CA2452994A1 - Conversion d`une excitatrice a commutateur en excitatrice a diodes tournantes - Google Patents

Abstract

Une méthode est décrite pour convertir une machine à courant continu en excitatrice à diodes où le rotor de l'excitatrice et de la culasse du stator sont conservés, ainsi que le régulateur de tension, ce qui implique que les courants d'excitation restent les même. Les constantes de temps de l'excitatrice d'origine, en courant inducteur et en tension rotorique ainsi que les densités de courants raisonnables dans l'enroulement induit de la nouvelle machine sont aussi conservées.

Description

CONVERSION D'UNE EXCITATRICE A COMMUTATEUR EN EXCITATRICE A
DIODE~'OURNANTES
INTRODUCTION
Les excitatrices tournantes destinées à alimenter en courant continu les rotors des alternateurs synchrones sont encore de nos jours des machines indispensables dans le domaine de la production d'énergie électrique. Cependant, presque toutes ces machines ont été installées entre 1900 et 1960 et 1a plupart d'entre elles n'ont pas encore été restaurées. Par conséquent, si rien ne change, une augmentation de la fréquence des arrêts intempestifs d'exploitation est à prévoir.
Pour restaurer une excitatrice, la solution la plus connue est de la réisoler complètement avec des matériaux appartenant à la classe F d'isolation (15S°C), puis de reconditionner ou de tout simplement remplacer son commutateur, sans oublier le disjoncteur de champ.
SOMMAIRE DE L'INVENTION
Une autre solution intéressante, mais plus coûteuse, est de remplacer l'excitatrice à balais par une excitatrice à diodes tournantes, dont les avantages sont, notamment, la suppression de tous les balais de carbone, source de pollution pour la centrale et de dégradation pour les enroulements; la suppression des commutateurs et des bagues du collecteur de l'alternateur; la suppression du disjoncteur principal rotorique et réduction substantielle des indisponibilités ainsi que de la maintenance, une économie chiffrée à environ 25 k$ par an et par machine.
Cependant, le coût d'une nouvelle excitatrice à diodes est loin d'être négligeable.
D'où l'idée de convertir la machine à courant continu en excitatrice à diodes, mais pas à n'importe quel prix, les contraintes fixées des opérateurs étant Ia conservation du rotor de l'excitatrice et de la culasse du stator; la conservation du régulateur de tension, ce qui implique que les courants d'excitation doivent rester les mêmes à peu de choses prés; la conservation des constantes de temps de l'excitatrice d'origine, en courant inducteur et en tension rotorique, dans la mesure du possible ainsi que des densités de courants raisonnables dans l'enroulement induit de la "nouvelle"
machine.
En accord avec un aspect de (invention, iI est décrit une méthode pour convertir une machine excitatrice tournante à collecteur à balais en machine excitatrice à diodes tournantes.
LISTES DES FIGURES
Figure 1 montre un systëme d'excitation avant la conversion;
Figure 2 montre un système d'excitation après la conversion;
Figure 3 montre un pont de diodes pour un circuit hepto-phasé;
Figure 4 montre une vue d'un dispositif comprenant un rotor et un stator en place;
Figure 5 montre une première génération d'excitatrice et une seconde génération d'excitatrice;
Figure 6 montre le détail mécanique du pont de diodes de la figure 3; et Figure 7 montre un pont de diodes pour un circuit en étoile triphasé.
DESCRIPTION DE L'INVENTION
Le présent document présente ainsi une façon d'optimiser la recherche de la meilleure solution possible au problème posé, qui peut paraître insoluble au premier abord.
Pour ce faire l'étude d'une excitatrice à diodes est d'abord présentée dans le cas général en supposant fixées les dimensions de la machine ainsi que la vitesse de rotation N de la partie tournante. Il est aussi supposé que la machine est à entrefer lisse et non saturée avec toutes les bobines d'une phase connectées en série, une voie d'enroulement. Les paramètres suivants sont adoptés: le nombre de paires de pôles p, le nombre de phases q, le nombre de tours de cuivre nsp par bobine inductrice, le nombre total de conducteurs actifs de l'enroulement polyphasé n ainsi que la structure du montage redresseur, i.c. pont simple ou double avec enroulements couplés en étoile ou en polygone.

