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AVERTISSEMENT Ce document est le fruit d'un long travail approuvé par le jury de soutenance et mis à disposition de l'ensemble de la communauté universitaire élargie. Il est soumis à la propriété intellectuelle de l'auteur. Ceci implique une obligation de citation et de référencement lors de l’utilisation de ce document. D'autre part, toute contrefaçon, plagiat, reproduction illicite encourt une poursuite pénale. Contact : [email protected] LIENS Code de la Propriété Intellectuelle. articles L 122. 4 Code de la Propriété Intellectuelle. articles L 335.2- L 335.10 http://www.cfcopies.com/V2/leg/leg_droi.php http://www.culture.gouv.fr/culture/infos-pratiques/droits/protection.htm

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AVERTISSEMENT

Ce document est le fruit d'un long travail approuvé par le jury de soutenance et mis à disposition de l'ensemble de la communauté universitaire élargie. Il est soumis à la propriété intellectuelle de l'auteur. Ceci implique une obligation de citation et de référencement lors de l’utilisation de ce document. D'autre part, toute contrefaçon, plagiat, reproduction illicite encourt une poursuite pénale. Contact : [email protected]

LIENS Code de la Propriété Intellectuelle. articles L 122. 4 Code de la Propriété Intellectuelle. articles L 335.2- L 335.10 http://www.cfcopies.com/V2/leg/leg_droi.php http://www.culture.gouv.fr/culture/infos-pratiques/droits/protection.htm

FACULTE DES SCIENCES ET TECHNIQUES UFR Sciences et Techniques Mathématiques Informatique Automatique Ecole doctorale IAEM Lorraine DFD Electronique – Electrotechnique

THÈSE

Présentée pour l’obtention du titre de

Docteur de l’université Henri Poincaré, Nancy-I En Génie Electrique

Par

Renaud MOULIN

Dimensionnements et essais de moteurs supraconducteurs

Membres du jury : Président : Abdellatif MIRAOUI, Professeur, SET, UTBM, Belfort Rapporteurs : Pascal TIXADOR, Professeur, G2ELAB/Institut NEEL, Grenoble INP Examinateurs : Lionel DURANTAY, Directeur R&D, CONVERTEAM, Nancy Jean LEVEQUE, Professeur, GREEN, UHP, Nancy Abderrezak REZZOUG, Professeur, GREEN, UHP, Nancy

Groupe de Recherche en Electrotechnique et Electronique de Nancy

Faculté des Sciences & Techniques, BP 239 54506 Vandoeuvre-lès-Nancy Cedex

1

2

AVANT PROPOS Je tiens tout d’abord à remercier Mr Rezzoug, professeur à l’université Henri Poincaré et ancien directeur du GREEN, pour m’avoir accueilli dans son laboratoire et pour m’avoir permis de mener ces travaux dans les meilleurs conditions possibles.

Je remercie Mr Miraoui, professeur à l’université de Belfort Montbéliard, pour m’avoir fait l’honneur de présider mon jury. Je remercie également Mr Tixador, professeur à l’université de Grenoble, d’avoir accepté de rapporter sur mon travail.

Je tiens à remercier en particulier Mr Jean Lévêque, professeur à l’université Henri Poincaré, d’avoir

accepté de diriger cette thèse. Sa disponibilité et sa collaboration, aussi efficace qu’agréable pendant les parties expérimentales, sont importantes au bon déroulement de cette thèse. J’ai beaucoup appris à son contact.

Je remercie Mr Denis Netter, professeur à l’institut national polytechnique de Lorraine, pour les

discussions enrichissantes sur les structures de machines électriques « originales ». Je souhaite également remercier tout le personnel du laboratoire, et en particulier Bruno, Francis,

Laurent, Lotfi, Nathalie, Smail, Thê Cuong et Thierry pour les trois agréables années passées en votre compagnie.

Je remercie aussi Jean-Charles Mercier, directeur Business Marine à Converteam Belfort, et Lionel

Durantay, directeur R&D à Converteam Champigneulles d’avoir co-encadré ce travail. L’opportunité de mener des travaux de recherches dans l’industrie enrichi énormément ce travail.

J’en profite pour remercier le bureau d’étude et les techniciens de l’usine de Champigneulles pour tout

le travail effectué sur le prototype. Particulièrement Daniel Durand et Jacques Enon pour leur collaboration importante à la réalisation de ce projet. Je pense également à Christophe et Ramdane pour les heures passées sur les nouveaux projets.

Mes pensées sont également tournées vers Ado, Alain, Claude, Cyrille, Manéa, Matthieu, Romain,

Thibaut et Yoann pour les moments passés au bureau d’étude. Je remercie aussi les jeunes padawan supra, Gaël et Sofiane, alias Pic et Poc. Le laboratoire s’enrichis

ainsi de nouvelles expériences dans le domaine de la supraconductivité, mais également de grandes parties de tarot et de bonnes humeurs.

Je remercie Christine Bellouard et Luc Moreau pour leur aide précieuse dans l’utilisation des PPMS. Je

remercie aussi Stéphane Suire pour sa présence à des moments importants. Je tiens également à exprimer mes remerciements et mes meilleurs sentiments à mes amis. Leur

présence tout au long de ce travail, et en particulier pendant la période de rédaction, est inestimable. Alors merci Bastien, Nicolas, Julien, Stan, Emilie, Phil, Stéphanie, Claire, Tom, Vince, Thomas, Zaza, Rudy, ChuChu, Patou, Anna, Kin, Franck…

Je tiens aussi à exprimer mes remerciements à tous ceux qui ont eu la gentillesse d'assister à la

soutenance de cette thèse. Merci aussi à tous ceux que j’ai pu oublier. Mes remerciements vont enfin et surtout à mes parents et à ma sœur.

3

4

INTRODUCTION GENERALE 8

CHAPITRE 1 - MOTEURS SUPRACONDUCTEURS 10

I INTRODUCTION ............................................................................................................................................ 14

II SUPRACONDUCTIVITE.............................................................................................................................. 14 II.1 Historique .................................................................................................................................................. 14 II.2 Propriétés des supraconducteurs................................................................................................................ 16

II.2.a. Généralités............................................................................................................................... 16 II.2.b. Types de supraconducteurs...................................................................................................... 17 II.2.c. Grandeurs critiques....................................................................................................................... 18

II.3 Matériaux................................................................................................................................................... 19 II.3.a. Basse température critique....................................................................................................... 19 II.3.b. Haute température critique...................................................................................................... 19 II.3.c. Cas particulier.............................................................................................................................. 20

II.4 Fluide cryogénique .................................................................................................................................... 21 II.5 Applications............................................................................................................................................... 21 II.6 Premier bilan.............................................................................................................................................. 22

III MOTEURS SUPRACONDUCTEURS........................................................................................................ 22 III.1 Historique................................................................................................................................................. 22 III.2 Machines synchrones ............................................................................................................................... 25

III.2.a. Moteur Synchrone à pôles saillants.......................................................................................... 25 III.2.b. Alternateur asynchrone à pôles saillants................................................................................. 27 III.2.c. Moteur synchrone à flux axial.................................................................................................. 28 III.2.d. Moteur synchrone à hystérésis................................................................................................. 31 III.2.e. Moteur synchrone à réluctance................................................................................................ 32 III.2.f. Moteur synchrone à flux piégé................................................................................................. 35 III.2.g. Moteur synchrone à aimants permanents................................................................................. 36

III.3 Moteur homopolaire ................................................................................................................................. 37 III.4 Moteur asynchrone ................................................................................................................................... 38 III.5 Moteur à courant continu.......................................................................................................................... 39 III.6 Machines spéciales ................................................................................................................................... 40

III.6.a. Moteur à griffe.......................................................................................................................... 40 III.6.b. Moteur à concentration de flux................................................................................................ 42

III. 7 Bilan général des machines post 1990..................................................................................................... 44 III.7.a. Répartition des moteurs supraconducteurs.............................................................................. 44 III.7.b. Matériaux supraconducteur..................................................................................................... 45 III.7.c. Système cryogénique et cryogène............................................................................................. 46 III.7.d. Evolution des machines supraconductrices au cours du temps................................................ 48

III. 8 Conclusion............................................................................................................................................... 49

CHAPITRE 2 - ULCOMAP 50

I INTRODUCTION ............................................................................................................................................ 54

II PARTENAIRES.............................................................................................................................................. 55 II.1 Généralités ................................................................................................................................................. 55 II.2 Missions..................................................................................................................................................... 55

III.2.a. ENEL........................................................................................................................................ 55 III.2.b. FUTURA COMPOSITES.......................................................................................................... 56 III.2.c. ZENERGY POWER.................................................................................................................. 56 III.2.d. WERKSTOFFZENTRUM......................................................................................................... 57 III.2.e. CONVERTEAM MOTORS NANCY.......................................................................................... 57 III.2.f. GREEN..................................................................................................................................... 58

5

III.2.g. SILESIAN UNIVERSITY OF TECHNOLOGY.......................................................................... 58

III DIMENSIONNEMENT................................................................................................................................ 59 III.1 Dimensionnement de la partie supraconducteur....................................................................................... 59 III.2 Dimensionnement du moteur ................................................................................................................... 62

IV MODELISATION DU MOTEUR................................................................................................................ 62 IV.1 Eléments finis 3 dimensions..................................................................................................................... 62

IV.1.a. Présentation générale............................................................................................................... 62 IV.1.b. Méthode de calcul..................................................................................................................... 62 IV.1.c. Matériaux non linéaire............................................................................................................. 64 IV.1.d. Application des éléments finis.................................................................................................. 64

IV.2 Etude de l'inducteur.................................................................................................................................. 64 IV.2.a. Modèle...................................................................................................................................... 64 IV.2.b. Analyse..................................................................................................................................... 65 IV.2.c. Champ magnétique................................................................................................................... 66 IV.2.d. Calculs des contraintes mécaniques sur fil.............................................................................. 68

IV.3 Etude du moteur ....................................................................................................................................... 69 IV.3.a. Modèle 3 dimensions................................................................................................................ 69 IV.3.b. Calcul des tensions à vide........................................................................................................ 69 IV.3.c. Calcul des courants de court circuit......................................................................................... 70 IV.3.d. Calcul des grandeurs électriques en charge............................................................................. 71

V ESSAIS............................................................................................................................................................. 72 V.1 Matériels.................................................................................................................................................... 73 V.2 Descente en froid....................................................................................................................................... 74 V.3 Etude de l’inducteur supraconducteur ....................................................................................................... 76 V.4 Caractérisation des bobines supraconductrices.......................................................................................... 77 V.5 Essais de la machine en générateur ........................................................................................................... 78

V.5.a. Essai à vide................................................................................................................................... 79 V.5.b Essai en court circuit..................................................................................................................... 81 V.5.c Réactance synchrone..................................................................................................................... 82 V.5.d Essai de glissement........................................................................................................................ 83 V.5.e Essai en charge............................................................................................................................. 84

VI CONCLUSIONS............................................................................................................................................ 85

CHAPITRE 3 - MOTEUR SUPRACONDUCTEUR A CONCENTRATION DE FLUX 86

I INTRODUCTION ............................................................................................................................................ 90

II PRINCIPE ....................................................................................................................................................... 90 II.1 Généralité................................................................................................................................................... 90 II.2 Détails de conception................................................................................................................................. 92

II.2.a. Inducteur.................................................................................................................................. 92 II.2.b. Cryostat.................................................................................................................................... 94 II.2.c. Induit ............................................................................................................................................. 94 II.2.d. Moteur...................................................................................................................................... 96

I II ETUDE DE L'INDUCTEUR........................................................................................................................ 97 III.1 Premier prototype ..................................................................................................................................... 97

III.1.a. Inducteur modèle...................................................................................................................... 97 III.1.b. Simulation par éléments finis 3 dimensions.............................................................................. 99 III.1.c. Comparaisons........................................................................................................................... 99

III.2 Inducteur pour une machine électrique de plusieurs kW........................................................................ 101 III.2.a. Inducteur................................................................................................................................ 101 III.2.b. Simulation par éléments finis 3 dimensions............................................................................ 103 III.2.c. Expérience.............................................................................................................................. 106

6

III.2.d. Comparaisons......................................................................................................................... 109

IV ESSAI MOTEUR......................................................................................................................................... 111 IV.1 Quelques modifications.......................................................................................................................... 111 IV.2 Matériels................................................................................................................................................. 112 IV.3 Essais en génératrice .............................................................................................................................. 114

IV.3.a. Modèle équivalent d’une phase statorique............................................................................. 114 IV.3.b. Essais en charge..................................................................................................................... 119 IV.3.c. Conclusion.............................................................................................................................. 120

V EXTRAPOLATION VERS DES PUISSANCES PLUS ELEVEES ......................................................... 120 V.1 Structure proposée................................................................................................................................... 121 V.2 Modélisation............................................................................................................................................ 122

VI CONCLUSION ............................................................................................................................................ 124

CHAPITRE 4 - MOTEUR A PAN COUPÉ 126

I INTRODUCTION .......................................................................................................................................... 130

II STRUCTURE D'INDUCTEUR DE LA MACHINE ................................................................................. 130 II.1 Présentation ............................................................................................................................................. 130 II.2 Méthode de calcul.................................................................................................................................... 133

III MODELISATION DE L’INDUCTEUR A PAN COUPE........................................................................ 133 III.1 Première structure................................................................................................................................... 134

III.1.a. Première approche................................................................................................................. 134 III.1.b. Réduction de fuites magnétiques............................................................................................ 137

III.2 Etude de formes...................................................................................................................................... 138 III.2.a. Paramètres............................................................................................................................. 138 III.2.b. Diamètre externe d’un solénoïde............................................................................................ 140 III.2.c. Longueur d’un solénoïde........................................................................................................ 142 III.2.d. Longueur utile........................................................................................................................ 144 III.2.e. Diamètre interne d’un solénoïde............................................................................................ 146 III.2.f. Conclusion.............................................................................................................................. 148

IV PERSPECTIVES ......................................................................................................................................... 149

CONCLUSION GENERALE 152

BIBLIOGRAPHIE 154

INDEX DES ILLUSTRATIONS 158

NOMENCLATURE 162

7

8

INTRODUCTION GENERALE Les applications des supraconducteurs sont de plus en plus présentes dans les projets électrotechniques actuels. Ces matériaux permettant de transporter des courants très élevés et de générer des champs magnétiques importants, trouvent un intérêt avéré dans le domaine des fortes puissances. Désormais la supraconductivité commence à être connue du grand public, grâce au domaine médical, ou a des projets titanesques tels que le LHC du CERN ou le projet de fusion nucléaire du CEA Cadarache. La communauté de scientifiques travaillant sur les supraconducteurs et leurs applications ne cesse de s’étoffer, une conscience collective émerge sur les possibilités d’action de ces matériaux. En effet, l’utilisation des supraconducteurs en électrotechnique est très intéressante pour les fortes puissances, et de nombreuses applications telles que les limiteurs de courant, le stockage d’énergie, les lignes de transport, les aimants, les transformateurs et les machines tournantes apportent des résultats encourageants en vue d’une généralisation future de tous ces systèmes. Cet engouement se caractérise également par l’activité du monde industriel, qui propose de plus en plus de projets à matériaux supraconducteurs pour l’électrotechnique. Ces projets sont menés par des équipes mixtes, via des partenariats avec des laboratoires universitaires ou privés, voire par des équipes de recherche exclusivement industrielle. Cet engouement se représente également par le développement d’une branche industrielle dédiée à ces matériaux, et aux systèmes cryogéniques permettant leur bonne utilisation. Le présent travail repose sur l’étude de moteurs supraconducteurs, il est mené dans le cadre d’une convention de thèse CIFRE entre CONVERTEAM MOTORS NANCY et le laboratoire GREEN. CONVERTEAM MOTORS NANCY, anciennement ALSTOM POWER CONVERSION, lance son activité de recherche dans le domaine de moteurs supraconducteurs, afin d’évaluer l’intérêt de cette technologie et de rester compétitif dans la construction de moteurs synchrones de fortes puissances. Le GREEN, travaillant depuis 1973 sur les applications des supraconducteurs est présent sur plusieurs thèmes allant de la caractérisation aux systèmes. Le laboratoire a récemment proposé une structure d’inducteur supraconducteur originale reposant sur les supraconducteurs massifs (bulks).

9

Ce mémoire comporte quatre parties :

La première partie, après une rapide introduction générale sur la supraconductivité, repose sur l’évolution des moteurs supraconducteurs, en particulier ceux à haute température critique. Pour cela, un aperçu sur les structures envisagées et/ou réalisées, les dispositifs cryogéniques ainsi que les matériaux supraconducteurs est essentiel pour proposer une étude de topologies et envisager les moteurs de demain.

Le deuxième chapitre propose une présentation du projet européen ULCOMAP. Il va de l’étude, en

passant par la conception, pour finir par les essais d’un moteur à inducteur supraconducteur de 250kW à 1500tr/min.

Etant confiant dans l’utilisation de matériaux supraconducteurs massifs (bulks) pour envisager de

nouvelles structures de machines tournantes, nous étudierons dans un premier temps la machine à concentration de flux. On dispose du prototype d’inducteur et du moteur antérieurement réalisés, successivement au travers des thèses du GREEN de messieurs Philippe Masson et El Hadj Ailam. Ce chapitre constituera la troisième partie de ce travail sur les machines supraconductrices.

Fort de ces deux études nous proposerons une géométrie de moteur électrique supraconducteur, reposant

sur des bobines supraconductrices et des matériaux supraconducteur massif. Ce quatrième chapitre sera exclusivement consacré à une topologie particulière et non-classique, dans l’objectif de produire des champs magnétiques élevés dans l’entrefer. Les travaux seront traités par le logiciel de simulation par éléments finis à trois dimensions Vector Fields®.

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CHAPITRE 1 - MOTEURS SUPRACONDUCTEURS

11

12

TABLE DES MATIERES DU CHAPITRE 1

I INTRODUCTION ............................................................................................................................................ 14

II SUPRACONDUCTIVITE.............................................................................................................................. 14 II.1 Historique .................................................................................................................................................. 14 II.2 Propriétés des supraconducteurs................................................................................................................ 16

II.2.a. Généralités............................................................................................................................... 16 II.2.b. Types de supraconducteurs...................................................................................................... 17 II.2.c. Grandeurs critiques....................................................................................................................... 18

II.3 Matériaux................................................................................................................................................... 19 II.3.a. Basse température critique....................................................................................................... 19 II.3.b. Haute température critique...................................................................................................... 19 II.3.c. Cas particulier.............................................................................................................................. 20

II.4 Fluide cryogénique .................................................................................................................................... 21 II.5 Applications............................................................................................................................................... 21 II.6 Premier bilan.............................................................................................................................................. 22

III MOTEURS SUPRACONDUCTEURS........................................................................................................ 22 III.1 Historique................................................................................................................................................. 22 III.2 Machines synchrones ............................................................................................................................... 25

III.2.a. Moteur Synchrone à pôles saillants.......................................................................................... 25 III.2.b. Alternateur asynchrone à pôles saillants................................................................................. 27 III.2.c. Moteur synchrone à flux axial.................................................................................................. 28 III.2.d. Moteur synchrone à hystérésis................................................................................................. 31 III.2.e. Moteur synchrone à réluctance................................................................................................ 32 III.2.f. Moteur synchrone à flux piégé................................................................................................. 35 III.2.g. Moteur synchrone à aimants permanents................................................................................. 36

III.3 Moteur homopolaire ................................................................................................................................. 37 III.4 Moteur asynchrone ................................................................................................................................... 38 III.5 Moteur à courant continu.......................................................................................................................... 39 III.6 Machines spéciales ................................................................................................................................... 40

III.6.a. Moteur à griffe.......................................................................................................................... 40 III.6.b. Moteur à concentration de flux................................................................................................ 42

III. 7 Bilan général des machines post 1990..................................................................................................... 44 III.7.a. Répartition des moteurs supraconducteurs.............................................................................. 44 III.7.b. Matériaux supraconducteur..................................................................................................... 45 III.7.c. Système cryogénique et cryogène............................................................................................. 46 III.7.d. Evolution des machines supraconductrices au cours du temps................................................ 48

III. 8 Conclusion............................................................................................................................................... 49

13

14

I INTRODUCTION Les supraconducteurs prennent une place importante dans la recherche actuelle en électrotechnique, des promesses extraordinaires que toute une communauté tente d’exploiter. En effet, deux propriétés de ces matériaux, le diamagnétisme et une possibilité de transporter des courants élevés sous fort champs magnétiques, permettent d’envisager une réelle évolution des systèmes électrotechniques. L’objectif de cette partie consiste, après un rapide historique et des généralités élémentaires sur la supraconductivité, à explorer et analyser les différents moteurs électriques supraconducteurs réalisés ou envisagés. Pour ce faire l’étude se porte essentiellement sur les machines comportant des supraconducteurs à haute température critique. De plus nous essaierons de faire ressortir, dans la mesure du possible, les matériaux utilisés ainsi que les systèmes cryogéniques développés pour de telles applications.

II SUPRACONDUCTIVITE

II.1 Historique En 1911, lors de recherche sur les propriétés physiques du mercure à très basse température, Gilles Holst, étudiant sous la direction du physicien Néerlandais Kamerlingh Onnes, aurait laissé l’expérience s’emporter et faire apparaître une résistance non mesurable. Une erreur profitable pour la physique et en particulier le domaine de l’électrotechnique. Figure 1.1. Heinke Kamerlingh Onnes - première liquéfaction de l’hélium (1908) et découverte de la supraconductivité (1911) Le terme non mesurable de la résistance du mercure signifiait lors de la première expérience que sa valeur chute de façon considérable en dessous d’une température, définie comme température critique Tc (Fig. 1.1). Kamerlingh Onnes reçu le Prix Nobel de physique en 1913 suite à cette découverte. En 1933, une nouvelle caractéristique des supraconducteurs est mise en avant par Meissner et Ochsenfeld. Appelé effet Meissner, cela caractérise le comportement diamagnétique de ces matériaux. En effet, un supraconducteur soumis à un champ magnétique externe créé des courants induits dans le matériau qui

T (K)

R (Ω

)

0.00

0.025

0.05

0.075

0.1

0.125

0.15

4.0 4.1 4.2 4.3 4.4

10-5Ω

15

expulse alors ce champ magnétique, cette expérience est aujourd’hui pratiquée facilement avec un supraconducteur de seconde génération dans de l’azote liquide et un aimant en lévitation. C’est en 1957, qu’une théorie nommée BCS, du nom de ses inventeurs Bardeen, Cooper et Schrieffer, qui permet d’expliquer la supraconductivité par la formation de paires d’électrons (paire de Cooper). Pour leurs travaux, ils reçoivent le Prix Nobel de physique en 1972. De même, des travaux essentiels menés par Ginzburg et Landau rapportent une caractérisation macroscopique des supraconducteurs grâce à l’équation de Schrödinger. Cette théorie, reprise par Abrikosov, a fait ressortir deux types de supraconducteurs, dont seulement ceux de la seconde catégorie sont utilisables. Un Prix Nobel a été délivré en 2003, à Abrikosov et Ginzburg pour leurs travaux, Landau étant décédé en 1968.

Jusqu’à 1986, la supraconductivité concernait seulement les très basses températures, et plusieurs applications refroidis à l’aide d’hélium liquide se sont vues développées, par exemple les appareils d’imagerie médicale. Cependant une nouvelle découverte, apporte un regard nouveau sur la supraconductivité : les supraconducteurs à hautes températures critiques. La découverte d’un matériau à température critique de 35K a été réalisée par Berdnoz et Müller, en étudiant une structure perovskite de cuivre à base de lanthane. Il recoive le Prix Nobel en 1987.

Depuis les recherches sur ces matériaux céramiques n’ont cessées, et des matériaux tels que le BSCCO

ou l’YBCO, de températures critiques pouvant approcher les 115K, permettent d’envisager des applications à l’azote liquide.

En 2001, un nouveau supraconducteur attire l’attention, le diborure de magnesium (MgB2). Ce

supraconducteur situé à mi chemin des supraconducteurs à basses et hautes températures critiques à l’avantage de proposer un fil facilement réalisable, grâce sa structure et son processus de fabrication PIT (Powder In Tube). Il permet d’envisager des applications à des températures d’environ 20K, ou il présente des caractéristiques intéressantes (matériel médical, moteur électrique, transformateur…). Figure 1.2. Evolution des supraconducteurs au cours du temps

16

II.2 Propriétés des supraconducteurs

II.2.a. Généralités Un supraconducteur est un matériau qui a un comportement physique particulier en fonction de la température, de la densité de courant le parcourant et du champ magnétique externe. Ce matériau aura donc un état supraconducteur si ces trois caractéristiques se trouvent sous la surface critique régit par ces trois grandeurs (Fig. 1.3), en dehors il aura un comportement dissipatif appelé état normal. La transition de l’état supraconducteur à l’état normal est appelée « quench ». Figure 1.3. Surface critique délimitant l’état supraconducteur de l’état normal L’état supraconducteur se caractérise par une résistance relativement faible (<10-25Ω), non mesurable en courant continu. Figure 1.4. Allure de la résistance d’un matériau supraconducteur et d’un conducteur normal en fonction de la température Déjà énoncé dans l’historique, les matériaux supraconducteurs utilisés sous la surface critique (T, J, B) sont imperméables au champ magnétique pour des valeurs inférieures au second champ magnétique coercitif (Hc2), c’est l’effet Meissner qui caractérise donc un « diamagnétisme parfait ».

17

II.2.b. Types de supraconducteurs

On relève deux types de supraconducteurs, qui se différencient par la présence d’un état mixte pour ceux de second type. Supraconducteur de type 1 : Figure 1.5. Supraconducteur de type I Pour ces types de supraconducteurs il n’existe qu’un seul champ magnétique critique, et ainsi que deux états : supraconducteur ou normal. Le champ magnétique pénètre partiellement dans le matériau sur une longueur, appelée longueur de London, dans laquelle se développe des super courants. Les supraconducteurs de ce type, comme l’étain et le plomb, caractérisent les premières découvertes. Le champ critique étant relativement faible, cela explique que les supraconducteurs de type I n’ont pas d’applications industrielles actuellement. Supraconducteur de type 2 : Figure 1.6. Supraconducteur de type II

Les supraconducteurs de type 2 possèdent deux champs critiques, si le premier est très faible, le second peut atteindre plusieurs dizaines de Tesla [TIX1995].De plus la densité de courant critique peut atteindre des valeurs importantes, ces deux caractéristiques favorisent l’utilisation de ces matériaux dans le domaine de l’électrotechnique L’état Meissner se caractérise par un diamagnétisme parfait. L’état mixte se caractérise par une pénétration partielle du champ magnétique sous forme de vortex, et donc d’un diamagnétisme partiel. Ces vortex sont définis par un même flux magnétique, ils comportent un cœur

Hc

B (T)

H (A/m)

Etat supraconducteur Etat normal

Hc1

B (T)

H (A/m)

Etat Meissner Etat normal

Hc2

Etat mixte

18

à l’état normal entouré par une zone supraconductrice ou se développent des super-courants. Afin de réduire les échauffements locaux dus au déplacement des vortex, ceux-ci sont ancrés dans des microstructures, la densité de courant critique est ainsi celle qui correspond à une force de Lorentz supérieure à la force d’ancrage des vortex. Les matériaux supraconducteurs utilisés en électrotechnique sont tous de types II, qu’ils soient à basse ou haute température critique.

II.2.c. Grandeurs critiques Température critique : La température critique d’un supraconducteur est une température dépendant du matériau, de la densité de courant le parcourant et du champ magnétique externe appliqué. Pour les matériaux à basse température critique, elle peut atteindre des valeurs d’une quinzaine de degré Kelvin. On les utilisera donc essentiellement à l’hélium liquide. Pour les matériaux à haute température critique, elle peut atteindre des valeurs allant jusqu’à 120 degrés Kelvin, les applications couvrent donc une large gamme de fluide (hélium liquide, hélium gaz, néon liquide, néon gaz, hydrogène, azote liquide, azote gaz). Densité de courant critique : Elle s’interprète en fonction du type de supraconducteur. Pour les supraconducteur de type I, il existe une densité de courant critique, au delà de cette valeur le supraconducteur transite vers l’état normal. Pour les supraconducteurs de type II, la densité de courant critique est celle qui développe des forces de Laplace supérieure à celle d’ancrage des vortex. Ce phénomène, appelé flux flow, apporte des échauffements thermiques dans le matériau et caractérise ainsi sa transition vers l’état normal. Cette valeur est généralement déterminée par le champ électrique. Suite à plusieurs retours sur expérience un seuil arbitraire de 1µV/cm a été choisit pour les matériaux à haute température critique (0,1µV/cm pour les LTS), ce seuil défini la densité de courant critique sur une courbe exprimant la tension en fonction de la densité de courant aux bornes d’un échantillon supraconducteur. Champ critique : Il dépend également du type de supraconducteur, comme expliqué précédemment, un champ critique relativement faible pour ceux de premier type et deux champs critiques séparés d’une zone d’état mixte pour ceux de second type. De manière générale, le champ magnétique critique correspond à la valeur du champ externe, il s’agit de la somme du champ propre du supraconducteur et du champ extérieur, qui fait transiter ce matériau à l’état normal, pour une densité de courant nulle et une température minimale.

19

II.3 Matériaux

II.3.a. Basse température critique

Il s’agit des premiers supraconducteurs utilisés pour des applications réelles. Appartenant aux supraconducteurs de second type. Leur température critique est inférieure à 20K et on les utilise essentiellement avec de l’hélium liquide.

Des matériaux tels que le NbTi ou le Nb3Sn sont majoritairement utilisés, ils présentent une grande

facilité de mise en forme pour des bobines à fort champ magnétique. On les retrouve par exemple dans les appareils d’imagerie médicale, en quantité phénoménale pour une structure comme le LHC. La longueur maximale de ces fils atteint plusieurs kilomètres. Reposant sur des alliages métalliques ils sont assez robustes pour être manipulés et présentent un rayon de courbure intéressant.

