantie. La figure 40 montre cette idée de l’ensemble des deux systèmes Figure 40 Matrice qui montre l’idée des deux systèmes et On propose tout d’abord analyser quelques méthodes adaptées à chaque système de manière séparée (l’entrefer et ponts tangentiels). 65 Théorème d’Ampère à l’entrefer Méthode Point Fixe La complexité de l’équation (79) réside dans le fait que celle-ci ne permet pas d’isoler l’inconnue en fonction des paramètres. En fait, nous remarquons que la présence de l’intégrale implique que toutes les inconnues sont interdépendantes. De plus, il y a des fonctions d’interpolation qui font plus complexe l’analyse de . Alors, difficilement nous pouvons appliquer la méthode du point Fixe pour résoudre le système du théorème d’Ampère. On peut pourtant envisager d’une manière simple la méthode du Point Fixe tel comme le montre la formule (82): (82) Cette expression (82) essaie de s’assimiler à la méthode du Point Fixe sur le principe . Dans le cas du système aux ponts tangentiels, on ne peut pas de mettre l’équation (48) sur le principe du Point Fixe. Si nous exprimons l’erreur par la formule suivante : (83) Lorsqu’on fait la simulation, nous voyons que la valeur de diverge au moment de commencer les itérations. Nous pouvons voir sur la figure 41 cette divergence lorsque nous appliquons cette méthode (82). Figure 41 Représentation de l’erreur à chaque itération 66 Partant de l’équation (27), nous croyons qu’est logique que cette méthode ne converge pas, parce que le seul terme indépendant de cette équation, les paramètres des n’ont pas la suffisant puissance pour rediriger les points vers la solution, c’est-à-dire, les paramètres indépendants n’ont pas le poids nécessaire pour compenser la divergence des autres termes. Il s’agit pourtant d’une démarche que pourra être envisagé dans un avenir. Ponts tangentiels Méthode Newton-Raphson Exprimons tout d’abord la matrice jacobienne de la fonction des ponts tangentiels . La démarche de cette calcule peut être délicate, mais si nous essayons de préparer les dérivées partielles afin d’alléger le calcul de la matrice jacobienne, après peut être qu’on pourra diminuer le temps consommé dans chaque itération. Profitons de ce qu’on connait la structure du système, et on va essayer de calculer auparavant la dérivée Partant de l’équation (48) et supposant à titre d’exemple un cas avec , , nous avons les dérivées partielles suivants : (84) L’objectif est de calculer analytiquement la dérivée partielle : (85) Rappelons l’équation (50) du Chapitre III, alors: (86) (87) 67 À ce stade, il ne faut que trouver la valeur de la dérivée par chaque . Si nous avions une table avec des coordonnées , pour chaque point on peut calculer comme : (88) On peut essayer d’approximer la dérivée à partir : (89) Nous avons donc une table où ils y auront gardées les valeurs de . Par conséquence, avec le valeur de l’induction nous trouverons la valeur dérivée à partir d’une interpolation : (90) Avec l’expression (90) on pourra calculer la dérivée partielle (86) et obtenir la matrice jacobienne (84), de telle sorte qu’on exprime la définition de la méthode Newton-Raphson : (91) Nous venons d’expliquer ce cas particulier parce qu’il était nécessaire de calculer l’expression analytique de la dérivée. Nous réalisons la simulation, en appliquant cette méthode aux ponts tangentiels et la méthode fsolve à l’entrefer. On obtient des résultats de temps intéressants. Pourtant, au regard de l’erreur commise, on voit que cette méthode comporte une erreur d’un 8% en comparant les résultats avec ceux qu’on obtient en appliquant fsolve dans les deux systèmes. Cela nous oblige à renoncer à la méthode de Newton Raphson avec la dérivée calculé analytiquement. Cependant, on pense que nous pourrions limiter cette erreur, en essayant de changer quelques paramètres du code MATLAB. Nous pensons alors qu’il est intéressant approche de la dérivé et on le considère comme une perspective à futures modélisations. Désormais, on propose d’envisager les méthodes de Newton Raphson modifiée (approximation de la matrice jacobienne) et la méthode de Broyden. 68 À ce stade, nous ne pouvons affirmer quelle méthode est le plus adaptée au modèle analytique, mais on sait qu’il y a ces différents choix lorsqu’on essaie de le résoudre: Modélisation des systèmes et :  Cas séparé (Système ponts tangentiel et théorème d’Ampère séparés) Ponts tangentiels :  Newton-Raphson (calcul analytique de la dérivée partielle)  Newton-Raphson modifiée  Broyden Théorème Ampère :  Newton-Raphson modifiée  Broyden  Cas ensemble  Broyden  Newton Raphson modifiée Par conséquent, nous cherchons la meilleure combinaison parmi les possibilités que nous venons de montrer. Dans le prochain paragraphe, on devra tester celles combinaisons en comparant avec la méthode de fsolve originale. 