' 4161-523CA
Il est convenue que l'on est en présence d'un alternateur inversé, de noter toujours stator' (armature qui porte (enroulement polyphasé et rotor l'armature qui porte les bobines inductrices.
I) PARAM~TRES DE LA MACHI1~1E
Le nombre n de conducteurs actifs au stator, n = Nenc.Ncond avec: Nenc =
nombre d'encoches stator et Ncond = nombre de conducteurs par encoche, définit le nombre de tours d'une phase sous une paire de pôles. ns = n .
Zqp Le bobinage n'étant pas encore connu, il est admit que le coefficient d'enroulement ke pour le fondamental vaut 1. Dans ces conditions le nombre de tours effectifs né = k~ns s'identifie avec S
n.
Les calculs relatifs au champ tournant fondamental créé par la brushless dans le cas général sont d'abord présentés.
L'axe de la bobine rotorique 1 de la phase 1 est pris comme référence spatiale. Un point quelconque de l'entrefer sera repéré par rapport à cette référence par la variable as .
Pour la phase q', avec iq, le courant qui parcourt la bobine 1 de cette phase, il vient immédiatement que ~g,, _ ~ ~ i ~, cos[ pas - (q'-l) 2~ ] .
q Le fondamental de l'onde résultante est donné par s; = q~Eq.~ .
En supposant les différentes phases parcourues par un système q phasé
équilibré de courants sinusoïdaux et en adoptant pour référence temporelle un instant t tel qu'à t=0 le courant dans la

2~t phase 1 soit maximum, il vient i~, = I; ~cos[wt - (q'-1)-] de sorte que la relation qui donne q s; s'écrit E; = q n~I; ~cos[wt -pas].
L1) Réactance synchrone XS
La composante radiale de fonde d'induction fondamentale d'entrefer b; s'écrit bi = q p-°° néI; ~cos[wt -pas] où k~ représente le coefficient de Carter, e l'épaisseur constante ~ ek~
d'entrefer et po la perméabilité du vide ( p.° = 4n10-' H / m ).
De cela il est déduit l'expression du flux principal embrassé par la phase q', composante liée au flux créé par le stator lui-même. En notant D le diamètre d'alésage de (armature fixe et L la longueur des armatures, longueur idéale du fer, il vient (q'-t)Z"+ n qp 2p ylq,sp =pne2(D-e)Lq ~0 11~ ,( cos[wt-pas]das .
2 ~ ek~ cq'-~)Zn 9p ZP
Cette relation conduit à yrq,Sp = 2né2 (D - e)L q ~-° I; ~cos[wt -(q°-1) 2~] .
2 ~ ek ~ q Compte tenu de l'expression de i â. , en introduisant le paramètre de construction H invariable, H=(D-e)L k [5.1]
L'expression de l'inductance de réaction magnétique qui n'est autre que (inductance cyclique principale d'une phase est déduite.

