Machines Asynchrones - Choix Et Problèmes Connexes

Moteurs asynchrones Choix et problèmes connexes par Maxime DESSOUDE Ingénieur de l’École Nationale Supérieure d’Électricité et de Mécanique de Nancy Ingénieur-Chercheur Ingénieur-Chercheur du Département Machines Électriques à la Direction des Études et Recherches d’Électricité de France

Cet article est une mise à jour du texte rédigé par Michel FALLOU. FALLOU. Une grande partie de ce texte a été conservée. .......................................................... ....................................... ............................. ......... Car Caract actéris éristi tiq ques ....................................... 1.1 1.1 Géné Généra rali lité téss ......... .............. .......... ......... ......... .......... .......... .......... .......... .......... .......... ......... ......... .......... .......... .......... .......... .......... .......... ....... .. 1.2 Moteur Moteur asynch asynchron ronee trip triphas hasé. é.... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ..... 1.3 Moteur Moteur asynch asynchron ronee mono monopha phasé sé ...... ......... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... .....

1.

D 3 490 - 2 — 2 — 3 — 4

2.1 2.1 2.2 2.2 2.3 2.3 2.4 2.4 2.5

...... .... .... .... .... .... .... .... .... .... .... .... .... .... .... .... .... .... .. Différ Différent ents s types types de mote moteur urs s async asynchro hrones nes.... Géné Généra rali lité téss ......... .............. .......... ......... ......... .......... .......... .......... .......... .......... .......... ......... ......... .......... .......... .......... .......... .......... .......... ....... .. Roto Rotorr bob bobin inéé ......... .............. .......... .......... .......... ......... ......... .......... .......... .......... .......... .......... .......... ......... ......... .......... .......... .......... ......... .... Roto Rotorr à cage cage .......... ............... .......... ......... ......... .......... .......... .......... .......... .......... .......... .......... .......... ......... ......... .......... .......... .......... ......... .... Roto Rotorr à doub double le cage cage .......... ............... .......... ......... ......... .......... .......... .......... .......... .......... .......... ......... ......... .......... .......... .......... ....... Rotor Rotor à enco encoche chess prof profond ondes es... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ..... ..

— — — — — —

5 5 5 5 5 5

3.

Choi Choix x du du mot moteu eurr mon monop opha hasé sé ...... ......... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...

— — —

6 6 7 7 7 9 10 12 12 13

2.

3.1 Comparais Comparaison on entre entre moteur moteur monoph monophasé asé et moteu moteurr triphasé triphasé ................... 3.2 Démar Démarrag ragee des moteu moteurs rs monoph monophasé aséss ...... ......... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ... 4.

Choi Choix x des des cara caract ctér éris isti tiqu ques es...... ......... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ..... ..

4.1 4.1 4.2 4.3 4.4 4 .5 4.6 4.6

Tensi ension on nomi nomina nale le ......... .............. .......... .......... ......... ......... .......... .......... .......... .......... .......... .......... ......... ......... .......... .......... .......... ....... Réduct Réduction ion du du couran courantt de démar démarra rage ge ...... ......... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ... Déterm Détermina inatio tion n du couple couple .......... ............... ......... ......... .......... .......... .......... .......... .......... .......... ......... ......... .......... .......... ........ ... Puissa Puissance nce nomin nominale ale et serv service ice nomin nominal al ...... ......... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ..... Rendement .......... ............... .......... .......... .......... .......... ......... ......... .......... .......... .......... .......... .......... .......... .......... .......... ......... ......... .......... ....... Conc Conceeptio ption n ......... .............. .......... ......... ......... .......... .......... .......... .......... .......... .......... ......... ......... .......... .......... .......... .......... .......... .......... ....... ..

— — — — — — —

5.

Pert Pertur urba bati tion ons s de de la la ten tensi sion on......... .............. .......... .......... .......... .......... ......... ......... .......... .......... .......... .......... ......... .... Origine ......... .............. .......... .......... .......... .......... .......... ......... ......... .......... .......... .......... .......... .......... .......... ......... ......... .......... .......... .......... ......... .... Réperc Répercuss ussion ionss des coupur coupures es brèves brèves... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ..... Réperc Répercuss ussion ionss des creux creux de tensio tension.. n..... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ..... .. Contacteur Contacteurss ......... .............. .......... .......... .......... .......... ......... ......... .......... .......... .......... .......... .......... .......... .......... .......... ......... ......... .......... .......

— — — — —

14 14 14 15 15

6 .1 6.2 6.3 6.4

Vite itesse sse vari variab able le .......... ............... .......... .......... .......... .......... ......... ......... .......... .......... .......... .......... .......... .......... ......... ......... .......... ..... Intérêt. .......... ............... .......... .......... .......... .......... .......... .......... .......... ......... ......... .......... .......... .......... .......... .......... .......... ......... ......... .......... ......... .... Réglag Réglagee discon discontin tinu u de la la vites vitesse se ...... ......... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ...... ..... Réglag Réglagee conti continu nu de de la vitess vitessee ......... .............. .......... .......... .......... .......... ......... ......... .......... .......... .......... .......... .......... ....... Choix des variat variateurs eurs de de vitesse vitesse pour pour moteurs moteurs asynch asynchrone roness ... ....... ...... ....... ...... ...... ...

— — — — —

15 15 16 17 21

7.

.............. .......... .......... .......... .......... .......... .......... ......... ......... .......... .......... .......... .......... .......... .......... ......... ......... .......... ..... Conclusion .........

—

23

5 .1 5.2 5.3 5.4 6.

Pour en savoir plus ....................................... ........................................................... ....................................... ................................ .............

Doc. D 3 491

e moteur asynchrone est de beaucoup le moteur le plus utilisé dans toutes les applications industrielles ou domestiques de l’électricité, du fait de sa facilité d’installation, de son bon rendement et de son excellente fiabilité. Il existe plusieurs types de moteurs asynchrones : monophasé, triphasé à cage, triphasé à rotor bobiné (§ 1 et § 2).

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MOTEURS ASYNCHRONES ASYNCHRONES _______________________________________________________________________________________________________________

La généralisation actuelle, au moins en Europe, des réseaux triphasés fait que les moteurs monophasés, dont les performances sont inférieures à celles de leurs homologues triphasés, ne sont plus employés que dans des applications particulières où les puissances sont limitées à quelques kilowatts et où l’alimentation se fait à basse tension (§ 3). Plusieurs caractéristiques, dont les principales font l’objet de normalisation, conduisent donc au choix d’un moteur asynchrone pour une application donnée : la puissance nominale, le service nominal, la tension d’alimentation, le mode de construction mécanique et le degré de protection des enveloppes (§ 4). Il faut aussi veiller à ce que le démarrage se fasse dans de bonnes conditions pour le moteur et la machine entraînée ainsi que pour le réseau d’alimentation. Deux facteurs non complètement indépendants sont ainsi à surveiller : le couple et l’intensité du courant de démarrage. Ces facteurs peuvent ainsi conduire à orienter le choix technologique du moteur. Le bon fonctionnement des moteurs peut être altéré par les perturbations de la tension provoquées par les incidents de nature aléatoire intervenant sur les réseaux et les installations électriques, qui résultent du fonctionnement des automatismes de protection. Des précautions de mise en œuvre peuvent être employées pour réduire la sensibilité des moteurs aux perturbations de types creux de tension ou coupures brèves (§ 5). En outre, avec les progrès de l’électronique de puissance, les utilisations de la variation électronique de vitesse des moteurs se sont développées, en particulier pour les applications industrielles. Il existe maintenant plusieurs technologies d’entraînements à vitesse variable utilisant des moteurs asynchrones qui couvrent une gamme très étendue de puissances et d’applications (§ 6). La technologie du convertisseur de fréquence à onduleur de tension commandé en modulation de largeur d’impulsions associé à un moteur asynchrone à cage tend à s’imposer comme la solution de référence pour des puissances atteignant quelques centaines de kilowatts.

Notations et symboles principaux Symbole

Unité

C f g

N·m Hz .... ...... ...... ...... ... A H H tr/min tr/m tr/min in W .... ...... .... .... .... .... var

I

L 

N N s P p Q R S U V α η ω m ω r ω s

Ω

VA V V .... ...... .... .... .... .... .... ...... .... .... .... .... rad/ rad/ss rad/ rad/ss rad/ rad/ss

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Définition couple (C D : démarrage, C r : résistant) fréquence gli glissem ssemeent courant inductance inductance de fuites vitesse réelle vite vitess ssee de sync synchr hron onis isme me puissance active nomb nombre re de de pair paires es de de pôle pôless puissance réactive résistance rotorique puissance apparente tension composée tension simple C n) coef coeffi fici cien entt de stabi stabili lité té (= C max / C rend rendem emen entt ( ηr : rotor) puls pulsat atio ion n méc mécan aniq ique ue (vit (vites esse se du roto rotor) r) puls pulsat atio ion n des des cour couran ants ts indu induit itss (= (= g ω s ) puls pulsat atio ion n des des cour couran ants ts ind induc ucte teur urss

Liste des Indices 1

primaire

2 ou r

rotor

D

démarrage

n

nominal

s

synchronisme

u

utile

1. Ca Cara ract ctér éris isti tiqu ques es 1.1 Généra Généralit lités és Le moteur asynchrone, asynchrone, fréquemment appelé moteur à induction, comporte : — un enroulement polyphasé inducteur, inducteur , réparti sur une armature cylindrique et parcouru par un système de courants polyphasés qui engendre un champ tournant ;

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______________________________________________________________________________________________________________ MOTEURS ASYNCHRONES

— un second enroulement polyphasé, placé coaxialement de façon qu’il soit balayé par le champ tournant qui y induit un deuxième système de courants polyphasés. De l’action du champ tournant inducteur sur les courants induits (qui créent à leur tour un champ tournant secondaire ayant la même vitesse angulaire que le champ inducteur) naît un couple électromagnétique dont la valeur moyenne n’est, en règle générale, pas nulle. Normalement l’enroulement inducteur est fixe (stator), l’enroulement induit est mobile (rotor). Sauf dans quelques cas particuliers de fonctionnement, ce dernier enroulement est fermé sur lui-même, et les courants induits n’en sortent pas. 

Il résulte, du principe même du moteur asynchrone [15] que le rotor soumis à son seul couple électromagnétique ne peut tourner à une vitesse angulaire égale à celle du champ tournant inducteur (dite vitesse de synchronisme ) : si, par un artifice quelconque, on le portait à cette vitesse, il ne serait plus balayé par le champ statorique, donc ne serait plus le siège de courants induits, et par suite ne serait plus soumis au couple qui en résulte ; il tendrait à ralentir, jusqu’à ce que les courants induits atteignent une amplitude suffisante pour créer un couple égal, et de signe contraire, au couple mécanique s’opposant à la rotation. Pour caractériser la vitesse du rotor, on définit le glissement g , qui est l’écart relatif entre la vitesse de synchronisme N s et sa vitesse réelle N soit : N – N ω – p ω g = ------s------------- = ------s-----------------m---(1) N s ω s

Figure 1 – Schéma monophasé équivalent d’un moteur asynchrone triphasé



et, on a : ω m

2 π f

ω r = ω s –

p ω m = g ω s

avec f p

fréquence du réseau, nombre de paires de pôles, ω m pulsation mécanique, ω r pulsation des courants induits, ω s pulsation des courants inducteurs. Les vitesses N et N s sont exprimées en tours par minute et et ω s en radians par seconde.

Nota : les pertes magnétiques du moteur, représentées figure 1, sont faibles (1 à 3 %). Elles ont globalement peu d’effet sur les caractéristiques du moteur. On n’en tient pas compte dans les équations (§ 1.2.2), car elles seraient trop complexes.

On peut considérer que le courant : Iµ

I1

=

I2

–

représente, comme dans le schéma du transformateur, le courant magnétisant de la machine ; mais alors que, dans un transformateur ayant une puissance supérieure à quelques dizaines de kilovoltampères, le courant magnétisant est inférieur ou égal à 2 % du courant nominal, il est, dans un moteur asynchrone, de l’ordre de 30 à 40 % de ce courant. L’intérêt fondamental du schéma monophasé de la figure 1, qui rappelons-le, ne tient pas compte de la saturation et des pertes Joule au stator, est qu’il permet de déterminer aisément les caractéristiques de fonctionnement d’un moteur asynchrone. En particulier, on en déduit : — la puissance active P 2 fournie au rotor :

2 π N 60

= -------------

ω s =

est le courant primaire, I2 est le courant rotorique ramené au stator, L1 est l’inductance cyclique d’une phase statorique, est l’inductance de fuites totales ramenée au stator,  R est la résistance du rotor ramenée au stator, R Fe est une résistance qui représente les pertes fer, V 1 est la tension étoilée au primaire. I1

P 2

ω m

Rg

= -----------------------------------

2

R

2 2 2 +  ω g s

2

U 1

(2)

— la puissance utile P u sur l’arbre : P u = P 2 (1 – g )

1.2 Moteur asynchrone triphasé

(3)

— le couple C : L’étude et le calcul du fonctionnement d’un moteur asynchrone étant traités dans l’article spécifique référencé [15], nous y renvoyons le lecteur et nous nous contenterons ici de donner les principaux éléments qui permettent de caractériser simplement un moteur asynchrone. 1.2.1 Schéma équivalent

Le schéma équivalent le plus commode d’emploi est le schéma monophasé de la figure 1 où le moteur asynchrone est assimilé à un transformateur statique dont le secondaire serait fermé sur une résistance R / g inversement proportionnelle au glissement. Dans ce schéma :

C

=

p P 2 -------ω s

p

Rg

= -------- ----------------------------------

ω s

2

R

2 2 2 +  ω g s

2

U 1

— le rendement du rotor η r : η r = (1 – g )

(4)

(5)

— la puissance réactive totale Q 1 : 2

Q 1

U 1 L 1 ω s

 ω s g

= -------------- + ---------------

R

en introduisant la tension composée U 1

P 2

=

(6)

V 1 3 .


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MOTEURS ASYNCHRONES _______________________________________________________________________________________________________________

On observe que la puissance utile [relation (3)] change de signe avec g , ce qui correspond au fait que, au-delà de la vitesse de synchronisme, le moteur se transforme en génératrice. En revanche, la puissance réactive [relation (6)] est toujours positive et donc toujours fournie par le réseau ; on peut montrer qu’elle est la somme : — de la puissance réactive absorbée par le stator (puissance magnétisante incluse) ; — de la puissance réactive absorbée par le rotor, multipliée par le rapport des pulsations ω s / g ω s . Le réseau fournit donc l’énergie réactive du rotor, mais cela avec un facteur multiplicatif 1/ g . 1.2.2 Couple d’un moteur

La courbe du couple d’un moteur asynchrone en fonction de sa vitesse [relation (4)] a l’allure de la courbe tracée sur la figure 2 : — elle croît, d’abord, de manière sensiblement hyperbolique à partir de l’arrêt (glissement égal à 1) ; où le couple initial de démarrage, à vitesse nulle, a pour valeur : C 0

=

p

R

-------- ----------------------------

ω s

2

R

2 2 +  ω s

2 p R 2 U 1 ≈ -------- -----2-------2-- U 1 ω s

 ω s

— elle passe par un maximum : 2

C max

=

p U 1 -------- ------------ω s 2  ω s

pour une vitesse correspondant au glissement : g max

=

R /  ω s

— puis, elle décroît pour atteindre, de façon presque linéaire, une valeur nulle à la vitesse du synchronisme ( g = 0). Pour de faibles glissements ( g de l’ordre de quelques pour-cent), on peut représenter le couple par la formule simplifiée suivante : p g 2 C ≈ -------- ------ U 1 ω s R

Pour augmenter le couple de démarrage, on peut augmenter la résistance rotorique R , mais, ce faisant, on augmente le glissement correspondant au couple maximal, donc celui correspondant au couple nominal, ce qui se traduit par une baisse de rendement. 