6.4. - Evaluation et choix Afin de comparer d’avantage les différentes méthodes, nous allons étudier certains cas, afin de pouvoir choisir un cas concret et justifier son choix. Il faut remarquer que toutes les simulations ont été réalisées en choisissant le cas 6) de la Table 1 du chapitre III, c’est-à-dire, avec saturation aux ponts et à la culasse, car on veut tester chaque méthode en utilisant le cas le plus complexe, qui est d’ailleurs le modèle réel de la machine. La comparaison est toujours entre la combinaison choisie et la méthode fsolve qu’on a utilisé pendant le chapitre III afin de vérifier le modèle analytique. Cas 1) Modèle Ensemble, Broyden Erreur (%) Temps de calcul (s) Modèle Fsolve Ensemble 38.07 Modèle Broyden Ensemble 0 4.47 Table 7 : Comparaison entre fsolve et la méthode Broyden du Modèle Ensemble 69 Figure 41 : Induction d’entrefer en fonction de la position angulaire. Pour ce cas 1), nous avons essayé les deux formules de Broyden, (75) et (76),. Cependant, celle dernière, c’est-à-dire, la formule de « bad Broyden’s Method », ne converge pas. Alors, on a logiquement présenté des résultats (Table7) de la méthode de Broyden avec la formule de Sheman-Morrison. Cas 2) Modèle Séparé, Fsolve à l’entrefer et Broyden aux ponts tangentiels Quand le modèle séparé trouve par première fois la solution, l’algorithme (Chapitre IIIModélisation de la machine synchrone à concentration du flux-Diagramme 2) peut réaliser encore la méthode et trouver une nouvelle solution plus raffinée. Nous pouvons évidemment choisir le nombre d’itérations qu’on veut. Alors : Nombre d’itérations : 3 Itération Initial Fsolve aux Ponts Tangentiels et Fsolve à l’entrefer Itérations Suivants : Broyden aux Ponts Tangentiels et Fsolve à l’Entrefer Erreur (%) Temps de calcul (s) Modèle Fsolve Separé 28,42 Modèle Fsolve Broyden 0 23,172 Table 8 Comparaison entre fsolve et la méthode Broyden du Modèle Séparé 050 100 150 200 250 300 350 400 -0.8 -0.6 -0.4 -0.2 0 0.2 0.4 0.6 0.8 Position Angulaire [°] Induction [T] Formes Onde Induction Entrefer Modele Analytique Fsolve Modele Analytique Broyden Temps de Calcul 1 : 4,47 seconds Erreur 1 (%) : 0 70 Il faut juste remarquer qu’au début nous avions appliqué la méthode de Broyden aux ponts dans Itération Initial, mais la méthode n’a pas convergé. Cas 3) Modèle Séparé, Broyden à l’entrefer et Fsolve aux ponts tangentiels Nombre d’itérations : 3 Itération Initial Fsolve aux Ponts Tangentiels et broyden à l’entrefer Itérations Suivants : Broyden aux Ponts Tangentiels et broyden à l’Entrefer Erreur (%) Temps de calcul (s) Modèle Fsolve separé 28,42 Modèle Fsolve Broyden 0 18,77 Table 9 : Comparaison entre fsolve et la méthode Broyden du Modèle Séparé En effet, la différence entre l’itération initiale et la solution du modèle avec la méthode fsolve : Figure 42 : Comparaison de l’induction d’entrefer entre l’itération initiale du cas 3) et la solution du Fsolve. 050 100 150 200 250 300 350 400 -1 -0.8 -0.6 -0.4 -0.2 0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 Position Angulaire [°] Induction [T] Formes Onde Induction Entrefer Modele Analytique Broyden premiere itération Modele Analytique Fsolve Temps de Calcul 2 : 23,17 seconds Erreur 2 (%) : 0 Temps de Calcul 3 : 18,77seconds Erreur 3 (%) : 0 71 Erreur (%) Temps de calcul (s) Modèle Fsolve separé 27,93 Modèle Fsolve Broyden premiere iteration -8,93 13,57 Table 10 Comparaison entre fsolve et la méthode Broyden du Modèle Séparé On voit qu’avec une itération initiale nous ne pouvons pas arrêter, sinon qu’on doit réaliser encore d’autres itérations, car l’erreur est de presque 9%. Les itérations suivants vont diminuer l’erreur jusqu’à valeurs acceptables. Le temps qu’on passe pour faire la première itération est presque la moitié du temps que résoudre le modèle avec Fsolve. Alors, on peut dire, que la méthode consomme assez temps pour arriver à la première solution. Cas 4) Modèle ensemble, Broyden avec Fsolve On utilise Broyden pour les premières 20 itérations. Cependant, c’est possible qu’il ne converge pas avec seulement 20 itérations, alors on va commencer l’Fsolve mais comme valeur initial on aura la solution de la dernière itération du Broyden. Erreur (%) Temps de calcul (s) Modèle Fsolve ensemble 38,07 Modèle Broyden 20 iter 0.6 Fsolve 0 6,51 Broyden + Fsolve 0 7,111 Table 11 Comparaison entre fsolve et la méthode Broyden du Modèle Séparé Figure 43 Comparaison de l’induction d’entrefer entre la itération 20 de la méthode Broyden et la solution de la méthode Fsolve. 