LS. = 2q Hn~2 [5.2]
L'inductance synchrone, qui correspond à l'inductance cyclique propre, s'obtient en ajoutant à la quantité précédente l'inductance de fuites 1S supposée ëgale à a fois l'inductance Lr . Il sera apprécié que pour 6 la valeur de 1/12 est adoptée.
LS = 2q H(1 + 6)n~2 [5.3]
t ~ I
Comme XS=Lsc~, avec c~=2~tpN, XS = 4qpNH(1 + a)né2 [5.4]
L2) Coefficient directeur I~ de la caractéristique à vide dans la partie linéaire Il sera apprécié que fonde d'induction fondamentale générée par les enroulements d'excitation définit la valeur efficace EB de la force électromotrice (f.e.m.) induite dans les enroulements polyphasés. En notant iex le courant d'excitation, v le coefficient d'PIopkinson et en confondant le coefficient de bobinage relatif au fondamental de cet enroulement à (unité, EB =8~L(D-e)Npn~nsp ~° izx 2 ek~ v Donc en introduisant le paramètre de construction EI, k s'exprime par k = 8~NHpn'nsp ~ [5.5]
v L3) Coefficient d'éguivalence dcs At Le stator crée une force magnéto motrice (~m.rn.) fondamentale d'amplitude ~;
= q n~I;
Pour générer un Nord et un Sud au niveau de l'inducteur 2nsp spires sont utilisées. Il est déduit que le rotor crée une f.m.m. fondamentale d'amplitude ~; _ ~ nsp l~X .
v Le coefficient d'équivalence a est défini de telle sorte que aIi ampères au rotor créent les même effets magnétiques (concernant la f.m.m.) que le stator. L'égalité suivant doit être vérifiée q néIi ~ = 4 ns~ aI; .
~ v Cette dernière égalité conduit à
a = q~ ne v [5.6]
4 ns~
I1 est aisé de vérifier l'égalité X~ = ka .
II) MONTAGES REDRESSEURS.
En négligeant les chutes de tension. dans le montage redresseur, Uo=RJ, avec Uo = tension d'excitation du rotor principal (V ec), J = courant cc fourni au rotor principal par (excitatrice et R
= résistance ohmique du rotor de (alternateur principal à 75°C (Par convention. Voir normes).
II est convenu, dans les différentes relations qui suivent, de repérer par VS
la tension qui apparait aux bornes d'une phase de la brushless.
IL1) Couplage en ~oly~~ne des enroulements La tension redressée est U° = q V S ~ , de sorte que V S = ~RJ
q~ .