Pour accroître le couple maximal, il faut diminuer la valeur de , ce qui est également favorable au couple de démarrage, mais se traduit par une augmentation du courant de démarrage. 



1.3 Moteur asynchrone monophasé L’enroulement inducteur monophasé ne peut, a priori , créer un champ tournant ; toutefois, il engendre un champ alternatif qui est décomposable en deux champs tournants de même amplitude, et qui tournent l’un ➀ dans le sens direct, supposé être celui de l’entraînement du rotor, l’autre ➁ dans le sens inverse : tout se passe donc, du point de vue électrique, comme si l’on avait affaire à deux moteurs triphasés identiques ayant des enroulements statoriques montés en série, dont deux phases sont croisées, et des rotors couplés sur le même arbre (figure 3a ). La tension étoilée U 1 du réseau triphasé fictif alimentant ces moteurs est égale à la tension réelle appliquée au moteur monophasé. La valeur du couple d’un moteur monophasé C res [15], pour un glissement donné g , est donc égale à la différence de deux couples (figure 3b ) : — celui (C d ) correspondant au même glissement g , du moteur triphasé de sens direct ; — celui (C i ) correspondant au glissement 2 – g , du moteur triphasé de sens inverse. Il en résulte immédiatement que : — le couple de démarrage est nul ; — le couple maximal est inférieur à celui d’un moteur triphasé de dimensions équivalentes et de même tension ; — le couple à la vitesse du synchronisme N s est négatif. Nous reviendrons au paragraphe 3 sur les problèmes d’emploi du moteur monophasé.

Des impératifs de stabilité, sur lesquels nous reviendrons au paragraphe 4.3.1, font que seule la partie décroissante de la courbe C (N ), correspondant à g < g max , est utilisable. 1.2.3 Courant de démarrage

Au décollage d’un moteur, c’est-à-dire au tout premier instant de son démarrage, la force contre-électromotrice qui s’oppose à la tension appliquée à la machine est nulle ; il apparaît donc un courant I1 élevé. Dans le cas du moteur asynchrone, ce courant est de l’ordre de 5 à plus de 10 fois le courant nominal I n , ce qui crée à la fois une contrainte pour le moteur lui-même et une gêne pour le réseau. Ce problème sera examiné au paragraphe 4.2. 1.2.4 Antinomie des caractéristiques

Les paramètres constructifs R , L 1 ,  intervenant de façon différente dans les relations donnant les couples et les puissances (§ 1.2.1 et 1.2.2), il n’est pas possible de modifier une caractéristique d’un moteur sans réagir de façon contradictoire sur au moins une des autres.

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Figure 2 – Courbe du couple d’un moteur asynchrone triphasé en fonction de sa vitesse relative et de son glissement



Les extrémités de l’enroulement rotorique sont sorties et reliées à des bagues montées sur l’arbre, sur lesquelles frottent des balais en carbone. On peut ainsi mettre en série avec le circuit rotorique des éléments de circuit complémentaires qui permettent des réglages, par exemple de couple (§ 4.2.2) ou de vitesse (§ 6.3.3).

2.3 Rotor à cage Le circuit du rotor est constitué de barres conductrices régulièrement réparties entre deux couronnes métalliques formant les extrémités, le tout rappelant la forme d’une cage d’écureuil. Bien entendu, cette cage est insérée à l’intérieur d’un circuit magnétique analogue à celui du moteur à rotor bobiné. Les barres sont faites en cuivre, en bronze ou en aluminium, suivant les caractéristiques mécaniques et électriques recherchées par le constructeur. Dans certaines constructions, notamment pour des moteurs à basse tension (par exemple 230/400 V), la cage est réalisée par coulée et centrifugation d’aluminium. On démontre que, si le nombre de barres N b est suffisamment grand (soit, en pratique, N b  8 p ), la cage se transforme automatiquement en un circuit polyphasé de polarité adéquate. 

Ce type de moteur, beaucoup plus aisé à construire que le moteur à rotor bobiné, est d’un prix de revient inférieur et a une robustesse intrinsèquement plus grande. Il n’est donc pas étonnant qu’il constitue, et de loin, la plus grande partie du parc des moteurs asynchrones en service. Son inconvénient majeur est qu’il ne permet pas d’insérer un rhéostat et qu’il a, au démarrage, de mauvaises performances (courant élevé et couple faible). C’est pour remédier à cette situation qu’ont été développés deux autres types de moteur (rotor à double cage et rotor à encoches profondes). 

Figure 3 – Moteur asynchrone monophasé

2.4 Rotor à double cage

2. Différents types de moteurs asynchrones 2.1 Généralités Les différents types de moteurs asynchrones ne se distinguent que par le rotor. 

Dans tous les cas, le stator reste, au moins dans son principe, le même : il est constitué d’un enroulement bobiné réparti à l’intérieur d’une carcasse cylindrique faisant office de bâti et logé à l’intérieur d’un circuit magnétique supporté par cette carcasse. Ce circuit magnétique est formé d’un empilage de tôles, en forme de couronnes circulaires, dans lesquelles sont découpées les encoches parallèles à l’axe de la machine. 

Nota : on trouvera, dans ce traité, dans l’article référencé [15], une figure présentant les principales parties d’une machine asynchrone. En outre, pour avoir plus d’informations sur la conception des moteurs asynchrones, il y a lieu de se reporter, dans ce traité, à l’article référencé [16].

2.2 Rotor bobiné Le rotor comporte un enroulement bobiné à l’intérieur d’un circuit magnétique constitué de disques empilés sur l’arbre de la machine. Cet enroulement est obligatoirement polyphasé, même si le moteur est monophasé, et, en pratique, toujours triphasé à couplage en étoile. Les encoches, découpées dans les tôles, sont théoriquement parallèles à l’axe du moteur, mais, en fait, légèrement inclinées par rapport à cet axe de façon à réduire certaines pertes dues aux harmoniques.

Le rotor comporte deux cages coaxiales (figure 4) : — l’une (fréquemment réalisée en laiton ou en bronze), externe, à résistance relativement élevée, est placée près de l’entrefer ; — l’autre (en cuivre), interne, de plus faible résistance, est noyée dans le fer, ayant ainsi une inductance de fuites supérieure à la première. 

Au démarrage, le courant rotorique, de fréquence égale à la fréquence f du réseau d’alimentation, se répartit de façon inversement proportionnelle aux réactances des cages, qui sont alors grandes devant les résistances. Dans ces conditions, c’est la cage externe qui est parcourue par le maximum de courant ; sa relativement forte résistance réduit l’appel de courant et accroît le couple. Au contraire, lorsque le moteur atteint son régime nominal de fonctionnement, normalement caractérisé par un faible glissement g et une fréquence basse gf , ce sont les résistances qui contrôlent la répartition du courant, ce qui favorise la cage interne de faible résistance. On peut, ainsi, obtenir des couples de démarrage C D de deux à trois fois supérieurs à ceux du rotor à simple cage. La figure 5 montre, en fonction de la vitesse, la variation du couple d’un moteur à double cage, dont la cage externe est calculée pour obtenir le couple maximal au démarrage. 

2.5 Rotor à encoches profondes Le rotor à double cage est beaucoup plus difficile à construire que le rotor à simple cage et est donc d’un coût plus élevé.


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Figure 4 – Rotor à double cage : schéma

Figure 6 – Encoches profondes ( a ) et conducteurs en trapèze ( b ) : schémas

3. Choix du moteur monophasé 3.1 Comparaison entre moteur monophasé et moteur triphasé

Figure 5 – Moteur à double cage : courbe du couple en fonction de sa vitesse

On peut pallier cet inconvénient, tout en gardant une partie de ses avantages, en construisant une cage rotorique simple avec des barres très plates s’enfonçant profondément dans le circuit magnétique (figure 6a ) : — lors du démarrage, la réactance, qui croît avec la profondeur, tend à imposer aux lignes de courant de se concentrer près de la périphérie et à leur assigner ainsi une section de conducteur réduite et une résistance accrue ; — en revanche, en marche normale, cet effet disparaît et les lignes de courant, en occupant la pleine section de la barre, retrouvent un circuit de faible résistance. Ce type de moteur, dit à encoches profondes , est très utilisé, notamment dans le cas des moteurs à haute tension et à fort couple de démarrage. Il présente cependant l’inconvénient d’entraîner une augmentation du coefficient de dispersion des enroulements, donc une diminution du facteur de puissance du moteur, et, bien sûr, d’exiger un diamètre de rotor plus important. 

Pour remédier à ce dernier inconvénient, on a parfois fait appel à des conducteurs ayant des formes plus compliquées, en trapèze (figure 6b ), voire en L (la base du L étant en fond d’encoche). 

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Le moteur monophasé et le moteur triphasé sont construits de façon semblable, avec toutefois cette différence importante que, dans le moteur monophasé, on ne se sert généralement que des deux tiers des encoches du stator. Par conséquent, dans ce moteur, les matériaux sont moins bien utilisés. Par ailleurs, à dimensionnement égal, le moteur monophasé a des performances inférieures à celles de son homologue triphasé, et, en particulier, n’a pas de couple de démarrage, ce qui impose de faire appel à un artifice pour le lancer. A priori , le moteur triphasé s’impose donc, sauf si l’on ne dispose pas d’une source d’alimentation triphasée ou si l’on veut profiter de la plus grande facilité d’installation du moteur monophasé . Actuellement, ces deux raisons ne peuvent apparaître que dans le domaine de la basse tension . Dans ce domaine, la politique des distributeurs d’électricité varie grandement d’un pays à l’autre : — en Amérique du Nord (États-Unis et Canada), la distribution ne se fait pratiquement que par des réseaux monophasés, ce qui amène les utilisateurs à employer systématiquement des moteurs monophasés ; — en Europe, au contraire, la distribution se fait essentiellement par des réseaux triphasés ; en particulier, en France, les utilisateurs sont raccordés en triphasé dès que leur puissance souscrite avoisine la dizaine de kilowatts. Toutefois, il faut remarquer que, même si les utilisateurs domestiques ont un branchement triphasé, leur installation intérieure est normalement réalisée par des liaisons à deux fils (conducteur de sécurité non compris), ce qui amène les constructeurs d’ appareils usuels, du type électroménager par exemple, à n’employer que des moteurs monophasés. Le moteur monophasé ayant par ailleurs un sens de rotation fixé par construction, c’est-à-dire après fixation de son dispositif de démarrage, présente un avantage pour les appareils mobiles (scies de chantier par exempe). Il évite, en effet, d’avoir, à chaque branchement, à rechercher le sens adéquat de rotation des phases.



3.2 Démarrage des moteurs monophasés Dans le domaine de basse tension et de puissance inférieure à quelques kilowatts, le procédé de démarrage des moteurs monophasés le plus employé est celui du condensateur auxiliaire : dans la partie du stator non utilisée par l’enroulement principal, on insère un enroulement auxiliaire, que l’on met en série avec un condensateur, le tout étant alimenté par le réseau. Du déphasage entre les courants des deux enroulements, principal et auxiliaire, résulte un champ tournant elliptique et, par suite, un couple de démarrage. Ce procédé de démarrage nécessite de fortes valeurs de capacité (environ 50 µF pour un moteur de 600 W) qui, en pratique, ne peuvent être obtenues que par des condensateurs électrochimiques. Ces éléments, présentant un facteur de pertes élevé (de l’ordre de 10 %), ne sont pas laissés sous tension permanente ; ils sont déconnectés automatiquement, après le démarrage, par un relais mis sur l’arbre et sensible à la force centrifuge, ou par un relais chronométrique. L’enroulement auxiliaire n’ayant, dans ces conditions, qu’une durée d’utilisation très faible, ne subit pas de fortes contraintes thermiques et peut être réalisé en fil fin. 

Pour des moteurs ayant une puissance nominale réduite (100 à 300 W par exemple), dont le démarrage n’exige pas de capacités supérieures à quelques microfarads, on utilise parfois un condensateur branché en permanence . Dans ce cas, la capacité du condensateur et les caractéristiques de l’enroulement auxiliaire peuvent être déterminées de façon que les performances du moteur à son régime nominal (mais à lui seul) soient équivalentes à celles de son homologue triphasé. 

On peut, également pour des moteurs de puissance réduite, éviter l’emploi d’un condensateur en utilisant un enroulement auxiliaire, conçu de telle sorte que le courant qui le traverse ait un déphasage important (de l’ordre de 30 o par exemple) par rapport au courant de l’enroulement principal. Le plus souvent, ce déphasage est obtenu sans artifice externe, en jouant sur la section du fil et le nombre de tours de l’enroulement auxiliaire. Cet enroulement doit être déconnecté après démarrage, son échauffement devenant rapidement excessif. 

On peut aussi obtenir deux flux inducteurs déphasés dans un moteur à pôles saillants, en insérant une spire conductrice en court-circuit ( spire de Frager) sur une partie du circuit magnétique de chacun des pôles (figure 7). Cet artifice, qui élimine le problème de la commutation des condensateurs, ne permet pas de conférer à ces moteurs, dits à pôles fendus , des performances aussi bonnes que précédemment et voit son emploi limité à des petits moteurs (100 à 200 W par exemple). 

Enfin, une autre solution, utilisable pour démarrer un moteur monophasé, consiste à utiliser un moteur pilote , c’est-à-dire un moteur auxiliaire doté de trois enroulements couplés en étoile dont la puissance est faible vis-à-vis de celle du moteur principal. On lance tout d’abord ce petit moteur, par exemple à la main ; une fois mis en rotation, il délivre à ses bornes un système de tensions triphasées à peu près équilibrées, qui sert de source pour le démarrage du moteur principal (lequel doit comporter également trois enroulements en étoile). À son tour d’ailleurs, celui-ci peut servir de source d’alimentation pour un moteur plus puissant, et ainsi de suite. En pratique, avec la généralisation des réseaux d’alimentation triphasés, cette solution est devenue obsolète. 

Figure 7 – Moteur à pôles fendus : schéma de principe

4. Choix des caractéristiques 4.1 Tension nominale 4.1.1 Raccordement à un réseau existant

Un industriel qui veut installer un moteur, soit pour créer une installation nouvelle, soit pour étendre une installation existante, va tout naturellement chercher à le raccorder aux r é s e a u x d’alimentation : — dans tous les cas, il dispose d’un réseau à basse tension (BT : 230/400 V), lequel est le plus souvent alimenté par un réseau de distribution à moyenne tension (HTA) à travers un poste HTA/BT ; — si la puissance appelée par l’installation est suffisamment grande, il dispose également du réseau de distribution à haute tension HTA lui-même ; compte tenu de la normalisation, ce réseau est à 20 kV ; il existe encore, en certaines villes, des réseaux souterrains à tension plus réduite, mais ils tendent à disparaître au profit du réseau à 20 kV. Certaines usines particulièrement importantes sont raccordées à un réseau de répartition à haute tension (HTB : 63 ou 90 kV), voire au réseau à très haute tension (225 kV). Mais de telles tensions ne peuvent en aucun cas permettre une alimentation directe des moteurs, et les réseaux correspondants ne servent alors que de sources primaires à un ou à des réseaux HTA propres à l’usine. 