Figure 1.7. Fil NbTi

II.3.b. Haute température critique

Découverts en 1986, les supraconducteurs à haute température critique reposent sur des matériaux céramiques comme le Barium et l’Ytrium. Deux catégories ressortent donc, les BSCCO et YBCO. Le premier cité a une structure de type PIT (Powder In Tube), ce qui en fait un fil robuste et pouvant facilement composer des bobines pour des applications comme les moteurs électriques, une longueur maximale de câble de 1000m est atteinte actuellement. Le second, de structure multicouche de matériaux cuits et recuits, a des caractéristiques qui permettent d’envisager une utilisation à une densité de courant et un champ magnétique plus important, il peut atteindre actuellement près de 500m. Il trouve une utilisation avantageuse dans le domaine des lignes de transport. On parle ici essentiellement de fil supraconducteur, des longueurs maximales disponibles ainsi que de la possibilité de les mettre sous forme de bobine. Les recherches actuelles sur ces matériaux sont principalement dédiées à l’YBCO. On doit également considérer le cas des matériaux massifs (bulks) réalisés avec des mono-domaines, ils peuvent permettre de s’opposer à des flux magnétiques très élevés, pour réaliser un écran magnétique, ou de piéger du champ magnétique pour concevoir un aimant supraconducteur. Actuellement les pastilles réalisées peuvent atteindre des diamètres de 50mm, des formes rectangulaires voire même hexagonales.

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Figure 1.8. Fils supraconducteurs HTS Figure 1.9. Pastilles d’YBCO – CAN Superconductor

II.3.c. Cas particulier

En 2001, un nouveau supraconducteur fait son apparition le diborure de magnésium (MgB2), caractérisé par un plusieurs segments dans une armature en cupro-nikel. Ce supraconducteur se trouve à mi chemin des LTS et HTS, avec une température critique de 39K. Utilisé sous des températures de 20K, il permet d’obtenir des résultats intéressants, même s’il est moins performant que les HTS. De plus, sa base métallique en fait un fil facilement utilisable, par exemple pour la réalisation de bobines. Figure 1.10. Fil en MgB2

Filament supraconducteur Matrice argent

Couche supraconductrice

Couche de métal noble

Couche tampon

Substrat

BSCCO YBCO

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II.4 Fluide cryogénique Les gaz utilisés pour descendre et maintenir un matériau supraconducteur à basse température dépendent de l’application souhaitée et de l’utilisation maximale de ce matériau. Ce choix de gaz influe également dur le choix du type de refroidissement. On peut citer ainsi les gaz couramment utilisés :

- Pour les LTS : hélium liquide voire hélium gaz selon le matériau,

- Pour les HTS : hélium liquide, hélium gaz, hydrogène, néon, azote liquide, azote gaz.

II.5 Applications Les applications des supraconducteurs dans le domaine de l’électrotechnique s’explique par les forts champs électromagnétiques, ainsi que par les densités de courant élevées qu’ils peuvent transporter, permettant une grande puissance massique. On retrouve des supraconducteurs dans les systèmes suivant : Aimants fort champ : ils peuvent être dissociés en électroaimants (domaine médical, CERN, CEA…) et aimants massifs (bulk). Les capacités de développement des électroaimants sera en partie lié à la longueur maximale d’un fil supraconducteur, tandis que pour les aimants supraconducteurs massifs on s’attachera à piéger le maximum de champ magnétique dans le matériau, tout en le conservant le plus longtemps possible. Limiteurs de courant : ils offrent une nouvelle solution aux systèmes de protection des installations électriques de forte puissance. Ils sont basés sur la transition du matériau supraconducteur, et permettent des temps de réponse plus courts. SMES : ils permettent le stockage d’énergie dans une bobine supraconductrice, grâce aux caractéristiques de ces matériaux le courant ne diminue pas au cours du temps. Lévitation magnétique : elle est possible grâce à l’utilisation de forts courants induits, en particulier pour les trains MAGLEV. Câbles de transport : ils sont actuellement mis en service dans plusieurs installations, notamment dans les projets Albany et Long Island. Ils permettent une augmentation de la puissance transmise. Transformateurs : ils permettent une réduction du volume et des pertes même en alternatif. Moteurs électriques : ils permettent une augmentation du couple volumique et massique grâce à des courants élevés dans l’inducteur. Volants inertiels : les avantages sont les mêmes que pour des machines électrique supraconductrices. Un volant inertiel ne transmettant pas de couple il sera possible de concevoir des systèmes cryogéniques plus simples.

Avec l’apparition des matériaux supraconducteurs à haute température critique, on peut également relever l’abandon des technologies de fil supraconducteur alternatif (NbTi 50Hz). Cependant des études récentes sur les pertes des supraconducteurs en fonction de la fréquence permettent d’envisager une gamme d’application étendue, avec peut être dans un premier temps des systèmes à fréquences réduites permettant de minimiser les pertes (moteur électrique basse vitesse…).

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Anciennement Actuellement

II.6 Premier bilan A la vue des trois parties antérieures, on peut affirmer qu’on se dirige fortement vers un fil

supraconducteur pour une ou plusieurs applications dédiées.

Matériaux

NbTi Nb3Sn BSCCO YBCO MgB2 Médical

Aimants fort champ

Limiteurs de courant

SMES

Lévitation magnétique

Câbles de transport

Transformateurs

Volants inertiels

App

licat

ions

Moteurs électriques

Tableau I.1. Matériaux supraconducteurs pour les applications en électrotechnique

III M OTEURS SUPRACONDUCTEURS

III.1 Historique La recherche dans le domaine des moteurs électriques supraconducteurs a débutée dans le milieu des années 60, avec comme première réalisation un alternateur de 12000tr/min [STE1966] (Fig. 1.11). Pendant 30 ans, les matériaux à basse température critique ont permis d’envisager des structures de machines synchrones ou encore à réluctances [REZ1984] supraconductrices, des projets essentiellement portés aux Etats-Unis, en URSS, en Allemagne, au Japon, ou encore en France. Figure 1.11. Premier moteur supraconducteur – alternateur 12000 tr/min [STE1966]

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Un premier prototype est proposé en 1967, Dimatech est une machine entièrement supraconductrice, dont les essais présenteront trop de pertes sous champ magnétique variable [BAR2005]. Une première réalisation marquante est le fruit du MIT en 1969, avec la première levée des difficultés concernant les systèmes cryogéniques tournants, il s’agissait d’un alternateur 40kVA à rotor supraconducteur. Avec du recul, cette réalisation caractérise un point de départ de travaux de recherche conséquents sur les machines électriques supraconductrices à basse température critique, utilisant des bobinages en NbTi. De 1980 à 1995, des moteurs de plus en plus puissants sont proposés, l’ensemble fil supraconducteur à basse température critique – système cryogénique (fixe ou tournant) – machine électrique commence à être assimilé et des structures intéressantes sont proposées. En France, un des projets importants est mené par Pascal Tixador, la réalisation d’une machine hybride à rotor à aimants en NdFeB et induit en NbTi, de 150kW [TIX1999]. Des projets concernant les machines électriques à matériaux supraconducteurs à haute température critique commencent à voir le jour au début des années 90. Il y a eu seulement 6 ans d’attente entre les premières maquettes de laboratoire et les moteurs à puissances déjà élevées, comme par exemple un moteur synchrone à pôles saillants de 750 kW en 1996 réalisé par American Superconductor [VOC1997]. Entreprise en partie financée par la Navy et acteur important dans le développement de machines supraconductrices synchrones fortes puissances de 1993 à nos jours. L’Allemagne reste également très présente dans ces recherches, avec des topologies de machines synchrones équivalentes et propose plusieurs machines, un premier prototype de 380kW [NIC2002] et un alternateur de 4MVA [NEU2006], respectivement en 2002 et 2007. 2003, marque le point de départ de la première réalisation industrielle française d’un moteur à supraconducteur à haute température critique, Converteam et le GREEN sont impliqués dans un projet européen mené par l’entreprise de fabrication de fil supraconducteur Zenergy Power (anciennement Trithor). ULCOMAP devra aboutir par la réalisation d’un moteur synchrone à inducteur en BSCCO de 250kW. En janvier 2009, American Superconductor propose une machine de 36MW destinée à la propulsion marine, et actuellement testée par la Navy. Figure 1.12. Plateforme d’essai AMSC – machine supraconductrice de 36.5 MW [www.amsc.com] On peut également relever que tous les prototypes de machines supraconductrices réalisés sont le fruit de financement pour de gros projets internationaux, ou encore subventionnés entièrement sur le budget militaire d’un pays (Navy et US Air Force, DGA, British Armed Forces…). Des projets essentiellement développés par les Etats-Unis, l’europe occidentale, la Russie et le Japon (Fig. 1.13).

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Figure 1.13. Réalisations et projets de moteurs supraconducteurs dans le monde depuis 1990 Les 20 dernières années nous offrent ainsi un panel large de réalisations et projets de moteurs supraconducteurs. En vue de la conception de ces machines électriques, un travail important de référencement bibliographique a été effectué, nous classifierons ces moteurs suivant leur principe de fonctionnement, pour détailler leurs topologies. Ce travail permettra de faire ressortir les structures envisagées, ainsi que l’orientation actuelle des travaux. Ce référencement, de près de 100 projets différents, sera divisé comme suit :

− Machines synchrones,

− Moteur homopolaire,

− Moteur aysnchrone,

− Machine à courant continu,

− Machines spéciales.

On dressera également un bilan sur les moteurs supraconducteurs HTS, les topologies des systèmes cryogéniques conçus, des matériaux supraconducteurs (fils ou massifs) utilisés, ainsi que sur les cryogènes et températures de fonctionnement. En ce qui concerne l’historique du laboratoire GREEN sur les moteurs supraconducteurs, on peut noter plusieurs réalisations :

− SUPERSAT, rotor à réluctance et solénoïde à supraconducteur à basse température critique. Il s’agit de la première réalisation de machine supraconductrice au laboratoire [REZ1984].

− Maquette d’inducteur à concentration de flux magnétique. Ce projet concerne l’étude de nouvelle

topologie en utilisant des écrans supraconducteurs à haute température critique [MAS2001].

− Moteur à concentration de flux magnétique, il fait suite au projet précédent pour démontrer la faisabilité et l’intérêt d’une telle structure pour les machines électriques [AIL2007].

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− ULCOMAP est un projet européen, le laboratoire y est impliqué pour la partie caractérisation des bobines supraconductrices, une validation des choix cryogéniques de leur assemblage, et des essais machines.

On dénombre ainsi la réalisation de quatre projets dans le domaine des machines électriques sur les 25

dernières années, de l’étude théorique aux essais. Les trois derniers concernant les supraconducteurs à haute température critique se succèdent en moins de dix années, cela traduit un intérêt actif du laboratoire pour ces machines, essentiellement dans la recherche de nouvelles structures.

III.2 Machines synchrones Cette catégorie de machines supraconductrices regroupe près de 90% des machines réalisées, avec une structure dominante de moteur synchrone à pôles saillants, où la partie supraconductrice concerne un inducteur tournant. On pourrait appeler ces machines des « cryo-copies », consistant à reprendre un moteur classique cuivre et à remplacer la partie enroulement à courant continu par des bobines supraconductrices.

III.2.a. Moteur Synchrone à pôles saillants

On y retrouve en particulier les moteurs réalisés par American Superconductor et Siemens, avec des réalisations pouvant atteindre 36.5MW pour la dernière, principalement pour des applications dédiées à la marine.

Le choix d’une structure classique à inducteur supraconducteur demeure la plus répandue pour les

machines de forte puissance, proposant ainsi un cryostat mobile et la nécessité d’utiliser des joints tournants de type ferrofluide [NEU2006]. Cependant des laboratoires, universitaires ou industriels Japonais proposent des machines avec une cryogénie fixe, à structure inversée : à induit tournant et inducteur fixe externe [HOS1994] [IWA2007], cela simplifie considérablement la conception du cryostat ainsi que l’alimentation des bobines supraconductrice, mais l’inconvénient majeur est la réduction la puissance maximale disponible. On relève aussi la volonté de travailler à des inductions radiales dans l’entrefer de l’ordre de 1 Tesla, tout comme les machines classiques. Certaines structures proposent des dents statoriques en fibre de verre pour limiter la saturation de la culasse externe [SNI2005] (Fig. 1.14), mais également associées à un refroidissement à l’huile des enroulements d’induit. Ce qui permet d’augmenter le couple massique. Figure 1.14. Moteur synchrone 5MW d’American Superconductor [AMSC]

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La majorité des machines de ce type a un système de refroidissement réalisé par une circulation de gaz via le cœur du rotor (Fig. 1.14), avec un refroidissement des bobines par conduction. Procédé efficace mais condamnant une sortie d’arbre du moteur. Le type de supraconducteur privilégié est le BSCCO sous forme de pancake, permettant de grandes longueurs grâce à une bonne homogénéité du fil. Des premières études avec des fils de seconde génération (YBCO) concernent actuellement beaucoup de projet [IWA2010], même si de premiers essais sont positifs, il est actuellement difficile d’obtenir une bobine avec un fil long et d’envisager ainsi des moteurs de fortes puissances. Figure 1.15. Illustration de la coupe d’un moteur synchrone supraconducteur de 15kW par Kyushu University, Research Institute of Superconductor Science and Systems La découverte récente du MgB2 et son bon comportement sous forme de bobine en font un supraconducteur intéressant pour ces moteurs. De plus, l’amélioration des cryocoolers permet d’envisager des puissances cryogéniques importantes à basse température, ici au environ de 20 K [MAS2003]. Quelques réalisations marquantes : Figure 1.16. Moteur 400kW de Siemens 2002 (à gauche) [NIC2002] et stator du moteur 36.5MW 2009 d’American Superconductor (à droite) [www.amsc.com]

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III.2.b. Alternateur synchrone à pôles saillants

Ces machines ont pour la plupart une structure à pôles saillants, facilement réalisable pour des dimensions importantes. On peut les classifier en deux catégories liées à la période ou elles ont été réalisées ; celles à inducteurs en NbTi et celles à inducteurs en BSCCO. En effet, Super GM [YAM1999] [AGE2000], différents laboratoires Coréens [BAI2000] [JO2001] [CHU2002] [JO2004] et le MIT [SMI1995] proposent des machines à inducteur en NbTi, pour des alternateurs allant jusque 83MVA. Plus d’actualité, General Electrics [SAL1997], Siemens [NEU2006] et l’université de Southampton [MOS2008] proposent des alternateurs de quelques 100kVA à 4MVA, pour des vitesses de 3000 à 3600 tr/min, à un inducteur en BSCCO refroidit au environ de 20K avec de l’hélium ou du néon sous forme gazeuse. Figure 1.17. Coupe de l’alternateur 70MW de Super GM [Yam1999] Figure 1.18. Alternateur 4MVA Siemens en plateforme d’essai [Siemens DTU Workshop 2006] L’intégralité des structures proposées repose sur des topologies classiques à inducteur supraconducteur tournant, donc à cryostat tournant alimenté en fluide cryogénique par l’axe. La transition thermique entre la partie froide du rotor et l’arbre rotor chaud transmettant le couple se fait par des « torque tube » placés dans la zone à vide secondaire. L’application envisagée pour les alternateurs synchrones de forte puissance est essentiellement la production d’énergie.

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III.2.c. Moteur synchrone à flux axial

Les machines synchrones à flux axial consistent en une structure dite discale, où le stator et le rotor sont en vis-à-vis. Le champ magnétique est alors créé suivant l’axe avec des enroulements en « pétales de fleurs ». Cette topologie permet d’envisager des machines à double rotor, on peut ainsi augmenter la puissance de la machine en disposant de deux inducteurs et d’un induit central (ou inversement), sans doubler l’encombrement global.

Plusieurs structures ont été proposées, la répartition des recherches sur ce type de structures concerne le

Japon, l’Espagne et le Portugal. On distingue deux catégories :

- Machines avec bobines supraconductrices,

- Machines avec des matériaux supraconducteurs passifs (bulks). Bobines supraconductrices : Au Japon, IHI Corporation est porteur de plusieurs projets, de la machine à inducteur supraconducteur de 22kW refroidis à l’azote liquide par un cryocooler (fig. 1.19), à la machine composée seulement d’enroulements supraconducteurs de 12.5kW (Fig. 1.20). Le moteur de 22kW [SUG2008] comporte un inducteur supraconducteur fixe et un induit tournant, l’avantage est de disposer d’un système cryogénique simple. Le cryocooler, utilisé à une température de 77 K avec de l’azote liquide, fonctionne donc avec une puissance cryogénique importante. La structure détaillée figure 1.17, montre un inducteur supraconducteur central, composé de 8 bobines à supraconducteur à haute température critique contenant du Ho123, un cryostat, le tout placé sur un axe fer en tôle laminé. Deux induits extérieurs tournants permettent de transmettre le couple. Figure 1.19. Moteur synchrone à flux axial de 22kW par IHI [SUG2008] Suite à ces travaux, une machine entièrement supraconductrice de 12.5kW a été réalisée [TAK2006]. Refroidie à l’azote liquide par le centre de l’axe, elle se compose de deux inducteurs fixes extérieurs et d’un induit supraconducteur central également fixe (Fig. 1.20), ainsi toutes les parties supraconductrices sont fixes. La transmission du couple se fait par deux pièces polaires situées dans le double entrefer, qui se magnétisent et tournent par répulsion et attraction dues aux champs magnétiques axiaux créés et au champ magnétique tournant de l’induit .Ce moteur est envisagé pour des POD en propulsion marine.

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Figure 1.20. Moteur synchrone à flux axial tout supraconducteur de 12.5kW par IHI [TAK2006] « Bulk » : Deux prototypes originaux proposent des moteurs synchrones à flux axial, où la partie supraconductrice est un inducteur tournant composé de pastilles en YBCO (ou GDBaCuO). Ces deux machines de faible puissance sont refroidies à l’azote liquide et permettent dans un premier temps de vérifier le bon fonctionnement d’une structure axiale. Les bulks sont dans un premier temps magnétisés, grâce à l’armature. Une fois le flux piégé grâce aux bobinages statoriques, on obtient des aimants « permanents » supraconducteurs et l’armature peut être utilisée dans le rôle d’induit pour le fonctionnement de machine électrique. Des premiers résultats conduisent à un champ magnétique radial pouvant atteindre au maximum 1.04T à 77K, pour une application avec un rotor à 8 bulks [MIK2006]. Des comparaisons sur des moteurs discaux de même dimension ont permis de faire apparaître un gain d’un rapport 3 sur la valeur du couple moteur entre un moteur à inducteur à aimants permanents et un inducteur à 8 pastilles d’YBCO refroidis dans un bain d’azote liquide [BON2003]. Ces deux machines sont présentées en figure 1.19.

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Figure 1.21. Moteur synchrone à flux axial composé de matériaux supraconducteurs massifs, IHI [MIK2006] (gauche) et DEE University of Lisbonne [BON2003] Des applications à faible puissance et haute vitesse de rotation ont été envisagées, en particulier une pompe pour transfert cryogénique à grande fiabilité (pompe immergée dans l’azote liquide), solution sans roulement, et un servomoteur fonctionnant avec des pastilles supraconductrices à flux piégé [GRA2008] [MAT2006] [MIK2006]. Ces moteurs sont composés aux extrémités d’un double inducteur, deux pastilles supraconductrices en YBCO (fig. 1.22), permettant une structure 2 pôles. Afin d’augmenter la puissance du moteur, il est envisagé d’assembler plusieurs rotors sur le même axe. Figure 1.22. Moteur synchrone à flux axial composé de matériaux supraconducteurs massifs [GRA2008]

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III.2.d. Moteur synchrone à hystérésis

Les premières machines électriques à hystérésis « classiques » ont été réalisées avec des inducteurs en fer, réalisé à partir d’un anneau rotorique en fer ‘dur’, sans encoche rotorique ni bobines de champ, la conception est donc relativement simple. Le principe de fonctionnement utilise le cycle d’hystérésis. Ces moteurs sont des moteurs de petites puissances, généralement inférieures à 1.5 kW, de faibles performances : facteur de puissance et rapport couple sur volume faibles. L’intérêt de telle machine est de fournir des moteurs précis à couple constant du démarrage au fonctionnement nominal (vitesse de synchronisme). Les applications utilisant ce type de chaines sont les enregistreurs sur rubans magnétiques, les disques durs et horloges, et des équipements de précisions. L’utilisation des supraconducteurs pour des machines à hystérésis a débuté avec l’apparition des supraconducteurs massifs à haute température critique, au début des années 90. Le champ magnétique alternatif créé par l’induit étant en interaction avec le rotor supraconducteur, ce qui engendre une variation de courant dans les grains et entre les grains de ce matériau. Le fonctionnement de ces machines : Le stator cuivre créé un champ magnétique tournant radial dans l’entrefer, le cylindre supraconducteur est à l’intérieur de ce champ magnétique variable. Il est dans un état mixte, les vortex vont essayer de s’ancrer en un nouvel état d’équilibre. Les mouvements de ces vortex induisent des « supercourants » entre grains dans le supraconducteur massif, ce qui a pour effet de le magnétiser. L’interaction des deux champs magnétiques produit ainsi un couple moteur, il est proportionnel aux pertes par hystérésis dans le matériau supraconducteur. Le choix du matériau supraconducteur pour ce type de moteur est essentiel, puisque sensible à la pénétration du champ magnétique, ainsi les matériaux de type I, caractérisé par un comportement de type Meissner et qui expulsent le champ magnétique ne sont pas adaptés.

Un partenariat Russo-germanique, dirigé par le Moscow State Aviation Institute (MAI), a mené une première étude et proposé plusieurs réalisations de moteurs supraconducteurs à hystérésis pour une gamme de 100W à 1000W [KOV1998]. Ces travaux faisaient suite aux recherches poussées du MAI, débutée en 1989, sur les matériaux supraconducteurs massifs pour les machines électriques. Le principe énoncé précédemment est une version simplifiée de la partie supraconductrice de ces premières machines, qui avaient été envisagées avec un rotor segmentés ou un cylindre complet de faible dimension (300W : φ160mm/8mm, 500W : φ42mm/70mm) en matériau massif YBCO à texture fondue. Figure 1.23. Moteur à hystérésis supraconducteur 300W, MAI [KOV1998]

A

A

32

Ces premières réalisations ont été testées dans un cryostat à l’azote liquide, moteur complètement immergé. Les premières applications envisagées de ces machines électriques de petites puissances sont les pompes cryogéniques immergées.

Plus récemment, un moteur de 4kW a été réalisé à l’université Nova de Lisbonne [SFE], les simulations antérieures à la conception faisait apparaître un couple constant à partir de 15% de la vitesse et jusqu’au fonctionnement nominal (vitesse de synchronisme). Pour une géométrie identique, entre une machine à hystérésis à rotor en fer, et l’application à un rotor supraconducteur, il y a un rapport 4 sur la valeur du couple, on vérifie ainsi l’intérêt des supraconducteur à haute température critique [INA2008], représentée figure 1.24. Le tube supraconducteur est composé de plusieurs segments d’YBCO dans un corps en fibre de verre reposant sur un arbre conçu en matériau paramagnétique. Figure 1.24. Moteurs à hystérésis, rotor fer (CHM) ou supraconducteur (SHM) [INA2008]

La contrainte principale de ce type de machine est de réaliser des rotors de grandes dimensions, la taille des supraconducteurs massifs (ici des tubes) n’étant pas encore importantes. Pour résoudre ces problèmes, une étude numérique à rotor constitué de plusieurs segments en supraconducteur a été réalisée, l’inconvénient étant des fuites magnétiques entre les différents « bulks » [INA2008].

Ces réalisations de moteur supraconducteur à hystérésis peuvent également être envisagées avec un induit supraconducteur et un rotor en fer, inducteur de structure type des applications classiques, ou entièrement supraconducteur. Cependant, des améliorations sur les fils supraconducteurs en courant alternatif sont primordiaux afin d’appliquer un champ tournant.

III.2.e. Moteur synchrone à réluctance

Au début des années 2000, et en parallèle des recherches sur les moteurs synchrones à hystérésis, des laboratoires russes ont débuté leur recherche sur les moteurs synchrones supraconducteurs à réluctance. Plusieurs prototypes de différentes conceptions de rotor à « bulks » en YBCO (fig. 1.25) ont permis de réaliser des machines fournissant jusqu’à une dizaine de kilowatts [KOV2002] [KOV2000] et les perspectives sont vers des puissances de plusieurs centaines de kilowatts [OSW2002].

Anneau rotorique : Matériau

paramagnétique

Stator

Axe

Supraconducteur (SHM)

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Suivant le principe des moteurs à réluctance synchrone, proposant des rotors massifs à dents, le rotor d’une machine synchrone supraconductrice à réluctance présente des couches alternées de fer et de supraconducteur massif « bulk » YBCO suivant la largueur de l’arbre (fig. 1.25). On remplace donc les matériaux amagnétiques usuels utilisés par des parties massives supraconductrices. Ce qui permet d’augmenter les ratios entre la perméabilité magnétique suivant les axes longitudinaux et transverses de l’axe moteur et ainsi augmenter la puissance de la machine tournante. Ce qui se traduit par un découplage et une augmentation de la différence entre l’inductance directe et l’inductance transverse. Les premières conceptions [KOV2000] proposent des machines fonctionnant à l’azote liquide et offrent un gain en volume de 3 à 5, pour des machines de 5 à 10kW. Ces prototypes utilisent le même stator classique cuivre et permettent la comparaison de différentes topologies de rotor. Ce fort gain s’explique par un refroidissement complet de la machine à l’azote liquide. Figure 1.25. Rotors supraconducteurs « Zèbre » (a) et (b), « Pilz » (c) et « Zelz » (d), moteur à réluctance [KOV2002]

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Une conception de 150kW à 3000tr/min à l’azote liquide a été réalisée en 2002 dans les laboratoires d’Oswald, dans une collaboration Germanico-Russe, adoptant la topologie de rotor « Zèbre » présentée précédemment (Fig. 1.24). Figure 1.26. Moteur à réluctance 150kW 3000tr/min [OSW2002] Comme pour les moteurs présentés dans les paragraphes ci-dessus, la découverte du MgB2 implique de nouvelle idée de conception pour des applications particulières. Ici encore l’application de pompe immergée dans le transport d’hydrogène liquide à 20K consitue un challenge intéressant [KOV2006]. Les structures « Zèbres » sont encore adoptées, le passage de 77K à 20K permet de doubler la puissance de la machine. Figure 1.27. Pompe immergée pour le transport d’hydrogène liquide [KOV2006]

Segments YBCO

Rotor « Zèbre » Champ magnétique

tournant Stator laminé

Axe

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III.2.f. Moteur synchrone à flux piégé

Les moteurs synchrones supraconducteurs à flux piégé utilisent des supraconducteurs massifs fonctionnant en aimants. Plusieurs structures de machines ont été envisagées : des machines à flux axial [HIR2003] [TIX1997], à flux radial (vue précédemment) [GRA2008] [MAT2006], ou encore des machines à réluctance variable [KOV2001]. Ces topologies sont semblables à celles des machines synchrones à inducteur à aimants permanents. Pour l’utilisation d’aimants supraconducteurs, un système de magnétisation des « bulks » doit être prévu dans le cryostat, la plupart des réalisations résultent du choix d’un processus dit « pulsed field », où un champ magnétique intense est appliqué grâce à des bobines supraconductrices en un temps relativement restreint. Ces réalisations se trouvent en nombre relativement peu important, les connaissances dans le domaine des aimants supraconducteurs n’étant pas suffisant, essentiellement en termes de stabilité et de durée d’aimantation des supraconducteurs massifs. Cela explique les petites puissances (<4kW) des moteurs réalisés. Figure 1.28. Moteur synchrone à flux piégé, maquette d’illustration et prototype réalisé [HIR2003]

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III.2.g. Moteur synchrone à aimants permanents

Les premiers moteurs synchrones supraconducteurs à aimants permanents ont été réalisés par le G2Elab (anciennement LEG) sous la direction de Pascal Tixador. Ces machines proposaient une structure à inducteur tournant composé d’aimant en Néodyme Fer Bore, et un induit fixe supraconducteur en Niobium Titane élaboré de bobines supraconductrices sur plusieurs diamètres (Fig 1.29). L’induit ainsi façonné permet, grâce à une alimentation adéquate, de créer un champ magnétique tournant.