La valeur efficace du fondamental du courant dans une phase est I; _ ~~ J pour q pair. Pour q impair le calcul est plus compliqué. Néanmoins il semble qu'adopter Ia même relation que pour q pair ne conduit pas à une erreur importante.
a_ La valeur efficace du courant dans une phase est IS =J/2 pour q pair et IS = ~
q 1 pour q q impair.
Pour q impair et grand, IS tend vers 3/2. Pour la valeur minïmale de q, à
savoir 3, il vient IS = 0.94 ~ . En adoptant la valeur J/2 la valeur efficace du courant dans une phase est surestimée légérement, dans le cas le plus défavorable.
Pour simplifier les développements la valeur J72 est adoptée pour IS, que q soit pair ou impair.
Les différentes relations qui seront utilisées lorsque les enroulements seront couplés en polygones sont VS = ~~J [5.7], I~ = 2 J [5.8] et IS = J / 2 [5.9].
q~
IL2) Cou_pla~e en étoile des enroulements La tension redressée est égale à U o = 2q V S ~ sin ~ , de sorte que V S =
q 2q~ sin ~
q La valeur efficace du fondamental du courant dans une phase est I; = 4 J sin ~
.
q La valeur efficace du courant dans une phase est IS = J 2 q Les différentes relations qui seront utilisées lorsque les phases sont couplées en étoile sont donc VS = ~~ ~ [5.10], I; = 4 Jsin ~ [5.11] et IS = J 2 [5.12].
q 2q~ sin - ~~ q q III) CONSTANTE DE TEMPS DE L'INDUCTEUR
L' et R' dénotent respectivement l'inductance propre et la résistance du circuit inducteur. La constante de temps du circuit inducteur i' vaut L'/I~'. Cette constante de temps est définie avec les autres circuits ouverts, c'est-à-dire les circuits où l'enroulement est q phasé rotorique de même que les amortisseurs.
L'inductance L' peut s°exprimer analytiquement. Pour cela l'inducteur est supposé seul alimenté et le flux embrassé par une bobine constituée de deux bobines élémentaires de nsp tours chacune, l'ensemble générant une paire Nord Sud est tout d'abord déterminé. Cette bobine comporte donc 2nsp tours. Le fondamental de l'onde d'induction générée par l'inducteur est b' = b' cospa,' avec 2n b' _ ~ sin (3 2 2SP k yx = ~ sm (3 Z nsp k iex , (3 représentant la largeur angulaire des épanouissements polaires.
Le flux embrassé par deux bobines élémentaires constituant une paire de pôles vaut D a~~2P D
W' = 2nsp 2 Lb' 2 ~( cospa'dcz' , ce qui conduit à yr' = 2nsp 2 Lb' 2 ~ sin (3 2 .
p En remplaçant l'induction crête par son expression et en divisant par ieX, l'inductance des deux bobines élémentaires constituant une paire de pôles est obtenue, Vie' = n pDL
g (sin (3 ~)z ~o _I .
2 ek~ p Pour tenir compte des fuites il convient de considérer l'expression yr ' = n PDL g (sin (3 ~)z p-°° 1 (1 + ac) , avec K voisin de 0.1.
n 2 ek~ p En multipliant l'expression précédente par le nombre de aires de ôtes p, le coefficient d'inductance propre cherché L' est obtenu, L' = n.PDL ~ (sin ~i ~ )z k°-(1 + x) [5.13].
iô dénote la constante de temps à 75°C de l'inducteur seul relative à
nsp spires inductrices et z° r = R '' [5.14]
L'expression de L' fait apparaître deux propriétés. La première propriété est que cette quantité et donc i', à nsp donné, sont indépendants du nombre de paires de pôles p et la second propriété est que L' et par conséquent i' sont proportionnels au carré de nsP_ IV) ASSOCIATION BRUSHLESS, MONTAGE REDRESSEUR
L'inductance de la roue polaire de l'alternateur principal est suffisamment importante pour pouvoir considérer que les ponts de diodes délivrent un courant constant J.
Dans ces conditions, si le phénomène d'empiètement est négligé, les fondamentaux des courants dans les enroulements de la brushless sont en phase avec les tensions qui apparaissent aux bornes de ces derniers. Le diagramme à réactance synchrone conduit par conséquent, si les effets résistifs sont négligés et en notant I; la valeur efficace des fondamentaux des courants, à la relation Ea =[Vsz +(XSIi)z]'/z~ avec i~X = EB /k.
IV.1) Counla~e en polygone des enroulements t! 2 Tout d'abord, EB = ( q )z + (4qpNH(1 + a)néz ~~ J)z 05.15], avec k = 4~NH v nsp n q [5.16].
2 2 z I/2 De cela il est déduit iex = Jv ~z ~z z + lz (1+ 6)z nz [5.17].
4nsp 4N H n ~ p Le courant i~X est inversement proportionnel à nsp et décroît avec p. Il apparaît que n intervient dans cette relation de façon un peu plus complexe.
Le courant, à J, nsp et p donnés, passe par un minimum lorsque la somme entre crochets de [5.17]
est minimale. Comme le produit des deux termes est indépendant de n, cette somme est minimale lorsque les deux termes sont égaux.
~4R2p2 Soit n°pt la valeur de n qui minimise ie,~, n °p~ = 4N z H z (1 + a) z nz Il vient que n°p~ _ ~t R ~ [5.18].
2NH(1 + 6)~
La même relation est obtenue en annulant la dérivée. Pour cette valeur de n°pt, V S = XS I; qui est valable quel que soit le débit puisque le problème est linéaire dans la mesure où la saturation et les non linéarités éventuelles engendrées par les chutes de tension sont négligées.
z n 2 Compte tenu de [5.7], E B°p~ = V S ~ _ ~~ [5.19], i ~X°pt = 4n ~
~ (1 + 6) z n °P' .
q sP ~ p s En remplaçant nopt par sa valeur donnée par [5.18], lexopt = 4nJv ~-[R { NH
)]1/z [5.20].
SF~p Il sera apprécié que ce courant d'excitation optimal est indépendant de q et est inversement proportionnel à ~ .
IV.2) Counla~e en étoile des enrouleanents Il suffit d'effectuer des développements identiques aux précédents en adaptant les relations.
La personne versée dans fart comprendra qu'il est possible d'avoir une configuration à double étoile. Par exemple, une étoile à 6 phases pourra être remplacée par deux étoiles à 3 phases.
t/z EB = (~)z +(4qplVH(1+cf-)t2sz ~~Jsin ~)z [5.21].
8q sm -q Comme l'expression de lc est toujour~> donnée par [5.16], 2 2 ( )2 2 ieX _ Jy re R + 1 + 6 nz sinz ~ [5.22].
2nsP 64NZHZnz sine ~ ~ p q q En adoptant une démarche identique à la précédente, nôpt = ~ R p , soit 64NZHz(1+a)z sin4 ~
q uz __ ~c R ~ [ ]
n °P' ~ 2NH(1 + ~) 5.23 .
2 sin q Il est alors possible de calculer iexopt, ce qui donne i Jv [R (1 + c~) ]"z exopt = 4nsP ~ NH
Il sera apprécié, concernant lexopt, qu'exactement la même relation que pour les montages en polygone est obtenue, bien que les valeurs de no~,t soient différentes poûr les deux confïgurations.
V) APPLICATIONS PRATIQUES
V.lLCaractéristigues d'un urernier ~rototvme Les principaux paramètres des alternateurs et des excitatrices du premier prototype sont les suivants. Il sera apprécié que les valeurs optimisées précédemment déimies ne sont pas prises en compte.
Symbole Signification Valeur Units MES Anne de la mise en service du groupe 1943 MVA Puissance apparente de l'alternateur 36 MVA
principal (coscp = x,85) kV Tension nominale phase-phase 11 kV