Le coût d’un moteur est, en outre, d’autant plus élevé, toutes choses égales par ailleurs, que sa tension nominale est plus élevée. Cela n’est vrai, toutefois que si la puissance considérée pour le moteur n’entraîne pas de difficultés particulières de construction à la tension considérée, autrement dit si l’on est loin des butées constructives (par exemple grosso modo quelques centaines de kilovoltampères en basse tension, quelques mégavoltampères à 5 ou 6 kV). À cette réserve près, l’utilisateur a donc, a priori , intérêt à raccorder son nouveau moteur au réseau de plus faible tension dont il dispose et, en particulier au réseau BT. Une difficulté risque toutefois d’apparaître, du fait du courant de démarrage. En effet, en règle générale, plus la tension d’un réseau est basse, plus sa puissance de court-circuit est faible (c’est-à-dire plus son impédance interne est grande). Donc, pour un moteur de puissance donnée, les chutes de tension dues au courant de démarrage seront d’autant plus importantes que son alimentation se fera par un réseau à tension plus faible. Or ces chutes de tension peuvent devenir insupportables pour le réseau, comme pour le moteur. 


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À titre d’illustration, supposons qu’un utilisateur veuille installer un moteur à cage de 100 kVA sous 400 V et que, pour l’alimenter, il installe un poste HTA/BT de 160 kVA, ce qui lui donne une réserve lui permettant d’alimenter quelques autres appareils. Les puissances normalisées des transformateurs de distribution publique sont 50, 100, 160, 250, 400, 630 et 1 000 kVA et leur tension de court-circuit est de 4 %, de 50 à 630 kVA. Admettons, comme première approximation, que la puissance du réseau HTA est infiniment grande devant celle du transformateur, que le courant de démarrage du moteur est égal à 10 fois son courant nominal et qu’il est entièrement réactif. On démontre que la chute de tension relative ∆U / U (en %) à l’extrémité d’une ligne est donnée par la relation [17] [18] : ∆ U U

---------- =

avec

R  P + L  ω Q

------------------------------------

2

U

résistance et inductance totales de la ligne, P et Q puissances active et réactive transitant dans la ligne, ω pulsation du réseau. Compte tenu des hypothèses, on a : R 

et L

L  ω =

0,04 Ω

P = 0 (les pertes du

transformateur sont négligées)

Q = 1 000 kvar = 106 var

Il en résulte, au démarrage, une chute de tension relative : / U ≈ 25 ∆U

%

Une telle chute de tension n’est pas acceptable, surtout si elle se produit à un moment où la tension de service est inférieure à sa valeur nominale : — d’une part, elle risque de perturber le fonctionnement du matériel voisin, notamment de faire déclencher, par baisse de tension, les contacteurs ; — d’autre part, elle réduit de près de 45 % le couple de démarrage du moteur, qui est alors susceptible de ne plus pouvoir entraîner sa charge. Il y a également lieu de regarder si les autres utilisateurs du réseau de distribution publique ne souffrent pas d’un à-coup de tension qui les gêne [19]. On a supposé, dans l’exemple précédent, que le réseau HTA avait une impédance négligeable devant celle du transformateur ; on a donc éliminé toute influence du courant de démarrage sur la tension de ce réseau. Mais une telle hypothèse est loin d’être toujours admissible. En pratique, il faut demander au distributeur la valeur de la puissance de court-circuit au point de raccordement, donc celle de l’impédance du réseau d’alimentation et, à partir de là, calculer la chute de tension en ce point (cf. encadré dans le paragraphe 4.2.1) : la valeur maximale normalement tolérée est de 5 %, afin de rester dans la limite des valeurs de fréquence et d’amplitude des à-coups de tension (courbe de flicker) définies par la publication 1000-2-2 de la CEI. 

Lorsque l’on se heurte à des chutes de tension excessives , on peut : — augmenter la puissance du poste de transformation pour réduire son impédance interne, ce qui se traduit par un surinvestissement important (transformateur et appareillage) et un surcoût d’exploitation dû à l’accroissement des pertes à vide du transformateur ; mais, bien entendu, cela ne peut résoudre le cas où la chute de tension dépasse 5 % sur le réseau HTA ; — réduire le courant d’appel au démarrage ; nous examinerons ce moyen au paragraphe 4.2. 

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Si l’on alimentait le moteur considéré par le réseau HTA (à 20 kV par exemple), il n’y aurait plus de chute de tension perturbatrice appréciable ; mais on aboutirait alors à une solution excessivement onéreuse et peu satisfaisante du point de vue technique : les conducteurs étant parcourus par de faibles courants ne nécessitant que des sections très faibles, devraient être dimensionnés plus par des considérations mécaniques qu’électriques. En outre, ces conducteurs devraient être revêtus d’une isolation importante entre spires et par rapport à la masse, ce qui augmenterait le coût et nécessiterait, de plus, un accroissement des dimensions des encoches, donc de toutes celles de la machine. 

4.1.2 Utilisation d’une tension intermédiaire

Une autre solution pour alimenter un moteur consiste à faire appel à un réseau à tension intermédiaire, de l’ordre de quelques kilovolts. Une telle solution s’impose lorsque la puissance du moteur est supérieure à celle qui serait raisonnablement admissible, du point de vue constructif, pour un moteur à basse tension. Mais, bien entendu, si la puissance de la source (ou puissance que peut délivrer la source sans chute de tension excessive), c’est-à-dire en pratique celle du transformateur d’alimentation, est dimensionnée pour la seule puissance du moteur, les difficultés liées au courant de démarrage resteront les mêmes que précédemment. 



La situation est tout autre si le réseau intermédiaire sert à

alimenter un certain nombre de moteurs différents . La puis-

sance de la source étant alors forcément supérieure à la puissance des moteurs pris individuellement, le problème du démarrage s’estompe, dans la mesure où l’on s’abstient de démarrer tous les moteurs à la fois. Dans un tel cas, la fixation de la tension d’alimentation résulte d’un choix économique qui fait intervenir, outre le coût des moteurs, ceux du poste d’alimentation et de l’appareillage. Or ces trois facteurs ont chacun une sensibilité différente à la tension : — comme il a été indiqué (§ 4.1.1), hors de toute butée constructive, le prix d’un moteur décroît avec sa tension nominale ; — dans l’intervalle de tension considéré ici (jusqu’à 20 kV), le prix d’un transformateur ne varie pratiquement pas avec la tension ; — à courant nominal et courant de court-circuit constants, le prix de l’appareillage est indépendant de la tension ou, du moins, ne varie que suivant des paliers très larges de tension ; cette invariance résulte très simplement de la normalisation qui n’introduit qu’un nombre discret de tensions nominales : ainsi, que l’on commande un matériel à 4 ou à 6 kV par exemple, on obtiendra du fabricant le même produit conçu pour 7,2 kV. La normalisation n’introduit également qu’un nombre discret de valeurs pour les courants nominaux comme pour les courants de court-circuit des éléments du poste (interrupteur compris) ; par suite, si, en augmentant la tension, on peut diminuer d’un cran au moins une des deux valeurs normalisées de courant à prendre en compte, on y gagne en prix.

Dans le cas particulier où l’installation industrielle nécessite un grand nombre de moteurs ayant des puissances nominales très différentes (indépendamment des petits moteurs qui sont, a priori , justiciables de la basse tension), on peut envisager de faire appel à deux réseaux de tensions différentes. 

À titre d’exemple, on peut avoir un réseau à 5 kV pour des moteurs de quelques centaines de kilovoltampères et un réseau à 10 kV pour des moteurs de quelques mégavoltampères. Un calcul économique est évidemment à faire, mais l’expérience montre qu’une telle solution est rarement intéressante ; même si elle s’avère apporter un léger gain en investissement, elle entraîne une complication d’exploitation non négligeable et peut accroître les coûts d’exploitation (frais d’entretien, de stockage de pièces de réserve, etc.).



4.2 Réduction du courant de démarrage 4.2.1 Moteur à cage

Une première solution consiste à coupler les enroulements du stator en étoile au moment du démarrage, puis à revenir au couplage normal en triangle une fois le moteur lancé (figures 8a et 8b ). Cela revient à diviser, pendant la première phase du démarrage, par 3 la tension d’alimentation des enroulements ( V 1 = U 1 ⁄ 3 ) , par 3 le courant en ligne (en fait, un peu plus si l’on tient compte de la saturation) et par 3 le couple. Ce procédé, qui nécessite bien évidemment que toutes les extrémités des enroulements du stator soient sorties, est utilisable pour des petits moteurs, si le couple résistant le permet, mais ne l’est plus quand la puissance dépasse quelques dizaines de kilowatts. La raison en est essentiellement la brutalité des régimes transitoires de courant et de couple qui se manifestent lors du changement de couplage (figure 8c ). 

Un autre moyen consiste à réduire la tension aux bornes, en introduisant une résistance en série sur chacune des phases du moteur. Les résistances peuvent être des résistances métalliques, munies d’un ou plusieurs crans que l’on court-circuite au fur et à mesure de la montée en vitesse, ou bien des résistances électrolytiques ; dans ces éléments, la variation de résistance est continue et obtenue soit par l’échauffement d’un électrolyte sous l’effet du passage du courant (la résistivité d’un électrolyte décroissant avec la température), soit par une variation commandée du niveau de l’électrolyte entre des électrodes. La valeur initiale de la résistance des appareils électrolytiques est fixée par la concentration du bain de l’électrolyte. 

Figure 8 – Moteur asynchrone à cage. Démarrage étoile-triangle

En associant le réglage étoile-triangle et les résistances statoriques, on aboutit à un système qui conserve la forte réduction du 

courant initial et qui réduit l’appel de courant consécutif à la remise en triangle des enroulements. Le démarrage se fait en trois temps : alimentation en étoile, alimentation en triangle avec insertion de résistances statoriques, puis mise en court-circuit de ces résistances.

On peut également, pour réduire la tension aux bornes du moteur, utiliser des inductances à la place des résistances statoriques. Elles présentent l’avantage d’éviter une dissipation d’énergie active et d’avoir une isolation plus facilement réalisable. Alors que les résistances ne sont employées pratiquement qu’en basse tension (§ 4.1.1), les inductances le sont en HTA, pour des moteurs de quelques centaines de kilowatts. Elles peuvent, en variante, se présenter sous la forme d’inductances saturables avec un enroulement auxiliaire à courant continu. 



Un autre dispositif de limitation du courant de démarrage est le

transformateur-bloc : il s’agit d’un transformateur fourni avec le

moteur (d’où son nom) ayant une forte impédance de fuites (de l’ordre de 8 à 15 %) qui joue le rôle d’une inductance statorique en série. Ce transformateur permet de choisir librement la tension d’alimentation du moteur, mais diminue le rendement (de quelques points) et augmente l’énergie réactive ou absorbée en marche normale.

Ce transformateur-bloc peut être remplacé par un autotransformateur à une ou plusieurs prises. Dans le cas où il n’y a qu’un seul rapport de transformation (figure 9), le démarrage a lieu en trois 

étapes : — d’abord, l’alimentation est faite par la prise, donc sous tension réduite ; — puis, on ouvre le point neutre de l’autotransformateur en laissant son enroulement série en série avec le moteur ; — en dernier lieu, ou court-circuite cet enroulement, ce qui met le moteur sous sa tension nominale. Ce dispositif est utilisable en HTA comme en BT ; pour un même courant en ligne, il donne un couple moteur plus élevé qu’avec une inductance statorique (approximativement, dans le rapport inverse du rapport de transformation).

Figure 9 – Moteur asynchrone à cage. Démarrage par autotransformateur à un seul rapport de transformation

Enfin, il existe un dispositif à semiconducteurs permettant de limiter le courant de démarrage, qui est le gradateur. Sa description en est donnée au paragraphe 6.3.4, car il sert aussi à faire varier la vitesse de moteurs de faible puissance [20] [21]. 

La détermination des tensions et courants lors du démarrage d’un moteur, prenant en compte les caractéristiques du réseau, du moteur et de son dispositif de réglage, nécessite un programme informatique : beaucoup d’utilisateurs industriels importants possèdent un ou des programmes plus généraux qui leur permettent d’obtenir ces valeurs [22]. Néanmoins, il faut signaler qu’il existe un programme spécifique public (programme CADMOS), aisément transposable sur calculatrices programmables. Le lecteur le trouvera dans la publication référencée [3].


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4.2.2 Moteur à rotor bobiné

Avec le moteur à rotor bobiné, malheureusement plus coûteux que le simple moteur à cage, on a la possibilité d’insérer, lors du démarrage, un rhéostat dans le circuit du rotor (figure 10a ). Cela permet à la fois de diminuer le courant de démarrage I1 , comme on peut s’en rendre compte en examinant le schéma équivalent (figure 1), et d’augmenter le couple moteur. Il est même possible, mais rarement utile, d’obtenir ainsi un couple de démarrage C D égal au couple maximal C max du moteur. Les résistances métalliques que l’on court-circuite progressivement par des contacteurs K1, K2, ..., K ( j – 1) permettent de commander des moteurs de plusieurs mégawatts. Les caractéristiques associées aux différentes positions des contacteurs sont données sur la figure 10b . 

qu’un seul point tel que P2, sur la partie ascendante, ou P3 sur la partie descendante. Dans ce cas particulier, les deux points P2 et P3 peuvent correspondre chacun à un fonctionnement stable puisque la condition de stabilité y est respectée pour l’un comme pour l’autre. Il faut cependant remarquer que la partie de la courbe où C diminue quand g augmente a une pente relativement faible sur une grande partie de son tracé, comme le fait bien ressortir la figure 2, la figure 11 ayant, elle, été déformée suivant l’axe des g , pour faciliter la représentation. Il en résulte qu’à une faible variation de C r3 peut correspondre une grande variation de l’ordonnée g du point P3, ce qui donne un régime relativement peu stable. De plus, le glissement étant alors fort, le rendement des moteurs est faible et l’échauffement des bobinages important. Tout fonctionnement permanent dans cette zone doit donc être exclu.

Exemple : pendant la phase de démarrage, on enclenche successivement les contacteurs K1, K2, ..., K ( j – 1), à des intervalles de temps tels que le couple du moteur puisse varier entre deux valeurs, l’une C D un peu inférieure au couple maximal C max , l’autre au voisinage du couple nominal C n . À l’arrêt, les ( j – 1) contacteurs sont ouverts et la résistance complète est insérée ; en régime final, les ( j – 1) contacteurs sont fermés et la résistance est mise en court-circuit. On fait également souvent appel aux résistances électrolytiques dans lesquelles la décroissance continue de la résistance est due soit à la vaporisation partielle d’un électrolyte (puissance limite aux environs de 700 kW), soit à l’immersion progressive d’électrodes dans une cuve par motopompe (puissance limite aux environs de 1 500 kW), soit au déplacement électromécanique d’électrodes (pratiquement sans puissance limite). 