A la fin des années 90, deux réalisations [TIX1999] [TIX1999-2] ont été testées dans les locaux de

l’institut Néel (CRTBT) à Grenoble, une première maquette de 15kW a apporté des résultats intéressants. Ainsi un second moteur a été conçu, avec des aimants permanents refroidis à 150K. Une puissance de 150kW a été atteinte avec cette machine en 1999. Figure 1.29. Moteur synchrone supraconducteur à aimants permanents, principe [TIX1999] Figure 1.30. Moteur synchrone supraconducteur à aimants permanents, 15kW 750tr/min et 150kW 400tr/min [TIX1999-2]

37

Les activités de recherches sur ce type de machines ont peu à peu été délaissées pour celles sur les moteurs à flux piégé, permettant d’envisager des puissances plus élevées, intéressantes dans le domaine de la propulsion marine. Cependant en 2008, un moteur synchrone à aimant permanent à flux axial de 400kW-250tr/min a été réalisé et testé [SUG2008-2], proposant une solution supraconductrice fixe à l’azote liquide. Les bobines en BSCCO sont alimentées en basse fréquence, ce qui permet de créer le champ magnétique tournant tout en limitant les pertes en courant alternatif. Comme pour une structure classique, les bobines supraconductrices composant le stator sont insérées dans un corps ferromagnétique laminé, afin de réduire les courants de Foucault, de minimiser les pertes de flux magnétique et de maintenir les efforts appliqués sur les « pancakes ». Ce démonstrateur (Fig 1.31) offre des résultats attrayants, avec notamment un couple volumique important de 14.8kN.m/m3. Les perspectives d’avenir s’orientent vers des applications pour la propulsion marine. Figure 1.31. Moteur synchrone supraconducteur à aimants permanents et flux axial, 400kW-250tr/min [SUG2008-2]

III.3 Moteur homopolaire Le Naval Surface Wave Center a proposé un moteur synchrone supraconducteur homopolaire, réalisé dans un premier temps en NbTi en 1995 [WAL1995], les bobines furent modifiées en 1997 avec du BSCCO [SUP1997]. Une conception simple des bobines supraconductrices (solénoïdes), permet de créer deux champs magnétiques opposés élevés, ce qui s’ajoute de façon importante au champ magnétique radial générant le couple moteur (Fig. 1.32). Cette machine électrique a été réalisée dans un premier temps en NbTi à l’hélium liquide, avant d’être envisagée en fils HTS pour des gaz cryogéniques à différentes températures (4.2K, 28K). Les bobines en BSCCO reprenaient les mêmes dimensions que le fil LTS, le moteur restant identique. La première configuration en NbTi à 4.2K permet d’atteindre une puissance de 125kW, alors que la seconde en BSCCO offre 91kW à 28K. Cette machine a été développée pour des applications mettant en œuvre des machines rapides comme les turbines, elle permet de travailler à haute vitesse, ici 11700tr/min. Afin de ne pas perturber l’environnement l’ensemble du moteur est confiné dans un tube en cuivre qui sert d’écran magnétique. De plus, afin d’avoir de bonnes connexions électriques, les contacts du stator sont alimentés en courant continu et transmis grâce à un contact fluide composé de potassium et de sodium.

38

Figure 1.32. Moteur synchrone supraconducteur homopolaire, 91-125kW-11700tr/min [SUP1997]

III.4 Moteur asynchrone Plusieurs solutions de moteurs asynchrones à cage à supraconducteurs ont été envisagées, la structure imaginée proposant une cage d’écureuil HTS. Korea Electric Power Research Institute a conçu le premier rotor type de machine asynchrone supraconductrice, en assemblant deux couronnes d’un alliage aluminium cuivre par des barres en BSCCO [SIM2004], ils ont ainsi développé un moteur de 750W à 1710tr/min. Les moteurs asynchrones fonctionnant grâce aux pertes rotoriques, dues à sa résistance, au démarrage les barres supraconductrices transitent à l’état normal, ce qui créé un fort couple (grande variation de résistance du BSCCO). Une fois l’état supraconducteur recouvré, l’avantage principal de ce moteur est de permettre de fort courant induit dans les barres supraconductrices. On a ainsi un démarrage en deux temps, dépendant de la valeur de la résistance de la partie supraconductrice (Fig. 1.33) Figure 1.33. Moteur asynchrone supraconducteur, couple en fonction du glissement [SIM2004]

39

L’université de Fukui a également proposé un moteur asynchrone supraconducteur avec une cage entièrement supraconductrice. Deux structures ont été réalisées : une gage d’écureuil entièrement en BSCCO [MOR2006] [NAK2007], puis un second rotor à barres massives en YBCO et deux solénoïdes en BSCCO dans le rôle des couronnes de court circuit (Fig. 1.34). Afin d’éviter un emballement thermique lors du démarrage du moteur et l’apparition de « quench », ils proposent de contrôler la température jusqu’au point de fonctionnement nominal. Ces deux prototypes sont utilisés dans un environnement entre 65K et 77K, à l’azote liquide et offre des caractéristiques respectives de 1.5kW-1720tr/min et 1.3kW-1800tr/min. Contrairement aux machines synchrones supraconductrices, ces moteurs ont un facteur de puissance relativement faible. Figure 1.34. Moteur asynchrone supraconducteur, 1.3kW-1800tr/min) [NAG2008].

III.5 Moteur à courant continu Un première étude a été menée par IRC Supraconductivity à Cambridge [STO] sur la possibilité de concevoir un moteur supraconducteur à courant continu, en utilisant des pastilles en YBCO comme des aimants permanents. Un banc d’essai (Fig. 1.35) a été réalisé pour étudier l’interaction, dans un plan, entre des bobines supraconductrices et des supraconducteurs massifs ayant un flux piégé. Des résultats intéressants sur les efforts appliqués sur l’aimant supraconducteur ressortent de ces essais, avec un flux piégé de 0.5T sous 77K. Figure 1.35. Tests RIG

40

III.6 Machines spéciales

III.6.a. Moteur à griffe

Récemment des machines synchrones a griffes ont été réalisées par Central Japan Railway Compagny [WAN2008] et Sumitomo [OYA2008], ces structures reposent sur une topologie classique de machine à griffe avec des solénoïdes supraconducteur à l’inducteur. Cette structure permet d’avoir une machine supraconductrice simple, avec des pôles fortement magnétisés (saturés), ce qui promet des solutions séduisantes pour les fortes puissances. Figure 1.36. Coupe du moteur synchrone supraconducteur à griffe de Central Japan Railway Compagny [WAN2008] Figure 1.37. Vue éclatée de l’inducteur à griffe, Sumitomo [OYA2008]

41

Le premier moteur à griffes, conçu dans un partenariat entre Central Japan Railway Compagny et Musashi Institute of Technology, est envisagé pour des applications en moteur roue. Les solénoïdes sont réalisés avec du BSCCO utilisés à 40K. Il a été testé a une vitesse réduite de 300tr/min. Figure 1.38. Moteur supraconducteur griffe, 13.6kW-500tr/min, Central Japan Railway Compagny [WAN2008] La machine griffe conçue par Sumitomo a été réalisée dans un projet de voiture électrique supraconductrice (Fig. 1.39), un condensé de technologie proposant une belle vitrine aux moteurs supraconducteurs. Une utilisation des dernières générations de BSCCO (Di-BSCCO) refroidis à l’azote liquide a permis de dimensionner un moteur de 18kW à 4500tr/min. La voiture « supraconductrice » a roulée 36km à 30km/h (Fig. 1.40). Figure 1. 39. Moteur supraconducteur griffe, 18kW-4500tr/min, Sumitomo [OYA2008]

42

Figure 1.40. Voiture électrique supraconductrice [OYA2008]

III.6.b. Moteur à concentration de flux

Depuis 1998, plusieurs travaux de recherches ont été réalisés dans par le Groupe de Recherche en Electrotechnique et Electronique de Nancy (GREEN), plus particulièrement dans le cadre de deux thèses qui ont permis de valider un principe de machine électrique sur un inducteur modèle, puis de réaliser un moteur de 20kW-750tr/min. Les travaux menés par P. Masson [MAS2001] [MAS2003-2], ont permis, après une étude sur la concentration de flux magnétique entre des écrans supraconducteurs, de proposer une géométrie de machine à 8 pôles (Fig. 1.41). Figure 1.41. Structure de l’inducteur [AIL2007]

43

Les solénoïdes, bobinés en sens inverses, permettent de créer un flux magnétique axial important, qui se trouve concentré entre les plaques supraconductrices et génère une induction magnétique à forte composante radiale dans l’entrefer, supérieure à la valeur sans écrans magnétiques. Le choix des matériaux a été effectué selon les facilités du laboratoire à les obtenir. Le moteur a été totalement étudié au GREEN, du dimensionnement, à la conception pour aboutir aux essais [NET2005] [AIL2007]. Ainsi, le choix s’est porté sur des bobinages en NbTi et des écrans en YBCO (Fig. 1.42), l’ensemble fonctionnant à l’hélium liquide, ce qui permet d’utiliser aux mieux les propriétés de ces supraconducteurs. Ce moteur à concentration de flux magnétique a été réalisé sous forme de machine inversée, de manière à avoir une partie cryogénique fixe. Les essais moteurs (Fig. 1.43) ont permis de valider ce principe, et de faire apparaître un couple massique des plus élevés en machine supraconductrice. Figure 1.42. Inducteur supraconducteur réalisé [AIL2007] Figure 1.43. Moteur supraconducteur à concentration de flux, 20kW-750tr/min [AIL2006] Une structure utilisant des matériaux supraconducteurs massifs à flux piégé a également été proposée [MAS2005]. Elle permet d’utiliser cette structure avec une variation « bipolaire » du champ magnétique, de l’aimantation présente dans les pastilles, au champ magnétique concentré entre ces plaques supraconductrices (de valeur opposée).

44

III. 7 Bilan général des machines post 1990 Cette étude bibliographique permet d’évaluer les tendances en terme de machines supraconductrices HTS : type de machines, géométrie ; mais également de faire ressortir l’évolution et les choix effectués en terme de matériaux supraconducteur, de fluide et système cryogénique.

III.7.a. Répartition des moteurs supraconducteurs

Pour les machines supraconductrices réalisées depuis 1990, on observe sur la figure 1.44 que les machines synchrones à pôles saillants sont le type le plus représenté, ce constat est encore plus frappant quand la puissance dépasse 100kW. Ceci s’explique par une simplicité de réalisation et de mise en œuvre des matériaux supraconducteurs, mais également une facilité de conception qu’on peut caractériser de « cryo-copies ».

On remarque également une grande proportion des moteurs supraconducteurs à réluctance, ce chiffre

élevé n’est pas à prendre en référence, les laboratoires russes ayant réalisé une gamme restreinte en puissance (500W à 10kW) comportant plusieurs rotors supraconducteurs sur une même géométrie, mais de dimensions différentes. Figure 1.44. Bilan des structures de machines supraconductrices réalisées

> 10 kW

Moteur Synchrone pôles saillants

Alternateur Synchrone pôlessaillants

Moteur Synchrone à Flux Axial

Moteur Synchrone à Hystérésis

Moteur Synchrone à réluctance

Moteur Synchrone à flux piégé

Moteur Synchrone à aimantpermanent

Moteur Synchrone à concentrationde flux

Machine Homopolaire

Moteur asynchrone à cage

Autre

> 100 kW

45

1 44

21

2310

1111

1

17

DYBCO

YBCO fil

YBCO bulk

YBCO aimant

BSCCO bulk

BSCCO fil

NbTi fil

MgB2 fil

Ho123 fil

Sm123 bulk

GdBaCuO aimant

NbTi fil / YBCO bulk

BSCCO fil / YBCO bulk

0,00001

0,0001

0,001

0,01

0,1

1

10

100

DY

BC

O

YB

CO

fil

YB

CO

bul

k

YB

CO

aim

ant

BS

CC

O b

ulk

BS

CC

O f

il

Nb

Ti f

il

MgB

2 fil

Ho1

23

Sm

123

GdB

acu

O

NbT

i fil

/Y

BC

O b

ulk

BS

CC

O fi

l /Y

BC

O b

ulk

Pui

ssan

ce (

MW

)

III.7.b. Matériaux supraconducteur

Depuis 1987, la découverte des matériaux HTS a complètement modifié le développement des moteurs supraconducteurs. Les moteurs ont donc été composés essentiellement de bobines en BSCCO. Cependant, depuis 3 ans plusieurs machines sont dimensionnées, voire réalisées avec de l’YBCO ou du MgB2. La figure 1.45 montre une répartition des matériaux dans les machines supraconductrices. En ce qui concerne les puissances des machines électriques, on constate que les gammes de fortes puissances sont réalisées avec du NbTi (gros alternateur SuperGM) ou en BSCCO, représenté dans la majorité des machines synchrones pour la propulsion marine (Fig. 1.46). Figure 1.45. Bilan des matériaux supraconducteurs Figure 1.46. Gamme de puissance pour les différents matériaux supraconducteurs

46

3 2 2

63

Induit supracondcuteur

Mixte

Non précisé

Inducteur supraconducteur

9

58

3

Cryogénie fixe

Cryogénie tournante

Non précisé

Comme pour les diagrammes précédents, la majorité des machines fortes puissances reposent sur des

bobines de type « racetrack » en BSCCO placées au rotor (Fig. 1.47). Il existe quelques structures proposant des matériaux supraconducteurs plus rares, la plupart de ces prototypes vérifiant un concept qui est testé à l’azote liquide. Figure 1.47. Emplacement des matériaux supraconducteurs

III.7.c. Système cryogénique et cryogène Le système cryogénique adopté dépend essentiellement de la nature de la structure supraconductrice.

Pour plus de 90% des moteurs, il s’agit d’une topologie de machine à inducteur supraconducteur tournant (Fig. 1.48). Figure 1.48. Nature du système cryogénique

47

12

2

10

339

34K

20 à 30K

30 à 40K

40 à 70K

70 à 81K

Non précisé

13

6

4

37

18

Hélium liquide

Hélium gaz

Néon gaz

Azote liquide

Hydrogène liquide

Non précisé

Selon le cryogène utilisé, on pourra rencontrer différents systèmes de refroidissement, du simple transfert de gaz froid dans un cryostat, au cryocooler. Pour les machines de fortes puissances on retrouve essentiellement des refroidissements à l’hélium gaz ou au néon liquide/gaz en utilisant ses propriétés diphasiques autour de 30K, grâce à un processus de thermosiphon. On retrouve la répartition des cryogènes (Fig. 1.49) et les températures de fonctionnement choisies (Fig. 1.50), on y constate beaucoup d’applications à l’azote liquide. Cela caractérise, pour la plupart des machines une volonté de travailler à plus haute température (où la puissance froide demeure plus élevée), mais également une facilité pour réaliser de petits prototypes et vérifier une structure dans un bain d’azote liquide. Figure 1.49. Cryogène Figure 1.50. Température de fonctionnement

48

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

1994 1996 1998 2000 2002 2004 2006 2008 2010

Année

Tem

péra

ture

(K)

Si l’on s’attache aux machines supraconductrices de plus de 100kW, on constate que l’évolution des

températures de fonctionnement est passée de 4K au début des années 90 pour aller vers 30K voire 77K (Fig. 1.51). Cela permet à la fois une meilleure utilisation du matériau supraconducteur, mais également une marge de sécurité plus importante contre les « quench ». Pour les moteurs de très forte puissance (MW), on ne trouve que des températures entre 20 et 30K. Figure 1.51. Evolution de la température de fonctionnement On remarque sur la figure précédente que deux températures de fonctionnement sont privilégiées 4 K et 30 K. La seconde apparaît nettement comme un choix de remplacement à partir des années 2000, le fluide cryogénique à l’hélium liquide est alors remplacé par des solutions hélium gaz ou néon gaz à 30 K, évolution logique due au choix de matériau supraconducteur en BSCCO à la place du NbTi. On peut également expliquer le choix d’une température de fonctionnement plus élevée par un dispositif cryogénique plus simple, surtout pour ce qui concerne les systèmes à cryogénie tournante. On peut également préciser qu’actuellement les cryocoolers constituent de plus en plus le choix principal pour le refroidissement des machines électriques supraconductrices, l’intérêt de les utiliser à une température plus élevées est de fournir une puissance « froide » beaucoup plus importante.

III.7.d. Evolution des machines supraconductrices au cours du temps Toujours pour garder un échantillon représentatif des machines réalisées, nous remarquons pour les

puissances supérieures à 100kW, une très légère évolution sur les 20 dernières années (Fig. 1.52). La majorité des machines proposées ont des puissances de l’ordre du MW, trois prototypes ressortent : 2 alternateurs du projet SuperGM conçus en 2000 et un moteur de 36.5MW par American Superconductor fin 2008.

49

0,01

0,1

1

10

100

1992 1994 1996 1998 2000 2002 2004 2006 2008 2010

Année de dévelopement

Pui

ssa

nce

(M

W)

Figure 1.52. Evolution de la puissance des machines supraconductrices

III. 8 Conclusion Grâce à cette étude sur les différentes machines supraconductrices et sur leur évolution, en particulier pour les 20 dernières années, on constate une tendance à réaliser des machines synchrones à inducteur supraconducteur tournant en BSSCO. Cependant l’évolution des matériaux supraconducteurs, des cryocoolers ainsi que l’étude de structures originales permettent d’envisager des topologies futures intéressantes. En effet, l’utilisation de ces matériaux permettant de générer des champs magnétiques élevés, cela permet de se diriger vers des machines complexes, avec des induits à dents en fibre de verre afin de permettre un saut technologique vers des inductions radiales supérieures à 2T. Pour cela, les structures classiques de moteurs électriques ne seront peut être pas les plus appropriées, on constate ainsi l’apparition de géométries originales. Le GREEN a déjà proposé un premier concept à concentration de flux magnétique grâce à l’utilisation d’écrans supraconducteurs, une nouvelle structure dite à « pan coupé » sera également proposée pour clore ce mémoire.

50

CHAPITRE 2 - ULCOMAP

51

52

TABLE DES MATIERES DU CHAPITRE 2

I INTRODUCTION ............................................................................................................................................ 54

II PARTENAIRES.............................................................................................................................................. 55 II.1 Généralités ................................................................................................................................................. 55 II.2 Missions..................................................................................................................................................... 55

III.2.a. ENEL........................................................................................................................................ 55 III.2.b. FUTURA COMPOSITES.......................................................................................................... 56 III.2.c. ZENERGY POWER.................................................................................................................. 56 III.2.d. WERKSTOFFZENTRUM......................................................................................................... 57 III.2.e. CONVERTEAM MOTORS NANCY.......................................................................................... 57 III.2.f. GREEN..................................................................................................................................... 58 III.2.g. SILESIAN UNIVERSITY OF TECHNOLOGY.......................................................................... 58

III DIMENSIONNEMENT................................................................................................................................ 59 III.1 Dimensionnement de la partie supraconducteur....................................................................................... 59 III.2 Dimensionnement du moteur ................................................................................................................... 62

IV MODELISATION DU MOTEUR................................................................................................................ 62 IV.1 Eléments finis 3 dimensions..................................................................................................................... 62

IV.1.a. Présentation générale............................................................................................................... 62 IV.1.b. Méthode de calcul..................................................................................................................... 62 IV.1.c. Matériaux non linéaire............................................................................................................. 64 IV.1.d. Application des éléments finis.................................................................................................. 64

IV.2 Etude de l'inducteur.................................................................................................................................. 64 IV.2.a. Modèle...................................................................................................................................... 64 IV.2.b. Analyse..................................................................................................................................... 65 IV.2.c. Champ magnétique................................................................................................................... 66 IV.2.d. Calculs des contraintes mécaniques sur fil.............................................................................. 68

IV.3 Etude du moteur ....................................................................................................................................... 69 IV.3.a. Modèle 3 dimensions................................................................................................................ 69 IV.3.b. Calcul des tensions à vide........................................................................................................ 69 IV.3.c. Calcul des courants de court circuit......................................................................................... 70 IV.3.d. Calcul des grandeurs électriques en charge............................................................................. 71

V ESSAIS............................................................................................................................................................. 72 V.1 Matériels.................................................................................................................................................... 73 V.2 Descente en froid....................................................................................................................................... 74 V.3 Etude de l’inducteur supraconducteur ....................................................................................................... 76 V.4 Caractérisation des bobines supraconductrices.......................................................................................... 77 V.5 Essais de la machine en générateur ........................................................................................................... 78

V.5.a. Essai à vide................................................................................................................................... 79 V.5.b Essai en court circuit..................................................................................................................... 81 V.5.c Réactance synchrone..................................................................................................................... 82 V.5.d Essai de glissement........................................................................................................................ 83 V.5.e Essai en charge............................................................................................................................. 84

VI CONCLUSIONS............................................................................................................................................ 85

53

54

I INTRODUCTION Les promesses des matériaux supraconducteurs pour les applications de fortes puissances permettent d’envisager des systèmes plus légers et compacts, le tout avec un rendement plus élevé. La possibilité d’associer cette technologie aux moteurs électriques a débutée avec les fils à basses températures critiques en NbTi et, grâce à l’amélioration constante des nouveaux fils à hautes températures critiques, permet d’offrir un thème de recherche en adéquation avec l’actualité. Dans ce contexte, le projet Européen ULCOMAP a été lancé par la société Zenergy Power (anciennement Thrithor). Il débute en Janvier 2003 et regroupe dans son consortium plusieurs entreprises et laboratoires universitaires, spécialisés dans le domaine des matériaux et de la supraconductivité. L’objectif de ce projet est le développement d’un moteur électrique synchrone ultra-compact destiné aux futures propulsions marines par POD (système de propulsion dans une nacelle sous le navire). Il devra répondre à un cahier des charges caractérisé par une puissance de 250 kW à 1500 tr/min et par un rotor à 4 pôles comportant les bobines supraconductrices HTS. Les objectifs techniques, scientifiques, économiques et sociaux sont : Principaux objectifs techniques et économiques : Principaux objectifs sociaux:

• Développement d’un moteur d’entrainement HTS pour la propulsion marine diesel. Un moteur de 4 pôles de 250 kW à 1500 tr/min devra être développé.

• Développement d’un système cryogénique

approprié pour les moteurs HTS destinés à la propulsion marine.

• Développement d'un ensemble d'alimentation et

contrôle des parties supraconductrices. • Démontrer le gain en rendement d’un moteur HTS

devant un moteur à enroulement cuivre (>2MW). • Gain de 60% sur le poids entre ces technologies

de moteur (>2MW). • Gain de 60% sur le volume entre ces technologies

de moteur (>2MW). • Réduction des coûts d’installation grâce à une

conception plus compacte et légère. • Augmentation des intervalles de maintenance,

supérieur à un an (moteurs classiques). • Prix équivalent aux moteurs classiques cuivres, en

tenant compte des gains d'énergies par rapport au coût investi.

• Vente d'au moins 350 modèles dans le monde sur les 4 prochaines années, après la finalisation avec succès du projet. Accomplissement se caractérisant par une conception ultra-compacte pour la propulsion marine.

• Expansion du marché pour les constructeurs européens en système de propulsion électrique.

• Extension du champ d'application aux fils

supraconducteurs.

• Réduction des émissions de gaz à effet de serres grâce à un meilleur rendement.

• Augmentation des emplois à travers la

fabrication, sur le principe de la technologie d'ULCOMAP.

• Renforcement et développement de la

recherche dans le domaine de la propulsion marine.

• Accélération de la croissance économique par la promotion d'une équipe multidisciplinaire sur les connaissances fournisseurs, les développeurs de la technologie, les systèmes intégrés, les utilisateurs...

55

II PARTENAIRES

II.1 Généralités Les objectifs principaux de ce projet sont la conception d’un prototype réduit à 250 kW, en vue de moteur direct pour la propulsion marine par POD. Ce projet a pour innovations principales le développement d’un cryostat approprié, le choix d’une technologie de refroidissement à faible maintenance en cycle fermé, la réalisation des bobines supraconductrices en matériau à haute température critique de première génération, ainsi que la transmission du couple entre l’axe à température ambiante et la partie cryogénique. Ce projet européen s’inscrit pleinement dans les recherches actuelles pour la propulsion marine. Un partenariat regroupant des spécialistes dans les domaines de la supraconductivité, de la cryogénie, des matériaux et des systèmes d’électroniques de puissances a été constitué pour réaliser avec succès ce moteur supraconducteur. Ces partenaires sont :

- ENEL : système de contrôle d’électronique de puissance, - FUTURA COMPOSITES : spécialiste en matériaux composites, - ZENERGY POWER : spécialiste en fil supraconducteur, porteur du projet, - WERKSTOFFZENTRUM : contraintes mécaniques des matériaux à basse température, - CONVERTEAM MOTORS NANCY : conception de moteur électrique de forte puissance, - GREEN : caractérisation des supraconducteurs, calcul de pertes et validation des choix

cryogéniques, - SILESIAN UNIVERSITY OF TECHNOLOGY : calcul électromagnétique.

II.2 Missions Pour être mené à bien le projet a été décomposé selon les technologies et compétences des différents des partenaires, pour être assemblé à Nancy. Celles-ci seront traitées individuellement, pour être finalement regroupées dans les locaux de Converteam Motors à Nancy, en vue des essais moteurs.

III.2.a. ENEL

Cette entreprise est responsable de la partie électronique de puissance, en particulier de la conception du contrôle et de la commande électrique du moteur synchrone supraconducteur. Figure 2.1. Convertisseur de puissance

56

III.2.b. FUTURA COMPOSITES

Futura Composites, entreprise hollandaise, a réalisé la conception des pièces réalisant la transmission du couple entre l’axe du rotor, à température ambiante, et le rotor comportant les bobines supraconductrices, à température du Néon liquide (27K), cela avec un transfert thermique minime. Pour limiter les pertes thermiques en conduction la longueur de cette pièce a été maximisée, et repose sur une forme en accordéon pour augmenter la longueur de la surface d’échange sans répercussion majeure sur la taille globale de la pièce, mais également admettre une certaine flexibilité, pour une contraction de 10mm du matériau à 29K. Le « torque tube » est réalisé à partir de fibre de verre, ce matériau est régulièrement utilisé comme liaison entre les parties chaudes et les pièces cryogéniques, grâce à sa faible conductivité thermique et une déformation analogue aux pièces métalliques généralement assemblées.

Figure 2.2. Modèle 3D et pièce réalisée Un brevet a été déposé par Futura Composites pour la conception de ce transmetteur de couple.

III.2.c. ZENERGY POWER

Anciennement Thrithor, cette entreprise allemande porte ce projet européen, sous la direction du Docteur Jens Muller. Elle est responsable de la conception globale des bobines : fabrication du fil en BSCCO et mise en forme des bobines. Ces bobines sont testées dans les locaux du fabriquant à l’azote liquide. Figure 2.3. Conception d’une bobine de type « racetrack » par Zenergy Power, dans ses locaux de Rheinbach

57

III.2.d. WERKSTOFFZENTRUM

Entreprise allemande, elle est responsable de l’étude des propriétés physiques des matériaux à basse température. Caractérisation de la conductivité thermique, de la chaleur spécifique, du module d’Young, des contraintes normale et de limite en traction, de la résistance (électrique), de la perméabilité magnétique et de la densité pour tous les matériaux composant l’inducteur à 27K (BSCCO, Kapton, fibre de verre X8CrNi18.11, cuivre, aluminium, fer nikel FENi9), quand ce ne sont pas des valeurs disponibles dans la littérature. Pour compléter ses données, Werkstoffzentrum a conçu de nouveaux appareils de mesures, essentiellement utilisé pour la caractérisation du fil HTS, dans l’azote liquide. Figure 2.4. Contraintes mécaniques du fil HTS par Werkstoffzentrum, dans ses locaux de Rheinbach

III.2.e. CONVERTEAM MOTORS NANCY

Cette entreprise française est responsable du dimensionnement final de la machine électrique, de l’assemblage complet du moteur et des choix cryogéniques avec l’aide du GREEN. Finalisation du projet par la conduite des essais de machine synchrone. Figure 2.5. Moteur supraconducteur - ULCOMAP

Compression

Flexion

Traction

Corps FeNi Cryostat

Isolation sous vide

Torque tube

Bobine HTS

Cryocooler

Néon liquide

Néon gaz

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III.2.f. GREEN

Le laboratoire d’électrotechnique de Nancy, est responsable de la caractérisation des fils et bobines supraconducteurs, de la détermination du courant critique sous des champs magnétiques de 0 à 7T, pour des températures de 27K à 77K. Il Travaille en collaboration avec Converteam Motors pour la validation des choix cryogéniques et le suivi de l’assemblage de la machine.

Figure 2.6. Exemple d’Expérience au GREEN - caractérisation d’un tube supraconducteur

III.2.g. SILESIAN UNIVERSITY OF TECHNOLOGY

Le laboratoire de cette université polonaise est responsable du pré-dimensionnement du moteur par des modèles sous éléments finis 2D et 3D. Il assure la détermination des caractéristiques d’une bobine de 564 tours sous 45A (3 double pancake,) pour optimiser l’utilisation de fer-nikel (FeNi9) au rotor, qui sature à 1.8T sous 27K.

Figure 2.7. Ligne de champ et induction magnétique pour une configuration à 3 double pancake

Composante : Bmod 0 1.07 2.15

59

III D IMENSIONNEMENT Le cahier des charges du projet européen spécifie la conception d'un moteur synchrone supraconducteur à inducteur HTS de 4 pôles, délivrant une puissance de 250kW sous une rotation de 1500 tr/min.

III.1 Dimensionnement de la partie supraconducteur Le fil réalisé par Zenergy Power est un supraconducteur à haute température critique de première génération en BSCCO sous forme de ruban. Ce fil a été caractérisé au laboratoire du GREEN pour des températures de 30 à 77K, sous un champ électromagnétique maximum de 2T. Les essais sont effectués avec deux types de matériel présentés dans le tableau II.1, selon la longueur de l'échantillon :

Echantillon

Longueur Matériels utilisés Température

1ère série 20 mm PPMS 7T, alimentation en courant

continu et micro-voltmètre 30-77K

2ième série 200 mm Bain d'azote liquide, alimentation en

courant continu et micro-voltmètre 77K

Tableau II.1. Matériels de caractérisation de fil HTS Expérience sur la première série : Un échantillon court d'une longueur de 20mm de BSCCO est déposé dans un PPMS disposant d'une bobine fort champ de 7T. On applique le champ magnétique suivant une orientation perpendiculaire au fil et on alimente cet échantillon avec un courant continu. On peut ainsi obtenir la caractéristique de la densité de courant critique en fonction du champ magnétique pour plusieurs températures. Figure 2.8. Caractéristique Je(B) de l'échantillon référence BL025-B

30K 50K 77K

B (T)

Jc (

A/m

m²)

60

La notion de densité de courant critique définit la valeur de densité de courant à ne pas dépasser, pour une température et un champ magnétique donné, afin de que le fil conserve son état supraconducteur. On a vu dans le chapitre précédent la notion de grandeurs critiques d’un matériau supraconducteur (Fig. 1.3). Expérience sur la deuxième série : Un échantillon court d'une longueur de 200mm de BSCCO a été refroidi dans un cryostat à l’azote liquide. On applique le champ magnétique suivant une orientation perpendiculaire au fil et on alimente cet échantillon avec un courant continu, on dispose également d'un piquage de tension distant de 80mm. On peut ainsi obtenir une évaluation du courant critique, suivant le critère d'une limite à 1µV/cm. On compare les valeurs obtenues pour un échantillon court avec les courbes du fil bobiné, effectuées par Zenergy Power. On remarque pour l’ensemble des bobines de l’inducteur un comportement résistif à faible courant. On peut expliquer cet état par la mise en forme de la bobine, des longueurs de matériau supraconducteur plus importantes et les contacts en cuivre permettant de relier les pôles, qui détériorent les capacités de ce fil. Figure 2.9. Comparaison du courant critique pour un échantillon de 20cm et une bobine "racetrack", champ magnétique de 0T et 1T Les caractéristiques du fil connues, il est nécessaire d'évaluer l'induction magnétique radiale dans l'entrefer pour concevoir les bobines adéquates. Ce pré-dimensionnement est effectué par Silesian University of Technology et permet de calculer des paramètres non accessibles par une méthode analytique. Pour cela, ils ont effectués une résolution par éléments finis en 2 dimensions, et ont obtenu l'induction magnétique normale et tangentielle, ainsi que le spectre harmonique, en tout point du moteur. Ces calculs ont permis d'évaluer l'induction radiale dans l'entrefer en fonction des dimensions des bobines supraconductrices et en tenant en compte des courants critiques établis précédemment. Pour une induction radiale de 1T, correspondant aux valeurs des machines synchrone classique, il a été proposé de concevoir la bobine sous forme d'un empilage de 6 "racetrack", pour avoir 564 tours sous 45A. Zenergy Power a choisi d'augmenter cette valeur a 618 tours, ce qui permet de réduire le courant à 42A et d'avoir une marge plus importante devant la valeur critique. Les caractéristiques des bobines HTS sont données dans le tableau II.2 et explicitées par la figure 2.10.

