Modèlisation d'un prototype et commande vectorielle avec et sans capteur mécanique du moteur couple

Chapitre 2 : Essais expérimentaux et validation du modèle - Mémoire CNAM Patrick BOIDIN.

.

'

R _s I s

?

1 ,4 A

= c I =

-,

L _d w I s '

-,

9 0^?

-,

L _d WI s

9 0^F

Simulation :

Essai :

Paim

-,

?

?

?

E_s

V_s

-->

'I'

?

??

?

R I = 16 4

, volts

s s

?

?

R I 18 1

, volts

s s =

?

d

-,

'P i

,

??

q

L I 245 volts

d W =

s

?

L I 268 volts

d w =

s

?

V = 277 6

,volts

s

?

V = 277 6

, volts

s

?

q'

E = 44 3

,volts

s

?

I = 14 6

, A

s

E = 44 3

,volts

s

?

I = 16 0

, A

s

-,

-,

1J r

'

I_s

? = 79 5

, ⁰

6 'I'

= 40 0

, °

= 39 5

, ⁰

? ? ? = 6 ,9 °

(p' = 72 6

, °

-,

R _s I s

d'

-,

Wi

-,

W_r

-,

I_s^'

Fig. II-4.5 : Construction vectorielle dans l'hypothèse de Behn-Eschenburg.
Moteur chargé à 138,5 N.m et soumis à une tension composée de 340 volts.

Les résultats permettent de faire les observations suivantes :

* La valeur du courant efficace obtenue par la simulation est inférieure de 1,4A par rapport à la valeur de l'essai. Ceci s'explique par les pertes magnétiques qui sont négligées dans le modèle.

Connaissant la valeur des pertes magnétiques P_mag = 717 W et supposant

qu'elles sont proportionnelles au carré de la tension, on peut en déduire la résistance équivalente R_m, puis le courant I _rm :

1 ,2

A

(II-21)

U 2 _ab 340 ²

= _ = 1₆₁ I = ab = _

Pmag 717

R _m

U

3

R

m

161 3

Or, ce courant représente effectivement la différence obtenue à 0,2 A prés et correspond à 11,6% du courant absorbé (10,3A).

* La différence sur le déphasage de 6,9°, entre la tension et le courant, est due aux

pertes magnétiques. Si on rajoute le courant

.... Irm à la composante active du

courant I_s, on obtiendrait le nouveau déphasage (p" suivant :

--> ->

I ac ( actips I rm

A. A.

(p = 79 ,5° ⁽P I ac = I_s cos p = 2 ,63 A

A. A.

? I _ac + I rm = 4 ,36A

(p"

-->

I_s^''

-->

I r ( ré actins

I r = I _s sin p = 14 ,4 A

-->

I_s

Fig. II-4.6

arctan(

...

I_s sin

... ...

I oas + Irm

(II-22)

(? 14 4 ,

4 36 73 1 ?? ? , ? ,

-- arctan

I, =

Soit un écart théorique de 0,5°(très acceptable).

4.3. Validation du modèle :

Les simulations font apparaître la nécessité de tenir compte des pertes magnétiques dans le modèle mathématique = Le modèle, tel qu'il est défini, créé une erreur sur les courants de 11,6%. On remarque 2 points essentiels :

1. La consommation d'un courant actif supplémentaire a pour effet de déphaser en moins le courant par rapport à la tension (72,6° pour 79,5°).

2. L'angle interne du moteur a sensiblement augmenté, ce qui correspond à un décalage supplémentaire du rotor par rapport au champ statorique.

= Ces 2 constatations ont des conséquences importantes. En effet, si on projette le vecteur courant sur les axes d et q, on fait les remarques suivantes [7] :

1. Pour un même couple résistant et dans le cas où les pertes magnétiques ne sont pas négligées, Iqs (régime permanent) a augmenté =

Dans le modèle, on peut s'imaginer que la différence de ces courants est
absorbée par une résistance fictive.

2. Pour un même flux magnétisant et dans le cas où les pertes magnétiques ne sont pas négligées, Ids (régime permanent) a diminué = Il y a eu un

renforcement de ce courant dû à l'augmentation de Iqs.

Dans le modèle, on peut s'imaginer que la différence de ces courants est
fournie par la réaction d'induit. Sa valeur dépend de la résistance
fictive du cas précédent.

5. CONCLUSION.

· En boucle ouverte, le moteur démarre sur le réseau à 50Hz sans difficulté. Ceci est dû au nombre important de pas (64), assimilable au nombre de paire de pôles et à la constante de couple élevée de 13,5 N.m/A. Le courant nominal est de 9,3A.

· La position initiale du rotor ne semble pas conditionner la phase de démarrage du moteur FINTRONIC.

· L'ensemble mécanique du moteur manque de rigidité. Il faut améliorer les moyens d'assemblage des 2 stators et revoir le train de roulements du rotor qui laisse apparaître un jeu néfaste sur l'entrefer.

· La forme d'ondes des tensions et des courants est quasiment sinusoïdale. = Une commande du type "sinus" s'impose à ce type de moteur.

· Une constante de couple élevée assure au moteur une qualité certaine. Néanmoins, la forme des courants, associée à une commande, devra être parfaite et démunie de tout harmonique. Cette condition est nécessaire pour éviter les à-coups de couple dépendants de cette même constante de couple.

· La température atteinte du moteur, en régime permanent, semble limite pour les matériaux utilisés dans la conception du moteur. Les échauffements sont dus essentiellement aux pertes magnétiques qu'il faut réduire au mieux par l'intermédiaire de la commande.

· Une des qualités de ce moteur est d'être conçu suivant une technique qui lui permet de recevoir plusieurs disques "rotor" et d'augmenter ainsi ses possibilités de couple pour une même structure de base.

· Peu de moteur, actuellement sur le marché, sont capables de fournir d'aussi bonnes performances avec un encombrement et une masse aussi faible. Le principe, utilisé dans la conception de ce moteur, est judicieux (structure modulaire) et semble prometteur pour des moteurs d'une puissance plus importante et pour des couples utiles plus élevés (multi-disques).

· Les pertes magnétiques, apparus lors des essais, ont faussé les résultats de la simulation d'environ 11% ? Il faut inclure ces pertes dans le modèle mathématique. Néanmoins, aux vues de la complexité du sujet, nous avons préféré conserver le modèle tel que nous l'avons défini précédemment. On précise que l'étude d'une commande à couple maxi va permettre de limiter au mieux la tension aux bornes du moteur. Ainsi, les pertes magnétiques seront limitées d'autant et notre modèle se rapprochera mieux de la réalité.