4.3 Détermination du couple 4.3.1 Stabilité théorique

Le régime permanent de fonctionnement d’un moteur est obtenu, du point de vue théorique, lorsqu’il y a égalité entre son couple d’entraînement C et le couple résistant C r du mécanisme entraîné. Il est nécessaire toutefois, pour qu’un tel régime puisse réellement se maintenir, qu’il s’établisse un équilibre stable des couples ; en pratique, cela signifie que, lorsque l’égalité est obtenue, il faut qu’à toute augmentation ou diminution accidentelle de la vitesse corresponde respectivement une diminution ou un accroissement du couple moteur par rapport au couple résistant, de façon que le système tende à revenir au point d’équilibre. La stabilité dépend donc de l’allure des caractéristiques motrices et résistantes. Traçons la courbe du couple C d’un moteur asynchrone en fonction de son glissement g (figure 11). Supposons, tout d’abord, que le couple résistant C r1 soit indépendant de la vitesse . L’intersection des deux caractéristiques C et C r1 donne deux points P1 et P’1, mais seul le point P1 

correspond à un fonctionnement stable. En effet, on démontre que, d’une façon générale, la condition de stabilité s’écrit : d C – d C r > 0 ou d g

-------------------------

C r d C d > ---------d g d g

---------

ce qui signifie que la pente de la caractéristique C (g ) doit être supérieure à celle de la caractéristique C r (g ). Cette condition est évidemment réalisée pour P1 mais pas pour P’1. Supposons, maintenant, que la caractéristique C r soit une fonction de la vitesse, par exemple qu’elle soit proportionnelle au carré de la vitesse (cas d’un ventilateur ou d’une pompe). Son intersection avec C (g ) peut, si la courbure est suffisante, ne donner 

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Figure 10 – Moteur asynchrone à rotor bobiné. Démarrage par rhéostat rotorique



 Dans le cas où il présente une caractéristique variant fortement avec le glissement (C r2 et C r3 sur la figure 11), on peut obtenir une chute brutale de vitesse, puis un fonctionnement pseudo-stable avec des oscillations plus ou moins prononcées autour d’un point d’équilibre correspondant à un glissement élevé, donc un rendement faible et des courants rotorique et statorique élevés. On dit souvent, dans ce cas, que le moteur rampe . Un tel fonctionnement ne doit pas être maintenu longtemps, pour éviter une destruction de la machine par effet thermique.

On caractérise le risque qu’a un moteur à se trouver dans une telle situation en introduisant le coefficient de stabilité, qui est le rapport entre son couple maximal C max et son couple nominal C n . Plus ce rapport est grand, plus le risque d’instabilité est faible.  En pratique, pour un moteur triphasé, on adopte généralement : 

α

Figure 11 – Intersection de la caractéristique du couple d’un moteur asynchrone et de différentes caractéristiques de couples résistants

Un des facteurs qui détermine le temps au bout duquel un moteur atteint son régime d’équilibre est le couple accélérateur C a qui est la différence, à chaque instant, entre C et C r : plus il est grand, plus ce temps est court. Bien évidemment, s’il est négatif dans la phase du démarrage le moteur ne peut décoller. Si J est le moment d’inertie global des masses en mouvement, on a : d ω C a = C – C r = J ----------m---d t 

Plus le couple accélérateur est élevé, plus vite est atteinte la vitesse nominale et plus faible est la contrainte thermique que subit le moteur. Toutefois, le constructeur peut être amené à imposer une valeur maximale à C a pour limiter les contraintes mécaniques de certaines pièces en rotation. On définit parfois un couple accélérateur moyen C a moy (exprimé en N · m) en déterminant, par intégration, l’aire comprise entre les deux courbes C et C r . On montre que la durée de démarrage t D (exprimée en secondes) est donnée par la relation : t D ≈

π

------

30

N J ----------------C a moy

4.3.2 Couple nominal

Il résulte du paragraphe 4.3.1 que le point de fonctionnement d’un moteur doit être situé dans la petite zone, à variation rapide de couple, délimitée par le point de glissement nul et le point correspondant au couple maximal (§ 1.2.2). Toutefois, il est prudent de ne pas le situer trop près de ce dernier, car on risque un phénomène accidentel d’instabilité. Si, en effet, il se produit une baisse de la tension d’alimentation (qui, rappelons-le, intervient sur la valeur des couples par le carré de l’amplitude de la tension) ou s’il apparaît un point dur (frottement, par exemple) dans le mécanisme entraîné, le couple résistant à la vitesse considérée risque de devenir supérieur au couple moteur maximal.  Dans le cas où le couple résistant C r (g ) est indépendant du glissement (comme C r1 sur la figure 11), ou ne varie que faiblement avec lui, cela va se traduire par un arrêt du moteur, qui doit alors être rapidement mis hors service par un système de protections. 

C max ≈ 1,8 C n

= ---------------

 Pour différentes raisons, qui ne tiennent pas uniquement à la stabilité, les normes imposent d’ailleurs une valeur minimale à ce coefficient α. Par exemple, les normes NF C 51-111 et NF C 51-200 spécifient : — pour les moteurs polyphasés en général ..................... α > 1,6 — pour les moteurs polyphasés à cage spécialement prévus pour avoir au démarrage un courant inférieur à 4,5 I n ............................................................................... α > 1,5 — pour les moteurs monophasés : • à condensateur et coupleur ............................................ α > 1,5 • à condensateur permanent............................................. α > 1,4 • à bague de déphasage .................................................... α > 1,2

La courbe du couple moteur en fonction de la vitesse est établie par le constructeur en supposant un régime stationnaire à chaque valeur de la vitesse. Or, lors du démarrage, ou plus généralement lors d’une variation de vitesse, c’est le couple dynamique qui intervient, et sa valeur maximale est inférieure à celle du couple statique. L’écart, difficile à déterminer, est d’autant plus grand que l’accélération est plus forte, donc que l’inertie du système entraîné est plus faible. 4.3.3 Couple de démarrage

Dans le cas d’un moteur à rotor bobiné , le couple de démarrage C D peut être réglé à la valeur que souhaite l’utilisateur, au moyen d’un rhéostat triphasé adéquat dont les sorties constituent le point neutre de l’enroulement rotorique (figure 10). 

Le couple de démarrage d’un moteur à cage est, en revanche, fixé par la construction même du moteur et ne peut être modifié, du moins augmenté, par l’utilisateur. Les normes imposent cependant : — C D  0,5 C n pour les moteurs triphasés de moins de 100 kW ; — C D  0,3 C n pour les moteurs triphasés de plus de 100 kW, pour tous les moteurs monophasés et pour les moteurs triphasés à plusieurs vitesses. Les couples de démarrage que l’on considère ainsi sont des couples déterminés en régime établi. Au moment du décollage, il se superpose un couple transitoire oscillant à la fréquence du réseau, dont l’amplitude peut être cinq fois supérieure à celle du couple moyen, avec une durée d’amortissement de l’ordre de la demi-seconde. Il est donc prudent, surtout pour les gros moteurs par exemple de puissance supérieure à 100 kW), d’avoir une ligne d’arbre dont la fréquence de résonance soit éloignée de celle du réseau. 


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4.4 Puissance nominale et service nominal Dans le cas très fréquent où un moteur fonctionne sinon d’une façon rigoureusement permanente (service continu), du moins avec de très grandes périodes de fonctionnement, la définition de la puissance apparente S n ne soulève aucun problème ; elle a pour valeur : S n

=

U n In 3

alors que la puissance nominale active est : 2 π C N P 1n = U n In 3 cos ϕ n = -------- ------n-------n---60 ηn avec C n P n U n et I n ηn ϕ n

P n

= --------

ηn

couple nominal à la vitesse nominale, puissance nominale du moteur, qui est la puissance utile sur l’arbre et qui vaut C nω mn , valeurs efficaces des tension et courant du moteur en régime permanent, rendement du moteur au régime nominal, déphasage entre courant et tension de chaque enroulement.

Nota : P n désigne usuellement la puissance nominale, qui est en fait une puissance mécanique, et non pas électrique. L’introduction de P 1n permet d’éviter cette confusion et désigne la puissance électrique active au régime nominal.

À partir de ces valeurs, le constructeur définit la conception du moteur, en faisant intervenir les échauffements créés par le courant permanent. Il peut, du moins en première approximation, et si l’inertie de la masse tournante, donc la durée du démarrage, n’est pas trop grande, négliger l’effet de l’échauffement dû à la surintensité initiale, d’autant que celle-ci ne se développe que lorsque le moteur est à l’état froid. Mais si, sur le même circuit de charge, on soumet le moteur ainsi conçu à des cycles rapprochés de démarrage et d’arrêt, il se produit un suréchauffement des enroulements qui réduit la durée de vie des isolants. Pour maintenir la température de ceux-ci au-dessous de la valeur maximale admissible, il est donc nécessaire de déclasser la puissance affichée du moteur. Bien entendu, si, en plus de ces cycles, on impose à ce moteur des périodes de freinage électrique, le déclassement risque d’être plus sévère. En revanche, en établissant dans les cycles des intervalles de repos ayant une durée suffisante vis-à-vis des constantes de temps thermiques du moteur, on améliore la situation. En particulier, si les temps de mise sous tension sont courts et les périodes de repos grandes (ce qui caractérise ainsi ce que l’on appelle le service temporaire), l’échauffement peut être plus faible que dans le cas du régime continu. La notion de puissance nominale n’a donc pas de sens du point de vue constructif, si on ne lui associe pas tout ce qui caractérise les conditions d’emploi et qui forme le service nominal. Malheureusement, à part quelques cas simples, il n’est pas aisé de définir le service nominal, car il fait intervenir un grand nombre de paramètres plus ou moins indépendants, tels que les temps de fonctionnement en charge, de démarrage et de freinage, la durée des cycles et l’inertie des masses tournantes. Pour faciliter le travail, il a été normalisé huit services types (figure 12), nous renvoyons le lecteur à la norme NF C 51-111 pour y trouver la définition et le contenu précis de chacun de ces services, classés S1 à S8.

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Figure 12 – Services normalisés des moteurs

4.5 Rendement 4.5.1 Valeurs actuelles

Les moteurs asynchrones, comme la plupart des moteurs électriques, ont la réputation d’avoir de bons rendements . Cette réputation, qui résulte d’une comparaison implicite avec les systèmes mécaniques ou thermiques, est justifiée, comme le montre le tableau 1 où sont données, à titre d’exemple, les valeurs du rendement à pleine charge de moteurs quadripolaires, c’est-à-dire de vitesse 1 500 tr/min pour une alimentation à 50 Hz, de différentes puissances. On y observe l’effet de taille bien connu qui fait que les rendements peuvent être d’autant plus élevés que la puissance nominale P n des appareils est plus grande. (0) 

Tableau 1 – Exemples de rendement de moteurs quadripolaires de différentes puissances Puissance nominale du moteur ....................... (kW) 1,1 11 55 110 1 000 5 000 Rendement à pleine charge... 0,78 0,88 0,94 0,95 0,96 0,97



Par ailleurs, comme le montre l’exemple de la figure 13 , le rendement est peu variable sur une plage qui s’étend au moins entre les 2/3 de la puissance nominale et cette puissance nominale. L’adaptation du moteur à sa charge ne pose donc pas de problème critique de ce point de vue. 

Cette réputation de bon rendement des moteurs asynchrones a eu l’inconvénient de désensibiliser les acheteurs des moteurs usuels (moteurs à basse tension essentiellement) vis-à-vis de la valeur même de ce rendement. De ce fait, certains constructeurs, qui sont soumis à une forte concurrence sur ce marché, peuvent être amenés à minimiser les prix de revient de leurs appareils au détriment du rendement. Lorsque ces moteurs sont utilisés de façon temporaire ou avec des cycles de marche relativement courts, cela n’a guère d’importance. En revanche, s’ils doivent assurer des régimes continus pour une charge supérieure à 50 % de la pleine charge nominale, comme c’est le cas de la majorité des moteurs à usage industriel, ils peuvent être pénalisants en coût d’exploitation pour l’utilisateur, qui a intérêt, alors, à rechercher un moteur de meilleur rendement. 

On a cependant constaté récemment, à l’occasion de la normalisation européenne des valeurs de tension (passage de 220/380 V à 230/400 V), un renouvellement des gammes de moteurs les plus utilisés (moteurs asynchrones triphasés à cage à basse tension), qui s’est accompagné d’une amélioration sensible des performances de rendement.

4.5.2 Amélioration possible

Pour augmenter le rendement d’un moteur, il faut chercher à réduire chacun des principaux postes de pertes [23].  On peut tout d’abord chercher à réduire les pertes Joule des enroulements du stator. Les moteurs ont profité des caractéristiques thermiques améliorées des isolants modernes, qui sont désormais couramment de classe de température F , pour augmenter la température de service des enroulements, tout en maintenant des températures de fonctionnement assurant une longévité compatible avec des exigences de service industriel [24]. La réduction des pertes Joule peut s’obtenir soit par une diminution de la résistance des enroulements, procurée par une meilleure utilisation de la matière en réduisant la masse des conducteurs dans la partie des enroulements qui ne participe pas directement à la conversion électromécanique (comme les têtes de bobines), soit par une réduction de la température moyenne par une amélioration de la capacité de refroidissement. 

 On peut chercher à réduire les pertes électromagnétiques par hystérésis et courants de Foucault en utilisant des tôles à faibles pertes massiques ou de faible épaisseur. Les matériaux magnétiques sont, sur cet aspect, en progrès réguliers. Cependant, l’intégration de ces matériaux performants dans les moteurs est réalisée au rythme de l’évolution des gammes de moteurs. Notons que les tôles à cristaux orientés qui sont utilisées dans les transformateurs ne sont pas utilisables efficacement dans les moteurs, car elles n’ont de faibles pertes massiques que lorsque l’induction est parallèle au sens de laminage ; or, dans les moteurs, l’induction tend à être multidirectionnelle. Enfin, un moyen supplémentaire de réduction des pertes magnétiques est le surdimensionnement du circuit magnétique, par exemple en augmentant la longueur et en conservant le diamètre, de façon à utiliser les matériaux de façon moins intense, ce qui conduit à réduire les pertes volumiques.  Lorsque les pertes électriques sont réduites, il devient possible de réduire les pertes mécaniques et de ventilation par l’utilisation d’un ventilateur de plus faible taille. L’amélioration des échanges thermiques du moteur permet d’augmenter la capacité de refroidissement et de réduire la puissance nécessaire à la ventilation. Les pertes de friction des paliers peuvent être réduites par l’utilisation de roulements performants.

La réduction des pertes d’un moteur est étroitement liée au dimensionnement d’ensemble, car la capacité d’emploi d’un moteur est limitée par la température atteinte par les conducteurs. L’optimisation du rendement d’un moteur est un problème global de conception , concernant à la fois le dimensionnement et la construction. Outre l’amélioration de la qualité des matériaux, la conception des moteurs les plus modernes a progressé grâce au développement des outils de CAO dans le domaine de l’électromagnétisme et de la thermique. Le lecteur pourra trouver dans l’article Conception assistée par ordinateur (CAO) en génie électrique . Méthodes et techniques [22] des informations détaillées sur ces outils. 