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

1,2

1,4

1,6

1,8

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

Current (A)

Vol

tage

dro

p (µ

V/c

m)

Bobine sous champ propre

(1T)

Echantillon sous champ extérieur

(1T)

Echantillon sous 0T

Ten

sion

V/c

m)

Courant (A)

61

Bobines HTS

Données géométriques d'un "racetrack"

Nombre de spire d'un "racetrack" 103

Nombre de double "pancake" 3 Epaisseur du conducteur nu 0.23mm

Nombre de pôles 4 Epaisseur du conducteur isolé 0.2834mm

Masse totale 20.5kg Largeur du conducteur nu 3.7mm

Données techniques

Section du conducteur nu 0.85mm²

HTS BSCCO Longueur d'un conducteur 112.72m

Courant de fonctionnement 42A Rayon de courbure 42mm

Densité de courant critique d'une

bobine 130A/mm²

Masse volumique

(HTS et isolation) 8.9kg/dm3

Température d'utilisation 27K Coefficient de foisonnement 0.988

Induction magnétique créée 1.2T

Tableau II.2. Caractéristiques des bobines HTS Figure 2.10. Bobine HTS pour un pôle d'ULCOMAP, schéma et réalisation

Contact cuivre

Isolation bobine / bobine

Fil HTS

Embase cuivre

Lamelle cuivre

Support externe cuivre

Armature

Isolation bobine / armature

Isolation bobine / support externe

62

III.2 Dimensionnement du moteur L'excitation du moteur étant fixée par les bobines supraconductrices définies dans le tableau II.2 ci dessus et le cahier des charges définissant une puissance de 250kW à une vitesse de rotation de 1500tr/min on propose une configuration de stator classique comportant une culasse magnétique à 48 encoches, un bobinage statorique triphasé comportant 4 circuits en parallèle pour un pas de raccourcissement de 5/6. On obtient ainsi la plaque signalétique du moteur supraconducteur :

Moteur synchrone supraconducteur

Puissance 250 kW Fréquence 50Hz

Vitesse 1500tr/min cos(ϕϕϕϕ) 1

Nombre de pôles 4 Rendement 0.97

Tension entre phases 400V Couplage Etoile

Courant induit 372A Poids moteur 2500kg

Courant inducteur 32A Poids compresseur + cryocooler 276kg

Tableau II.3. Plaque signalétique ULCOMAP

IV M ODELISATION DU MOTEUR Le dimensionnement de la machine ayant déjà été réalisé en 2003, cette partie a pour objectif d’apporter une comparaison entre les méthodes de calculs classiques et le logiciel d’éléments finis 3D Vector Fields ®. De plus, le calcul par éléments finis en 3 dimensions permet d’accéder aux valeurs du champ magnétique en tout point de la géométrie, on pourra ainsi vérifier les contraintes sur les matériaux supraconducteurs.

IV.1 Eléments finis 3 dimensions

IV.1.a. Présentation générale Les méthodes par éléments finis sont utilisées pour résoudre de manière numérique des systèmes d'équations aux dérivées partielles, quand les méthodes analytiques ne sont plus adaptées. Dans notre cas nous souhaitons calculer les lignes de champ et l'induction magnétique en tout point d'un volume comportant un inducteur, puis un moteur. Pour cela, le logiciel utilise les composantes x,y,z du potentiel vecteur et calcule le champ magnétique par le gradient.

IV.1.b. Méthode de calcul Les méthodes de calcul reposent sur les équations de Maxwell en régime quasi statique :

JH =×∇ (II.1)

t

BE

∂∂−=×∇ (II.2)

63

0=⋅∇ B (II.3)

Avec la densité de courant qui est définie par la loi d'ohm:

( )BvEJ ×+= σ (II.4)

Où le champ magnétique dérive d'un potentiel vecteur :

AB ×∇= (II.5)

La résolution de ces équations est effectuée par le module Elektra 3D du logiciel Vector Fields. Ce module utilise une combinaison de potentiel vecteur réduit et total pour évaluer le champ magnétique. Par exemple, l'évaluation du champ magnétique créé par une bobine seule dans un volume d'air est calculée par la loi de Biot et Savart (II.6). Le potentiel vecteur décrivant le champ magnétique excluant les domaines sources du conducteur (bobine) est appelé potentiel vecteur réduit AR (II.7).

JS dR

RJH

J

Ω×= ∫Ω

3 (II.6)

RS AHB ×∇+= 0µ (II.7)

Pour les régions où le champ magnétique dérive d’un potentiel vecteur total, il est décrit par l’équation II .8 :

Vt

AA ∇−

∂∂−=

×∇×∇ σσµ1

(II.8)

L’apparition du potentiel scalaire électrique s’explique par la non unicité de la solution, et qui apparaît

lors l’intégration. Dans l’air, on peut en général fixer le potentiel électrique à 0 sans erreur sur le résultat. Cependant dans les régions comportant des matériaux conducteurs on utilisera l’équation II.9 :

( ) 0=

∂∂⋅∇+∇⋅∇

t

AV σσ (II.9)

Le potentiel scalaire électrique V et le potentiel vecteur A sont donc déterminés. Les volumes d’air contenant des sources de courant utilisent le potentiel vecteur réduit AR :

01

0

=×∇×∇ RAµ

(II.10)

La description du champ magnétique par les potentiels vecteurs réduit et total sont pris en compte globalement dans la formulation du module Elektra. Le flux normal ainsi que la composante tangentielle du champ magnétique aux interfaces définissent les relations entre les deux composantes de potentiel vecteur. Concernant les conducteurs, les sources peuvent être définies de deux façons :

− Biot et Savart : les sources sont définies par la densité de courant traversant le conducteur, le champ magnétique est calculé par intégration. Les sources sont indépendantes du maillage par éléments finis, elles doivent être placées dans une zone à potentiel vecteur réduit.

− Elément d’un circuit : les conducteurs font partie du volume de maillage, caractérisés comme plusieurs

filaments et connectés par des circuits externes à définir. Ces circuits externes peuvent être régis par une

64

source de courant ou de tension et peuvent également contenir des éléments passifs (condensateur, inductance, résistance). Ces conducteurs doivent être placés dans une zone à potentiel vecteur total si d’autres sources de type Biot et Savart interviennent dans le même modèle.

IV.1.c. Matériaux non linéaire

Pour tenir en compte de la non linéarité des matériaux devant la pénétration du champ, on définit la courbe de perméabilité B(H) du volume concerné (dans notre cas rotor en Inconel). Une méthode de Newton-Raphson est alors utilisée pour étudier la convergence de la solution. Dans le contexte de solutions par éléments finis non linéaires pour des équations reposant sur le champ électromagnétique, la fiabilité de cette méthode est fortement liée à la régularité des équations utilisées entre la permittivité du matériau et le champ magnétique.

IV.1.d. Application des éléments finis

L’ expérience de ces méthodes dans le domaine du calcul de champ électromagnétique montre que la précision nécessaire demeure très élevée, en comparaison avec des modélisations mécaniques. Ceci s’explique principalement par des géométries compliquées, composées de matériaux de natures différentes, avec une large gamme de dimensions dans un même système.

Indépendamment de la nature des résultats souhaités, la limitation principale de ces méthodes de calculs réside dans la taille et le nombre des éléments discrets modélisant le système. Des études actuelles apportent des techniques pour évaluer l’erreur de la solution par éléments finis, avec des matériaux linéaires. L’application de ces méthodes permet une meilleure fiabilité du programme, mais n’aide pas à vérifier que le modèle par éléments finis et le modèle physique soient équivalents.

IV .2 Etude de l'inducteur

IV.2.a. Modèle

La géométrie saisie correspond au prototype réalisé pour le projet ULCOMAP. Vector Fields 3D étant un logiciel de calcul de champ, les matériaux (transmetteurs de couple en fibre de verre, super isolant...) n’intervenant pas dans l’évaluation du champ magnétique ne seront pas modélisés, de manière à réduire le temps de calcul. De la même manière, le cryostat en inox (matériau amagnétique) représenté sur la figure 2.12, n'influe pas sur les valeurs du champ magnétique, il ne sera donc pas nécessaire de le conserver pour les calculs de champ du moteur global.

Figure 2.11. Vue de l’inducteur dans le « Modeller »

65

Figure 2.12. Coupe de l’inducteur et du cryostat dans le « Modeller »

IV.2.b. Analyse Une fois la géométrie de l'inducteur créée dans la partie modèle, on définit le domaine de calcul et les paramètres du maillage. Cette partie demeure la plus complexe, car elle dépend de la station de travail en termes de capacité à résoudre, et donc du temps de calcul. De manière à résoudre le problème correctement et à réduire le temps de calcul des soins particuliers ont été pris au niveau du domaine d'étude et du maillage :

− Dissociation du domaine 'Air' et des matériaux, de manière à ne pas avoir de superposition de point de calcul ou des problèmes de nœuds entre chaque domaine.

− Décomposition du domaine 'Air' en plusieurs sous domaines, il est plus simple et plus rapide de mailler plusieurs petits volumes.

Figure 2.13. Domaine et inducteur

Cryostat

66

Nous devons également définir les conditions aux limites, adaptées à notre problème :

Conditions aux frontières

Magnétique (normal) Magnétique (tangentiel) Electrique (normal) Electrique (tangentiel)

0=⋅ nA 0=× nA 0=× nA 0=⋅ nA

0=∂∂

n

V

0=V 0=V 0=

∂∂

n

V

Tableau II.4. Conditions aux limites

IV.2.c. Champ magnétique

Une fois les conditions aux limites imposées ainsi que les densités de courant dans les bobines supraconductrices fixées à leur valeur nominale pour un courant continu, il reste à caractériser les matériaux.

− Cuivre : conductivité électrique de 59.6 106 S/m, caractéristique linéaire.

− Inconel : matériau ferromagnétique, caractéristique non linéaire du fer choisie (disponible dans le logiciel), on tiendra compte de la saturation à un niveau plus élevé car on ne connait pas les caractéristiques réelles des tôles en inconel.

− Inox : matériau amagnétique, on prendra la même caractéristique que l’air (µr=1) pour ce matériau

constituant les étriers de fixation. Figure 2.14. Ligne et module du champ magnétique

67

La figure 2.14 permet d’évaluer les lignes ainsi que le module du champ magnétique, ici sur un disque placé au centre de l’inducteur. On peut également accéder à la valeur de l’induction radiale en tout point de la géométrie en utilisant la formule II.11, et particulièrement en fin d’entrefer sur la figure 2.16 :

( )22

**

yx

ByBxB yx

r+

+= (II.11)

Figure 2.15. Induction radiale Figure 2.16. Répartition spatiale de l'induction radiale dans l'entrefer au centre de l’inducteur

-1,5

-1

-0,5

0

0,5

1

1,5

0 50 100 150 200 250 300 350

θ (°)

Br

(T)

68

Les figure 2.14 à 2.16 permettent de vérifier la répartition spatiale du champ magnétique dans l’entrefer, reposant bien sur une forme sinusoïdale de machine 4 pôles et permet d’obtenir un champ magnétique tournant. Ces simulations, sur l’inducteur seul mais entouré d’une culasse en fer, permettent également de confirmer le pré-dimensionnement effectué par SUT en tenant compte les modifications apportées par Zenergy Power lors de la conception des bobines.

IV.2.d. Calculs des contraintes mécaniques sur fil D'après Zenergy Power, constructeur du fil supraconducteur et responsable de la mise en forme des bobines, les contraintes maximales en effort axial sur un échantillon court à une température de 300K sont de 90MPa. Les matériaux supraconducteurs, et en particulier les HTS, sont des matériaux fragiles, en appliquant un rayon de courbure de 35 mm sur le fil, on dégrade de 5% la valeur du courant critique. Figure 2.17. Effort critique sur une le fil supraconducteur Les contraintes mécaniques de la figure 2.17 ont été obtenues sur un échantillon court à une température de 77K, il est supposé qu'à la température de fonctionnement de l'inducteur de 27K ces contraintes soient identiques. Ces valeurs ont été relevées pour le courant critique sous champ propre, en respectant les conventions d'une tension maximale de 1µV/cm sur le fil supraconducteur. A l'aide du logiciel de résolution en trois dimensions par éléments finis, nous pouvons obtenir les efforts dans les trois directions sur chaque bobine grâce au tenseur des efforts de Maxwell:

( )∫

−=S

xxx dSnBnBBF2

2

1.

1 rrr

µµ

(II.12)

( )∫

−=S

yyy dSnBnBBF2

2

1.

1 rrr

µµ

(II.13)

( )∫

−=S

zzz dSnBnBBF2

2

1.

1 rrr

µµ (II.14)

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

1,2

0 20 40 60 80 100 120 140

I/Ic

(77K

)

Effort appliqué (MPa)

69

Nous obtenons ainsi les efforts et contraintes sur le fil, dont une contrainte mécanique maximale due aux efforts électromagnétique de 1.6 MPa. On peut expliquer cette faible valeur par la structure classique de l’inducteur, utilisée à un léger niveau d’induction (1T).

Coordonnées

Force (N) Pression (MPa)

X 368 0.15 Y 1382 0.12 Z -455 1.6

Tableau II.5. Effort et pression sur fil

IV.3 Etude du moteur L’étude de l’inducteur a permis d’évaluer l’induction radiale dans l’entrefer et ainsi de confirmer les calculs antérieurs de SUT et Zenergy Power par l’utilisation d’une méthode à éléments finis 3D. Grâce à ce calcul de champ nous avons également vérifié que les contraintes mécaniques sur le fil supraconducteur sont inférieures à la valeur critique déterminée par Zenergy Power et Werkstoffzentrum (Fig. 2.17 et Tableau II.5). Dans la partie qui suit, nous allons envisager l’étude du moteur complet, caractériser les essais à vide et en court circuit et évaluer l’essai en charge, cela avec le logiciel de calcul par éléments finis 3D Vector Fields.

IV.3.a. Modèle 3 dimensions

La modélisation se fera suivant le modèle saisi en figure 2.18, les éléments n’influant pas dans la répartition du champ magnétique ne seront pas pris en compte, de manière à réduire le temps de calcul, tout en conservant des résultats corrects. Ainsi on ajoute à l’étude précédente un induit triphasé et une culasse ferromagnétique composée de 48 encoches.

Figure 2.18. Vue du moteur dans le Modeller

IV.3.b. Calcul des tensions à vide

Af in de simuler le calcul des tensions à vide grâce au logiciel de calcul de champ par éléments finis, les conducteurs composant l’induit doivent être traités en mode circuit, afin de pouvoir accéder au modèle électrique du stator. Le moteur comportant un inducteur à 4 pôles, l’induit est constitué de 4 circuits en parallèle, nous obtenons ainsi une configuration de 4 bobines par pôle et par phase. Pour accéder aux tensions à vide, il est nécessaire de créer des circuits électriques comprenant les conducteurs et des résistances permettant l’accès aux tensions désirées. Ces résistances seront de valeurs importantes, de manière à représenter des connexions

70

ouvertes. Pour l’induit il est possible de fixer les Ampère/tours ou la tension par phase, on choisira cette seconde méthode pour programmer les différentes boucles, avec ici 4 circuits en parallèles. On peut donc créer quatre circuits répondant à la configuration de l’induit (Fig. 2.19), comportant les enroulements de chaque phase (C1, C2,…) et couplés en étoile.

Figure 2.19. Synoptique des boucles pour le premier des 4 circuits en parallèle Figure 2.20. Tensions à vide obtenues par calcul

IV.3.c. Calcul des courants de court circuit

Pour calculer cet essai, on fixe un courant inducteur de 3A et on réduit les valeurs des résistances de la figure 2.21 à 10-3Ω, ce courant d’inducteur a été choisis suite aux essais du prototype et la valeur de la résistance doit tenir compte des fils seuls, une valeur plus faible ne modifie pas de façon significative les résultats. On relève les courant dans les résistances, en faisant attention de prendre en compte les 4 circuits en parallèle.

R1_1

R2_1

R3_1

V1_1 V2_1

V3_1

C1-C4

C9-C12

C5-C8

Boucle12_1

Boucle23_1

-500

-400

-300

-200

-100

0

100

200

300

400

500

0,000 0,005 0,010 0,015 0,020

U120 U310 U230

U (

V)

t (s)

71

Figure 2.21. Courants en court circuit obtenus par calcul Les essais à vide et en court circuit réalisés sous le logiciel par éléments finis 3D permettent de valider le pré dimensionnement du moteur synchrone supraconducteur.

IV.3.d. Calcul des grandeurs électriques en charge

Pour réaliser l’essai en charge de ce moteur, on utilise également le circuit électrique de la figure 2.19, en donnant une valeur de 4Ω à chaque résistance. Figure 2.22. Formes d’onde – tensions de l’induit

-200

-150

-100

-50

0

50

100

150

200

0 0,002 0,004 0,006 0,008 0,01 0,012 0,014 0,016 0,018 0,02Icc

(A)

t (s)

I1cc I2cc I3cc

-500

-400

-300

-200

-100

0

100

200

300

400

500

0 0,002 0,004 0,006 0,008 0,01 0,012 0,014 0,016 0,018 0,02U (

V)

t (s)

U12 U23 U31

72

Figure 2.23. Formes d’onde – courants de l’induit Cette partie de modélisation par éléments finis à 3 dimensions a permis de faire ressortir une cohérence entre les résultats de prédimensionnement et ceux obtenus avec le logiciel de calcul de champ Vector Fields ®. Cependant, on constate une valeur légèrement inférieure pour le courant stator, 320A au lieu de 360A, et donc une puissance de 220kW au lieu de 250kW. On peut expliquer cette différence par une valeur légèrement inférieure du champ magnétique en fond de culasse statorique, due à un modèle non linéaire reposant sur les caractéristiques du fer et non de l’Inconel (utilisation d’une approximation sur l’induction maximale n’ayant pas les données réelle de l’Inconel utilisé).

V ESSAIS La réalisation d’un premier prototype de moteur électrique supraconducteur n’est pas des plus

évidentes, même pour une entreprise spécialiste en machines de forte puissance, liée avec un laboratoire universitaire répondant de 25 ans d’expérience en application dédiée aux supraconducteurs. Les principaux points critiques de cette réalisation seront liés à une cryogénie tournante, ainsi qu’à l’acquisition des données de cette partie.

Pour répondre au cahier des charges du projet européen ULCOMAP, une structure conventionnelle de

machine synchrone à inducteur supraconducteur a donc été choisie, correspondant au modèle introduit précédemment dans l’étude par éléments finis. Le choix des matériaux utilisés pour l’inducteur résulte des contraintes mécaniques (déformation différentielle) entre les différents éléments à 30K.

Le choix premier d’un corps magnétique massif en Inconel permet d’envisager une induction plus élevée, grâce à une perméabilité relative plus élevée, mais également de réduire le nombre de pièce dans la composition du rotor et obtenir ainsi un vide de meilleure qualité. Cependant, des problèmes de délais de conception nous ont conduits vers un rotor en Inconel laminé. De la même façon, plusieurs contraintes se sont imposées lors de l’assemblage, des imprévus nécessitant de légères modifications. Ces éléments seront rapportés au cas par cas dans les parties concernées.

Les informations techniques sur la conception et l’assemblage du moteur demeurent confidentielles. Cependant on peut proposer un schéma de principe (Fig. 2.24) léger permettant d’évaluer aisément les différents points critiques. L’inducteur supraconducteur constitue la partie froide du système refroidi à 27K. Afin d’atteindre cette température de fonctionnement on utilise un cryocooler, avec une circulation de gaz (Néon) à

-400

-300

-200

-100

0

100

200

300

400

0 0,002 0,004 0,006 0,008 0,01 0,012 0,014 0,016 0,018 0,02

t (s)

I (A

)

I1 I2 I3

73

travers le centre du rotor, grâce à un double tube. Pour permettre le passage de ce tube et la mise en œuvre de la cryogénie tournante plusieurs systèmes sont impliqués, à savoir deux « torque tube » pour transmettre le couple avec un minimum de transfert thermique, ils sont placés à l’intérieur du cryostat tournant. De plus, un joint tournant à ferrofluide permet le passage de l’amenée de Néon du cryocooler jusqu’à la zone froide.

Figure 2.24. Schéma de principe d’ULCOMAP

V.1 Matériels

Pour réaliser l’intégralité des essais d’un moteur supraconducteur, nous disposerons des facilités de la salle prototype de Converteam Motors à Champigneulles ainsi que du matériel spécifique dédié à la cryogénie du laboratoire Green. On aura donc besoin du matériel suivant :

Classique

Spécifique supraconducteur

Appareils

Moteur à courant continu 250 kW Cardan de liaison

Alimentation triphasée 380V

Cryocooler et système cryogénique Azote gaz Néon gaz

Groupe de pompes à vide et raccords Alimentation stabilisé en courant 200A/4V

Absorbeur d’énergie Alimentation en courant des sondes de Hall Point d’eau pour refroidir le compresseur

Vanne spécifique du rotor Matériel de mesures

Voltmètres Ampèremètres

Sondes de courant Sondes de tension

Oscilloscope Capteur de vitesse

Capteurs de vibration

Sondes de températures Sondes de Hall

µVoltmètre Acquisition Vishay par télémétrie

Capteurs de pression (vide et gaz frigorifique)

Capteur de température de l’eau

Tableau II.10. Matériel pour les essais du moteur supraconducteur

Inducteur Torque tube Torque tube

Cryostat

Induit

Cryocooler Joint tournant

74

Figure 2.25. Mise en place du matériel

V.2 Descente en froid Afin de pouvoir refroidir la masse de 300 kg du rotor, comprenant les bobines supraconductrices, nous réalisons dans un premier temps un vide secondaire dans le cryostat, puis procédons à la descente en froid avec un processus à deux gaz (azote et néon). De 300K à 110K à l’Azote, puis jusque 27K au Néon. On explique ce choix par le fait que la puissance de la tête froide est plus élevée à la température de liquéfaction de l’Azote, qu’à celle du Néon (Fig. 2.26). Cependant, il faut procéder à l’extraction complète de l’Azote de la partie froide, sous peine de créer des bouchons lors de la descente à une température plus basse. On laissera donc le système reposer une nuit, après avoir réalisé deux séquences de vide primaire sur l’enceinte. Figure 2.26. Puissance du cryocooler selon la température de fonctionnement

Moteur à courant continu

Table de mesure

Compresseur

Pompes à vide

Cryocooler

Azote et Néon

ULCOMAP

Contrôle du cryocooler

Pu

issa

nce

(W

)

Température (K)

75

Le rotor étant composé de tôle en Inconel (FeNi9), nous pouvons en utiliser la chaleur spécifique (Fig. 2.27) pour déterminer le temps de descente en froid avec un processus au Néon seul et un second avec un pré-refroidissement à l'Azote. Figure 2.27. Chaleur spécifique de l'Inconel Alternative au Néon seul : L'objectif est de refroidir un inducteur de 310kg de 300K à 27K. Le temps de refroidissement est régi par la formule II.15, ou à travers l'intégrale, intervient la chaleur spécifique de l'Inconel :

dTP

CpMt ∫=

300

27

(II.15)

En supposant 10W de pertes, et en relevant la valeur de l'intégrale due à la chaleur spécifique du rotor on peut estimer la durée pour atteindre les 27K à 130h. Alternative Azote / Néon : L'objectif est de refroidir de 300K à 110K à l'Azote, puis de 110K à 27K au Néon. Le temps de refroidissement est régit par la formule II.16, ou à travers l'intégrale, intervient la chaleur spécifique de l'Inconel :

+= ∫∫ dT

P

CpdT

P

CpMt

110

27

300

110

(II.16)

En supposant 10W de pertes, et en relevant la valeur de l'intégrale due à la chaleur spécifique du rotor on peut estimer la durée pour atteindre les 27K à 80h. On constate près d'un rapport deux de la durée de descente à une température de 27K entre ces deux alternatives possibles.

050

100150200250300350400450500

0 100 200 300 400

Température (K)

Ch

aleu

r sp

écifi

qu

e (J

/kg.

K)

76

Figure 2.28. Descente en froid de l’inducteur L’utilisation d’un processus à deux gaz à donc bien permis de gagner du temps sur le refroidissement de l’inducteur. On remarque également que l’inertie thermique de l’inducteur dans la chambre à vide poussé est très bonne, réchauffement de 3K en près de 15h heures. Cependant, les préréglages du contrôle en pression on du être modifiés (calés initialement sur une descente au Néon seul), c’est pourquoi on constate un réchauffement plus important vers les 50h. De plus, nous avons voulu vérifier si le cryopompage était réalisable en fermant la vanne des pompes à vide, un problème dû au torque tube ayant détérioré le joint indium d’entrée de la chambre néon, on constate un réchauffement brusque à la 75ème heure. Ce problème impliquera pour la suite la nécessité de pomper en permanent quand le moteur ne tourne pas, et limitera donc les essais à 45 minutes.

V.3 Etude de l’inducteur supraconducteur Lors du refroidissement, on peut constater le passage de l’état normal à l’état supraconducteur des bobines de l’inducteur en relevant leur résistance, on vérifie ainsi que la température critique, pour une densité de courant et un champ magnétique nul, est de 115K.

Figure 2.29. Etat supraconducteur de l’inducteur

Tem

pér

atu

re (

K)

Temps (h)

Refroidissement à l’Azote

Refroidissement au Néon

Nuit de repos + vide primaire

Vide cassé

Point de fonctionnement

Rés

ista

nce

(Ω)

Température (K)

77

V.4 Caractérisation des bobines supraconductrices Lors du commencement du projet européen, le fil en BSCCO fabriqué par Zenergy Power a été caractérisé sous forme d’échantillon court au laboratoire Green, par Jean Lévêque et Bruno Douine. Les essais effectués permettaient de déterminer la densité de courant critique sous différents champs magnétiques, pour des températures de 20 à 77K. Pour cette étape, on disposait d’échantillons courts allant jusqu’à 20cm, ainsi que d’un solénoïde de 27m. Ces premières données ont permis d’estimer la qualité du fil et d’envisager un point de fonctionnement pour l’inducteur supraconducteur à 1T. Une fois le moteur assemblé, on a voulu vérifier le bon fonctionnement des bobines supraconductrices et caractériser l’inducteur de façon globale. Figure 2.30. Echantillon Bi2223 de 20cm à 30K Figure 2.31. Comparaison des courants critiques de la bobine et l’échantillon de 20cm à 30K On constate que le courant critique diminue fortement entre un échantillon court et l’ensemble des bobines de l’inducteur, pour un même fil utilisé. On peut expliquer cette dégradation par :

- la sensibilité au champ propre, en particulier au champ magnétique tangentiel, - la sensibilité du fil au rayon de courbure des « racetracks », - les contacts en cuivre des liaisons séries entre les bobines d’un même pôle, - les contacts en cuivre entre les pôles, - les amenées de courant.

0

20

40

60

80

100

120

0 1 2 3 4 5 6 7 8

Magnetic Field B (T)

I (A

)

B (T)

B//

B⊥⊥⊥⊥

Ten

sio

n (

µV

/cm

)

Courant inducteur (A)

Icéchantillon Icbob

Bobine Echantillon 20cm

78

Figure 2.32. Induction créée par une bobine

V.5 Essais de la machine en générateur Figure 2.33. Plateforme d’essai

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

1,2

0 10 20 30 40 50 60

B (

T)

I (A)

79

V.5.a. Essai à vide

Le protocole d’un essai à vide d’une machine synchrone à inducteur supraconducteur est identique à celui d’une machine classique. D’un point de vue chronologique, on effectuera dans un premier temps la totalité des essais permettant d’identifier ce prototype à une vitesse réduite de 150 tr/min. Ce choix s’explique par la complexité de la mise en œuvre d’une cryogénie tournante à 1500 tr/min. Ces premiers résultats acquis, on entraîne la machine à sa vitesse nominale afin d’identifier concrètement ce moteur. Figure 2.34. Synoptique essai à vide Figure 2.35. Tensions à vide à 150 tr/min

MCC ULCOMAP

N, Γ (cardan)

Réseau électrique

380V / 50Hz

FEM à vide Oscilloscope

Excitation

-80

-60

-40

-20

0

20

40

60

80

0 0,05 0,1 0,15 0,2 0,25 0,3 0,35 0,4

U12

U13

U23

U (

V)

t (s)

80

Figure 2.36. Essai à vide, comparaison essai 150tr/min extrapolée à 1500tr/min et relevé à 1500tr/min Figure 2.37. Essai à vide, comparaison entre théorie et pratique

Les formes d’ondes des tensions relevées lors de l’essai à vide permettent de vérifier une bonne répartition sinusoïdale des tensions d’un induit de machine synchrone de 4 pôles entrainée à 1500tr/min. De plus, l’essai à vide relevé sur la machine répond bien à la valeur théorique prévue lors du dimensionnement.