N Vitesse synchrone de l'alternateur 109,1 TPM

2P Nombre de ples alternateur principal 66 -R Rsistance du rotor de l'alternateur 0,173 S2 principal (75C) XD Ractance synchrone alternateur 0,8 pu Jo Courant d'excitation vide de l'alternateur458 Acc principal (I 1 kV - Disjoncteur alt. ouvert) Jnom Courant d'excitation nominal de l'alternateur897 Acc KW Puissance nominale de l'excitatrice 325 kW
balais (plaque signal.) Uexe Tension nominale de l'excitatrice 250 Vcc balais iexcoDC Courant inducteur ncessaire pour obtenir9 Acc 11 kV vide aux bornes de l'alternateur principal (exc.(Mesur) balais) iexenomDCCourant inducteur excitatrice balais 24 Acc 36 MVA - 11 kV

(Mesur) I) Diamtre d'alsage de (excitatrice 1434 mm L Longueur idale du fer rotor 313 mm e Entrefer simple mesur de (excitatrice 5,83 mm balais Bp Nombre de ples de l'excitatrice balais10 -f Frquence de l'excitatrice balais 9,09 Hz e Entrefer simple de l'excitatrice brushless5,83 (Inchang)mm 2p' Nombre de ples de l'excitatrice brushless10 (Inchang) Nene Nombre d'encoches rotor de l'excitatrice196 -Ncondl Nombre de conducteurs par encoche rotor2 -exc. balais Ncond2 Nombre de conducteurs par encoche rotor2 -exc. brushless COUPL Type de couplage rotor brushless (toilePolygone -/ Polygone) ENROU Nombre d'enroulements indpendants excitatrice1 brushless 2a Nombre de voies enroulement exc. balais2 -Npp Nombre de parties parallles de l'enroulement1 -rotor brushless q Nombre de phases rotor brushless 7 -n Nbe de conducteurs actifs de l'excitatrice392 -brushless (Nenc.Ncond2) nspl Nombre de spires par ple stator excitatrice152 -balais Rindl Rsistance srie des 10 ples inducteurs 3,6 S2 de fexc. balais (Mesur) (20C) Constante de temps de l'inducteur de 1,1 sec l'exc. balais (Voir formule 5.14 - Mesur) nsp2 Nombre de spires par ple inducteur 610 -exc. brushless Rind2 Rsistance srie des 10 ples inducteurs Inchang ' brushless iexeoB Courant inducteur ncessaire pour obtenir6,5 Aec 11 kV vide aux bornes de l'alternateur principal brushless(Mesur) iexcn~ms Courant inducteur brushless 36 MVA 16 Acc - 11 kV