Pour des usages intensifs (§ 4.4), le rendement d’un moteur est un des critères techniques et économiques de choix . On notera, aussi, que l’amélioration du rendement des moteurs s’accompagne en général d’une réduction du bruit, grâce à l’utilisation d’un ventilateur moins puissant. Nota : le lecteur peut également se reporter à l’article Machines cryoélectriques [25]. Il existe maintenant des fils supraconducteurs pour applications à 50 Hz qui sont, en théorie, utilisables pour des stators de moteurs industriels, mais qui, en pratique, ne le sont pas pour des raisons de coût et de difficultés de mise en œuvre en exploitation industrielle.

4.6 Conception 4.6.1 Normalisation Nota : le lecteur pourra se reporter dans le fascicule [Doc. D 3 491] au paragraphe Normalisation .

Les puissances nominales des moteurs de moins de 1 000 kW ont fait l’objet d’une normalisation internationale. Le lecteur trouvera dans la norme NF C 51-110 deux tableaux : — le premier concerne les moteurs de moins de 280 kW ; il indique, en plus des valeurs normalisées proprement dites, des valeurs intermédiaires admissibles en cas de nécessité absolue ; — le second concerne les moteurs de 280 à 1 000 kW. À une exception près, donnée uniquement à titre transitoire, les valeurs de ces deux tableaux sont toutes alignées sur celles de la norme internationale (CEI 34-1). 

Figure 13 – Moteur asynchrone à cage d’environ 100 kW : courbe du rendement  en fonction de sa puissance utile P u rapportée à la puissance nominale P n


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La normalisation des performances des moteurs est définie par la norme NF C 51-111 et son équivalent CEI 34-1. Le document CEI 34-12 définit des performances complémentaires de couple et de puissance apparente au démarrage des moteurs asynchrones triphasés à cage d’une puissance inférieure ou égale à 630 kW et de tension inférieure ou égale à 660 V. 



Les moteurs font l’objet d’une certaine normalisation des

dimensions . Cela concerne essentiellement les cotes de fixation

(NF C 51-104 et NF C 51-120) et, dans le cas des moteurs BT d’usage courant, les cotes d’encombrement des moteurs fermés (guide UTE C 51-151) et les dimensions des bouts d’arbre des moteurs fermés et protégés (NF C 51-150, NF C 51-155, NF C 51-160 et NF C 51-165). La norme NF C 51-150, ainsi que le document d’harmonisation CENELEC HD 231, définissent la coordination entre la puissance nominale et les dimensions pour les moteurs de type fermé à rotor en court-circuit d’une hauteur d’axe inférieure ou égale à 315 mm, de puissance inférieure ou égale à 132 kW et de 2, 4, 6 ou 8 pôles. Les publications CEI 72-1, CEI 72-2 et CEI 72-3 constituent une mise à jour de ces documents de normalisation dimensionnelle. 

4.6.2 Protection

Ce terme englobe à la fois le souci de protéger les personnes contre les contacts avec les pièces en mouvement ou sous tension, en prenant en compte les outils qu’elles peuvent avoir en main, et celui de protéger le moteur lui-même contre les contraintes qu’il a à subir du fait de l’environnement dans lequel il fonctionne (poussières de différentes tailles, humidité, jets d’eau, gaz, etc.). Les normes ont introduit deux systèmes de classification différents, le premier pour les moteurs de moins de 600 W, le second pour ceux de plus de 600 W. Pour les moteurs de puissance nominale inférieure ou égale à 600 W, la classification est faite en combinant la protection des 

personnes et celle du moteur et comporte douze catégories de niveau croissant, allant de la machine ouverte à la machine à surpression interne (norme NF C 51-200). Les moteurs les plus courants sont les moteurs protégés et les moteurs fermés . La classification des autres moteurs, de puissance nominale supérieure à 600 W , comporte séparément six niveaux (classés de 

0 à 5) pour la protection des personnes, et neuf niveaux (classés de 0 à 8) pour la protection du moteur contre l’introduction d’eau (norme NF C 51-115). Les niveaux de protection de ces machines sont définis symboliquement par les lettres IP suivies de deux indices respectivement égaux à un niveau de chacune de ces protections, par exemple IP 11, IP 23 ou IP 44 (moteurs pris parmi les plus courants).

Nota : le lecteur pourra se reporter, dans ce traité, aux articles Installations électriques à basse tension [26] et Prévention des accidents électriques [27].

Pour les utilisations en zones industrielles exposées aux risques d’explosion d’origine gazeuse, il existe des moteurs dont la 

construction spécifique garantit qu’ils ne soient pas source d’explosion. La définition des zones à risques et les performances des matériels qui y sont utilisés sont définies par les normes NF C série 23 et leurs équivalents CENELEC et CEI (cf., dans ce traité, l’article Matériels et installations électriques en atmosphères explosibles. Normalisation [28]).

5. Perturbations de la tension 5.1 Origine

Les répercussions de ces incidents sur la continuité du service et le fonctionnement du matériel dépendent de la nature des défauts, de leur emplacement et des moyens de protection mis en œuvre pour les éliminer. Dans une installation industrielle, quand, par exemple, se produit le claquage d’un élément (câble, moteur, transformateur, etc.), on observe : — si la protection est assurée par le seul disjoncteur d’arrivée, le déclenchement de toute l’installation ; — si cette protection est ramifiée en plusieurs zones, le déclenchement de la zone comportant l’élément défectueux et une chute de tension pouvant atteindre 100 % sur une des phases des autres zones pendant le temps d’élimination du défaut. Dans ce dernier cas, il y a donc à la fois coupure d’une partie de l’installation (jusqu’à sa remise en état) et creux de tension de plus ou moins forte amplitude, mais sans coupure, sur l’autre partie. En fait, il est statistiquement beaucoup plus fréquent qu’un défaut se produise dans les réseaux aériens, soit, en pratique, dans les réseaux de distribution ou de transport, plutôt que dans les installations intérieures ou liaisons souterraines situées à l’abri des contraintes climatiques (pluie, foudre, etc.) et d’environnement (branches d’arbre, plombs de chasse, etc.). En outre, par suite de l’interconnexion des différents réseaux, tout court-circuit affectant l’un d’eux sera ressenti, en toute rigueur, par n’importe lequel des autres, étant évidemment entendu que sa perception sera d’autant plus faible qu’il en sera plus éloigné. Il en résulte que les installations électriques peuvent subir un nombre difficilement prévisible de perturbations de tension, dont l’éventail va de la chute de tension transitoire, d’amplitude variable entre 0 et 100 %, jusqu’à la coupure brève, de durée inférieure à 300 ms, et, dans les cas les plus graves, jusqu’à la coupure de longue durée (appelée simplement coupure ). Le lecteur trouvera, dans l’article Qualité de la tension dans les réseaux électriques. Creux de tension, flicker et harmoniques [19] des précisions sur ces perturbations, leur origine et leur classement. Il y trouvera, en particulier, un exposé sur le réenclenchement rapide, qui est à l’origine du plus grand nombre des coupures brèves observées, ce qui peut sembler paradoxal puisque ce système a pour but d’améliorer la continuité du service. Mais, en fait, ces automatismes de protection permettent d’éliminer rapidement la plus grande part des défauts qui sont de nature fugitive.

5.2 Répercussions des coupures brèves Quand on coupe la tension d’alimentation d’un moteur asynchrone, celui-ci fonctionne en génératrice et délivre à ses bornes une tension d’amplitude et de fréquence progressivement décroissantes. On peut fréquemment admettre que la tension, au bout de 0,5 s, a encore la moitié de sa valeur initiale. Si, après un temps de l’ordre de 0,3 s, on réapplique la tension du réseau, il apparaît inévitablement une différence de phase, voire même une opposition de phase, entre la tension de la machine et celle du réseau. Tout se passe sensiblement, du point de vue de la surintensité qui en résulte, comme si l’on appliquait au moteur complètement démagnétisé une tension égale à la somme vectorielle de ces deux tensions. Les contraintes sont plus fortes qu’au démarrage et peuvent être préjudiciables au moteur. Il y a donc lieu d’interdire tout réenclenchement tant que la tension résiduelle n’a pas disparu (ou, à la rigueur, pour certains moteurs de construction récente, tant qu’elle n’est pas au moins inférieure à 20 % de sa valeur nominale). En pratique, cela signifie que, sauf nécessité absolue imposée par le processus de fabrication auquel est attaché le moteur, toute coupure brève doit entraîner le déclenchement de ce dernier.

Les réseaux et les installations électriques sont le siège d’incidents de nature aléatoire, dont les plus fréquents sont les courts-circuits et plus particulièrement les courts-circuits entre phase et masse [29].

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5.3 Répercussions des creux de tension La chute de tension aux bornes d’un moteur se traduit par une diminution de son couple d’entraînement (qui est proportionnel au carré de la tension, § 1.2.2), et par conséquent par son ralentissement. La variation de la vitesse est une fonction de l’amplitude de la chute de tension, de sa durée et de l’inertie des masses en mouvement. Pour réduire cette variation de vitesse, on a donc la possibilité de jouer sur l’inertie, par exemple en plaçant sur l’arbre du moteur un volant. C’est une solution parfois utilisée lorsque le ralentissement d’un moteur, pendant la durée prévisible d’un fort creux de tension ou d’une coupure brève, risque d’avoir des répercussions graves sur l’installation dans laquelle il est inséré. Bien entendu, ce volant entraîne un accroissement du temps de démarrage et une augmentation des contraintes subies par le moteur ; il faut donc que celui-ci soit conçu en conséquence. Il peut d’ailleurs être alors plus intéressant d’alimenter le moteur par une source de tension non perturbable. À la fin de la perturbation, lorsque la tension revient à sa valeur initiale, le moteur devrait retrouver sa caractéristique normale de couple et revenir à la position d’équilibre de couple et de vitesse qu’il avait auparavant. Malheureusement, deux obstacles risquent d’apparaître : — le couple du moteur, qui dépend du glissement atteint par le rotor à cet instant, peut-être inférieur au couple résistant du mécanisme entraîné ; il n’y a alors plus d’équilibre possible et il est nécessaire de déclencher le moteur ou de faire intervenir des automates qui permettent la réapparition rapide d’un couple accélérateur (§ 4.3.1) ; — la surintensité, qu’engendre à ce même instant la variation brusque de tension, provoque une chute de tension dans le réseau, accentuant le risque d’instabilité ; la chute de tension est, bien sûr, d’autant plus forte qu’il y a plus de machines dans l’installation. Par ailleurs, sur un à-coup de tension, les moteurs à rotor bobiné se comportent comme des moteurs à cage et sont le siège d’une surintensité pouvant dépasser celle pour laquelle ils sont conçus et les endommager. Il n’est pas possible de définir, ni même d’esquisser, une politique générale à appliquer lors des creux de tension. Chaque cas doit être examiné en prenant en compte ses propres paramètres (caractéristiques des moteurs et de leur système de démarrage, inertie des masses entraînées, impératifs d’exploitation, puissance de courtcircuit du réseau, etc.). Les quelques remarques suivantes peuvent aider à la réflexion. On observe que, dans les creux de tension modérés (disons de l’ordre de 30 %), qui sont les plus fréquents, la plupart des installations se comportent bien, sans précaution particulière. Le problème que posent les creux de tension n’atteint une véritable acuité que dans un nombre limité de cas, où souvent d’ailleurs leur existence n’a pas été prévue. 

Un moteur à cage sans système de démarrage ne se heurte pas, lors d’un creux de tension, à des conditions de couple et de surintensité plus sévères que pendant son démarrage, dans la mesure du moins où il n’y a pas d’autres moteurs au voisinage pour créer une chute de tension supplémentaire. En dehors de ce cas, et si le système entraîné le permet, il peut supporter tous les creux de tension, coupures brèves exclues. 

Un moteur à rotor bobiné , n’ayant plus le couple moteur suffisant après le ralentissement consécutif à une baisse de tension, peut le retrouver par l’insertion automatique d’une résistance dans son circuit rotorique. Dans le cas fréquent où le couple résistant croît avec la vitesse, l’emploi de la résistance de démarrage risque de ne pas permettre de récupérer assez de couple. Il est donc nécessaire de prévoir une autre résistance, dite de repli, de valeur adéquate. 

Les contacteurs agissent sur le comportement d’une installation de moteurs, comme nous le précisons au paragraphe suivant. 

5.4 Contacteurs Les contacteurs, dont la bobine de commande est alimentée par le réseau à courant alternatif (cas assez général), se déclenchent en quelques dizaines de millisecondes lorsque la tension du réseau baisse d’au moins 30 %, chaque appareil ayant d’ailleurs ses caractéristiques propres [26]. De ce fait, les contacteurs tendent à transformer toute chute de tension transitoire en une coupure. Pour remédier à une telle situation, on a souvent préconisé de temporiser le déclenchement par manque de tension du contacteur, par exemple en alimentant sa bobine à travers un pont de redresseurs suivis de condensateurs qui fixent la valeur de la temporisation. Ce principe de temporisation est tout à fait valable lorsque l’on a affaire à des circuits passifs, mais l’expérience actuelle montre qu’il ne faut pas y faire appel pour des moteurs. Le contacteur est, en effet, en l’absence d’un système sophistiqué d’automates, la meilleure protection des moteurs contre les coupures brèves et les creux de tension de trop grande amplitude. Cependant, en cas de nécessité, pour des moteurs de faible puissance , le maintien en position fermée du contacteur d’alimentation du moteur est une solution pour assurer la continuité de service du moteur sur une coupure brève de tension ou un creux de tension profond. En effet, pour des moteurs asynchrones à cage de puissance inférieure à 30 kW environ, la tension résiduelle décroît suffisamment rapidement pour qu’au bout de 0,3 s, elle ait atteint un niveau admissible pour un réenclenchement sans surintensité inadmissible. Toutefois, l’emploi de cette solution est soumis à la condition qu’un redémarrage automatique ne nuise pas à la sécurité des matériels et des personnes. Nota : l’article Régimes transitoires des machines électriques tournantes [29], ainsi que l’ouvrage [13] fourniront des informations détaillées sur les régimes transitoires complexes des moteurs asynchrones qui se produisent lors d’une perturbation de la tension d’alimentation.

6. Vitesse variable 6.1 Intérêt Bien que les moteurs asynchrones n’aient pas, comme les moteurs synchrones, une vitesse strictement constante, puisque [relation (1)] N = N s (1 – g ), il n’est guère possible, pour autant, de les considérer comme des moteurs à vitesse variable. Leur vitesse est en effet bornée, d’un côté par la vitesse de fonctionnement au couple maximal, de l’autre par la vitesse de synchronisme, ce qui ne donne qu’une plage de variation inférieure à 10 %. Par ailleurs, on ne dispose pas de moyens électriques simples et économiques (comme les rhéostats de champ des moteurs à courant continu) pour régler leur vitesse.