U (

V)

0

50

100

150

200

250

300

350

400

450

0 5 10 15 20 25 30 35 40

U mesuré à 1500tr/mn

Uextrapolé à 1500 tr/mn

Ie (A)

0

50

100

150

200

250

300

350

400

450

0 5 10 15 20 25 30 35 40

ExpérimentalThéoriqueU

(V

)

Ie (A)

81

V.5.b Essai en court circuit Figure 2.38. Synoptique essai en court circuit Figure 2.39. Essai en court circuit, comparaison entre théorie et pratique On constate également que l’essai en court circuit se rapproche des courbes calculées lors du dimensionnement de la machine synchrone supraconductrice.

MCC ULCOMAP

N, Γ (cardan)

Réseau électrique

380V / 50Hz

Courants de court circuit Oscilloscope

Excitation

0

50

100

150

200

250

300

0 1 2 3 4 5 6

ExpérimentalThéoriqueIc

c (A

)

Ie (A)

82

V.5.c Réactance synchrone

Grâce aux essais réalisés sur ce moteur synchrone en mode générateur, nous pouvons identifier le modèle équivalent de cette machine, en déterminant la réactance synchrone et en relevant les résistances à chaud des enroulements statoriques. Figure 2.40. Réactance synchrone

En relevant le modèle au point de fonctionnement nominal du moteur supraconducteur synchrone, on peut exprimer ces grandeurs en valeurs réduites (per unit), ce qui permet une comparaison plus aisée des machines de différentes puissances :

Elément

Valeur p.u.

Rs 0.004 Ω 0.0064 Xs 0.135 Ω 0.22

Tableau II.11. Réactance synchrone et résistance d’induit En comparaison aux machines synchrones classiques à enroulements en cuivres, on remarque que ces valeurs sont relativement faibles. La présence d’un grand entrefer « magnétique » explique en partie la valeur de la réactance synchrone.

0,00

0,05

0,10

0,15

0,20

0,25

0 5 10 15 20 25 30 35 40

Xd

)

Ie (A)

83

V.5.d Essai de glissement

On peut également déterminer les réactances directe et transverse de cette machine synchrone grâce à un essai de glissement. Pour cela, il faut pouvoir faire varier l’orientation du rotor par rapport au champ statorique grâce à un élément externe, dans notre cas nous choisissons d’intervenir sur le stator via un onduleur permettant une alimentation à 49Hz (une autre possibilité est d’agir sur le rotor avec un autre moteur). Le rotor ne sera pas alimenté pendant cet essai. On fonctionnera également à tension réduite, de manière à obtenir un courant d’induit pas trop relevé. Figure 2.41. Synoptique essai de glissement Figure 2.42. Essai de glissement

On relève ainsi les réactances directe et transverse :

Elément

Valeur p.u.

Xd = Xs 0.135 Ω 0.22 Xq 0.062 Ω 0.1

Tableau II.12. Réactances directe et inverse

MCC ULCOMAP

N, Γ (cardan)

Réseau électrique

380V / 50Hz

Tensions et courants Oscilloscope

Excitation

Onduleur triphasé

∼ ∼

Réseau électrique

380V / 50Hz

-150

-100

-50

0

50

100

150

0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1

U (

V)

-

I

(A)

t (s)

U I

84

V.5.e Essai en charge Figure 2.43. Synoptique essai en charge Figure 2.44. Essai en charge – Formes d’onde

MCC ULCOMAP

N, Γ (cardan)

Réseau électrique

380V / 50Hz

Tensions et courants Oscilloscope

Excitation

Charge triphasée 250kW

Cos(ϕ) = 1

-600

-400

-200

0

200

400

600

-0,01 -0,005 0 0,005 0,01 0,015 0,02U (

V)

U12 U31 U23

-500

-400

-300

-200

-100

0

100

200

300

400

500

-0,01 -0,005 0 0,005 0,01 0,015 0,02I (A

)

t (s)

I1

85

On retrouve dans le tableau suivant les grandeurs relevées, pour différents courants d’excitation, à une vitesse de 1500tr/min. Pour le calcul de la puissance de la machine, on tiendra compte de la puissance nécessaire au fonctionnement du cryocooler (compresseur 10kW) dans la somme des pertes.

Courant d’excitation Grandeur 15 28 32

Tension entre phase (V) 224.7 372.2 401.7 Courant d’induit (A) 248.3 331.4 354.5

Puissance réactive (kVar) 13.6 30.1 34.8 Puissance active (kW) 96 213.6 247

Cos(ϕ) 0.99 0.99 0.99 Rendement (%) 99 97.1 97.2

Tableau II.13. Essai en charge On remarque qu’à une vitesse de rotation de 1500tr/min, correspondant au point de fonctionnement du moteur, la puissance est de 247kW au lieu des 250kW souhaité lors du dimensionnement. Cette légère différence peut en partie s’expliquer par l’utilisation du joint tournant à ferrofluide et à l’alignement du tube d’admission de Néon. En effet, à cette vitesse de rotation le joint admettait un léger échauffement, le système de centrage et/ou l’assemblage du tube n’étaient peut être pas optimale.

VI CONCLUSIONS

Le projet européen ULCOMAP est arrivé à terme le 09 octobre 2008, avec les essais en charge du moteur synchrone supraconducteur de 250kW en mode générateur. Il s’agit du premier prototype industriel français d’un moteur utilisant des enroulements supraconducteurs à haute température critique. Le but premier de ce projet était de se confronter à la technologie de matériaux à haute température critique et de déterminer les points clés en vue de nouveaux dimensionnement. Pour le laboratoire GREEN il s’agissait de suivre et conseiller, du dimensionnement du moteur, en passant par les choix cryogéniques, pour terminer par la responsabilité des essais machines d’un moteur de ‘forte’ puissance. Pour toutes ces raisons, ULCOMAP a été un succès, malgré le fait qu’actuellement dans le monde des moteurs de quelques MW sont déjà réalisés. Ce projet apporte un acquis de compétences indéniables à l’équipe de recherche et développement de CONVERTEAM MOTORS Nancy, et permet d’envisager l’étude de nouveaux concepts, avec la prise en compte d’éléments tel que le dimensionnement d’une machine supraconductrice, l’approvisionnement et l’utilisation de pièces de haute qualité, la qualité d’usinage des interfaces des joints, les niveaux de fuite, les systèmes cryogéniques…

CHAPITRE 3 - MOTEUR SUPRACONDUCTEUR A

CONCENTRATION DE FLUX

87

88

TABLE DES MATIERES DU CHAPITRE 3

I INTRODUCTION ............................................................................................................................................ 90

II PRINCIPE ....................................................................................................................................................... 90 II.1 Généralité................................................................................................................................................... 90 II.2 Détails de conception................................................................................................................................. 92

II.2.a. Inducteur.................................................................................................................................. 92 II.2.b. Cryostat.................................................................................................................................... 94 II.2.c. Induit ............................................................................................................................................. 94 II.2.d. Moteur...................................................................................................................................... 96

I II ETUDE DE L'INDUCTEUR........................................................................................................................ 97 III.1 Premier prototype ..................................................................................................................................... 97

III.1.a. Inducteur modèle...................................................................................................................... 97 III.1.b. Simulation par éléments finis 3 dimensions.............................................................................. 99 III.1.c. Comparaisons........................................................................................................................... 99

III.2 Inducteur pour une machine électrique de plusieurs kW........................................................................ 101 III.2.a. Inducteur................................................................................................................................ 101 III.2.b. Simulation par éléments finis 3 dimensions............................................................................ 103 III.2.c. Expérience.............................................................................................................................. 106 III.2.d. Comparaisons......................................................................................................................... 109

IV ESSAI MOTEUR......................................................................................................................................... 111 IV.1 Quelques modifications.......................................................................................................................... 111 IV.2 Matériels................................................................................................................................................. 112 IV.3 Essais en génératrice .............................................................................................................................. 114

IV.3.a. Modèle équivalent d’une phase statorique............................................................................. 114 IV.3.b. Essais en charge..................................................................................................................... 119 IV.3.c. Conclusion.............................................................................................................................. 120

V EXTRAPOLATION VERS DES PUISSANCES PLUS ELEVEES ......................................................... 120 V.1 Structure proposée................................................................................................................................... 121 V.2 Modélisation............................................................................................................................................ 122

VI CONCLUSION ............................................................................................................................................ 124

89

90

I INTRODUCTION Des travaux antérieurs, menés au cours de deux thèses successives par Philippe Masson et El Hadj Ailam, dirigés par Abderrezak Rezzoug et co encadrés par Jean Lévêque et Denis Netter, ont permis la conception d'un moteur supraconducteur synchrone à 8 pôles. Un prototype, entièrement réalisé par le laboratoire, a permis de vérifier le fonctionnement d’une machine de topologie originale, reposant sur le principe à concentration de flux entre des écrans supraconducteurs. L'objectif de ce travail est de se démarquer des réalisations de machines supraconductrices "cryo-copies", tout en envisageant une induction magnétique d’entrefer plus importantes, pour ainsi obtenir une machine à fort couple massique. Dans ce chapitre, nous rappellerons dans un premier temps le principe de fonctionnement et les détails de conception importants pour la bonne compréhension de ce type de machine électrique. Nous citerons également les travaux et résultats obtenues sur l’inducteur modèle et le moteur électrique qui lui a succédé. Nous apporterons ensuite une étude complémentaire de ces deux structures par une méthode par éléments finis 3D. De légères modifications mécaniques ont été apportées sur l’entrainement mécanique du stator, nous proposerons donc des essais en charge à vitesse nominale de cette machine ainsi qu’un essai de l’inducteur seul dans le cryostat. Enfin, nous suggérerons un moyen possible d’augmenter la puissance électrique de ce moteur.

II PRINCIPE

II.1 Généralité Le choix de la structure devait être compatible avec un induit classique de machine synchrone à flux radiale, pour permettre une variation de champ magnétique grâce à une répartition spatiale sinusoïdale de l’induction magnétique dans l’entrefer. Pour cela, la conception de l'inducteur permet d’utiliser deux champs magnétiques axiaux convergeant vers le centre du rotor, créés par des solénoïdes supraconducteurs, pour avoir un champ magnétique radial dans l’entrefer de la machine, grâce à des écrans supraconducteurs concentrant le flux entre ces plaques (Fig. 3.1). Figure 3.1. Structure de l'inducteur supraconducteur

L'utilisation de plaques supraconductrices comme écrans magnétiques résulte de la loi de Lenz. Entre

les champs critiques HC1 et HC2 et sous une variation de flux, des courants sont développés dans le matériau massif supraconducteur. Dans l'état supraconducteur, ces matériaux sont caractérisés par une résistance nulle, les

Bobines supraconductrices en opposition

Ecrans supraconducteurs

91

courants ne s'amortissent pas. Le champ magnétique créée par deux solénoïdes traversés par des courants opposés, est donc concentré entre les plaques supraconductrices, et admet ainsi un champ magnétique nul devant un écran. Cet inducteur permet de proposer un moteur dont la variation de l’induction magnétique d’entrefer se fera entre zéro en face d’un écran et l'induction maximale concentrée pour une zone d’air (Fig. 3.2). Figure 3.2. Principe de l'inducteur supraconducteur à concentration de flux magnétique

Cette structure d’inducteur permet une répartition du flux magnétique sinusoïdale, les harmoniques d’espace étant fortement amortis, dont les extremums sont 0T et le champ magnétique maximal concentré (Fig. 3.3). Figure 3.3. Répartition de l’induction radiale dans l’entrefer suivant un pôle

Ce moteur a été entièrement réalisé et assemblé au GREEN, l’intérêt principal de ce moteur étant de

vérifier le principe de concentration de flux sur une topologie de machine électrique et la validité de ce modèle. Plusieurs choix technologiques ont été effectués afin de mener à bien ce projet avec les facilités de travail et le matériel dont dispose le laboratoire. On choisira par exemple une structure à inducteur fixe, afin d’avoir un système cryogénique le plus simple possible, la machine sera également à axe vertical et entrainée par un système de courroies par une machine asynchrone.

Champ magnétique créé

Champ magnétique résultant concentré

Courant inducteur

Bmax

θ/p

0

92

II.2 Détails de conception On précisera en premier lieu, étant dans le cadre de la démonstration d'un principe de fonctionnement de machine électrique, avec des facilités de réalisation propres à un laboratoire universitaire, le choix d'un inducteur fixe afin de simplifier les solutions cryogéniques. Cette machine a été réalisée en 2006, suite à des travaux menés depuis le début des années 2000, le choix des matériaux supraconducteur de l’époque a été d’utiliser des bobines en NbTi, permettant de créer un fort champ magnétique. L’inducteur est également composé de plusieurs plaques en YBCO monodomaine, dont l’intérêt dans le domaine de la répulsion du champ magnétique a été démontré dans les travaux de Philippe Masson, en comparaison à d’autres matériaux supraconducteurs massifs (devant le BSCCO et le MgB2). L’utilisation d’un fil à basse température critique, impose une utilisation de l’hélium liquide, l’équipe bénéficie des facilités du service commun de cryogénie de la faculté des sciences de Nancy pour l’approvisionnement, voire des possibilités de fonctionner en circuit fermé sur le liquéfacteur d’hélium.

II.2.a. Inducteur

L’ inducteur supraconducteur de la machine synchrone à concentration de flux est réalisé à partir de 7km de NbTi et de 8 plaques en YBCO monodomaine, afin de réaliser une machine 8 pôles. Les solénoïdes en LTS sont mis en forme directement sur un support en fibre de verre monobloc, et bobinés en sens opposé de manière à avoir un flux convergeant vers le centre de la machine. Pour leur alimentation, les bobines sont mises en série et pour que le fil supraconducteur n’ait pas de sollicitation mécanique, le passage d’un solénoïde à l’autre est réalisé derrière un écran (ni champ magnétique, ni effort mécanique sur fil).

Les plaques supraconductrices sont de formes rectangulaires et les dimensions sont rappelées dans le

tableau III.2. Ne pouvant disposer de plaques sous forme de tuiles arrondies, pour suivre la courbure de l’inducteur, il a été choisi de disposer deux écrans côte à côte pour réaliser une pièce polaire.

Cet inducteur ainsi assemblé (FIG. 3.4) est fixé sur une canne en fibre de verre permettant de le déposer

au fond du cryostat. Figure 3.4. Inducteur supraconducteur à concentration de flux magnétique

93

Les dimensions de l’inducteur sont : Rayon interne 75 mm Rayon externe 105 mm Hauteur d’un solénoïde 50 mm Hauteur d’un écran 50 mm Hauteur d’inducteur 190 mm Tableau III.1 Dimension de l’inducteur Fournisseur CAN SUPERCONDUCTOR ® Matériau YBCO monodomaine Température critique 90K Dimensions (précision) 50*40*5 mm3 (5%) Tableau III.2. Caractéristique des écrans Pour cette machine électrique, il a été décidé de fonctionner avec la même variation de flux magnétique qu’une machine synchrone classique, c'est-à-dire un ∆B de 2T, ce qui permettra une comparaison immédiate des performances de cette machine supraconductrice. En se servant du premier inducteur modèle, de petite dimension, des calculs ont été effectués pour déterminer une géométrie permettant d’obtenir cette induction radiale. La géométrie finalisée pour un fil LTS doit avoir des solénoïdes parcourus par un courant de 70A pour créer une induction radiale de 2T dans l’entrefer, ce qui implique une densité de courant de 460 A/mm2 et un champ magnétique sur fil de 6.9T. On trouvera dans le tableau III.3 les caractéristiques du fil en NbTi choisi et sur la figure 3.5 sa courbe J(B). Des attentions particulières ont été choisies sur le matériau supraconducteur, afin de permettre un fonctionnement sans risque de transition du fil vers l’état normal (Bc de 9T). Fournisseur SUPERCON ® Référence 56S53 Multifilament Nombre de filaments 56 Rapport cuivre/supraconducteur 0.9/1 Diamètre du fil nu 0.4 mm Diamètre du fil avec isolation 0.44 mm Densité de courant admissible à 8T 955 A/mm2

Longueur 7 km Tableau III.3. Caractéristique du fil pour les 2 solénoïdes Figure 3.5. Caractéristique du fil supraconducteur et droite de charge de l’inducteur

0

500

1000

1500

2000

2500

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10

(6.9T ; 460 A/mm2)

J (A

/mm

2 )

B (T)

94

Le bobinage des solénoïdes a été effectué par une société extérieure, pour la longueur totale de 7km de fil en NbTi, chaque bobine comporte 6377 spires. L’ensemble a été imprégné de résine pour résister mécaniquement à l’action des champs magnétiques élevés générés par ces solénoïdes supraconducteurs, les premiers essais de l’inducteur, réalisés en 2006, n’ont pas été satisfaisants, les efforts impliqués craquant l’imprégnation réalisée. Ainsi, le courant maximal admissible sera de 30A pour ne pas faire transiter le fil supraconducteur.

II.2.b. Cryostat

Le dimensionnement du cryostat a dû répondre au cahier des charges fixés, et donc sur la valeur de l’induction radiale en face de la culasse statorique. Pour cela il a été déterminé antérieurement qu’un entrefer « mécanique » total de 15mm permettait d’obtenir 2T avec les dimensions de cet inducteur (Tab. III.1). Cette valeur est relativement importante pour prévoir un écran thermique à garde d’azote, ce cryostat, réalisé avec de l’inox, comportera donc un écran thermique vertical et trois horizontaux. L’écran vertical en cuivre est situé dans le vide d’isolement et de dimension légèrement plus grande que l’inducteur. Les écrans horizontaux sont disposés sur l’axe en fibre de verre permettant de mettre en place l’inducteur dans le cryostat, ils sont en aluminium et peuvent être ajustés suivant la hauteur du cryostat. Ces différents écrans permettent de limiter les pertes par rayonnement. Figure 3.6. Cryostat – Schéma de principe et cryostat réalisé

II.2.c. Induit

L’ induit de la machine a été dimensionné pour répondre à un cahier des charges d’une machine synchrone 25kW – 750tr/min. L’induit devait donc supporter une tension de 380V pour un courant de 40A. De plus, pour répondre à un choix de cryogénie fixe, cette partie doit être mobile, la solution est de faire tourner l’induit grâce à un système de roulement, trois en position verticale pour le maintenir et trois en position horizontale pour le centrer. L’entrainement se fera par un moteur asynchrone de 5kW et l’accouplement mécanique est réalisé par un système de courroie (Fig. 3.7).

Ecran magnétique en cuivre

Ecrans thermiques

Inducteur

Canne en fibre de verre

Vide d’isolement

Hélium liquide

Entrée hélium

Joint O-ring

Sortie hélium gazeux Amenées de

courant

95

Figure 3.7. Schéma de principe du banc d’essai

Cette armature étant mobile, un système bague en cuivre / balais est choisis pour obtenir les courants et tensions d’induit (Fig. 3.8). Les premiers essais réalisés en 2006 n’ont pas permis d’utiliser la machine à sa vitesse nominale, les galets d’entrainements engendraient trop de pertes. Nous avons donc modifié cette partie par des roulements à billes standard et sans joint, de manière à obtenir le moins de frottements possible. Figure 3.8. Contacts glissants de l’induit

96

II.2.d. Moteur

Le moteur supraconducteur synchrone à concentration de flux magnétique est composé de l’inducteur supraconducteur et de l’induit cuivre classique présenté précédemment. Il s’agit d’un démonstrateur original sur le principe de concentration de l’induction magnétique entre des plaques supraconductrices HTS.

Il sera assemblé sur une plaque massive sur laquelle on disposera également le moteur d’entraînement

asynchrone de 5 kW. Le moteur asynchrone est commandé par un variateur de vitesse, il s’agit d’un onduleur triphasé à rapport U/f constant. La transmission du couple sera réalisée avec deux courroies (Fig. 3.9 et Fig. 3.10). L’entrefer mécanique entre l’induit et le cryostat est de 1mm, la conception de ce cryostat implique donc un entrefer magnétique de 14mm entre l’inducteur et l’induit. Il s’agit de faire tourner l’induit à une vitesse de rotation de 750 tr/min en reposant sur des roulements de 9mm d’épaisseur, avec un balourd créé par la tension des courroies, le système a été équilibré sans l’ensemble inducteur-cryostat et sur sa plaque d’essai dans les locaux de Converteam Motors Nancy. Afin de diminuer au maximum les perturbations créées par le système d’entraînement et de l’induit à forte inertie, le banc d’essai repose sur un tapis antivibratoire. Figure 3.9. Banc d’essai – partie machines électriques

97

Figure 3.10. Synoptique partielle du banc d’essai – partie machines électriques

III ETUDE DE L'INDUCTEUR Dans cette partie nous proposerons l’étude de plusieurs modèles, en commençant par la maquette réalisée en 2003 par Philippe Masson, puis l’inducteur de taille plus importante conçu pour une machine de quelques kilowatts par El Hadj Ailam en 2006. Dans un premier temps, nous apporterons une comparaison entre un modèle à 3 dimensions et les anciennes méthodes de calculs choisies préalablement. Puis nous proposerons une étude expérimentale des formes d’induction magnétique créées par l’inducteur seul dans l’espace.

III.1 Premier prototype

III.1.a. Inducteur modèle

L’ objectif de cet inducteur modèle a été la validation d’un principe de concentration de flux magnétique entre des écrans supraconducteurs, dans le but d’obtenir une variation angulaire d’induction pour la construction d’un moteur électrique supraconducteur.

380 V 50 Hz

Variateur de vitesse Moteur asynchrone

5 kW

Moteur supraconducteur

Contacts glissants

Tensions et courants d’induit

Courroies de transmission

Roulement de centrage

Roulement de maintient vertical

98

Après une étude théorique reposant sur les méthodes de Monte Carlo, un premier prototype a été réalisé lors des travaux de recherche de Philippe Masson (Fig. 3.11). Les dimensions ont été optimisées avec des écrans supraconducteurs (25×25×5 mm3) en YBCO monodomaine de chez CAN SUPERCONDUCTOR ®. Figure 3.11. Inducteur modèle Masson Le rayon externe d’une bobine étant directement lié à la largeur d’un écran supraconducteur, l’optimisation a portée sur le rayon interne et la longueur des solénoïdes. Ces dimensions sont choisies en regardant l’évolution de l’induction magnétique maximale créée au centre d’une bobine supraconductrice, on obtient ainsi leurs valeurs dans le tableau III.4 : Solénoïdes

2

Matériau NbTi Longueur (mm) 45 Rayon interne (mm) 23 Rayon externe (mm) 33 Plaques supraconductrices

4

Matériau YBCO monodomaine Longueur (mm) 25 Largeur (mm) 25

Epaisseur (mm) 5 Tableau III.4. Dimensions de l’inducteur modèle L’intérêt de cette géométrie étant destinée aux forts champs magnétiques, la valeur du courant est la valeur maximum que peut délivrer l’alimentation en courant. Ainsi, pour un courant de 260 A on obtient un champ magnétique maximal sur fil de 4.2 T, ce qui offre une marge de sécurité importante devant le champ magnétique critique du fil (9 T). Ce fil a été conçu par VacuumSchmeltze ®.

99

III.1.b. Simulation par éléments finis 3 dimensions Un logiciel par éléments finis à 3 dimensions est utilisé pour modéliser à nouveau cet inducteur. Cela permettra :

- D’évaluer la carte de champ magnétique en tout point. - D’apporter un point de comparaison avec les calculs 2D par méthodes de Monte Carlo

effectués par Philippe Masson.

- D’apporter un point de comparaison à la partie expérimentale sur l’inducteur modèle de Philippe Masson.

La figure 3.12 présente le modèle maillé de l’inducteur précédent sous Vector Fields 3D ®.

Figure 3.12. Inducteur modèle Masson sous Vector Field 3D ®

III.1.c. Comparaisons Les premières études ainsi que la partie expérimentale ont été réalisées par Philippe Masson. La partie

concernant la modélisation par éléments finis 3D vient 5 ans après, les progrès logiciel dans le domaine du calcul de champ magnétique offrent des outils de plus en plus performants, notamment grâce au développement permanent du matériel informatique. Pour réaliser cette expérience, Philippe Masson a disposé l’inducteur dans un cryostat et utilisé de l’hélium liquide comme fluide cryogénique. L’acquisition de l’induction magnétique en différents points de l’entrefer est réalisée avec dix sondes à effet Hall réparties suivant un cercle dont le centre coïncide au milieu de la structure.

On peut ainsi comparer l’approche théorique 2D par les méthodes de Monte Carlo, les calculs 3D par éléments finis et l’étude expérimentale (Fig. 3.13).

100

Figure 3.13. Induction magnétique radiale au centre de l’inducteur (z = 0) Tout d’abord on constate que la variation d’induction magnétique radiale a une valeur proche de 1.7T pour les trois courbes. Cependant, on remarque des différences sur les extremums, la courbe représentative des calculs 2D par Monte Carlo admet une forme « sinusoïdale » assez proche de la partie expérimentale, alors que celle représentant les calculs 3D se situe à une induction légèrement supérieure et est perturbée à ses extremums. On peut expliquer ces différences :

− L’étude 2D réalisée par les méthodes de Monte Carlo ne tient pas compte des fuites magnétiques,

− L’étude 3D par éléments finis sous Vector Fields ® tient en compte des fuites magnétiques suivant la géométrie complète,

− Les « creux » sur les extremums traduisent une conséquence sur le rapport longueur d’un écran et diamètre d’un solénoïde. Si la longueur utile est importante ou d’un même ordre de grandeur que le rayon inducteur le flux concentré sera maximum au bord d’un écran supraconducteur et va décroitre dans l’air environnant. Au dessus d’un écran cela traduit la répartition des lignes de flux dans l’air, qui se rebouclent au trajet le plus simple.

− Le modèle choisi pour les écrans supraconducteurs (valeur très faible de la perméabilité du matériau),

− Les résultats de la partie expérimentale ne sont pas exactement identiques aux valeurs extraites par le calcul, la dimension des sondes à effet Hall (20% de celle d’un écran), leur emplacement ainsi que leur orientation influe sur l’induction magnétique radiale relevée. De plus, les sondes sont collées contre les écrans, alors que pour les calculs l’induction est relevée suivant un rayon constant correspondant à l’entrefer.

Angle (°)

B (

T)

0

0,5

1

1,5

2

2,5

0 60 120 180 240 300 360

Monte Carlo Vector Field 3D Expérimental

101

Figure 3.14. Différences de mesures logiciel / expérience

III.2 Inducteur pour une machine électrique de plusieurs kW

Dans cette partie nous proposerons une étude de l’inducteur réalisé pour la conception du moteur à concentration de flux. Dans un premier temps, nous présenterons l’inducteur, nous discuterons ensuite de l’étude par éléments finis sous Vector Fields 3D ® et enfin nous apporterons une comparaison réelle grâce à une partie expérimentale de l’inducteur seul dans l’espace.

III.2.a. Inducteur

Les travaux de recherches de thèse d’El Hadj Ailam ont abouti sur la conception d’un moteur synchrone supraconducteur. Ce moteur électrique repose sur les propriétés des matériaux supraconducteurs massifs, qui se comportent comme des barrières de champ magnétique. Il a donc été envisagé de reprendre la topologie précédente, proposée lors de la thèse de Philippe Masson, pour construire une machine électrique de plusieurs kilowatts.

Les conditions de départ de cette étude étaient liées à un critère de limitation sur la taille de l’inducteur

(propre aux capacités du laboratoire) et aux dimensions maximales des matériaux supraconducteurs massifs de l’époque (2003). Ainsi il a été décidé d’utiliser des écrans en YBCO de forme rectangulaire dont la dimension maximale disponible était de 50mm et d’utiliser du Niobium titane pour la réalisation des bobines de champ.