(Mesur) Constante de temps de l'inducteur de 4 sec la brushless (Mesur) Permabilit du vide 4.rc.10-'H/m k~ Coefficient de Carter 1,08 -Coefficient d'Hopkinson de l'excitatrice1,2 -{(flux utile + flux de fuite ples)/flux utile}

VS Tension induite aux bornes d'une phase VCa du rotor brushless ~~ = Ucc.~rt/(q. ~ ) ~ si couplage en polygone Vs = Ucc.~l(q. ~ )l2.sin(~/q) ~ si couplage en toile E$ Force lectromotrice interne de l'excitatrice Vca brushless js Valeur efficace du fondamental du courant Aca ' circulant dans une phase du rotor de l'excitatrice brushless ji ~ 0,45x J ~ si couplage polygone i = 0,9xsin(~/q)x J ~ si couplage toile js Valeur efficace du courant circulant Aca dans une phase du rotor de l'excitatrice brushless (Pour calculer pertes Joule) js ~ O,Sx J ~ si couplage polygone j S = 2 / C~' x 3 ~ si couplage toile Vu le grand nombre de spires des pôles inducteurs de la brushless, soit 610, une constante de temps bien supérieure à 4 secondes aurait du être mesurée, de l'ordre de 16 secondes en fait. Ce phénomëne est probablement explicable si les inductances mutuelles entre les pôles et notamment la saturation qui doit sûrement apparaître eut égard à (augmentation importante d'Ampères tours générés par (inducteur sont considérées. A cette fin, le courant d'excitation à vide de la brushless optimisée est tout d'abord déterminé.
Il sera apprécié que nsp=152 et n=392 sont conservées toujours avec un enroulement en polygone à 7 phases, 196 encoches=2x2x7x7).
Pour Jo=458 Acc, H=44,426.10~~ (MKSA) et N=1,818 tr/sec, d'où n opt=98,93. ~ , avec iexc opt=43,48/ ~ .
Le tableau suivant est alors dressé.
2p 10 12 16 20 n opt 221 242 280 313 iexc opt 19,4 17,7 15,4 13,7 vide Il sera apprécié qu'en multipliant le nombre de pôles inducteurs par 2, le courant d'excitation à
vide aurait pu être réduit plus facilement.
Le courant d'excitation à vide est alors recalculé avec n=392 et v=1,2 ' 2p 10 20 n 392 392 iexcoB 25,6 14,4 Afin de réduire encore le courant inducteur, il suffit d'adopter des bobines avec nsp=220, d'où iexeos=152/220x14,4=10 Aec,, ce qui est très acceptable.
La nouvelle constante de temps est alors calculée.
Lr (excitatrice à balais)=5,05 Henry, Rindl=3,6 (20 °C)=4,38 S2 (75 °C), et inc=1,15 sec. (mesuré : 1,1 sec) Pour la brushless, Lr (brushless) _ (220/152)2 x0,8187/0,8853x5,05 = 9,8 Henry, en optimisant la forme de l'épanouissement polaire des nouveaux pôles, Rind2=4,38 S2 (75 °C - Inchangé), et ~B=2,2 sec.
Il sera apprécié que cette machine n°aurait pas eu de courants harmoniques d'ordre 7, vu que le nombre de tours moyens d'une phase sous une paire de pôle, ns =196x2/20/7=2,8, est égal au nombre d'intervalles couvrant une période de l'harmonique de rang q=7, n int=Nenclp/q=2,8.
Il sera souligné de plus qu'étant donné que le plus grand nombre de pôles de la brushless, il aurait fallu ajouter une couronne intermédiaire en acier doux afin de compenser la diminution de la hauteur radiale de ces derniers.
De plus, le nouveau nombre d'encoches par pôle et par phases est favorable Nene/2p/q=1+2/5.
lJnfin, la suite des calculs, i.e. la vérification des inductions dans les différentes parties de la machine, densités de courant, calculs des pertes etc, peut ensuite se poursuivre en utilisant les formules classiques du calcul des machines à courant alternatif. .Ainsi le nouveau courant inducteur en charge est égal à 16 Acc. Quant au courant efficace dans les bobines rotor, il reste inchangé : Jnom (t)=897/2a=450 Aca=IS(t).
V.2) Caractéristigues du secondprototype.
Les principaux paramètres des alternateurs et des excitatrices d'un second prototype, prenant en compte les valeurs optimisées, sont les suivants:
Symbole ' Signification ~ Valeur ~ iJnités MES Anne de la mise en service du groupe 1947 MVA Puissance apparente de l'alternateur principal22,5 MVA
(coscp = 0,85) kV Tension nominale phase-phase 6,6 kV