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Pourtant la variation de vitesse d’un moteur présente deux intérêts fondamentaux. — Le premier, qui est le plus évident, est de répondre aux exigences de variation de vitesse de l’organe entraîné (le cas le plus typique est celui de la traction). — Le second est de fournir un réglage performant au système entraîné, sans que celui-ci ait, en toute rigueur, besoin d’un réglage de vitesse. À titre d’exemple de ce second cas, on peut citer le fonctionnement de compresseurs d’air ; il est d’usage très fréquent d’entraîner ces appareils par un moteur asynchrone et de régler le débit d’air par des vannes qui introduisent une perte de charge. En installant un moteur d’entraînement à vitesse variable, on substitue à ce réglage, qui dégrade l’énergie, un réglage à rendement sensiblement constant. Pour illustrer ce gain de rendement, portons dans un système d’axes débit q – pression p (figure 14) les caractéristiques respectives du compresseur (courbe I ) et du réseau qu’il alimente. Leur intersection donne le point de fonctionnement nominal N défini par les valeurs p n et q n , auquel correspond une puissance électrique p q p n proportionnelle à -----n--------n--- ( η étant le rendement du moteur). η

Si l’on veut réduire le débit à une valeur inférieure q 1 , on peut alors : — soit utiliser une vanne, ce qui revient à déformer la caractéristique du réseau (courbe en tireté) : la pression d’équilibre devient p 1 (point A) ; — soit réduire la vitesse du moteur entraînant le compresseur, donc abaisser sa caractéristique (courbe II) : la pression d’équilibre est alors p 2 (point B). Le gain d’énergie de la solution électrique est proportionnel à ( p 1 – p 2 ) q 1 --------------------------------- , en supposant, pour simplifier, un rendement constant. η

Si le compresseur est appelé à fonctionner souvent hors de son point de fonctionnement nominal, ce gain de rendement peut être suffisant pour compenser l’accroissement de coût imposé par l’introduction d’un entraîneur à vitesse variable. Il en est particulièrement ainsi lorsque, pour des raisons de sécurité, on est amené à surdimensionner le compresseur par rapport aux besoins normaux de l’installation, car celui-ci fonctionne alors en permanence en régime dégradé.

6.2 Réglage discontinu de la vitesse On peut obtenir un nombre discret de vitesses en utilisant deux enroulements statoriques ou en modifiant le nombre des pôles du stator. 6.2.1 Double enroulement statorique

Lorsque l’on veut obtenir deux vitesses qui ne soient pas dans le rapport de 2 à 1, on munit le stator de deux enroulements que l’on alimente séparément. Pour éviter que l’enroulement utilisé n’induise des courants dans l’autre, ce qui provoquerait des pertes et des échauffements parasites, il est nécessaire de faire appel à des enroulements en étoile, ou sinon d’ouvrir, au moyen de contacts auxiliaires, le triangle de celui des enroulements qui n’est pas en service. Théoriquement, on pourrait utiliser plus de deux enroulements différents pour augmenter le nombre des vitesses, mais, d’un point de vue pratique, cela n’est guère possible. Par ce procédé, on réalise des moteurs électrodomestiques ayant un rapport de vitesses pouvant atteindre 8 à 10 ; dans le cas des moteurs industriels, ce rapport ne dépasse guère 4. 6.2.2 Enroulements à changement de pôles

Il est relativement facile de changer la vitesse d’un moteur asynchrone dans le rapport classique de 2 à 1 avec un seul enroulement statorique. La méthode la plus courante consiste à inverser la polarité de la moitié des pôles de chacune des phases d’un enroulement conventionnel, de façon à obtenir un enroulement où tous les pôles aient la même polarité. Un tel enroulement, dit à pôles conséquents , a la propriété d’engendrer un champ tournant deux fois plus lentement que l’enroulement conventionnel ayant même nombre total de pôles [30]. Bien entendu, pour revenir à la vitesse double, on opère la commutation inverse qui permet de retrouver un enroulement dont les pôles sont successivement de signes contraires. La réalisation est différente suivant que l’on désire, lors du changement de vitesse, conserver au moteur sa puissance nominale ou lui conserver son couple à pleine charge (sa puissance nominale est alors proportionnelle à la vitesse de synchronisme) ou obtenir un moteur ayant un couple à pleine charge proportionnel à la vitesse de synchronisme (et donc une puissance nominale proportionnelle au carré de cette vitesse). Pour les figures 15, 16 et 17 donnant les différents schémas d’enroulement d’un moteur à deux vitesses, les lettres U , V et W fixent le sens de rotation pour les deux vitesses. La figure 15 donne le schéma de couplage des enroulements, et son application à un moteur quadripolaire, dans le cas de la puissance constante ; l’enroulement est connecté en triangle série pour la grande vitesse et en étoile parallèle pour la petite. 

Figure 14 – Réglage du débit d’un compresseur

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Exemple : les points 1U , 1V et 1W sont les milieux de chacun des enroulements de phase 2 U 2 W , 2 V 2 U et 2W 2 V .  À grande vitesse (vitesse normale), l’alimentation se fait par les points 2U , 2V , 2W , les trois extrémités 1 étant ouvertes. Couplage du moteur : triangle.  À petite vitesse (demi-vitesse), l’alimentation se fait par les points 1 U , 1 V , 1 W , les trois extrémités 2 U , 2 V , 2 W étant connectées ensemble, en un point neutre. Couplage du moteur : 2 étoiles en parallèle.



Exemple : les points 2U , 2 V et 2W sont les points intermédiaires de connexion de chacun des enroulements de phase 1 U 1 W , 1 V 1U , 1W 1 V .  À grande vitesse (vitesse normale), l’alimentation se fait par les points 2U , 2V , 2W , les points 1 étant connectés ensemble, en un point neutre. Couplage du moteur : 2 étoiles en parallèle.  À petite vitesse (demi-vitesse), l’alimentation se fait par les points 1U , 1V , 1W , les extrémités 2 étant ouvertes. Couplage du moteur : 2 étoiles en série. Figure 15 – Moteur à deux vitesses à puissance constante : schémas d’enroulement

En ajoutant à l’un de ces enroulements un enroulement complémentaire, simple ou à changement de pôles, on aboutit à un moteur à trois ou quatre vitesses. C’est le maximum pratiquement réalisable.

6.3 Réglage continu de la vitesse 6.3.1 Généralités

Le réglage continu de la vitesse ( N et N s étant exprimées en tr/min) : f N = N s ( 1 – g ) = 60 ------ ( 1 – g ) p Figure 16 – Moteur à deux vitesses à couple constant : schémas d’enroulement

Figure 17 – Moteur à deux vitesses à couple proportionnel : schémas d’enroulement

Dans le cas du couple constant (figure 16), l’enroulement est en étoile parallèle pour la grande vitesse et en triangle série pour la petite. 

Exemple : les points 1U , 1V et 1W sont les milieux de chacun des enroulements de phase 2 V 2 W , 2 V 2 U et 2W 2 U .  À grande vitesse (vitesse normale), l’alimentation se fait par les points 2U , 2V , 2W , les trois extrémités 1 étant connectées ensemble, en un point neutre. Couplage du moteur : 2 étoiles en parallèle.  À petite vitesse (demi-vitesse), l’alimentation se fait par les points 1U , 1V , 1W , les trois extrémités 2 étant ouvertes. Couplage du moteur : triangle. Dans le cas du couple proportionnel (figure 17), l’enroulement est en étoile parallèle pour la grande vitesse et en étoile série pour la petite. 

peut être obtenu en agissant sur la fréquence, le glissement ou la tension. Jusqu’à la fin des années soixante, le réglage continu de la vitesse d’un moteur asynchrone se faisait par action sur le glissement, au moyen d’une association de machines telles que la cascade Kraemer ou Scherbius. Le développement des semiconducteurs de puissance a rendu obsolètes tous ces systèmes en permettant de réaliser, à partir du réseau à fréquence industrielle, des sources de tension et de courant à pulsation réglable ayant des performances d’emploi tout à fait remarquables. Les composants électroniques de puissance utilisés actuellement pour la variation de vitesse des moteurs asynchrones à usages industriels sont : — les transistors, notamment les transistors IGBT ( Insulated Gate Bipolar Transistor ), jusqu’à des puissances unitaires de quelques centaines de kilowatts, voire même 1 MW ; — au-delà, les thyristors ordinaires et les thyristors GTO ( Gate Turn Off ) ; La frontière d’emploi entre les transistors de puissance, les thyristors ordinaires et les thyristors GTO évolue très rapidement avec les progrès des performances des composants de puissance, principalement ceux des transistors IGBT, et des structures des convertisseurs qui les utilisent. Il est cependant acquis aujourd’hui que, pour les applications de faible et moyenne puissances (moins de 200 kW et, à terme, moins de quelques mégawatts), le transistor sera le principal composant utilisé. L’utilisation de thyristors ordinaires et thyristors GTO tend à se limiter aux entraînements de puissance supérieure à quelques centaines de kilowatts environ et quelques mégawatts à terme. Outre les progrès des composants électroniques de puissance, les variateurs électroniques de vitesse pour moteurs asynchrones ont aussi bénéficié des progrès des composants numériques de logique programmée . Les processeurs modernes ont permis de numériser le contrôle-commande des convertisseurs en autorisant l’implantation d’algorithmes de commande sophistiqués procurant un meilleur contrôle du couple moteur et de la vitesse, et améliorant l’interface de communication homme-machine.


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Nous nous limiterons ici à indiquer brièvement les grandes lignes des solutions technologiques actuellement les plus employées pour faire varier la vitesse des moteurs asynchrones. Le lecteur trouvera dans l’article de ce traité. Alimentation des machines asynchrones [21], un exposé des différents schémas possibles, avec leurs variantes, ainsi qu’une explication détaillée de leur fonctionnement et de leur mode de contrôle-commande. On pourra également se reporter aux articles Convertisseurs statiques. Composants semiconducteurs de puissance [31], Convertisseurs continu-alternatif et alternatif-continu [32] et Commande numérique des ensembles convertisseurs-machines [33]. 6.3.2 Réglage par variation de la fréquence 6.3.2.1 Généralités

La solution qui paraît, a priori , la plus simple pour faire varier la vitesse d’un moteur asynchrone est celle qui consiste à faire varier la fréquence de sa source d’alimentation. La mise en œuvre de ce principe pour des applications industrielles utilise un convertisseur triphasé-triphasé qui transforme le système industriel triphasé de tensions de fréquence et d’amplitude fixes, aux légères fluctuations normales près, en un système triphasé de tensions ou de courants de fréquence et d’amplitude maîtrisées. Les principaux types de convertisseurs employés pour les moteurs asynchrones sont des convertisseurs indirects de fréquence, c’est-à-dire qui utilisent un étage intermédiaire à fréquence nulle (tension ou courant continu) par l’association d’un convertisseur alternatif-continu (redresseur) et d’un convertisseur continualternatif (onduleur). Plusieurs technologies de convertisseurs reposent sur ce principe, selon que l’étage à fréquence nulle est constitué d’une source de tension ou d’une source de courant et selon les formes d’ondes produites par l’onduleur. Des convertisseurs directs de fréquence , dénommés cycloconvertisseurs, qui réalisent la conversion de fréquence sans recourir à un étage intermédiaire à fréquence nulle, sont aussi utilisés pour des cas particuliers d’entraînements par moteurs asynchrones de forte puissance (quelques mégawatts).

Ce convertisseur est actuellement le plus employé pour les entraînements industriels de faible et moyenne puissances. Cette solution est attractive, car elle utilise un moteur asynchrone à cage et offre une gande souplesse de fonctionnement. De plus, l’utilisation de transistors IGBT et du contrôle-commande numérique a permis d’augementer les performances d’ensemble tout en diminuant les coûts de ces matériels. Un progrès récent est le développement de la commande vectorielle de couple qui permet, pour des applications exigeantes, de régler finement le couple du moteur, notamment à faible vitesse. Des logiciels de contrôle-commande très sophistiqués effectuent, en temps réel, une simulation numérique du fonctionnement du moteur pour calculer, à chaque instant, les valeurs de courants et de tensions à lui appliquer pour fournir un couple parfaitement maîtrisé ; on parle, pour ces variateurs, de commande vectorielle, car ils règlent les positions des courants et du flux magnétique du moteur, représentés mathématiquement par des vecteurs tournants. Les moteurs à courant continu, grâce à leur très bonnes performances de réglage dynamique de couple, ont longtemps été la seule technologie disponible pour les entraînements de machines à papier, qui ont une puissance de quelques dizaines à quelques centaines de kilowatts. Le développement de variateurs de vitesse pour moteurs asynchrones à contrôle vectoriel de couple a permis de répondre aux exigences de précision de vitesse et de réglage de couple nécessaires à la maîtrise de qualité de fabrication du papier. Les moteurs asynchrones à vitesse variable sont, maintenant, utilisés pour ces machines car ils offrent, par rapport aux moteurs à courant continu, des avantages significatifs de facilité d’installation, de robustesse et de réduction de maintenance.

Les convertisseurs indirects de fréquence sont aujourd’hui les plus utilisés, avec essentiellement le convertisseur MLI. 6.3.2.2 Redresseur-onduleur de tension à modulation de largeur d’impulsions (MLI)

Le schéma de principe de ce convertisseur de fréquence est présenté sur la figure 18a . Il comporte : — un redresseur triphasé à diodes qui délivre une tension continue d’amplitude pratiquement constante (pour une tension alternative d’alimentation constante) ; — un étage de filtrage, comportant principalement un condensateur de forte capacité ; — un onduleur de tension délivrant des impulsions de tension d’amplitude fixe mais de largeur variable, qui, en moyenne, restituent un système de tensions d’amplitude et de fréquence variables ; en général, la tension fondamentale est d’amplitude proportionnelle à la fréquence de façon à maintenir un flux magnétique (rapport U / f ) constant dans le moteur sur toute la plage de vitesse (figure 18b ). L’onduleur nécessite l’utilisation d’interrupteurs électroniques de puissance entièrement commandables, c’est-à-dire dont la mise en conduction et le blocage sont maîtrisables à chaque instant ; c’est pourquoi on utilise actuellement : — des transistors IGBT, systématiquement pour les variateurs de puissance inférieure à 200 kW environ ; les variateurs MLI à transistors IGBT deviennent de plus en plus usuels pour des puissances supérieures, atteignant 1 MW ; — des thyristors GTO, pour des puissances de quelques centaines de kilowatts à 3 MW environ.

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Figure 18 – Convertisseur de fréquence à modulation de largeur d’impulsion



Cette technologie de convertisseur permet de faire varier la vitesse d’un moteur industriel en réduisant sa fréquence d’alimentation, mais elle permet aussi d’augmenter la fréquence pour alimenter des moteurs au-delà de la fréquence industrielle de 50 Hz. Cela permet, notamment, de réaliser des entraînements à grande vitesse de rotation qui peuvent ainsi largement dépasser la vitesse de 3 000 tr/min pour atteindre des vitesses supérieures à 20 000 tr/min à des puissances de plusieurs dizaines de kilowatts, voire plusieurs centaines de kilowatts. 6.3.2.3 Redresseur-onduleur de tension pleine-onde

Ce convertisseur est constitué d’un redresseur à thyristors délivrant une tension continue d’amplitude variable et d’un onduleur à transistors ou à thyristors GTO alimentant le moteur à l’aide d’impulsions rectangulaires de tension de durée proportionnelle à la fréquence et d’amplitude variable. Ce montage est principalement utilisé pour les moteurs de moyenne puissance, jusqu’à 3 MW environ, et pour des fréquences d’alimentation pouvant atteindre plusieurs centaines de hertz.

condensateurs constituent aussi un filtre à basse fréquence qui permet ainsi de délivrer au moteur des tensions et des courants presque sinusoïdaux. Un convertisseur supplémentaire, de type hacheur, est placé sur la boucle à courant continu pour assurer le fonctionnement du convertisseur aux fréquences faibles pendant le démarrage. Cette technologie est disponible pour des puissances atteignant 20 MW à des tensions de 7 kV viore davantage par l’utilisation d’un transformateur élevateur en sortie d’onduleur ; elle est adaptée à l’entraînement de machines centrifuges (pompes, ventilateurs et compresseurs), avec une plage de variation de vitesse usuelle de 60 à 100 % de la vitesse nominale. Exemple : grâce aux tensions et courants du moteur quasiment sinusoïdaux que produit l’onduleur, cette technologie de convertisseur est, en particulier, utilisée pour convertir à la vitesse variable des moteurs asynchrones à haute tension à vitesse fixe. Aux États-Unis, au cours des années 80, de nombreux entraînements de pompes et ventilateurs de centrales électriques, atteignant des puissances unitaires de 7 MW, ont ainsi été modernisés pour procurer des économies d’énergie.