Après une partie optimisation, prenant en compte la caractéristique du fil supraconducteur choisi, les

paramètres définissant la géométrie sont donc : Les dimensions de l’inducteur sont :

Solénoïdes

2

Matériau NbTi Longueur (mm) 50 Rayon interne (mm) 75 Rayon externe (mm) 105 Plaques supraconductrices

8

Matériau YBCO mono domaine Longueur (mm) 50 Largeur (mm) 40 Epaisseur (mm) 5 Tableau III.5 Dimension de l’inducteur

Inducteur

Ecran Relevés logiciels

Relevé expérimental

102

Afin de concevoir un inducteur générant une induction radiale importante, pour une machine de

plusieurs kilowatts, les dimensions ont augmenté devant celle de l’inducteur modèle. On remarque dans le tableau précédent l’utilisation de 8 plaques supraconductrices en YBCO, pour conserver au maximum la concentration du champ magnétique sans influence sur l’allure de l’entrefer il a été choisi de doubler le nombre d’écrans supraconducteurs (Fig. 3.15). Figure 3.15. Adaptation des écrans supraconducteurs à de grandes géométries Des pastilles de formes cylindriques ont été envisagées, cependant il s’agit d’une forme complexe pour la réalisation de pastilles supraconductrices. De plus, une solution avec des écrans magnétiques cylindriques devant deux pastilles rectangulaires n’a pas d’incidence significative lors des calculs 2D menés, ce qui implique un même niveau d’induction maximale. On signalera par la suite un inconvénient de cette disposition de plaques supraconductrices accouplées. Remarque : Lors de la première mise sous champ magnétique, réalisée en 2005 par El Hadj Ailam, il a été constaté après l’expérience que le revêtement externe (frette) en résine était craquelé (Fig. 3.16). On convient que l’inducteur a eu un problème lors de la fabrication, la fibre de verre et la résine devant contenir aisément les efforts créés par les solénoïdes générant des champs magnétiques élevés et en opposition suivant l’axe de l’inducteur. Ce problème a détérioré progressivement les bobines supraconductrices, elles étaient prévues pour fonctionner à un courant nominal de 70A, et actuellement transitent vers l’état normal pour des courants de 20 à 30A. Figure 3.16. Détérioration de l’inducteur lors des premières mises sous champ

Ecrans supraconducteurs

Rayon externe inducteur Rayon externe inducteur

103

III.2.b. Simulation par éléments finis 3 dimensions

Le modèle de l’inducteur par éléments finis sous Vector Fields 3D ® admet une géométrie relativement simple (Fig. 3.17). Les matériaux concernés par la réalisation des supports et de la frette sont en fibre de verre, le cryostat est en inox (amagnétique), ils n’ont aucunes incidences sur le champ magnétique créé par les solénoïdes supraconducteurs. Ainsi, ils ne seront donc pas inclus dans le modèle suivant, afin de limiter la taille du maillage et donc les réduire les temps de calculs. Figure 3.17. Modèle de l’inducteur sous Vector Fields 3D ® On remarque sur la figure 3.17 que le maillage des écrans supraconducteurs peut sembler grossier, cependant plusieurs volumes d’air sont générés autour de la géométrie permettant d’appliquer un maillage fin dans les régions importantes. Cette démarche permet également d’obtenir une meilleure coïncidence entre les points situés sur deux régions frontières comportant un nombre d’éléments grandement distinct. Nous nous attacherons donc à avoir une finesse de maillage importante dans une région comportant les plaques supraconductrices ainsi que l’entrefer extérieur, puis deux autres parties s’attachant aux solénoïdes. Cela permet d’obtenir une résolution plus précise sur le calcul de l’induction magnétique radiale. De façon a comparer cet inducteur avec celui du banc expérimental, nous réaliserons ces simulations pour un courant inducteur de 15A, valeur limite maximale que nous nous fixons. Ce qui permet de faire des expériences avec l’inducteur seul ou en l’utilisant avec l’induit, en génératrice, sans faire transiter les bobines supraconductrices. Afin de caractériser les écrans supraconducteurs, on choisira de prendre dans le logiciel une perméabilité relativement faible des écrans supraconducteurs (µécran = 10-3 H/m). Cette valeur apparaît comme cohérente pour nos résolutions avec ce logiciel de résolution par éléments finis. En effet, un ordre de grandeur plus élevé et on constate que le champ magnétique pénètre dans le matériau. Pour des valeurs plus petites il n’y a pas de différences importantes sur les lignes de flux et la pénétration du champ magnétique dans les écrans, de plus des valeurs trop faibles augmentent le temps de résolution. La figure 3.18 représente une partie du niveau d’induction radiale ainsi que les lignes de champ magnétiques sur un quart de l’inducteur et à une valeur de 119 mm, soit l’entrefer fixé lorsque le moteur est assemblé. On constate bien une forme sinusoïdale de l’induction magnétique radiale, due à la concentration du champ magnétique généré par deux solénoïdes supraconducteurs.

104

Figure 3.18. Ligne de champ suivant une surface dans l’entrefer pour un courant de 15A Il est difficile d’obtenir des plaques supraconductrices autres que cylindriques, néanmoins CAN SUPERCONDUCTORS ® propose des formes rectangulaires, et même maintenant hexagonal, ce qui est intéressant pour assembler plusieurs éléments et obtenir ainsi un ensemble supraconducteur de grande dimension. Dans notre cas, des plaques rectangulaires ont été disposées suivant un cercle de rayon 105mm, dans des encoches prévues sur le support en fibre de verre (Fig. 3.19), et donc l’assemblage de deux écrans se fait suivant une tranche du matériau. Figure 3.19. Modèle CAO du support inducteur

105

Il est donc possible que l’espacement entre deux écrans voisins ne soit pas nul. Sur la courbe représentant l’induction magnétique radiale dans l’entrefer, on aperçoit la pénétration du champ magnétique entre deux plaques proposant des écarts allant jusqu’au millimètre. A moindre échelle cela représente en fait un inducteur de machine dont le nombre de pôle serait doublés. Pour un écart d’un millimètre on constate l’apparition d’un champ magnétique de 40 mT entre deux plaques voisines. Figure 3.20. Conséquences d’un mauvais assemblage des écrans supraconducteurs La valeur de l’induction magnétique dans l’air décroit en fonction de l’inverse de la distance radiale élevée à la puissance 5 (1/R5), nous pouvons donc évaluer la valeur du l’induction magnétique à 1mm d’entrefer mécanique derrière le cryostat, soit réellement 15 mm d’entrefer magnétique. La valeur utile est divisée par 2. Figure 3.21. Décroissance de l’induction radiale dans l’entrefer

B (

T)

Distance radiale (mm)

0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,7

0,8

0,9

1

105 110 115 120 125

Cryostat

B (

T)

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0 60 120 180 240 300 360

Espacemment 0mm Espacemment 0,25mmEspacemment 0,5mm Espacemment 1mm

Angle (°)

106

III.2.c. Expérience

Dans cette partie nous nous intéressons à l’étude de la carte de champ magnétique de l’inducteur déjà réalisé, seul dans l’espace.

La valeur de l’induction magnétique radiale sera relevée avec une sonde à effet Hall encapsulée, que

l’on déplacera sur la surface du cryostat Protocole expérimental :

− Transfert d’hélium liquide dans le cryostat jusqu’à l’apparition de l’état supraconducteur (Mesure de la résistance aux bornes des bobines)

− Augmentation du courant jusqu’à une valeur stable de 15A

− Relevés de l’induction magnétique radiale à l’aide de la sonde à effet Hall et du millivoltmètre

Le niveau du fluide cryogénique est contrôlé par un capteur d’hélium déposé sur l’inducteur. Une valve de sécurité est connectée sur une bride à deux orifices, à l’entrée du cryostat, l’autre entrée permettant de réaliser un vide secondaire grâce à une pompe à diffusion (Fig. 3.22). Figure 3.22. Schéma synoptique de l’expérience

Voltmètre Réserve d’hélium

Cryostat

Sonde de Hall Inducteur

Alimentation en courant

Pompe à vide

Soupape de sécurité

Vanne

107

Avec une marge de sécurité, nous choisissons donc de visualiser la carte de champ magnétique pour un courant inducteur de 15A. Nous avons ainsi réalisé une rampe de courant de 0 à 15A pour mesurer l’induction magnétique créée dans l’air, derrière le cryostat. Dans un premier, nous relevons l’induction magnétique radiale suivant la circonférence du cryostat au centre de l’inducteur (Fig. 3.23). Figure 3.23. Induction magnétique radiale pour un courant de 15A On constate tout d’abord que l’induction magnétique radiale relevée n’est pas symétrique, mais représente bien l’allure du flux magnétique d’un inducteur de machine synchrone 8 pôles. On peut expliquer les différences sur les valeurs maximales aux différents pôles par une mauvaise mise en position des bobines. En effet, l’inducteur est placé au fond du cryostat par une tige rigide en fibre de verre d’un diamètre fin devant sa longueur, de plus un jeu de 2mm est prévu de manière à l’insérer aisément, sans dégrader les entrées externes du fil supraconducteur. Cet inducteur étant étudiée, ici, seul dans l’espace, il ne peut donc se centrer à la première montée en champ magnétique (pas d’induit en vis-à-vis). C’est pourquoi nous avons représenté une allure réajustée de l’induction magnétique radiale, en compensant les valeurs sur deux pôles diamétralement opposés, c’est cette courbe qui servira de comparaison aux modèles numériques 3D proposés précédemment. Par contre, on relève au niveau des minimums de la sinusoïde des petits pics parasites. Ce phénomène traduit un écart entre les écrans supraconducteurs voisins. Les écrans étant placés dans des encoches sur le support en fibre de verre, le contact n’est pas assuré et des fuites magnétiques sont constatées. De plus, il peut également s’agir d’un état non supraconducteur du matériau sur la périphérie, ce qui donne ainsi un écart d’un point de vue magnétique et pas seulement un jeu mécanique.

Dans la suite, nous détaillerons cette carte de champ magnétique avec une étude restreinte à un quart de l’inducteur. Ceci nous permettra de relever un nombre de points plus important, pour plusieurs angles et différentes positions axiales, et ainsi d’avoir l’induction magnétique radiale, axiale et transverse en tous points.

0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0 60 120 180 240 300 360

Induction radiale relevée Induction radiale réajustée

B (

T)

Angle (°)

108

Figure 3.24. Induction magnétique radiale suivant la longueur d’inducteur pour un courant de 15A – Différentes positions angulaires Pour les positions angulaires comprises entre 9° et 45°, on visualise des inductions magnétiques présentes derrière un écran supraconducteur. Les courbes représentant les angles 4.78° et 47.8° sont situées à la frontière entre de l’air et un écran supraconducteur. Les autres faisceaux de courbes caractérisent l’espace d’air entre les plaques supraconductrices, zone de concentration de champ magnétique. La position axiale 0 représente le centre de l’inducteur et les relevés sont effectués contre le cryostat, soit la carte de champ magnétique de l’entrefer. Sur la figure 3.24, on voit deux faisceaux de courbes distincts, pour des valeurs axiales comprises entre -30mm et 30mm, le premier représenté par un dôme entre 0.28T et 0.4T correspond aux lignes de champ magnétique entre deux écrans et le second caractérisé par un creux correspond aux flux magnétique derrière les écrans. On retrouve bien les extremums de la figure 3.19, qui traduit l’induction magnétique radiale suivant la circonférence complète de l’inducteur. Au niveau des solénoïdes on constate que le champ magnétique décroit rapidement, jusqu’à changer de signes, cela représente la fermeture des lignes de flux magnétique. Remarque : La forme de l’induction radiale magnétique correspond à celle envisagée et elle est symétrique. Cependant elle n’est pas constante sur la longueur utile (-25 à 25mm) de l’inducteur. Le flux moyen utile suivant un pôle ne sera donc pas maximisé.

-0,2

-0,1

0

0,1

0,2

0,3

0,4

-100 -80 -60 -40 -20 0 20 40 60 80 100

9,56°

52,6°

81,27°Br

(T)

Z (mm)

109

Figure 3.25. Induction magnétique axiale suivant la longueur d’inducteur pour un courant de 15A – Différentes positions angulaires La figure 3.25 représente l’induction magnétique suivant la longueur de l’inducteur. Les deux solénoïdes supraconducteurs génèrent des champs magnétiques rentrant, ainsi sur l’extérieur de la machine on observe bien des champs magnétiques sortant, ce qui permet aux lignes de flux de se reboucler. On remarque que cette courbe admet une asymétrie par rapport à 0, cela caractérise le sens des lignes de champ magnétique, avec un maximum à la position axiale ± 60mm variant entre 0.15T et 0.25T selon la situation devant un écran supraconducteur ou non. Cette position axiale correspond au centre d’une bobine supraconductrice. Pour ce qui concerne l’induction magnétique azimutale, l’ordre de grandeur relevé est de 6mT, il est donc difficile de séparer le bruit de mesure du champ magnétique présent.

III.2.d. Comparaisons

Nous pouvons donc maintenant mener une comparaison entre les résultats obtenus avec le logiciel de calcul de champ magnétique Vector Fields 3D ® et ceux menés sur l’inducteur réel, cela pour un courant de 15A. On choisira les courbes représentatives de l’induction magnétique radiale et axiale entre deux écrans supraconducteurs suivant un quart de la structure et la courbe de l’induction magnétique radiale au centre suivant la circonférence complète.

-0,3

-0,2

-0,1

0

0,1

0,2

0,3

-100 -80 -60 -40 -20 0 20 40 60 80 100

9,56°

52,6°

81,27°Bz

(T)

Z (mm)

110

Figure 3.26. Induction magnétique radiale pour un courant de 15A – Comparaison Figure 3.27. Induction magnétique axiale pour un courant de 15A – Comparaison

-0,2

-0,1

0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

-100 -80 -60 -40 -20 0 20 40 60 80 100

Vector Fields 3D Expérimental

Br

(T)

Z (mm)

-0,4

-0,3

-0,2

-0,1

0

0,1

0,2

0,3

0,4

-100 -80 -60 -40 -20 0 20 40 60 80 100

Vector Fields 3D Expérimental

Bz

(T)

Z (mm)

111

Figure 3.28. Induction magnétique radiale pour un courant de 15A – Comparaisons Sur les trois courbes précédentes, on relève un écart important entre la partie expérimentale et les diverses courbes numériques réalisées par le logiciel à éléments finis 3D. Les extremums diffèrent légèrement, 0.37 T pour 0.42 T pour l’induction radiale maximale et 0.2 T pour 0.18 T pour le minimum. On peut expliquer cela par :

− Une conception non symétrique de l’inducteur, ce qui engendrerait plus de fuites magnétiques.

− Le modèle choisi pour les écrans supraconducteurs (µr = 10-3 H/m).

Cependant, on remarque que la l’allure générale de l’induction magnétique radiale est conservée, avec une pénétration réelle de champ magnétique entre deux écrans supraconducteurs mitoyens. De plus, on vérifie bien que l’inducteur seul dans l’espace présente énormément de fuites magnétiques, justifié en partie par la présence de 0.2T derrière un écran et à une distance de 15mm.

IV ESSAI MOTEUR

IV.1 Quelques modifications Suite à la conception et aux premiers essais réalisés par El Hadj Ailam au cours de ses travaux de recherches de 2003 à 2006, quelques détails mécaniques étaient à modifier pour pouvoir mieux exploiter cette machine. Tout d’abord, nous avons remplacé les galets permettant l’entraînement de l’induit ainsi que sa mise en position par des roulements à billes standards d’une bande de roulement deux fois inférieure et sans joints à lèvres. Evidemment il ne s’agit pas d’une solution viable à long terme, car l’usure de ces roulements devrait être rapide, cependant pour les essais souhaités cela permettra de limiter les frottements.

0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0 60 120 180 240 300 360

Expérimental Vector Fields 3D sans espacementVector Fields 3D espacement de 0,5mm Vector Fields 3D espacement de 1mm

Br

(T)

θ (°)

112

Nous avons également travaillé dans les locaux de Converteam Motors Nancy afin d’équilibrer la partie tournante. Le déplacement radial de l’induit est inférieur à 0.5mm à une vitesse de 750 tr/min. Des tapis anti vibration sont disposés sous le banc d’essai. Nous avons déjà vu précédemment que l’inducteur a été endommagé, la résine s’est craquelée et le fil supraconducteur s’est dégradé lors des premiers essais moteurs (essentiellement le fil d’entrée des bobines). Nous avons donc disposé deux supports en plexiglas pour maintenir le fil supraconducteur entre la canne en fibre de verre et les bobines, ce qui permet de réduire les vibrations et ainsi limité les risques de « quench ». Afin de favoriser le contact entre le fil supraconducteur venant des amenées de courant et celui des bobines supraconductrices, nous avons doublé ce câble sur une longueur de 5cm. Avec ces quelques modifications nous espérons atteindre la vitesse de rotation nominale. Cependant, nous ne pourrons exploiter cette machine supraconductrice au point de fonctionnement nominal prévu lors du dimensionnement, car :

− Les bobines en NbTi sont détériorées, ce phénomène est irréversible.

− Le moteur d’entrainement est d’une puissance de 5.5kW, ce qui est inférieur au 25kW prévu.

IV.2 Matériels Ces essais en génératrice du moteur supraconducteur synchrone à concentration de flux font suite à ceux déjà réalisés en 2005 par El Hadj Ailam. A cette période certains problèmes mécaniques n’avaient pas permis d’exploiter la machine à sa vitesse nominale de 750 tr/min.

Pour réaliser l’intégralité des essais d’un moteur supraconducteur, nous disposerons des facilités des installations de la faculté de sciences à l’université Henri Poincaré, à Vandoeuvre les Nancy (service commun de magnétisme). A cela s’ajoute tout le matériel spécifique dédié à la cryogénie du laboratoire Green.

On disposera donc du matériel suivant :

Classique

Spécifique supraconducteur

Appareils

Moteur asynchrone 5.5kW

Courroie de liaison Alimentation triphasée 380V

Onduleur triphasé Caisse de charge 4kW Tapis anti vibrations

Réservoir d’Hélium liquide Canne de transfert

Soupape de sécurité Groupe de pompes à vide et raccords

Alimentation stabilisé en courant 200A/4V Absorbeur d’énergie

Matériel de mesures

Voltmètres Ampèremètres

Sondes de courant Sondes de tension

Oscilloscope Capteur de vitesse

Micro Voltmètre Détecteur d’hélium liquide

Capteurs de pression (vide secondaire)

Tableau III.6. Matériel pour les essais du moteur supraconducteur au GREEN

113

Voici quelques photos du matériel utilisé : Figure 3.29. Transfert d’hélium, soupape de sécurité et cryostat

Amenées de courant

Vers pompes à vide

Cryostat Soupape de sécurité

Capteur de pression

Clapet anti retour (air)

Canne de transfert

Réservoir d’hélium

114

Figure 3.30. Groupe de pompage et contrôle de pression

IV.3 Essais en génératrice

IV.3.a. Modèle équivalent d’une phase statorique

Les essais machines d’un moteur électrique supraconducteur synchrone sont identiques à ceux d’une machine classique, à savoir un essai à vide, un essai en court circuit, qui permettent de déterminer le modèle équivalent puis un essai en charge. Nous réaliserons dans notre cas ces essais à un courant inducteur réduit de 15A, afin de pouvoir utiliser les bobines supraconductrices sans faire transiter le fil. Le schéma synoptique en figure 3.31 représente la salle d’expérience, Figure 3.31. Schéma synoptique complet du banc d’essai

Groupe de

pompage

Réservoir d’hélium

Caisse de charge 4kW

Oscilloscope

Soupape de sécurité

Réseau 380V / 50Hz

Onduleur triphasé

Moteur asynchrone

5.5kW

Cryostat +

Inducteur

Induit cuivre

Alimentation en courant

+ Absorbeur d’énergie

Détecteur d’hélium liquide

Vers cryostat

Etage primaire

Etage secondaire

115

Remarque :

On prendra soin pour des problèmes de compatibilité électromagnétique de brancher le variateur de vitesse et l’alimentation en courant sur des réseaux distincts, ainsi que de torsader leurs câbles d’alimentation. De plus, non représenté sur le schéma (faute de place pour une visibilité claire), une résistance de 3Ω est placée en parallèle des bobines supraconductrices. Il s’agit d’une résistance externe cablée sur les amenées de courant, dont le rôle est de dissipée l’énergie des bobines en cas de « quench » et de non fonctionnement de l’absorbeur.

Pour mettre en place cette expérience et conduire l’ensemble des essais, nous suivons ce protocole :

− Disposer l'ensemble moteur asynchrone - moteur supraconducteur sur le tapis antivibratoire.

− Relier le groupe de pompage au connecteur frontal du cryostat, donnant accès à l’enceinte à vide.

− Réaliser le vide primaire puis secondaire de cette chambre et vérifier à l'aide du capteur.

− Connecter la soupape de sécurité d'Hélium.

− Mettre en place le dispositif de réduction de fuite d’hélium (un tuyau relativement fin et percé). Le

système fonctionnant en circuit ouvert du fluide cryogénique, cette solution permet de réduire la consommation d'Hélium.

− Placer la perche pour le transfert et "pousser" l'Hélium à l'aide du ballon avec une pression < 200mbars

(afin de ne pas introduire d’air dans le circuit, ce qui créerait des bouchons de gel dans la canne). Vérification de présence d’Hélium liquide à l’aide du capteur.

− Suivre l’évolution de la résistance de l'inducteur supraconducteur (valeur décroissante avec la

température) pour repérer l’apparition de l'état supraconducteur de l’inducteur.

− Détecter le niveau d’Hélium. Le cryopompage étant plus performant que celui de la pompe à diffusion pour entretenir le vide secondaire, on ferme donc la vanne d’accès à la chambre à vide du cryostat, tout en gardant le groupe de pompage allumé en cas de problème (besoin de garder l’huile à haute température).

− Une fois à très basse température, connecter la résistance de protection en parallèle de la bobine

supraconductrice.

− Relier l'alimentation en courant.

− Le variateur est déjà branché sur l’induit de la machine asynchrone. Son alimentation est séparée de celle de l’alimentation en courant pour des problèmes de compatibilité électromagnétique (de même tous les câbles sont torsadés).

− Alimenter l’inducteur supraconducteur avec le courant souhaité (pour un essai en charge à 15A).

− Augmenter progressivement la vitesse du moteur asynchrone d’entrainement jusqu’à atteindre les 750

tr/min à l’induit tournant de la machine synchrone supraconductrice. Lors de cet étape, on ajuste le jeu de paramètres courant inducteur / vitesse de rotation, jusqu’à obtenir notre valeur nominale.

Pour ce qui concerne l’arrêt de l’expérience, il faut faire attention à ne pas stresser le fil supraconducteur. Pour cela nous procédons comme suit :

− Arrêt progressif de la rotation du moteur asynchrone (un arrêt brusque peut faire transiter le fil).

− Diminution du courant de l’inducteur selon une rampe de faible pente.

− Fin du transfert d’hélium liquide. On retire également la canne de transfert.

116

− On laisse la chambre cryogénique se réchauffer jusqu’à la température ambiante.

− Une fois à une température proche de celle de la pièce, nous pouvons retirer l’inducteur du cryostat.

Remarque : Ce protocole peut être accéléré légèrement en créant une micro fuite sur la chambre à vide. L’inconvénient principal est que le réchauffement de l’inducteur ne sera pas homogène et risque de créer des contraintes entre les différents matériaux. Figure 3.32. Moteur supraconducteur à concentration de flux – Essais Lors de l’expérimentation, les essais à vide et en court circuit ont permis d’utiliser l’inducteur avec un courant légèrement plus élevé que les 15A choisis par sécurité, ce qui permet de visualiser le coude de saturation de la force électromotrice à vide (Fig. 3.33). Cependant, lors de la conduite des essais en charge à la vitesse de rotation nominale de 750 tr/min, une augmentation de courant inducteur supérieure à 20A entraîne la transition

117

des bobines supraconductrices à l’état normal. Ceci peut s’expliquer pour 2 raisons, comme on a pu le vérifier sans induit les bobines NbTi n’ont pas les capacités souhaitées (thermique et magnétique), mais également par le fait qu’au delà de ce courant inducteur on dépasse la puissance fournie par le moteur asynchrone. Cela provoque de fortes vibrations répercutées sur la l’inducteur supraconducteur, et donc conduisent à une transition vers l’état normal. Figure 3.33. Essais à vide Figure 3.34. Essais en court circuit On constate l’apparition du coude de saturation du fer de la culasse d’induit sur la figure 3.33. Cela traduit un problème de dimensionnement ou de conception de l’induit, car cette valeur est relevée pour environ 15A.

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

0 5 10 15 20 25 30

U0

(V)

Ie (A)

0

1

2

3

4

0 3 6 9 12 15

Icc

(A)

Ie (A)

118

L’utilisation des essais à vide et en court circuit du moteur synchrone supraconducteur à concentration de flux permet, dans une zone linéaire, de déterminer la réactance synchrone, la résistance statorique ayant déjà été déterminée à chaud pour une valeur de 0.6Ω.

A vide :

Le courant d’induit est nul, on a donc une force électromotrice égale à la tension simple statorique à vide et un retard angulaire nul. On obtient donc l’expression de la mutuelle comme :

ω..2 2

eI

VM = (III.1)

En court-circuit : La tension d’induit est nulle, on peut donc exprimer la réactance statorique en fonction de la force électromotrice à vide et du courant de court circuit d’induit, toutes deux fonction linéaire (coefficients K1 et K2) du courant inducteur s’il est inférieur à 18A.

2

2

2

12

2

2

12

2

2

2ss

e

es

ccs R

K

KR

IK

IKR

I

EX −

=−

=−

= (III.2)

Figure 3.35. Schéma équivalent d’une phase statorique Les valeurs données dans le tableau suivant correspondent aux essais à vide et en court circuit réalisés à une vitesse de rotation de 750 tr/min, pour les grandeurs normalisées il s’agit d’un essai à puissance réduite mais à vitesse nominale, que l’on explique par un courant inducteur de 15A.

Eléments

Valeur p.u.

Rs 0.6 Ω 0.012 Xs 5.67 Ω 0.11

Tableau III.7. Données du modèle équivalent d’une phase statorique En comparaison avec une machine synchrone classique de 10kW, la réactance synchrone est 3 à 4 fois plus petite, ce qui réduit son influence en régime transitoire.

E V

jX s Rs

119

-25

-20

-15

-10

-5

0

5

10

15

20

25

0 0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 0,06 0,07 0,08 0,09 0,1

U12

U23U31

-50

-40

-30

-20

-10

0

10

20

30

40

50

0,03 0,04 0,05 0,06 0,07 0,08 0,09

U12

U23

U31

IV.3.b. Essais en charge

La conduite des essais est effectuée avec un courant inducteur de 15A, nous réaliserons les relevés des tensions et du courant d’induit pour des vitesses de rotation de 450 tr/min et 750 tr/min. Figure 3.36. Tensions composées d’induit – 450 tr/min Figure 3.37. Tensions composées d’induit – 750 tr/min

120

On constate une dégradation des formes d’ondes statorique lorsque la vitesse atteint le régime nominal de 750 tr/min. Ceci peut s’expliquer par de fortes vibrations à l’approche des performances maximales du moteur d’entrainement et de fortes contraintes sur les roulements lorsque l’induction magnétique radiale atteint une certaine valeur. Si à ce point de fonctionnement on augmente légèrement le courant inducteur, le fil supraconducteur transite à l’état normal.

IV.3.c. Conclusion

Les essais réalisés ont permis d’obtenir un modèle équivalent de la machine supraconductrice synchrone à concentration de flux, à sa vitesse de rotation nominale de 750 tr/min. Cependant, la contrainte sur l’amplitude du courant inducteur n’a pas permis d’amener ce moteur à sa pleine charge. En sachant, d’après les travaux d’El Hadj Ailam, que l’induit n’a pas été dimensionné comme souhaité (une force électromotrice à vide de 143V au lieu de 230V à cause d’une longueur utile plus courte de 30mm), on peut apporter un ratio de comparaison dans le tableau suivant :

Excitation Force électromotrice à vide

Conception (El Hadj Ailam)

70 A 143 V

Essais

15 A 23.1

Tableau III.8. Comparaison essai à vide / dimensionnement On relève un écart de 25% entre l’induit réalisé et les valeurs relevées, on peut expliquer cet écart par le fait que l’induction magnétique radiale n’est pas constante sur toute la longueur utile de la machine (Fig. 3.24 et 3.26). De plus, l’espacement entre les écrans supraconducteurs à un impact sur la concentration de flux. L’essai en charge permet de confirmer le fonctionnement d’un moteur synchrone à inducteur supraconducteur à concentration de flux magnétique. La diminution de la longueur utile de 30 mm, due à la taille des plaques supraconductrices, a impliqué la conception d’un moteur supraconducteur de 15kW au lieu de 25kW. Cependant, plusieurs problèmes de conception et de disponibilité de matériel de forte puissance (moteur asynchrone, variateur…) n’ont pu permettre une utilisation à pleine puissance.

V EXTRAPOLATION VERS DES PUISSANCES PLUS ELEVEES On convient que les possibilités d’augmenter la puissance de ce type de machines électriques sont multiples, dans notre cas nous pouvons étudier l’impact d’une modification de cet inducteur supraconducteur avec un induit cuivre classique associé. Des augmentations significatives sont possibles en modifiant :

− Les matériaux supraconducteurs.

− La température et le fluide cryogénique utilisé.

− La longueur de la machine.

La première proposition aura un impact direct sur le diamètre de l’inducteur, la caractéristique du fil supraconducteur imposant un rayon maximal au delà du quel l’induction magnétique créée admet une limite maximale. La température de fonctionnement est directement liée au fil utilisé ainsi qu’au dispositif cryogénique mis en place. Pour l’augmentation de la longueur de la machine, elle est directement liée à la dimension des écrans supraconducteurs disponibles. Il est possible d’empiler plusieurs « bulks » pour obtenir une longueur utile plus importante, néanmoins elle doit rester en adéquation avec la variation d’induction radiale suivant l’axe de la

121

machine et demande également une mise en place précise, pour ne pas générer des fuites trop élevées ou un déséquilibre magnétique des pôles.

Sur cette structure, El Hadj Ailam a déjà proposé une étude comparative de moteurs supraconducteurs de plusieurs MW, avec des structures utilisant du BSCCO à 4.2K ou 20K et fait apparaître les diamètres intéressant pour chaque solution fil supraconducteur / température cryogénique. Dans cette étude numérique, nous nous intéressons à une structure identique au moteur qui a été conçu ou nous souhaitons augmenter la puissance. Cet inducteur a été optimisé, ainsi la seule façon d’obtenir une puissance plus élevée est de considérer une structure multi-inducteur.