N Vitesse synchrone de l'alternateur 90 TPM
2P Nombre de ples alternateur principal 80 -R Rsistance du rotor de l'alternateur principal0,3646 S2 (75C) 1,04 pu XI) Ractance synchrone alternateur Jo Courant d'excitation vide de l'alternateur 362 Acc principal (6,6 kV - Disjoncteur alt. ouvert) 650 Acc Jnom Courant d'excitation nominal de (alternateur KW Puissance nominale de l'excitatrice balais 175 kW
(plaque signal.) Uexc Tension nominale de l'excitatrice balais 250 Vcc iexcoDC Courant inducteur ncessaire pour obtenir12 Acc 11 kV vide aux bornes de l'alternateur principal (exc. balais - Mesur.) iexcnomDC Courant inducteur excitatrice balais28 Acc 22,5 MVA - 6,6 kV
(Mesur) 1283,4 mm D Diamtre d'alsage de l'excitatrice L Longueur idale du fr rotor 427,6 mm e Entrefer simple mesur de (excitatrice balais6,05 mm 2p Nombre de ples de l'excitatrice balais 10 -f Frquence de l'excitatrice balais 7,5 Hz e' Entrefer simple de l'excitatrice brushless 6,05 mm Inchang 2p' Nombre de ples excitatrice hrushless 16 Nenc Nombre d'encoches rotor excitatrices brushless102 -ou balais Ncondl Nombre de conducteurs par encoche rotor 4 exc. balais Ncond2 Nombre de conducteurs par encoche rotor 2x2 -exc. brushless COUPL Type de couplage excitatrice brushless toile -(toile / Polygone) ENROU Nombre d'enroulements indpendants excitatrice2 brushless (Non dcals) 2a Nombre de voies enroulement exc. balais 2 ~

Npp Nombre de parties parallles de l'enroulement2x1 -rotor brushless q Nombre de phases de (excitatrice brushless 2x3 I -n Nbe de conducteurs actifs de (excitatrice102x4/2 -brushless (Nenc.Ncond2) nspl Nombre de spires par ple inducteur 204 -excitatrice balais Rindl Rsistance srie des 10 ples inducteurs 2,707 S2 de l'exe. balais (75C) iDC Constante de temps de l'inducteur de 2,3 sec fexc. balais (Voir formule 5.14) (Mesur) T'doDC Constante de temps de la tension du 2,7 sec rotor principal de l'alternateur avec exe. balais (Mesur)(Mesur) nsp2 Nombre de spires par ple inducteur 230 -brushless actuelle Rind2 Rsistance srie des ples inducteurs Inchang brushless iexcoB Courant inducteur ncessaire pour obtenirI3,5 Acc 6,6 kV vide aux bornes de l'alternateur principal (brushless)(Mesur) iexenomB Courant inducteur brushless 22,5 MVA 30 Acc - 6,6 kV