6.3.2.4 Redresseur-onduleur de courant

Ce convertisseur est constitué par un redresseur à thyristors en pont Graetz, commandé en courant, et d’un onduleur autonome à thyristors, qui délivre au moteur des impulsions de courant de forme rectangulaire de fréquence et d’amplitude variables. Cette technologie est en déclin au bénéfice des convertisseurs MLI et elle n’est utilisée que pour des applications particulières, nécessitant notamment un fonctionnement en freinage électrique, comme le levage.

Les technologies d’entraînements à vitesse variable de forte puissance par moteurs asynchrones à cage viennent renforcer l’offre technique dans un domaine de puissance où n’existaient jusqu’à présent, outre les entraînements par cascade hyposynchrone (§ 6.3.3), que les moteurs synchrones à commutateur de courant assisté.

6.3.2.5 Convertisseurs pour moteurs asynchrones de forte puissance

Les progrès des composants électroniques de puissance ont permis le développement, pour des applications industrielles, de structures de convertisseurs à haute tension pour moteurs asynchrones à cage de forte puissance. La première structure, illustrée par la figure 19, est dérivée du convertisseur de tension MLI , par l’utilisation d’un onduleur 

constitué de 3 hacheurs à 3 niveaux de tensions. Cette structure, dite à 3 niveaux, permet d’appliquer au moteur une onde de tension plus proche d’une sinusoïde que l’onduleur MLI classique. Au lieu d’appliquer entre les phases du moteur une tension prenant les valeurs – E ou + E (figure 18 ), les tensions prennent les valeurs – E , – E /2, 0, + E /2 et + E , si E est la tension de la boucle à tension continue. Cette topologie permet de réduire les harmoniques de tension et de courant du moteur et permet aussi de doubler la tension d’utilisation, pour des composants de puissance donnés. Les composants utilisés pour l’onduleur sont des thyristors GTO à haute tension. Les convertisseurs actuels ont des tensions d’utilisation le plus souvent de 3,3 kV et pouvant atteindre 6,6 kV, avec une faisabilité en puissance atteignant 12 MW.

Un exemple d’utilisation de convertisseurs à 3 niveaux est l’équipement de démarrage de turbines à gaz d’un banc d’essais situé en France, constitué d’un moteur asynchrone de 5 000 kW à 1 200 tr/min alimenté par un convertisseur de 6 500 kVA, de tension 3,3 kV. Le contrôle-commande du convertisseur de type vectoriel maintient le couple moteur constant sur toute la plage de vitesse de 0 à 1 200 tr/min. Une seconde structure de convertisseur adaptée aux moteurs asynchrones à cage de forte puissance est dérivée de celle des moteurs synchrones à commutateur de courant assisté par la machine (cf. article Alimentation des machines synchrones [34]). Ce convertisseur, dont le schéma de principe est illustré par la figure 20, est constitué d’un redresseur triphasé à thyristors commandé en courant, d’un étage de filtrage à courant continu et d’un onduleur de courant à thyristors fonctionnant en commutation assistée par la charge. Des condensateurs de forte valeur sont placés en sortie de l’onduleur et connectés en parallèle sur les enroulements du moteur de façon à fournir la puissance réactive de magnétisation du moteur et celle nécessaire à la commutation naturelle du pont onduleur. Ces 

Figure 19 – Convertisseur de fréquence MLI à 3 niveaux pour moteur asynchrone de forte puissance


D 3 490 − 19


Figure 20 – Convertisseur de fréquence à commutateur de courant assisté pour moteur asynchrone de forte puissance

6.3.2.6 Cycloconvertisseurs

On peut convertir directement la fréquence du réseau industriel en une fréquence variable plus faible à l’aide d’un cycloconvertisseur à commutation naturelle . Ce convertisseur est constitué (figure 21) de deux ponts de Graetz par phase et nécessite donc, en triphasé, 36 soupapes. En commutant les angles de retard des différents thyristors, on peut, par un procédé d’échantillonnage, obtenir une tension de sortie qui soit, en moyenne, sinusoïdale. À cause des difficultés dues aux harmoniques et à la commutation, la fréquence maximale que peut délivrer le cycloconvertisseur est de l’ordre du tiers de la fréquence d’entrée. La vitesse d’un moteur asynchrone ainsi alimenté ne peut donc dépasser 1 000 tr/min. En pratique d’ailleurs, les cycloconvertisseurs sont employés pour entraîner des moteurs plutôt lents, tournant au plus à 600 tr/min ou moins (broyeurs de cimenterie par exemple), mais avec des puissances qui peuvent atteindre 10 MW.

Figure 21 – Cycloconvertisseur : schéma

6.3.3 Cascade hyposynchrone

Avec un moteur à rotor bobiné, on a la possibilité de faire varier le glissement en modifiant la résistance rotorique. Si l’on utilise pour cela un rhéostat, on dissipe en pure perte de l’énergie active et on abaisse de façon inacceptable le rendement. Pour que le procédé soit viable, il faut faire appel à un circuit actif qui permet la récupération de l’énergie correspondante en la réinjectant dans le réseau. C’est sur ce principe qu’étaient réalisés les systèmes de machines tournantes utilisées dans le passé. Maintenant, on redresse le courant rotorique par un pont de diodes et, après filtrage, on le renvoie dans le réseau au moyen d’un onduleur à commutation naturelle et d’un transformateur adaptateur de tension. Le réglage du glissement s’effectue en jouant sur le retard à l’amorçage des thyristors. Le rendement obtenu, de l’ordre de 0,90 à 0,95, est au moins aussi bon que celui d’un moteur à courant continu. Cet ensemnble, dont le schéma est donné figure 22, constitue la cascade hyposynchrone . 

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Figure 22 – Cascade hyposynchrone : schéma



Il est, en théorie, possible de régler la vitesse depuis sa valeur maximale jusqu’au voisinage de l’arrêt. En fait, il n’est pas intéressant de prévoir une telle plage de variation : d’une part, il est rare que l’on ait besoin d’une si grande variation de vitesse, d’autre part, on montre que la puissance de dimensionnement de la cascade est proportionnelle au glissement ; du point de vue des coûts, il faut donc la dimensionner pour la seule marge de glissement nécessaire, ce qui implique d’utiliser un rhéostat pour le démarrage. En pratique, les cascades hyposynchrones sont utilisées pour des plages de variation de vitesse de 50 à 100 % de la vitesse nominale, le plus souvent entre 70 et 100 % de la vitesse nominale, ce qui est bien adapté à l’entraînement de machines centrifuges (pompes, ventilateurs, compresseurs). 

La cascade hyposynchrone a longtemps été la solution la plus employée pour faire varier la vitesse des moteurs asynchrones. Elle est encore employée pour les moteurs de forte puissance ; elle est même parfois préférée aux moteurs à courant continu , car elle autorise des puissances environ dix fois supérieures à grande vitesse (1 500 ou 3 000 tr/min) et ne nécessite que des bagues, beaucoup moins contraignantes, pour l’exploitation, que les collecteurs. Les caractéristiques limites actuelles de la cascade sont de l’ordre de 3 MW à 3 600 tr/min et 60 MW à 1 900 tr/min (hyposynchrone et hypersynchrone inclus). Cependant le développement rapide des convertisseurs de vitesse pour moteurs asynchrones à cage et les inconvénients des moteurs asynchrones à rotor bobiné (présence de bagues et de balais demandant de l’entretien et présentant des difficultés d’installation en atmosphère explosible et une grande sensibilité aux perturbations de tension du réseau) font que cette solution technologique n’est pratiquement plus utilisée en faible et moyenne puissances (typiquement moins de 1 MW). 

En remplaçant le pont de diodes par un pont de thyristors et en injectant, à partir du réseau, de l’énergie dans le rotor, on acquiert le moyen de dépasser la vitesse de synchronisme, en réalisant ainsi une cascade hypersynchrone . 

L’utilisation d’un convertisseur réversible, c’est-à-dire capable de prélever ou d’injecter de la puissance au rotor, permet de réaliser une cascade hypo-hypersynchrone , c’est-à-dire un entraînement capable de fonctionner à une vitesse inférieure ou supérieure à la vitesse de synchronisme. Les convertisseurs utilisés sont, en forte puissance, des cycloconvertisseurs ou, en moyenne puissance, des convertisseurs indirects et réversibles dotés, du côté du réseau, d’un pont de Graetz tête-bêche à thyristors. 

Cette technologie est aussi utilisable pour des génératrices asynchrones, notamment pour des centrales hydrauliques de production d’électricité. Le record actuel de puissance est détenu par la machine hydraulique réversible de pompage installée à Ohkawachi au Japon dont le cycloconvertisseur du circuit d’excitation est dimensionné pour une puissance de 72 MVA. 6.3.4 Réglage de vitesse par la tension d’alimentation. Gradateur

Le gradateur est un réducteur de tension constitué de deux thyristors montés tête-bêche sur chacune des phases [20] [21]. En réglant l’angle de retard à l’amorçage des thyristors, on fait varier de façon progressive la tension statorique, donc le couple et la vitesse. Ce type de réglage ne convient donc qu’aux entraînements ayant un faible couple résistant à basse vitesse. Compte tenu des pertes de glissement, la variation de vitesse que l’on peut en obtenir ne doit pas dépasser 5 à 10 %.

Le gradateur voit son application en variateur de vitesse restreinte aux moteurs à cage résistante de faible puissance (moins de quelques kilowatts), demandant un réglage de vitesse limité ou des démarrages fréquents.

6.4 Choix des variateurs de vitesse pour moteurs asynchrones Les technologies d’entraînements à vitesse variable pour moteurs asynchrones sont nombreuses et viennent compléter les technologies disponibles pour les moteurs à courant continu et les moteurs synchrones. Le choix de la technologie et de la structure du convertisseur dépend de nombreux facteurs liés à l’application visée. Parmi les principaux facteurs techniques de choix figurent : — la puissance et la vitesse nominales ; — le régime d’utilisation (utilisation en régime permanent ou intermittent) ; — la plage de variation de vitesse et le domaine de fonctionnement dans le plan puissance-vitesse (1 quadrant, 2 quadrants, 4 quadrants) ; — le type de machine entraînée (inertie, caractéristique de couple résistant selon la vitesse) ; — la précision de contrôle de couple et de vitesse ; — la tension du réseau d’alimentation ; — les contraintes d’installation (place disponible, degrés de protection, etc.). Le lecteur pourra trouver, dans l’ouvrage référencé [3] dans l’index bibliographique, des informations détaillées sur la nature des spécifications techniques nécessaires au choix d’un entraînement. Enfin, un critère essentiel est bien sûr le coût total d’investissement de l’entraînement comprenant le coût du variateur, du moteur et de leur installation. Le coût d’exploitation de l’entraînement (maintenance, coût d’indisponibilité, pertes énergétiques) est un critère économique supplémentaire de choix. Le tableau 2 présente les principales caractéristiques des technologies d’entraînements à vitesse variable pour moteurs asynchrones que nous avons évoquées précédemment. On y a aussi rappelé, à titre de comparaison, les caractéristiques d’entraînements par moteurs synchrones. Toutes les technologies présentées sont disponibles sur le marché français. Le convertisseur MLI est la solution qui constitue l’offre technique la plus étendue, car de nombreux constructeurs proposent ce produit. Les moteurs asynchrones alimentés à fréquence variable présentent le sérieux avantage de ne donner aucune surintensité appréciable lors du démarrage, car les convertisseurs permettent de régler la fréquence et la tension du moteur pendant le démarrage de sorte à n’appeler au réseau qu’un courant voisin du courant nominal. Ils ne nécessitent donc aucun surdimensionnement en puissance du circuit d’alimentation et peuvent démarrer aussi souvent que nécessaire sans risques de suréchauffement. Cependant, comme tout convertisseur électronique de puissance industriel, les variateurs électroniques absorbent au réseau des courants entachés d’harmoniques qui induisent sur le réseau d’alimentation des tensions harmoniques susceptibles de perturber le fonctionnement des récepteurs alimentés par ce même réseau. Il faut donc veiller à ce que les harmoniques engendrés par ces convertisseurs ne polluent pas le réseau. En cas de difficultés, il existe des solutions qui permettent de résoudre les problèmes en réduisant le taux de pollution harmonique. Cela peut être soit le raccordement, lorsque cela est possible, à une source de plus forte puissance, soit l’utilisation de convertisseurs à structure adaptée (utilisation d’un pont redresseur à structure dodécaphasée par exemple), soit l’installation de filtres antiharmoniques à composants passifs voire actifs (un convertisseur piloté de façon adéquate engendre un spectre d’harmoniques qui compense le spectre d’harmoniques perturbateurs). (0)


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Tableau 2 – Principales caractéristiques des entraînements à variation électronique de vitesse pour moteurs asynchrones (complétées d’un rappel sur les entraînements par moteurs synchrones et moteurs à courant continu) Technologies d’entraînements Nature du moteur Nature du convertisseur

Composants du convertisseur réseau (redresseur) Composants du convertisseur moteur (onduleur) Gamme de puissance Gamme de tension du variateur et du moteur Gamme de vitesse nominale (ou de fréquence) Plage de variation de vitesse Domaine de fonctionnement Applications principales

Observations

Convertisseur de tension MLI pour moteur asynchrone (§ 6.3.2.2) asynchrone à cage

Convertisseur pleine onde de tension pour moteur asynchrone (§ 6.3.2.3) asynchrone à cage

Commutateur autonome de courant pour moteur asynchrone (§ 6.3.2.4) asynchrone à cage basse tension redresseur-onduleur autonome de courant

thyristors

Convertisseur de tension MLI à 3 niveaux pour moteur asynchrone (§ 6.3.2.5) asynchrone à cage haute tension redresseur-onduleur de tension à 3 niveaux à commutation forcée et MLI diodes

redresseur-onduleur de tension à commutation forcée et MLI

redresseur-onduleur de tension à commutation forcée

diodes GTO ou transistors et diodes

GTO

GTO et diodes

thyristors et diodes

de 1 kW à 3 MW

jusqu’à 3 MW

jusqu’à 12 MW

0,1 à 3 MW

380 à 660 V et jusqu’à 1 500 V

380 à 660 V et jusqu’à 1 500 V

3,3 à 6,6 kV

< 1 000 V

jusqu’à plusieurs milliers de tr/min (< 400 Hz)

jusqu’à plusieurs milliers de tr/min) (< 1 000 Hz)

jusqu’à 8 000 tr/min

< 6 000 tr/min

(< 120 Hz)

(< 100 Hz)

1 à 100 %

10 à 100 %

1 à 100 %

2 à 100 %

2 quadrants (4 quadrants en option)

2 quadrants 4 quadrants avec convertisseur réseau à ponts tête-bêche pompes, ventilateurs, compresseurs, extrudeuses, malaxeuses

2 quadrants (4 quadrants en option)

4 quadrants

pompes, compresseurs, ventilateurs, extrudeuses, malaxeuses, laminoirs,...

applications spécifiques (levage, manutention,...)

pour machines de forte puissance

technologie de moins en moins utilisée

technologie de référence pour toutes applications industrielles de faible et moyenne puissances contrôle-commande vectoriel disponible pour pilotage précis du couple

adapté à l’entraînement direct de machines grande vitesse

Les progrès de l’électronique de puissance et de contrôlecommande ont aussi permis le développement de structures spécifiques de variateurs à absorption sinusoïdale de courant , qui sont disponibles sur le marché en faible et moyenne puissances. L’utilisation de tels variateurs peut se justifier dans certains cas particuliers où la pollution harmonique du réseau doit être très faible. Le lecteur pourra se reporter pour un complément d’information aux articles Convertisseurs statiques. Réduction de la puissance réactive et des harmoniques produits [35] et Réseaux industriels. Correction de la puissance réactive et des harmoniques [36].