V.1 Structure proposée

Afin d’augmenter la puissance de ce moteur avec un accroissement de la longueur utile, tout en conservant le même inducteur modèle, nous choisissons d’étudier le cas d’une structure triple. Cet allongement est mis en place par quatre solénoïdes en NbTi, réunis par trois ensembles d’écrans supraconducteurs en YBCO. Les deux solénoïdes internes permettent à la fois de générer le flux sur les parties externes (en +Bmax) et en même temps le flux sur la partie centrale (en -Bmax). Afin de conserver une répartition et un rebouclage global du flux magnétique et une bonne répartition pôle Nord / pôle Sud, on dispose sur les extrémités de deux inducteurs modèles présentés dans les paragraphes précédents de ce chapitre, reliés par huit plaques supraconductrices avec une rotation de quarante cinq degrés. Ce système permet de conserver une même variation de flux magnétique, tout en conservant la concentration de flux magnétique [MOU2010]. Figure 3.38. Inducteur multistacks Figure 3.39. Inducteur multistacks – Ligne de flux

Champ magnétique créé

Champ magnétique résultant concentré

Courant inducteur

Bobines supraconductrices

Bulks

φφφφ φφφφ

122

V.2 Modélisation Cette structure à trois étages à concentration de flux magnétique a été saisie sous Vector Fields 3D ®, augmentant la longueur utile de ce moteur synchrone de 50mm à 250mm, y incluant ainsi deux bobines supraconductrices (Fig. 3.38). On choisit d’étudier cette machine électrique au point de fonctionnement initialement prévu, on apportera donc des éléments de comparaison avec un induit identique (nombre d’encoches, nombre de conducteurs), mais de longueur de fer 250mm, en appliquant un courant inducteur de 70A. Les dimensions sont rappelées dans le tableau 3.9. Solénoïdes

4

Matériau NbTi Longueur (mm) 50 Rayon interne (mm) 75 Rayon externe (mm) 105 Plaques supraconductrices

24 (3 jeux)

Matériau YBCO mono domaine Longueur (mm) 50 Largeur (mm) 40 Epaisseur (mm) 5 Induit

1

Matériau Bobinage cuivre et culasse ferromagnétique Longueur utile (mm) 250 Rayon d’alésage (mm) 120 Nombre d’encoche 72 Tableau III.9 Dimension du moteur synchrone à concentration de flux - Version multistacks Figure 3.40. Modèle de l’inducteur multistacks sous Vector Fields 3D ®

123

Figure 3.41. Ligne de flux de l’inducteur multistacks La valeur de l’induction relevée sur la figure 3.41 correspond à une distance radiale de 1mm, cela correspond aux zones à fortes concentrations de flux, et la valeur maximale est bien inférieure au champ critique du NbTi à 4,2K. Si on se place à une distance de 20mm de l’inducteur (cryostat + entrefer mécanique), on obtient l’induction magnétique radiale qui génère le couple de ce moteur électrique. Dans le cas d’un courant inducteur de 70A, et pour des écrans supraconducteurs parfaitement jumelés, cette valeur décroit à 2.3T. On obtient ainsi, avec une topologie d’inducteur à 3 étages, une puissance de 25kW. Cette structure remplie bien la fonction souhaitée en apportant une augmentation de 60% sur la puissance électrique du moteur. On peut expliquer qu’il ne s’agit que d’une légère augmentation par le fait que l’induction magnétique radiale admet une fluctuation plus élevée suivant l’axe de la machine. En effet, dans cette structure 2 solénoïdes sont inclus dans la longueur utile, ce qui diminue le flux magnétique moyen par pôle. Ainsi, pour un inducteur multistack il ne faudra peut être pas s’attarder sur le dimensionnement d’une partie mais le faire de façon globale, par exemple trouver un compromis entre la largueur des solénoïdes internes et la longueur utile maximale, afin d’obtenir le flux moyen utile par pôle le plus élevé.

De plus, ce type de topologie deviendra peut être plus intéressant avec d’autres matériaux supraconducteurs pour la conception des bobinages ou le diamètre sera plus élevé. Si l’encombrement est limité, une longueur utile plus importante pourra se justifier, encore plus si l’induction magnétique radiale est plus forte, une faible fluctuation de l’induction magnétique radiale suivant l’axe aura moins d’impact pour un utilisateur (environ la même fluctuation, qu’on génère 1T ou 4T).

124

VI CONCLUSION Dans ce chapitre nous avons présenté une étude globale du moteur synchrone supraconducteur à concentration de flux, pour cela nous avons conduit plusieurs études comparatives entre les premiers modèles établis par Philippe Masson et El Hadj Ailam, des simulations par éléments finis 3D sous Vector Fields ® et les parties expérimentales dédiées aux deux inducteurs et au moteur. Bien que certains écarts apparaissent entre les différents modèles numériques et les essais réalisés, on convient que les résultats sont cohérents et demeurent assez proches. Cela permet de conforter le concept de la topologie à concentration de flux, ainsi que le bon fonctionnement du moteur. Cependant, la réalisation de la machine n’a pas répondu pleinement au cahier des charges, avec notamment une puissance moindre que celle envisagée. On retiendra des limitations essentiellement dues à une longueur utile plus faible que le dimensionnement souhaité, entraînant une diminution de 60% de la puissance maximale. De plus, l’association d’écrans supraconducteurs jumelés a impliqué des fuites magnétiques, ce qui est dommageable pour le rendement global. Néanmoins, les simulations réalisées sous le logiciel par éléments finis 3D montrent des capacités intéressantes et permettent d’évaluer les conséquences de ces problèmes de conception et d’assemblage. A cela s’ajoute une étude numérique sur l’influence d’une structure multistacks, les résultats affirment bien une augmentation de la puissance de ce moteur, mais qui demande une étude plus poussée pour vérifier un intérêt radical de cette structure.

125

126

CHAPITRE 4 - MOTEUR A PAN COUPÉ

127

128

TABLE DES MATIERES DU CHAPITRE 4

I INTRODUCTION .......................................................................................................................................... 130

II STRUCTURE D'INDUCTEUR DE LA MACHINE ................................................................................. 130 II.1 Présentation ............................................................................................................................................. 130 II.2 Méthode de calcul.................................................................................................................................... 133

III MODELISATION DE L’INDUCTEUR A PAN COUPE........................................................................ 133 III.1 Première structure................................................................................................................................... 134

III.1.a. Première approche................................................................................................................. 134 III.1.b. Réduction de fuites magnétiques............................................................................................ 137

III.2 Etude de formes...................................................................................................................................... 138 III.2.a. Paramètres............................................................................................................................. 138 III.2.b. Diamètre externe d’un solénoïde............................................................................................ 140 III.2.c. Longueur d’un solénoïde........................................................................................................ 142 III.2.d. Longueur utile........................................................................................................................ 144 III.2.e. Diamètre interne d’un solénoïde............................................................................................ 146 III.2.f. Conclusion.............................................................................................................................. 148

IV PERSPECTIVES ......................................................................................................................................... 149

129

130

I INTRODUCTION Actuellement, on constate que le panorama des machines électriques supraconductrices peut être séparé en deux catégories, les machines envisagées comme applications réelles d’une installation technologique et d’un autre coté les projets permettant d’étudier l’impact de différentes structures. L’étude bibliographique menée dans le premier chapitre montre que :

− La première catégorie regroupe essentiellement des machines synchrones à inducteur supraconducteur. Ces machines électriques sont, en général, réalisée dans d’importants projets mondiaux gérés par des industriels avec des aides conséquentes (Europe, budget de l’armée de différents pays…). On remarque donc une innovation globale du produit, permettant d’offrir une identité visible et essentielle des matériaux supraconducteurs avec des projets qui aboutissent. Cependant, l’évolution radicale des machines électriques à matériaux supraconducteurs ne viendra peut être pas de cette manière.

− La seconde catégorie étudie les répercussions de l’utilisation de différents matériaux supraconducteurs,

fils ou matériaux massifs, utilisés pour différentes structures et géométrie. Ces topologies, qu’elles soient simples ou complexes, demandent plus de temps de réflexion et un certain recul. Ces machines couvrent un spectre de type de moteurs électriques des plus larges, et sont en général proposées par des laboratoires universitaires, l’importance du résultat immédiat étant moins déterminante dans le choix des projets à mener.

Les travaux antérieurs, menés dans le laboratoire du Groupe de Recherche en Electrotechnique et Electronique de Nancy, ont montrés l’attachement à un regard atypique et original de l’utilisation des différents matériaux supraconducteurs dans les machines électriques. Récemment deux projets intervenant dans les travaux de thèse de Messieurs Philippe Masson et El Hadj Ailam, se succédant, ont démontrés qu'on pouvait utiliser des écrans supraconducteurs pour modifier et concentrer un flux magnétique. Comme présenté dans le chapitre précédent, une maquette réduite d'inducteur a été réalisée, ce qui a permis de valider le principe de concentration de flux et d’aboutir trois ans après à un moteur supraconducteur de quelques kilowatts. Dans ce projet, la volonté de rupture technologique avec les inducteurs actuels a été un point déterminant pour le dimensionnement de ce modèle magnétique. Fort d’une expérience de trois moteurs supraconducteurs, de topologies différentes, et à l’origine de l’utilisation de matériaux massifs pour une application originale à concentration de flux, nous proposons ainsi dans ce chapitre l’étude du moteur supraconducteur dit à pan coupé. L’objectif principal est de proposer une topologie adaptée à l’utilisation à fort champ magnétique des supraconducteurs, comme à leur capacité. C’est pourquoi, on a fixé comme critère primordial un choix arbitraire d’une variation de l’induction magnétique radiale de 5T.

En effet, la volonté de ce travail de thèse est de proposer une structure innovante se démarquant des topologies actuelles de machines électriques réalisées avec des bobines supraconductrices, une solution de moteur supraconducteur ne se réduit pas forcément à un moteur classique disposant d'enroulements supraconducteurs. De plus la topologie suggérée devra permettre une rupture technologique importante, on entend de ce fait une augmentation du niveau d'induction magnétique présent dans l'entrefer. On envisage ainsi une variation de l'induction de l'ordre de 5T, en comparaison au 2T actuel (±1T).

II STRUCTURE D'INDUCTEUR DE LA MACHINE

II.1 Présentation On propose d'étudier une géométrie composée de deux solénoïdes supraconducteurs, d'axe identique et générant un champ magnétique de même direction. Ces deux solénoïdes, espacés d’une certaine distance, génèrent des champs magnétiques propres B1 et B2, ainsi le champ magnétique résultant de cette association série est porté par l’axe commun les traversant en leurs centres (Fig. 4.1).

Pour obtenir une variation de flux nous devons donc ajouter entre ces bobines un dispositif ayant une influence sur le champ magnétique. Afin de réaliser une variation de l’induction magnétique radiale selon la

131

circonférence de l’inducteur, on dispose entre ces solénoïdes et incliné suivant la longueur de cet inducteur, un supraconducteur massif, ayant un rôle d'écran magnétique.

La géométrie ainsi obtenue permet d’obtenir une structure de machine 2 pôles (Fig. 4.2), fonctionnant

sur le principe des machines synchrone à griffe. Pour la suite, on prendra comme hypothèse future des simulations un écran d’un seul bloc et d’épaisseur double pour modéliser notre topologie. Figure 4.1. Champ magnétique créé par deux bobines de même axe et de flux de même direction

Figure 4.2. Structure de l'inducteur supraconducteur à pan coupé

Solénoïdes supraconducteurs

Ecran supraconducteur

z

r θ

Sens du courant Induction magnétique

Sens du courant

B1 B2

Bc : champ magnétique résultant de B1 et B2

z

132

En effet, lors de l’utilisation de plaques supraconductrices massives sous un champ magnétique, des courants surfacique sont créés dans le matériau et lui donne une caractéristique de barrière magnétique. Ainsi, les lignes de flux magnétique se boucleront au travers de la culasse statorique si l’entrefer a une épaisseur raisonnable devant la longueur d’induit. Ce principe ressemble à celui utilisé dans les machines électriques à griffes, ces griffes étant remplacées par un écran supraconducteur à pan coupé qui repousse le champ magnétique. Au regard de cette géométrie, on comprend aisément qu’il s’agisse d’une structure à 2 pôles et qu’en augmenter le nombre tout en conservant cette géométrie parait difficile. L’étude de cette structure restera assez générale et on se concentrera sur l’étude des lignes de flux magnétique, une première optimisation des dimensions, pour aboutir finalement à une puissance électrique envisageable avec cet inducteur et un induit cuivre classique. En ce qui concerne les pastilles supraconductrices, plusieurs formes sont actuellement disponibles, pour des dimensions maximales de 50mm en largeur comme en longueur, et de 5mm d’épaisseur (Fig. 4.3). La Dernière forme créée répond essentiellement au besoin d’assemblage pour réaliser des écrans magnétiques de grandes tailles. Pour cela, nous pouvons jouxter et superposer plusieurs éléments (Fig. 4.4) et ainsi réduire les fuites magnétiques présentes aux frontières (chapitre 3 – III.2). Pour les moteurs électriques réalisés avec des supraconducteurs massifs et pour une induction magnétique radiale de 1T dans l’entrefer, les efforts appliqués sont 100 fois plus faibles que la tenue mécanique de la fibre de verre. Figure 4.3. Différentes formes de supraconducteurs massifs Figure 4.4. Association de pastilles supraconductrices hexagonales sur 2 couches

133

II.2 Méthode de calcul Dans ce chapitre, il est question de vérifier l’intérêt de cette structure pour les moteurs électriques synchrones en utilisant dans la modélisation des solénoïdes fort champ magnétique et un écran supraconducteur incliné. Une fois un premier modèle d’inducteur déterminé on pourra proposer l’étude d’une machine supraconductrice synchrone à pan coupé et estimer la puissance électrique et le couple massique et les comparer aux moteurs supraconducteurs réalisés actuellement.

En regardant la géométrie à pan coupé de l’inducteur (Fig. 4.2), on constate que seule une étude en 3 dimensions permettra d’évaluer correctement cette topologie. Pour cela, nous utiliserons le logiciel de calcul par éléments finis Vector Fields 3D ®.

Dans ce chapitre, nous n’envisagerons pas un dimensionnement exact mais une solution réaliste. C’est

pourquoi, la modélisation des bobines supraconductrices sera définie avec une densité de courant de 100 A/mm², ce qui semble une valeur cohérente à la vue des fils réalisés actuellement en BSCCO et grandement inférieure à la densité de courant critique de l’YBCO et de l’évolution des systèmes cryogéniques (puissance des cryocoolers en hausse). Pour ce qui est de caractériser l’écran supraconducteur, on définira un seul matériau de perméabilité de 10-3 H/m.

Le tableau IV.1 présente les outils de travails et hypothèses effectuées, ainsi que les objectifs fixés.

Outils et hypothèse de travail

Objectifs

• Outil de calcul : Vector Fields 3D ®. • Bobines supraconductrices : densité de courant de

100 A/mm², non maillée dans • Ecran supraconducteur : simplifié à un seul

volume de perméabilité 10-3 H/m. • Saut technologique suivant l’induction

magnétique radiale créée.

• Validation de la topologie à pan coupé • Dimensionnement d’un inducteur d’induction

magnétique radiale maximale de 2.5T (∆B = 5T). • Dimensionnement d’un moteur électrique

supraconducteur à pan coupé

Tableau IV.1 Problématique du moteur à pan coupé

III M ODELISATION DE L’INDUCTEUR A PAN COUPE Dans cette partie, nous présenterons d’abord une étude simple de cette géométrie, comprenant seulement les bobines supraconductrices et l’écran supraconducteur. Cela permettra d’obtenir de premiers résultats sur l’induction magnétique radiale, caractérisant la grandeur la plus importante. A la vue de ces résultats, nous suggérerons ensuite comment améliorer cette structure. Enfin, une étude de forme de l‘inducteur sera réalisée, afin de connaître l’influence de paramètres comme le diamètre de l’inducteur ou la longueur utile, sur l’allure de l’induction magnétique radiale. La géométrie sera optimisée pour répondre à un champ magnétique radial de 2.5 T.

134

III.1 Première structure

III.1.a. Première approche

Avec les connaissances et le vécu du laboratoire sur des dimensionnement originaux d’inducteur de moteurs synchrones supraconducteurs, nous gagnerons un temps précieux sur l’étude d’une première géométrie. Cela nous permet de proposer une forme globale permettant d’obtenir des lignes de flux à un niveau d’induction raisonnable, en utilisant un pan coupé (Fig. 4.5). Cet écran supraconducteur sera collé aux solénoïdes supraconducteurs de manière à minimiser les fuites magnétiques. Sa largeur déterminera plus tard la longueur utile de notre moteur. Figure 4.5. Ecran supraconducteur dit à pan coupé La géométrie de cet inducteur est modélisée dans le logiciel de résolution par éléments finis 3D Vector Fields ® (Fig. 4.6), elle est relativement simple à mettre en œuvre. Cette structure a également l’avantage de ne proposer qu’un matériau, qui correspond à l’écran supraconducteur de perméabilité 10-3 H/m, dans un volume d’air aux frontières lointaines. Ainsi le temps de calcul pour ce problème sera relativement court, travaillant en linéaire. Figure 4.6. Inducteur à pan coupé simple

Ecran supraconducteur

Solénoïdes HTS

135

Pour avoir une première idée de l’allure réelle de la variation de l’induction magnétique radiale créée par cette topologie à pan coupé, nous choisirons le jeu de valeurs du tableau V.2. La longueur utile définie l’espacement entre les deux solénoïdes suivant leur axe, comprenant l’écran supraconducteur. Cette longueur définie par défaut les dimensions de la plaque, bornée par les bobines. Connaissant les dimensions actuelles des bulks, l’épaisseur du pan coupé est fixée arbitrairement à 10 mm.

Paramètres géométriques

Valeur

Bobines supraconductrices

2

Rayon extérieur Rayon intérieur Longueur Densité de courant dans les solénoïdes

200 mm 100 mm 100 mm 100 A/mm²

Ecran supraconducteur

1

Longueur utile Epaisseur de l’écran supraconducteur

100 mm 10 mm

Tableau IV.2 Dimension de l’inducteur à pan coupé simple Avec ce jeu de paramètres, on constate que l’allure l’induction magnétique radiale correspond bien à une répartition de forme sinusoïdale d’inducteur 2 pôles suivant la circonférence complète de l’inducteur (Fig. 4.7). Cette courbe est relevée à une distance de 20mm de l’inducteur et au milieu de la longueur utile. On constate que l’induction magnétique radiale maximale est proche de 1 T, ce qui est relativement faible devant le champ magnétique créé par les solénoïdes (Fig. 4.8). Figure 4.7. Induction magnétique radiale de l’inducteur à pan coupé simple

-1,5

-1

-0,5

0

0,5

1

1,5

0 60 120 180 240 300 360Br

(T)

θ (°)

136

Figure 4.8. Champ magnétique créé par le solénoïde d’entrée Figure 4.9. Surface de calcul La courbe 4.8 correspond à la répartition du champ magnétique créé par un solénoïde et modifié par la présence de l’écran supraconducteur incliné. On constate que la valeur maximale est concentrée à coté de l’écran. La différence entre le champ magnétique relevé à 20 mm et celui généré à coté d’une bobine est importante, avec une diminution de plus de 3T. Cette première structure présente trop de fuite magnétique.

r

Evaluation du champ magnétique créé

137

Figure 4.10. Induction magnétique radiale dans l’entrefer

III.1.b. Réduction de fuites magnétiques

En effet, il n’est pas seulement intéressant de pouvoir utiliser les matériaux supraconducteurs pour générer de fort champ magnétique, encore faut pour l’utiliser au mieux pour l’induction magnétique radiale, qui aura toute son importance dans la puissance électrique et le couple du moteur. Dans un premier temps, nous avions proposé une structure d’inducteur entièrement supraconducteur, une réflexion analogue à la conception de l’inducteur à concentration de flux. Seulement, dans cette topologie les solénoïdes créent des champs magnétiques de même direction et l’écran supraconducteur sert simplement à guider le flux. Nous constatons donc une forte concentration de fuites magnétiques autour des bobines, diminuant l’impact de l’induction radiale utile (Fig. 4.11). Figure 4.11. Problèmes de la structure « air » de la première version de l’inducteur à pan coupé

z

Sens du courant

Induction magnétique utile

Fuites

Fuites

Br

(T)

r (mm)

0

0,5

1

1,5

2

2,5

3

195 210 225 240 255

138

Nous proposons donc d’ajouter un matériau dans la longueur utile de cet inducteur. Son rôle est de canaliser un maximum de flux magnétique vers le centre du moteur, pour augmenter l’induction magnétique radiale (Fig. 4.12). Figure 4.12. Induction magnétique radiale dans l’entrefer Avec le fer ajouté comme « guideur de flux », nous parvenons avec les mêmes dimensions d’écran et de solénoïdes supraconducteurs à une induction magnétique radiale de 2T, à une distance de 20mm d’entrefer. On double ainsi le flux utile par pôle.

III.2 Etude de formes

III.2.a. Paramètres

L’ inducteur à pan coupé décrit précédemment est donc constitué de deux solénoïdes co-axiaux de même sens, d’un écran supraconducteur incliné suivant la longueur de la structure et d’un dispositif ferromagnétique pour canaliser le flux entre les bobines.

Il est évident que pour des diamètres d’inducteur important nous sommes limités par les dimensions maximales des plaques supraconductrices, pour le moment limité à des grandeurs de 50mm. Un écran de grande taille est alors réalisé avec plusieurs éléments (Fig. 4.4), sur une double épaisseur pour limiter au maximum les fuites magnétiques suivant l’axe Dans cette section, nous discuterons de l’influence des dimensions des différents paramètres sur le dimensionnement de l’inducteur (Fig. 4.13). Pour cela, nous choisissons d’étudier le flux sur la périphérie de l’inducteur, suivant la longueur utile et à une distance de 20 mm d’entrefer. Ces paramètres sont rappelés dans le tableau IV.3. Rappelons quelques hypothèses de départ à notre modélisation :

− Un écran massif d’épaisseur 10 mm, soit la dimension de l’empilement de deux supraconducteurs massifs actuels. Dans le cas d’une conception le matériau utilisé sera certainement de l’YBCO, nous fixerons comme dans le chapitre précédent une perméabilité de 10-3 H/m.

− Les solénoïdes supraconducteurs seront considérés comme étant des matériaux à hautes températures

critiques. On veillera à contrôler le champ magnétique transverse, paramètre limitant du fil. En ce qui concerne le rayon de courbure, le fait de construire des solénoïdes de grande dimension permet de ne pas trop déformer le fil et donc la mise en forme ne devrait pas l’endommager. A la vue des fabrications actuelles, nous choisissons de fixer la densité de courant inducteur à 100 A/mm².

Sens du courant

Fuites

Induction magnétique utile

Fuites

Induction créée Induction créée

139

Figure 4.13. Paramètres de l’inducteur à pan coupé

Paramètres géométriques

Caractéristiques

Rext

Rint

L

d

e

Rayon inducteur externe

Rayon inducteur interne

Longueur d’une bobine

Longueur utile

Epaisseur de l’écran

Tableau IV.3 Paramètres de l’inducteur à pan coupé Figure 4.14. Modèle de l’inducteur à pan coupé sous Vector Fields 3D ®

e

Rext Rint

d L

z

140

III.2.b. Diamètre externe d’un solénoïde

Pour choisir un premier point de départ à la géométrie, on s’appuie sur l’inducteur à concentration de flux magnétique déjà réalisé au laboratoire. Comme on désire obtenir une variation de l’induction magnétique radiale de 5T, on prendra des valeurs plus élevées pour les dimensions des deux solénoïdes. Afin de débuter l’étude paramétrique, on fixe les trois variables restantes :

Paramètres géométriques

Valeurs

Rext

L

d

Rint

Variable

75

100

50

Tableau IV.4 Etude paramétrique – Rayon externe des bobines

Figure 4.15. Induction radiale magnétique On constate pour un inducteur avec un diamètre de petite dimension que l’allure de l’induction magnétique radiale se rapproche de celle de la structure sans fer. On a ainsi une forme presque trapézoïdale de faible niveau d’induction, le fait que le fer ne soit pas saturé permet aux lignes de flux de se reboucler par le chemin le plus facile, qui est en général le plus court, autour des bobines. Avec les autres paramètres fixés aux valeurs du tableau IV.4, un rayon inducteur supérieur à 100 mm est intéressant. A une distance de 20 mm, on relève une variation de l’induction radiale magnétique supérieure de 3 T à 8 T dans l’air. Il n’était pas nécessaire d’étudier des rayons de dimensions supérieurs, tout d’abord pour garder une géométrie proportionnée, puis pour ne pas dépasser le champ magnétique critique sur fil, qui correspond à celui créé par les solénoïdes suivant l’axe de l’inducteur.

Br

(T)

θ (°) -5

-4

-3

-2

-1

0

1

2

3

4

5

0 60 120 180 240 300 360

Rext : 100mm Rext : 200mm Rext : 450mm

141

Figure 4.16. Décroissance de l’induction radiale magnétique

Le point initial de relevé de concerne le rayon externe de l’inducteur, on observe donc la décroissance de l’induction dans l’air (dans l’entrefer), une diminution de près de 0.5 T sur chaque courbe. On comprend ainsi doublement l’intérêt de travailler à fort champ magnétique, premièrement les matériaux supraconducteurs peuvent fournir de tel niveau d’induction. De plus, le fait de les utiliser impose la contrainte d’un système cryogénique, notamment d’un cryostat dans l’entrefer, il n’est donc pas intéressant de disposer de ces matériaux si c’est pour fournir un champ magnétique utile à l’induit plus faible qu’une machine classique. Figure 4.17. Influence du rayon externe

Pour ce qui est de l’influence du rayon externe des bobines sur l’induction radiale magnétique, on constate que lorsque ce rayon est d’une valeur proche de la longueur d’une bobine et de l’espacement, elle augmente fortement, puis sature pour des valeurs plus élevées.

Rext (mm)

Br

(T)

0

0,5

1

1,5

2

2,5

3

3,5

4

0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 500

Br

(T)

r (mm)

0

0,5

1

1,5

2

2,5

3

3,5

4

4,5

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20

Rext : 100mm Rext : 200mm Rext : 450mm

142

III.2.c. Longueur d’un solénoïde

Maintenant que l’évolution de l’induction magnétique radiale a été considérée en fonction du rayon inducteur, il est important d’étudier l’influence de la largeur d’une bobine. Pour cela, on fixe les trois autres paramètres aux valeurs suivantes :

Paramètres géométriques

Valeurs

L

d

Rint

Rext

Variable

100

50

200

Tableau IV.5 Etude paramétrique –Largeur des bobines Figure 4.18. Induction radiale magnétique On observe que l’amplitude de l’induction magnétique radiale dépend fortement de la longueur des bobines. L’augmentation principale se situe sur les cents premiers millimètres, ou le niveau d’induction triple.

Br

(T)

θ (°)

-4

-3

-2

-1

0

1

2

3

4

0 60 120 180 240 300 360

L : 25mm L : 75mm L : 200mm

143

Figure 4.19. Décroissance de l’induction radiale magnétique

En observant la décroissance de l’induction magnétique suivant l’éloignement radial, 0 représentant le rayon externe de l’inducteur, on observe trois comportements. Pour les bobines les plus fines, on remarque que cette décroissance est relativement faible. A l’opposée, pour les bobines les plus larges, on vérifie que l’induction magnétique créée est bien plus importante, par contre elle diminue relativement vite pour presque atteindre celle générée par des solénoïdes deux fois moins large, à 20 mm de distance. Pour les largeurs comprises entre 25 mm et 100 mm, la réduction de l’induction magnétique radiale admet une différence équivalente. Figure 4.20. Influence de la longueur d’une bobine L’induction magnétique radiale augmente en même temps que la longueur des bobines supraconductrices. On peut dissocier sur la courbe précédente deux zones, la première pour des valeurs inférieures à 100 mm ou elle croit fortement, la seconde dépassé cette valeur ou elle admet une évolution réduite. Souhaitant une induction magnétique de 2.5T, on choisit une longueur de 75 mm pour chaque bobine.

Br

(T)

L (mm)

0

0,5

1

1,5

2

2,5

3

3,5

4

0 50 100 150 200 250

Br

(T)

r (mm)

0

0,5

1

1,5

2

2,5

3

3,5

4

4,5

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20

L : 25mm L : 75mm L : 200mm

144

III.2.d. Longueur utile

On connaît maintenant l’effet des caractéristiques externes des bobines, on va donc s’intéresser à l’influence de la distance entre deux solénoïdes. Cette dimension sera importante pour un futur dimensionnement d’inducteur, puisqu’elle traduit la longueur utile. Elle permettra donc de d’utiliser au mieux le champ magnétique créé, en maximisant le flux utile par pôle. Pour cela on prend comme dimensions fixes :

Paramètres géométriques

Valeurs

d

Rint

Rext

L

Variable

50

200

75

Tableau IV.6 Etude paramétrique –Longueur utile Figure 4.21. Induction radiale magnétique On observe que de 0 à 20°, l’évolution de l’induction radiale magnétique croit de manière identique (superposition des courbes). Puis de 20° à 160°, les courbes traduisant des distances importantes entre les bobines admettent une valeur maximale constante, caractérisée par un plateau. On est limité par des fuites magnétiques trop importantes.

Le choix de l’espacement est lié à l’induction radiale maximale, pour de performance maximale de

l’inducteur. Cependant, il faudra dans le cas d’une étude de moteur à pan coupé choisir le meilleur compromis entre induction magnétique maximale et longueur utile de la machine, pour obtenir un couple maximal.

Br

(T)

θ (°)

-3

-2

-1

0

1

2

3

0 60 120 180 240 300 360

d : 100mm d : 200mm d : 500mm

145

Figure 4.22. Décroissance de l’induction radiale magnétique Comme précisé précédemment, l’évolution des courbes correspondant aux longueurs utiles de 50 mm et 100 mm est similaire et légèrement décalée. Pour de grandes dimensions, on observe une diminution plus lente suivant la distance radiale. Figure 4.23. Influence de l’espacement Le niveau d’induction magnétique radiale est grandement dépendant de l’espacement entre les solénoïdes supraconducteurs. Il traduit les pertes magnétiques suivant l’axe entre le flux créé et le flux utile.