050 100 150 200 250 300 350 400 -0.8 -0.6 -0.4 -0.2 0 0.2 0.4 0.6 0.8 Position Angulaire [°] Induction [T] Formes Onde Induction Entrefer Modele Analytique Fsolve Modele Analytique Broyden 20 iterations 72 Itérations que réalise Broyden pour arriver à la convergence : 27 En sachant que la méthode de Broyden converge avec 27 itérations, nous nous intéressons maintenant en réduire le temps de calcul dans ce cas. Alors, on change la démarche et on met 10 itérations avec la méthode de Broyden en ensuite on commence la méthode Fsolve. Erreur (%) Temps de calcul (s) Fsolve 0 6,51 Broyden ( 10 itérations) + Fsolve 0 17,28 Table 12 Comparaison entre fsolve et la méthode Broyden du modèle ensemble Cas 5) Cas séparé, un premier calcul avec le modèle analytique linéaire et avec un deuxième calcul avec la méthode de Broyden à l’entrefer et Fsolve aux ponts tangentiels. On pense qu’il est intéressant de voir si le temps de calcul est inférieur si avant de commencer avec le modèle analytique complet, c’est-à-dire, avec saturation aux ponts tangentiels et saturation à la culasse, on réalise un premier calcul en considérant une consommation d’ampères-tours linéaire sans saturation. Itération Initial : Modèle linéaire aux ponts tangentiels et modèle linéaire à l’entrefer Itérations Suivants : Fsolve aux ponts tangentiels et Broyden à l’entrefer Erreur (%) Temps de calcul (s) Modèle Fsolve separé 27,93 Modèle avec une approximation linéaire dans la première itération 11,87 23,44 Table 13 Comparaison entre fsolve et la méthode Broyden du Modèle Séparé 6.5. Conclusions du choix de la méthode En premier lieu de ce chapitre, une explication des différentes méthodes de résolution d’équations et des systèmes non linéaires a été entreprise. Même si nous avons un système à résoudre, il était intéressant de connaitre quelles sont les principales manières de résoudre équations non linéaires. Après avoir connu les principes de chaque méthode, il fallait étudier nos systèmes, la structure et ses particularités. En parallèle, nous avons présenté nouvelles méthodes de résolution. La méthode du point fixe appliqué à l’entrefer diverge à cause de la faiblesse des termes indépendants de l’équation par rapport à ceux qui dépendent du vecteur . Temps de Calcul 4.1 : 7,11 seconds Erreur 4.1 (%) : 0 73 Nous appliquons Newton-Raphson avec le calcul de la dérivée qu’on a développé, au système des ponts tangentiels. On trouve le résultat avec un temps de calcul concurrentiel, mais l’erreur qu’il présent est assez haut pour l’accepter. Par conséquent, nous pensons que l’idée de pouvoir donner une valeur à la dérivée à partir d’un calcul simple mais rapide peut aider à réduire le temps. On doit réussi baisser l’erreur afin qu’il soit « compétitif » avec des autres méthodes. Nous avions plusieurs choix, soit le modèle séparé soit le modèle ensemble. Aussi nous avons envisagé la méthode de Broyden, en le combinant avec le fsolve que le logiciel MATLAB nous offre. Finalement on a pu remarquer que le meilleur résultat apparaît lorsque nous appliquons la méthode de Broyden de la formule de Sherman-Morrison dans l’approche ensemble, avec un temps de calcul de 4,47 seconds. Nous croyons que cette méthode de Broyden dans l’approche ensemble est très intéressante, car elle a réussi descendre le temps de calcul de presque 40 seconds à 4,47 seconds. De plus, nous avions expliqué que l’approche séparée ne nous assure pas que la méthode converge, et avec l’approche ensemble nous n’avons pas ce problème. 80 (95) Nous trouvons ensuite : (96) Alors, nous obtenons la première condition de dessin de la machine, l’épaisseur limite de l’aimant est : (97) Notre programme va vérifier dans chaque dessin de la machine, que la condition suivante est rempliée : (98) Avec le paramètre nous pouvons calculer par la suite le paramètre : (99) La deuxième condition alors est : (100) Nous obtenons finalement deux conditions de dessin du rotor que notre programme doit vérifier avant de commencer l’approche du système d’équations non-linéaires : (101) 81  Géométrie du stator Figure 44 Section de la machine avec les paramètres géométriques du stator La première condition du stator est directe : On commence maintenant avec les paramètre : (102) (103) 82 La deuxième condition de la géométrie du stator : La troisième : La quatrième : Et finalement : C'est-à-dire, il faut vérifier toutes les conditions de dessin suivant : (113) (104) (105) (106) (107) (108) (109) (110) (111) (112) 83 9.2. Annexe 2 : Calcul du coefficient de distribution du bobinage (114) Calcul du coefficient de raccourcissement : (115)