(Mesur) iB Constante de temps de l'inducteur de 3,7 sec la brushless (Mesur) T'doB Constante de temps de La tension du 3,1 sec rotor principal de l'alternateur avec brushless (Mesur) Permabilit du vide 4.~.10'~ H/m k~ Coefficient de Carter 1,08 -v Coefficient d'Hopkinson de la brushless1,5 -actuelle {(flux utile + flux de fuite ples)/flux(Calcul) utiles Calcul de la brushless nsp=204 est tout d'abord conservé avec un enroulement en étoile. H=52,274.10-~
(MISA), N=1,5 tr/sec, d'où n opt=84,15. ~ (3 phases), n opt=145,76. ~ (6 phases), avec iexc opt=37,73/ ~ .
Pour q=3 et pour q=6 phases, 102 enc.=2x3x17, avec Jo=362 A cc, v=1,2 (pôle optimisé) et 204 spires par pôle inducteur:
q=3 q=3 q=6 q=6 2p 10 16 10 16 n opt 188 238 326 iexc opt vide 16,9 13,3 1,9 13,3 lVpp dduit 2 2 I 1 La solution q=3 , 16 pôles est choisie, mais 2 étoiles sont mises en parallèle, ce qui revient à
Npp=2. Il sera apprécié que l'avantage de 2 étoiles en parallèle est que les bobines rotor peuvent être « ouvertes » et donc plus faciles à mettre en place. I7e plus, par étoile, Nenc/2p/q=2 + 1/8, soit pas «d'encoches vides».
Le courant d'excitation à vide avec 102 encoches, 2 étoiles en parallèle, Ncond=4 , n=204 conducteurs actifs est alors calculé.
iexcoB=362x1,2 (pôle optimisé)/2/204x(106,83 + 57,635)°'S=13,7 A cc.
Pour 230 spires, iexcoB=13,7x204/230 ~ 12 Acc avec i8=(230/204)Zx32/20(mm2)x10i16x2,3=2,9 sec.

Il sera apprécié que les mesures ont donné des résultats quelques peu différents, vu que le manufacturier n'a pas réduit la hauteur de ses pôles ni ajouté de culasse intermédiaire.
Les fuites de pôle à pôle, vHopkin=1,5, de même que la contribution magnétique de la culasse en fonte sont donc tels que le courant d'excitation mesuré est de 13,5 Ace au lieu de 12 prévu, avec une constante de temps un peu plus grande sur le courant inducteur soit 3,7 secondes au lieu de 2,9 secondes prévu.
Il sera de plus noté que les constantes de temps caractérisant l'évolution de la tension du rotor principal des alternateurs, suite à un échelon de tension appliqué aux inducteurs des excitatrices, ne diffèrent que d'une demi seconde environ, 2,7 sec avec une excitatrice à
balais et 3,1 sec pour l'alternateur équipé d'une brushless.
Des modifications seront donc apportées par le manufacturier afïn de rendre l'excitatrice conforme aux prédictions. Les pôles seront moins hauts et une culasse en acier doux sera boulonnée sur la culasse en fonte existante. Quant aux changements, ils se feront lorsque fhydraulicité le permettra.
Il sera apprécié que les deux machines décrites ci-avant sont fonctionnelles.
Cependant, la prise en compte des valeurs optimales, de même qu'un bon dimensionnement de machine, conduisent à
des performances de loin meilleures.

Claims (2)

REVENDICATION

1. Une méthode pour convertir une machine excitatrice tournante à collecteur à
balais en machine excitatrice à diodes tournantes.

2. Une méthode selon 1 comprenant:
choisir un nombre de phase pour une roue à pont de diodes selon le nombre d'encoche d'un rotor de l'excitatrice tournante à collecteur à balais:
calculer des paramètres optimaux pour une configuration en polygone et en étoile de ladite roue et;
choisir soit la configuration en polygone soit la configuration en étoile selon le calcul des paramètres optimaux.