0

0,5

1

1,5

2

2,5

3

3,5

0 100 200 300 400 500 600

Br

(T)

d (mm)

Br

(T)

r (mm)

0

0,5

1

1,5

2

2,5

3

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20

d : 100mm d : 200mm d : 500mm

146

III.2.e. Diamètre interne d’un solénoïde

Souhaitant une variation d’induction de 5 T, on choisit avec la partie précédente de fixer le rayon externe à 200 mm. Les autres paramètres seront fixés à la même valeur :

Paramètres géométriques

Valeurs

Rint

Rext

L

d

Variable

200

75

100

Tableau IV.7 Etude paramétrique – Rayon interne des bobines Figure 4.24. Induction radiale magnétique On remarque que la forme de l’induction radiale magnétique est légèrement trapézoïdale. De plus, le réseau de courbes est relativement regroupé autour de 2.5 T. Ainsi la variation de flux n’est pas fortement liée à la dimension interne des bobines, ce qui est intéressant car la longueur maximale d’un fil supraconducteur est pour le moment limitée. Il est toujours possible de relier plusieurs morceaux de fil, mais cela induit des pertes à causes des résistances de contact liées aux soudures. On constate également que les deux choix extremums sur les dimensions du rayon interne sont caractérisés par une les courbes à faible niveau d’induction. Ainsi, il existe un extremum de l’induction magnétique radiale en fonction du rayon interne (Fig. 4.26).

Br

(T)

θ (°)

-4

-3

-2

-1

0

1

2

3

4

0 60 120 180 240 300 360

d : 50mm d : 100mm d : 150mm

147

Figure 4.25. Décroissance de l’induction radiale magnétique

Excepté la courbe représentant la bobine d’épaisseur la plus faible, on constate que l’induction magnétique créée est identique à la périphérie du fer. Cependant la décroissance dans l’air diffère et est minimale pour les valeurs intermédiaires. Figure 4.26. Influence du rayon interne Comme expliqué précédemment, on remarque bien que l’allure du champ magnétique radial admet un maximum pour un rayon de 80 mm. On a arbitrairement choisis une induction radiale magnétique de 2.5 T, comme une valeur intéressante, de plus le maximum admet peut de variation, 0.1 T de 60 mm à 140 mm. On peut donc proposer un compromis entre l’épaisseur de la bobine et le champ utile, on choisit un rayon interne de 100 mm.

Br

(T)

Epaisseur d’une bobine (mm)

2

2,1

2,2

2,3

2,4

2,5

2,6

2,7

2,8

2,9

0 20 40 60 80 100 120 140 160

Br

(T)

r (mm)

0

0,5

1

1,5

2

2,5

3

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20

d : 50mm d : 100mm d : 150mm

148

III.2.f. Conclusion

L’ étude paramétrique réalisée sur cet inducteur à pan coupé supraconducteur nous permet de proposer une géométrie dont la variation d’induction magnétique radiale atteint 5 T, les bobines supraconductrices sont parcourues une densité de courant de 100 A/mm². Ce premier modèle a les dimensions suivantes :

Paramètres géométriques

Valeur

Bobines supraconductrices

2

Rayon extérieur Rayon intérieur Longueur Densité de courant dans les solénoïdes

200 mm 100 mm 75 mm 100 A/mm²

Ecran supraconducteur

1

Longueur utile Epaisseur de l’écran supraconducteur

100 mm 10 mm

Tableau IV.8 Dimension de l’inducteur à pan coupé L’analyse de la variation des différents paramètres permet de faire ressortir :

- Une forte dépendance de l’induction magnétique radiale (amplitude et forme) en fonction du rayon externe, de la longueur des solénoïdes et de leur espacement.

- Le champ magnétique axial créé est lié à la forme globale d’un solénoïde, les grandeurs qui ont le plus

d’influence étant le diamètre externe et la longueur. On pourra donc choisir d’obtenir une configuration d’inducteur long et fin ou court et large.

- Afin d’obtenir une allure intéressante de l’induction magnétique radiale et de maximiser le flux utile par

pôle, il faut utiliser au mieux le champ magnétique généré par ces bobines. Pour cela, le paramètre essentiel est la distance entre les solénoïdes. On remarque avec les courbes des simulations 3D qu’une valeur trop élevée aura pour incidence une concentration du flux aux frontières des pôles nord et sud, le niveau d’induction décroissant sur la zone ou le souhaite maximal. Pour des dimensions raisonnables (en général du même ordre de grandeur que les dimensions d’un solénoïde), on vérifie que plusieurs valeurs peuvent convenir, il faudra alors faire un compromis entre la valeur du flux utile par pôle et la longueur utile, ces deux grandeurs intervenant dans l’expression de la force électromotrice et donc liées directement à la puissance et au couple si l’on veut concevoir un moteur.

- En ce qui concerne le rayon interne des bobines supraconductrices, on constate que c’est la grandeur qui

a le moins d’influence dans notre étude paramétrique. Cependant, la courbe de l’induction magnétique radiale en fonction de sa variation admet clairement un maximum, cela implique que l’on n’a pas le flux maximum pour les solénoïdes les plus épais. Le fait d’avoir étudié ce paramètre en dernier influe peut être sur son impact sur le niveau d’induction magnétique radiale, car on a déjà un inducteur pré calibré. On remarque donc que le maximum de cette courbe a une évolution relativement plate, cela nous permet d’accommoder les ampères-tours facilement, et régler ainsi la longueur de fil supraconducteur en fonction du flux souhaité.

- Le principe de la topologie a pan coupé supraconducteur en utilisant du fer saturé pour réaliser un

inducteur a été validé par le modèle élément finis 3D proposé. La forme et la variation de l’induction magnétique radiale répondent bien à la volonté de travailler à forte densité du flux magnétique et correspondent également à une structure 2 pôles.

149

IV PERSPECTIVES On convient avec l’étude réalisée que cette géométrie originale est relativement intéressante dans le cas d’une conception d’inducteur à forte variation de flux magnétique. Afin d’évaluer au mieux l’impact d’une telle structure dans la conception de machines électriques plusieurs points restent encore à envisager :

− Tout d’abord une étude expérimentale de longue durée sur les caractéristiques de répulsion magnétique des écrans supraconducteurs. Cela devra également prendre en compte l’impact de différentes instabilités externes comme des sauts de flux, des fortes vibrations… Ce travail pourra être réalisé en deux temps, considérant au préalable un bulk seul, puis un ensemble de pastilles sur une double épaisseur.

− On constate également, en cas d’induit fixe, que la partie nécessaire pour générer un champ magnétique

tournant est caractérisée par l’écran magnétique. On peut ainsi proposer que seulement cet ensemble fer/bulk incliné soit tournant. Cela a pour avantage de simplifier légèrement la partie cryogénique, essentiellement par l’alimentation de bobines supraconductrices fixes, et ainsi de réduire les contraintes mécaniques sur fil. Cependant, le fait de disposer de cryostats distincts va augmenter les fuites magnétiques.

− Une autre solution à bobines supraconductrices d’inducteur fixe pourra être envisagée avec des paliers

magnétiques pour la transmission du couple. Qu’ils soient classiques ou encore supraconducteurs, puisqu’une partie sera située dans la chambre cryogénique.

− On sait que l’augmentation de l’induction magnétique radiale est réduite à partir d’un certain diamètre

externe et que le flux utile par pôle est fortement lié à une distance maximale entre les solénoïdes. Dans le cas d’une machine électrique, si l’on souhaite atteindre des puissances plus élevée on pourra alors considérer une structure multistacks, comme proposée dans le chapitre précédent. Dans le cas d’une topologie à pan coupé tous les solénoïdes sont de même sens et les pans coupés seront dans le même plan.

− Pour réaliser un moteur supraconducteur à pan coupé (Fig. 4.27), on pourra également s’intéresser à la

structure de l’induit. On souhaite utiliser une variation de l’induction magnétique de 5 T, ainsi des dents ferromagnétique ne seront peut être pas utile, par contre la culasse externe devra être épaisse pour éviter de perturber le matériel extérieur au moteur. Cette sera également utile pour obtenir un flux inducteur légèrement supérieur, en limitant les fuites autour des bobines supraconductrices. Le fer ayant une perméabilité relative plus importante que l’air, cela devrait aussi permettre de rendre l’induction magnétique plus radiale.

Figure 4.27. Moteur supraconducteur à pan coupé

Sens du courant

Induction créée Induction créée

Ligne de champ

Induit

Culasse

150

151

152

CONCLUSION GENERALE L’objet de ces travaux était d’étudier différentes topologies de moteurs électriques supraconducteurs, essentiellement composés de matériaux supraconducteurs à haute température critique. Ce mémoire représente donc les travaux de recherche menés sur trois structures différentes de machines électriques supraconductrices synchrones : un moteur à pôles saillants, un moteur à concentration de flux magnétique et un moteur à pan coupé. Les deux dernières structures sont définies par des géométries originales utilisant les capacités d’écrantage magnétique des supraconducteurs massifs. Afin de réaliser des machines à topologies singulières, comme pour la conception d’un moteur supraconducteur plus classique, une étude bibliographique a été menée. Ce travail de référencement, principalement axé sur les machines réalisées après 1990 et sur les structures à supraconducteur à haute température critique, permet d’envisager un maximum de solutions adaptées à cette technologie. Pour des structures originales, l’imagination à un rôle important. La finalisation du projet européen ULCOMAP, par la validation des dispositifs cryogéniques, la conception et la réalisation des essais d’un moteur de 250 KW à 1500 tr/min, correspond à la première réalisation industrielle française d’un moteur supraconducteur à haute température critique. Ce travail expérimental, avec l’objectif premier d’acquérir les compétences à l’emploi de matériaux supraconducteurs, a été mené avec succès et répond aux attentes fixées. L’enrichissement d’une telle étude est complétée par un travail numérique par éléments finis 3D, qui apporte une assez bonne corrélation sur les performances de ce moteur. Nous avons également continué à travailler sur la structure de moteur supraconducteur à concentration de flux magnétique. Pour cela nous avons analysé indépendamment l’inducteur modèle réalisé par El Hadj Ailam, avec une comparaison étude numérique par éléments finis 3D et une partie expérimentale pour observer la carte de champ magnétique de l’inducteur seul. Quelques modifications mécaniques mineures ont été apportées à ce moteur de façon à conduire les essais à la vitesse de rotation nominale. Enfin, nous avons analysé une structure multistacks, envisagée par le passé, afin d’obtenir des moteurs supraconducteurs de longueur plus importantes et ainsi d’augmenter la puissance électrique. Fort de ces deux réalisations, nous avons étudié un inducteur à topologie originale dit à pan coupé. Cette structure a été pensée sur le principe des machines synchrones à griffe et admet ainsi des fuites magnétiques importantes. Toutefois, il est intéressant de continuer les travaux sur cette géométrie pour des applications à fort champ magnétique. En premier lieu une optimisation de la forme de l’écran magnétique et de la pièce polaire ferromagnétique, pour canaliser au mieux les lignes de flux vers le centre du moteur. Cette topologie dépendra beaucoup des avancées technologiques dans le domaine des matériaux supraconducteurs massifs, les critères les plus importants étant la dimension, les capacités de blindages magnétiques dans le temps.

153

154

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INDEX DES ILLUSTRATIONS Chapitre 1 Figure 1.1. Heinke Kamerlingh Onnes - première liquéfaction de l’hélium (1908) et découverte de la supraconductivité (1911)....................................................................................................................................... 14 Figure 1.2. Evolution des supraconducteurs au cours du temps........................................................................... 15 Figure 1.3. Surface critique délimitant l’état supraconducteur de l’état normal .................................................. 16 Figure 1.4. Allure de la résistance d’un matériau supraconducteur et d’un conducteur normal en fonction de la température ........................................................................................................................................................... 16 Figure 1.5. Supraconducteur de type I ................................................................................................................. 17 Figure 1.6. Supraconducteur de type II ................................................................................................................ 17 Figure 1.7. Fil NbTi ............................................................................................................................................. 19 Figure 1.8. Fils supraconducteurs HTS................................................................................................................ 20 Figure 1.9. Pastilles d’YBCO – CAN Superconductor ........................................................................................ 20 Figure 1.10. Fil en MgB2..................................................................................................................................... 20 Figure 1.11. Premier moteur supraconducteur – alternateur 12000 tr/min [STE1966] ........................................ 22 Figure 1.12. Plateforme d’essai AMSC – machine supraconductrice de 36.5 MW [www.amsc.com]................ 23 Figure 1.13. Réalisations et projets de moteurs supraconducteurs dans le monde depuis 1990........................... 24 Figure 1.14. Moteur synchrone 5MW d’American Superconductor [presentation AMSC]................................. 25 Figure 1.15. Illustration de la coupe d’un moteur synchrone supraconducteur de 15kW par Kyushu University, Research Institute of Superconductor Science and Systems ................................................................................. 26 Figure 1.16. Moteur 400kW de Siemens 2002 (à gauche) [NIC2002] et stator du moteur 36.5MW 2009 d’American Superconductor (à droite) [www.amsc.com]..................................................................................... 26 Figure 1.17. Coupe de l’alternateur 70MW de Super GM [Yam1999]................................................................ 27 Figure 1.18. Alternateur 4MVA Siemens en plateforme d’essai [Siemens DTU Workshop 2006]..................... 27 Figure 1.19. Moteur synchrone à flux axial de 22kW par IHI [SUG2008].......................................................... 28 Figure 1.20. Moteur synchrone à flux axial tout supraconducteur de 12.5kW par IHI [TAK2006] .................... 29 Figure 1.21. Moteur synchrone à flux axial composé de matériaux supraconducteurs massifs, IHI [MIK2006] (gauche) et DEE University of Lisbonne [BON2003] .......................................................................................... 30 Figure 1.22. Moteur synchrone à flux axial composé de matériaux supraconducteurs massifs [GRA2008] ....... 30 Figure 1.23. Moteur à hystérésis supraconducteur 300W, MAI [KOV1998] ...................................................... 31 Figure 1.24. Moteurs à hystérésis, rotor fer (CHM) ou supraconducteur (SHM) [INA2008].............................. 32 Figure 1.25. Rotors supraconducteurs « Zèbre » (a) et (b), « Pilz » (c) et « Zelz » (d), moteur à réluctance [KOV2002] ........................................................................................................................................................... 33 Figure 1.26. Moteur à réluctance 150kW 3000tr/min [OSW2002]...................................................................... 34 Figure 1.27. Pompe immergée pour le transport d’hydrogène liquide [KOV2006]............................................. 34 Figure 1.28. Moteur synchrone à flux piégé, maquette d’illustration et prototype réalisé [HIR2003]................. 35 Figure 1.29. Moteur synchrone supraconducteur à aimants permanents, principe [TIX1999] ............................ 36 Figure 1.30. Moteur synchrone supraconducteur à aimants permanents, 15kW 750tr/min et 150kW 400tr/min [TIX1999-2] .......................................................................................................................................................... 36 Figure 1.31. Moteur synchrone supraconducteur à aimants permanents et flux axial, 400kW-250tr/min [SUG2008-2]......................................................................................................................................................... 37 Figure 1.32. Moteur synchrone supraconducteur homopolaire, 91-125kW-11700tr/min [SUP1997] ................. 38 Figure 1.33. Moteur asynchrone supraconducteur, couple en fonction du glissement [SIM2004] ...................... 38 Figure 1.34. Moteur asynchrone supraconducteur, 1.3kW-1800tr/min) [NAG2008]. ......................................... 39 Figure 1.35. Tests RIG......................................................................................................................................... 39 Figure 1.36. Coupe du moteur synchrone supraconducteur à griffe de Central Japan Railway Compagny [WAN2008] .......................................................................................................................................................... 40 Figure 1.37. Vue éclatée de l’inducteur à griffe, Sumitomo [OYA2008] ............................................................ 40 Figure 1.38. Moteur supraconducteur griffe, 13.6kW-500tr/min, Central Japan Railway Compagny [ WAN2008].............................................................................................................................................................................. 41 Figure 1. 39. Moteur supraconducteur griffe, 18kW-4500tr/min, Sumitomo [OYA2008] .................................. 41 Figure 1.40. Voiture électrique supraconductrice [OYA2008] ............................................................................ 42 Figure 1.41. Structure de l’inducteur [AIL2007] ................................................................................................. 42 Figure 1.42. Inducteur supraconducteur réalisé [AIL2007] ................................................................................. 43 Figure 1.43. Moteur supraconducteur à concentration de flux, 20kW-750tr/min [AIL2006].............................. 43

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Figure 1.44. Bilan des structures de machines supraconductrices réalisées......................................................... 44 Figure 1.45. Bilan des matériaux supraconducteurs............................................................................................. 45 Figure 1.46. Gamme de puissance pour les différents matériaux supraconducteurs ............................................ 45 Figure 1.47. Emplacement des matériaux supraconducteurs ............................................................................... 46 Figure 1.48. Nature du système cryogénique ....................................................................................................... 46 Figure 1.49. Cryogène.......................................................................................................................................... 47 Figure 1.50. Température de fonctionnement ...................................................................................................... 47 Figure 1.51. Evolution de la température de fonctionnement .............................................................................. 48 Figure 1.52. Evolution de la puissance des machines supraconductrices............................................................. 49 Chapitre 2 Figure 2.1. Convertisseur de puissance ................................................................................................................ 55 Figure 2.2. Modèle 3D et pièce réalisée............................................................................................................... 56 Figure 2.3. Conception d’une bobine de type « racetrack » par Zenergy Power, dans ses locaux de Rheinbach 56 Figure 2.4. Contraintes mécaniques du fil HTS par Werkstoffzentrum, dans ses locaux de Rheinbach.............. 57 Figure 2.5. Moteur supraconducteur - ULCOMAP.............................................................................................. 57 Figure 2.6. Exemple d’Expérience au GREEN - caractérisation d’un tube supraconducteur .............................. 58 Figure 2.7. Ligne de champ et induction magnétique pour une configuration à 3 double pancake ..................... 58 Figure 2.8. Caractéristique J(B) de l'échantillon référence BL025-B .................................................................. 59 Figure 2.9. Comparaison du courant critique pour un échantillon de 20cm et une bobine "racetrack", champ magnétique de 0T et 1T......................................................................................................................................... 60 Figure 2.10. Bobine HTS pour un pôle d'ULCOMAP, schéma et réalisation...................................................... 61 Figure 2.11. Vue de l’inducteur dans le « Modeller ».......................................................................................... 64 Figure 2.12. Coupe de l’inducteur et du cryostat dans le « Modeller »................................................................ 65 Figure 2.13. Domaine et inducteur....................................................................................................................... 65 Figure 2.14. Ligne et module du champ magnétique ........................................................................................... 66 Figure 2.15. Induction radiale .............................................................................................................................. 67 Figure 2.16. Répartition spatiale de l'induction radiale dans l'entrefer au centre de l’inducteur.......................... 67 Figure 2.17. Effort critique sur une le fil supraconducteur .................................................................................. 68 Figure 2.18. Vue du moteur dans le Modeller...................................................................................................... 69 Figure 2.19. Synoptique des boucles pour le premier des 4 circuits en parallèle................................................. 70 Figure 2.20. Tensions à vide obtenues par calcul................................................................................................. 70 Figure 2.21. Courants en court circuit obtenus par calcul .................................................................................... 71 Figure 2.22. Formes d’onde – tensions de l’induit............................................................................................... 71 Figure 2.23. Formes d’onde – courants de l’induit .............................................................................................. 72 Figure 2.24. Schéma de principe d’ULCOMAP .................................................................................................. 73 Figure 2.25. Mise en place du matériel ................................................................................................................ 74 Figure 2.26. Puissance du cryocooler selon la température de fonctionnement................................................... 74 Figure 2.27. Chaleur spécifique de l'Inconel........................................................................................................ 75 Figure 2.28. Descente en froid de l’inducteur ...................................................................................................... 76 Figure 2.29. Etat supraconducteur de l’inducteur ................................................................................................ 76 Figure 2.30. Echantillon Bi2223 de 20cm à 30K ................................................................................................. 77 Figure 2.31. Comparaison des courants critiques de la bobine et l’échantillon de 20cm à 30K .......................... 77 Figure 2.32. Induction créée par une bobine ........................................................................................................ 78 Figure 2.33. Plateforme d’essai............................................................................................................................ 78 Figure 2.34. Synoptique essai à vide.................................................................................................................... 79 Figure 2.35. Tensions à vide à 150 tr/min............................................................................................................ 79 Figure 2.36. Essai à vide, comparaison essai 150tr/min extrapolée à 1500tr/min et relevé à 1500tr/min........... 80 Figure 2.37. Essai à vide, comparaison entre théorie et pratique ........................................................................ 80 Figure 2.38. Synoptique essai en court circuit ..................................................................................................... 81 Figure 2.39. Essai en court circuit, comparaison entre théorie et pratique........................................................... 81 Figure 2.40. Réactance synchrone........................................................................................................................ 82 Figure 2.41. Modèle équivalent d’une phase d’ULCOMAP........................................Erreur ! Signet non défini. Figure 2.42. Synoptique essai de glissement........................................................................................................ 83 Figure 2.43. Essai de glissement .......................................................................................................................... 83 Figure 2.44. Synoptique essai en charge .............................................................................................................. 84 Figure 2.45. Essai en charge – Formes d’onde..................................................................................................... 84

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Chapitre 3 Figure 3.1. Structure de l'inducteur supraconducteur........................................................................................... 90 Figure 3.2. Principe de l'inducteur supraconducteur à concentration de flux magnétique ................................... 91 Figure 3.3. Répartition de l’induction radiale dans l’entrefer suivant un pôle ..................................................... 91 Figure 3.4. Inducteur supraconducteur à concentration de flux magnétique........................................................ 92 Figure 3.5. Caractéristique du fil supraconducteur et droite de charge de l’inducteur......................................... 93 Figure 3.6. Cryostat – Schéma de principe et cryostat réalisé.............................................................................. 94 Figure 3.7. Schéma de principe du banc d’essai .................................................................................................. 95 Figure 3.8. Contacts glissants de l’induit ............................................................................................................. 95 Figure 3.9. Banc d’essai – partie machines électriques........................................................................................ 96 Figure 3.10. Synoptique partielle du banc d’essai – partie machines électriques ................................................ 97 Figure 3.11. Inducteur modèle Masson................................................................................................................ 98 Figure 3.12. Inducteur modèle Masson sous Vector Field 3D ® ......................................................................... 99 Figure 3.13. Induction magnétique radiale au centre de l’inducteur (z = 0) ...................................................... 100 Figure 3.14. Différences de mesures logiciel / expérience................................................................................. 101 Figure 3.15. Adaptation des écrans supraconducteurs à de grandes géométries ................................................ 102 Figure 3.16. Détérioration de l’inducteur lors des premières mises sous champ ............................................... 102 Figure 3.17. Modèle de l’inducteur sous Vector Fields 3D ® ........................................................................... 103 Figure 3.18. Ligne de champ suivant une surface dans l’entrefer pour un courant de 15A ............................... 104 Figure 3.19. Modèle CAO du support inducteur................................................................................................ 104 Figure 3.20. Conséquences d’un mauvais assemblage des écrans supraconducteurs ........................................ 105 Figure 3.21. Décroissance de l’induction radiale dans l’entrefer ....................................................................... 105 Figure 3.22. Schéma synoptique de l’expérience............................................................................................... 106 Figure 3.23. Induction magnétique radiale pour un courant de 15A.................................................................. 107 Figure 3.24. Induction magnétique radiale suivant la longueur d’inducteur pour un courant de 15A – Différentes positions angulaires............................................................................................................................................. 108 Figure 3.25. Induction magnétique axiale suivant la longueur d’inducteur pour un courant de 15A – Différentes positions angulaires............................................................................................................................................. 109 Figure 3.26. Induction magnétique radiale pour un courant de 15A – Comparaison......................................... 110 Figure 3.27. Induction magnétique axiale pour un courant de 15A – Comparaison .......................................... 110 Figure 3.28. Induction magnétique radiale pour un courant de 15A – Comparaisons ....................................... 111 Figure 3.29. Transfert d’hélium, soupape de sécurité et cryostat....................................................................... 113 Figure 3.30. Groupe de pompage et contrôle de pression .................................................................................. 114 Figure 3.31. Schéma synoptique complet du banc d’essai ................................................................................. 114 Figure 3.32. Moteur supraconducteur à concentration de flux – Essais............................................................. 116 Figure 3.33. Essais à vide................................................................................................................................... 117 Figure 3.34. Essais en court circuit .................................................................................................................... 117 Figure 3.35. Schéma équivalent d’une phase statorique .................................................................................... 118 Figure 3.36. Tensions composées d’induit – 450 tr/min .................................................................................... 119 Figure 3.37. Tensions composées d’induit – 750 tr/min .................................................................................... 119 Figure 3.38. Inducteur multistacks..................................................................................................................... 121 Figure 3.39. Inducteur multistacks – Ligne de flux............................................................................................ 121 Figure 3.40. Modèle de l’inducteur multistacks sous Vector Fields 3D ® ........................................................ 122 Figure 3.41. Ligne de flux de l’inducteur multistacks........................................................................................ 123 Chapitre 4 Figure 4.1. Champ magnétique créé par deux bobines de même axe et de flux de même direction .................. 131 Figure 4.2. Structure de l'inducteur supraconducteur à pan coupé..................................................................... 131 Figure 4.3. Différentes formes de supraconducteurs massifs............................................................................. 132 Figure 4.4. Association de pastilles supraconductrices hexagonales sur 2 couches........................................... 132 Figure 4.5. Ecran supraconducteur dit à pan coupé............................................................................................ 134 Figure 4.6. Inducteur à pan coupé simple .......................................................................................................... 134 Figure 4.7. Induction magnétique radiale de l’inducteur à pan coupé simple .................................................... 135 Figure 4.8. Champ magnétique créé par le solénoïde d’entrée .......................................................................... 136 Figure 4.9. Surface de calcul.............................................................................................................................. 136 Figure 4.10. Induction magnétique radiale dans l’entrefer................................................................................. 137

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Figure 4.11. Problèmes de la structure « air » de la première version de l’inducteur à pan coupé .................... 137 Figure 4.12. Induction magnétique radiale dans l’entrefer................................................................................. 138 Figure 4.13. Paramètres de l’inducteur à pan coupé .......................................................................................... 139 Figure 4.14. Modèle de l’inducteur à pan coupé sous Vector Fields 3D ®........................................................ 139 Figure 4.15. Induction radiale magnétique......................................................................................................... 140 Figure 4.16. Décroissance de l’induction radiale magnétique............................................................................ 141 Figure 4.17. Influence du rayon externe............................................................................................................. 141 Figure 4.18. Induction radiale magnétique......................................................................................................... 142 Figure 4.19. Décroissance de l’induction radiale magnétique............................................................................ 143 Figure 4.20. Influence de la longueur d’une bobine........................................................................................... 143 Figure 4.21. Induction radiale magnétique......................................................................................................... 144 Figure 4.22. Décroissance de l’induction radiale magnétique............................................................................ 145 Figure 4.23. Influence de l’espacement.............................................................................................................. 145 Figure 4.24. Induction radiale magnétique......................................................................................................... 146 Figure 4.25. Décroissance de l’induction radiale magnétique............................................................................ 147 Figure 4.26. Influence du rayon interne ............................................................................................................. 147 Figure 4.27. Moteur supraconducteur à pan coupé ............................................................................................ 149

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NOMENCLATURE

Variables

Description Unité

Γ Couple N.m φ Flux magnétique wb η Rendement - µ Perméabilité magnétique Kg.A/m².s² µ0 Perméabilité du vide Kg.A/m².s² ΩJ Domaine de calcul - σ Conductivité électrique S/m θ Position angulaire degré ω Pulsation radian A Potentiel vecteur T.m AR Potentiel vecteur réduit T.m B Induction magnétique T Bc Induction magnétique critique T Bc Induction magnétique résultante T

Bmax Induction magnétique maximale T Br Induction magnétique radiale T Bx Induction magnétique suivant x T By Induction magnétique suivant y T Bz Induction magnétique suivant z T B1 Induction magnétique du premier solénoïde T B2 Induction magnétique du second solénoïde T Cp Chaleur spécifique J/kg.K d Longueur utile m e Epaisseur du pan coupé m E Champ électrique V/m E Force électromotrice V E2 Force électromotrice à vide V Fx Effort mécanique suivant x N Fy Effort mécanique suivant y N Fz Effort mécanique suivant z N H Champ magnétique A/m Hc Champ magnétique critique A/m Hc1 Premier champ magnétique critique (type II) A/m Hc2 Second champ magnétique critique (type II) A/m HS Champ magnétique source A/m I Courant A Ic Courant critique A Icc Courant de court circuit A Ie Courant inducteur A

I1cc Courant de court circuit dans la phase 1 A I2cc Courant de court circuit dans la phase 2 A I2cc Courant de court circuit dans une phase d’induit A I3cc Courant de court circuit dans la phase 3 A I1 Courant dans la phase 1 A I2 Courant dans la phase 2 A I3 Courant dans la phase 3 A J Densité de courant A/mm² Jc Densité de courant critique A/mm²

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K1 Coefficient de la partie linéaire de l’essai à vide - K2 Coefficient de la droite de l’essai en court circuit - L Longueur d’un solénoïde m M Masse kg M Mutuelle H n Vecteur normal m N Vitesse de rotation Tr/min P Pertes W p Nombre de paires de pôles - R Résistance Ω

Rext Rayon extérieur d’un solénoïde m Rint Rayon intérieur d’un solénoïde m RS Résistance d’une phase statorique Ω t Temps s T Température K Tc Température critique K U Tension composée V

U120 Tension composée à vide entre les phases 1 et 2 V U230 Tension composée à vide entre les phases 2 et 3 V U310 Tension composée à vide entre les phases 3 et 1 V U12 Tension composée entre les phases 1 et 2 V U23 Tension composée entre les phases 2 et 3 V U31 Tension composée entre les phases 3 et 1 V V Potentiel scalaire magnétique A V2 Tension simple d’induit à vide V x Coordonnées cartésiennes m Xd Réactance synchrone directe Ω Xq Réactance synchrone inverse Ω Xs Réactance synchrone Ω y Coordonnées cartésiennes m z Coordonnées cartésiennes m