D 3 490 − 22

thyristors

De façon corollaire, les convertisseurs électroniques alimentent les moteurs par des courants et des tensions affectés d’harmoniques qui produisent ainsi des couples pulsatoires harmoniques se superposant au couple moteur moyen. Il faut donc veiller à ce que, dans le domaine d’utilisation de l’entraînement, la fréquence et l’amplitude de ces couples harmoniques n’excitent pas des fréquences propres de machines qui seraient nuisibles pour l’intégrité du matériel. De même, il faut veiller à ce qu’aucune fréquence propre de la ligne d’arbre, en flexion et en torsion, ne puisse être excitée de façon dangereuse par la fréquence de rotation dans l’ensemble du domaine de fonctionnement de l’entraînement.



Tableau 2 – Principales caractéristiques des entraînements à variation électronique de vitesse pour moteurs asynchrones (complétées d’un rappel sur les entraînements par moteurs synchrones et moteurs à courant continu) (suite) Commutateur de courant assisté pour moteur asynchrone (§ 6.3.2.5) asynchrone à cage

Cascade hyposynchrone et hypersynchrone (§ 6.3.3)

Cycloconvertisseur pour moteur asynchrone (§ 6.3.2.6)

Moteur à courant continu

synchrone à rotor bobiné redresseur-onduleur de courant assisté

à excitation séparée

redresseur-onduleur courant à commutation assistée (filtre)

asynchrone à rotor bobiné redresseur-onduleur de courant assisté raccordé au rotor

convertisseur direct de fréquence à commutation assistée

thyristors

thyristors

thyristors

thyristors

thyristors

thyristors ou GTO et diodes hypo hyper synchrone synchrone 20 MW 60 MW

thyristors

thyristors

10 MW

0,5 à 50 MW et plus

0 à 20 MW

< 18 kV

1 à 10 kV

1 à 2 kV

600 tr/min (1 000 tr/min en théorie)

jusqu’à 8 000 tr/min

< 3 000 tr/min

0 à 100 %

5 à 100 %

0 à 100 % 2 quadrants 4 quadrants avec pont tête-bêche toutes applications industrielles en vitesse variable

0,5 à 20 MW 0,5 à 7,2 kV 4 000 tr/min (plus pour applications particulières)

1 500 tr/min

10 à 100 %

50 à 100 %

1 900 tr/min (forte puissance) 3 600 tr/min (quelques MW) 70 à 130 %

asynchrone à cage

Moteur synchrone autopiloté

2 quadrants

1 ou 2 quadrants moteur

4 quadrants

4 quadrants

pompes, ventilateurs, compresseurs centrifuges

entraînements de pompes, ventilateurs, compresseurs centrifuges

applications faible vitesse fort couple (laminoir, propulsion de navires)

technologie utilisée pour les grands entraînements industriels, en particulier les compresseurs

références en conversion de moteurs à la vitesse variable

technologie ancienne pénalisée par l’utilisation d’un moteur à bagues

convertisseur utilisé aussi pour moteurs synchrones pour les mêmes applications

7. Conclusion Le bon fonctionnement en service d’un moteur asynchrone dépend largement de la façon dont ont été analysées et prises en compte les contraintes auxquelles il aura à faire face. Deux facteurs, non complètement indépendants, sont particulièrement à surveiller : le couple et l’intensité du courant de démarrage : — il faut tout d’abord que le couple moteur soit supérieur au couple résistant à tout instant et, en particulier, pendant le démarrage ; cela peut nécessiter de faire appel à des constructions spéciales de cages (cages à encoches profondes ou doubles cages) ou à utiliser des moteurs à rotor bobiné avec insertion de résistances ; — quant au courant de démarrage , dont l’intensité peut varier entre 6 et plus de 10 fois le courant nominal, il ne doit pas provoquer des chutes de tension qui perturbent les installations voisines ou qui réduisent trop le couple de démarrage. 

redresseur assisté et onduleur assisté (si entraînement réversible) thyristors

produit puissance × vitesse limité à 2 000 MW · tr/min par le collecteur

Comme ces chutes de tension dépendent des caractéristiques du réseau d’alimentation, il est nécessaire qu’il y ait un rapprochement entre le distributeur d’énergie et l’installateur pour rechercher les conditions optimales de raccordement du moteur, dès que l’intensité du courant de démarrage n’est pas une fraction négligeable du courant de court-circuit. Par ailleurs, il faut garder à l’esprit qu’un réseau d’alimentation peut être le siège de défauts de nature aléatoire, tels que les chutes de tension transitoires ou les coupures brèves (cf., dans ce traité [15] [19]). L’expérience montre qu’heureusement la majorité des chutes de tension qui apparaissent n’affectent pas de façon sérieuse les installations. Il y a, toutefois, des chutes de tension qui, par leur profondeur, provoquent un ralentissement tel qu’il n’est plus possible au moteur ou au système entraîné de revenir d’eux-mêmes au régime initial. Il n’y a malheureusement pas de règles générales qu’on puisse édicter pour remédier à ce genre d’incidents et chaque installation doit faire l’objet d’une étude propre. L’important est que cette étude soit menée au stade de l’ingénierie et non après coup, car les remèdes deviennent alors difficiles à trouver et coûteux. 


D 3 490 − 23


La variation de vitesse d’un moteur asynchrone est très limitée par ses conditions de stabilité et il n’est pas possible de considérer vraiment ce type de moteur comme un moteur à vitesse variable. On peut essentiellement par des artifices de bobinage, multiplier ou diviser la vitesse d’un moteur asynchrone, mais uniquement avec un petit nombre de rapports fixes. En fait, pour obtenir une variation continue de la vitesse, il faut adjoindre au moteur des moyens de faire varier soit sa résistance rotorique, soit sa fréquence d’alimentation, voire la tension à ses bornes. Les procédés électromécaniques utilisés à ces fins dans le passé n’ont pas eu d’applications étendues, car ils étaient compliqués et avaient un rendement médiocre. La situation a, en revanche, totalement changé avec le développement des transistors et des thyristors qui permettent de créer d’excellents convertisseurs de fréquence. 

et forte puissances. Des applications nouvelles comme les entraînements directs de grands compresseurs industriels ou la traction électrique de véhicules ferroviaires ou routiers sont devenues accessibles aux moteurs asynchrones.

Le schéma le plus utilisé actuellement est celui du convertisseur de fréquence MLI. Il constitue, avec le moteur asynchrone à cage, 

une solution d’entraînement offrant de nombreux atouts, ce qui en fait la solution de référence en faible et moyenne puissances. Elle offre une grande souplesse de fonctionnement (régulation fine de vitesse, démarrage et arrêt progressifs), de grandes performances dynamiques et se prête naturellement à l’automatisation des processus. L’installation est aisée (le variateur se raccorde électriquement entre le moteur et son alimentation) et le moteur est de construction simple et robuste. Les performances de contrôle-commande ont progressé de telle sorte que cette solution technique est désormais utilisable pour des applications qui, encore récemment, étaient réservées aux moteurs à courant continu. En complément de cette solution technologique de base, d’autres schémas se sont développés, en forte puissance notamment, pour procurer aux moteurs asynchrones à cage un large domaine d’emploi. La figure 23 représente, dans le plan puissance-vitesse, la faisabilité technologique des entraînements à vitesse variable par moteurs asynchrones à cage. L’extension de ce domaine s’est effectuée vers les fortes puissances pour atteindre une limite de 20 MW, mais aussi vers les grandes vitesses de rotation en moyenne

D 3 490 − 24

Figure 23 – Domaine indicatif de faisabilité des moteurs à vitesse variable (refroidissement par air)


P O U R

Moteurs asynchrones Choix et problèmes connexes

E N

par Maxime DESSOUDE Ingénieur de l’École Nationale Supérieure d’Électricité et de Mécanique de Nancy Ingénieur-Chercheur du Département Machines Électriques à la Direction des Études et Recherches d’Électricité de France

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Doc. D 3 491

−

1

S A V O I R P L U S

P O U R E N S A V O I R P L U S


Normalisation Association Française de Normalisation AFNOR. Commission Électrotechnique Internationale CEI. Union technique de l’Électricité UTE. (0)

Machines électriques tournantes Titre

UTE-AFNOR

CEI

Machines électriques tournantes : Cotes de fixation. Raccordement

NF C 51-104

01.1974

Bouts d’arbres cylindriques de la série longue avec clavetage

NF C 51-105 Add. 1

09.1971 12.1983

Machines électriques tournantes d’usage général : Glissières de fixation

NF C 51-106

04.1963

Valeurs normales de la puissance nominale

NF C 51-110

02.1977

34-1 279

1994 1969

≈

34-1 279

1994 1969

≈ ≈

Règles d’établissement des machines électriques tournantes

NF C 51-111 Add. 1 Add. 2

11.1975 02.1977 10.1981

Méthodes pour la détermination des pertes et du rendement des machines électriques tournantes à partir d’essais

NF C 51-112

11.1975

34-2 34-2A

1994 1974

Classification des degrés de protection procurés par les enveloppes des machines électriques tournantes (code IP)

NF C 51-115 (NF EN 60034-5)

09.1987

34-5

1991

Modes de refroidissement (code IC)

NF C 51-116 (NF EN 60034-6)

04-1995

34-6

1992

Classification des formes de construction et des dispositions de montage. Modes de refroidissement (code IM)

NF C 51-117 (NF EN 60034-7)

04.1995

34-7

1992

Marques d’extrémités et sens de rotation des machines tournantes

NF C 51-118

02.1996

34-8 Modif 1

1972 1990

Limites de bruit

NF C 51-119 (NF EN 60034-9)

05.1995

34-9

1990

Protection thermique incorporée. Chapitre 1 : Règles concernant la protection des machines électriques tournantes

34-11

1978

Protection thermique incorporée. Chapitre 2 : Détecteurs thermiques et auxiliaires de commande utilisés dans les dispositifs de protection thermique

34-11-2 Modif. 1

1984 1990

Protection thermique incorporée. Chapitre 3 : Règles générales concernant les protecteurs thermiques utilisés dans les dispositifs de protection thermique

34-11-3

1984

Caractéristiques de démarrage des moteurs asynchrones triphasés à induction à cage à une seule vitesse pour des tensions d’alimentation inférieures ou égales à 660 V

34-12 Modif. 2

1980 1995

Spécifications pour les moteurs auxiliaires pour laminoirs

34-13

1980

Vibrations mécaniques de certaines machines de hauteur d’axe supérieure ou égale à 56 mm. Mesurage, évaluation et limites de l’intensité vibratoire

34-14

1988

Niveaux de tension de tenue aux chocs des machines tournantes à courant alternatif à bobines stator préformées

34-15

1990

≈

(0) (0)

Doc. D 3 491

−

2



Moteurs Titre

UTE-AFNOR

CEI

Moteurs asynchrones triphasés d’usage général de faible et moyenne puissance : Cotes de fixation. Raccordement. Connexions internes

NF C 51-120 Add. 1 Add. 2

04.1965 07.1969 10.1980

Moteurs asynchrones triphasés : Type « fermé ». Rotor en court-circuit

NF C 51-150 Add. 1

04.1965 10.1981

Guide concernant les cotes d’encombrement de moteurs fermés à rotor en court-circuit d’usage général

UTE C 51-151

09.1982

Moteurs asynchrones triphasés à quatre pôles : Type « fermé ». Rotor bobiné

NF C 51-155 Add. 1

03.1969 07.1981

Moteurs asynchrones triphasés : Type « fermé ». Rotor bobiné. Marche intermittente

NF C 51-157

06.1968

Moteurs asynchrones triphasés : Type « protégé ». Rotor en court-circuit

NF C 51-160 Add. 1

04.1965 10.1981

Moteurs asynchrones triphasés : Type « protégé ». Rotor bobiné

NF C 51-165 Add. 1

04.1965 10.1981

Machines électriques de puissance nominale inférieure ou égale à 600 VA ou 600 W : Règles

NF C 51-200

09.1964

Machines électriques tournantes de puissance nominale inférieure ou égale à 600 W ou 600 VA. Moteurs incorporés : Dimensions

NF C 51-221

12.1973

Guide d’application des moteurs à induction à cage alimentés par convertisseurs

E N

34-17

1992

Évaluation fonctionnelle des systèmes d’isolation. Section 1 : Principes directeurs généraux

NF C 51-318-1 (NF EN 60034-18-1)

04.1995

34-18-1

1992

Évaluation fonctionnelle des systèmes d’isolation. Section 21 : Procédures d’essai pour enroulements à fils. Évaluation thermique et classification

NF C 51-318-21 (NF EN 60034-18-21)

04.1995

34-18-21

1992

Évaluation fonctionnelle des systèmes d’isolation. Section 31 : Procédures d’essai pour enroulements préformés. Évaluation thermique et classification des systèmes d’isolation utilisés dans les machines jusqu’à et y compris 50 MVA et 15 kV

NF C 51-318-31 (NF EN 60034-18-31)

04.1995

34-18-31

1992

Dimensions et séries de puissances des machines électriques tournantes. Partie 1 : Désignation des carcasses entre 56 et 400 et des brides entre 55 et 1080

72-1

1991

Dimensions et séries de puissances des machines électriques tournantes. Partie 2 : Désignation des carcasses ente 355 et 1000 et des brides entre 1180 et 2360

72-2

1990

Dimensions et séries de puissances des machines électriques tournantes. Partie 3 : Petits moteurs incorporés. Désignation des brides BF 10 à BF 50

72-3

1994

S A V O I R P L U S

Électronique de puissance Titre

UTE-AFNOR

Convertisseurs à semiconducteurs. Spécifications communes et convertisseurs commutés par le réseau. Partie 1-1 : Spécifications des clauses techniques de base

NF C 53-211 (NF EN 60146-1-1)

CEI 05.1993

Convertisseurs à semiconducteurs. Spécifications communes et convertisseurs commutés par le réseau. Partie 1-2 : Guide d’application

146-1-1

1991

146-1-2

1991

Convertisseurs à semiconducteurs. Spécifications communes et convertisseurs commutés par le réseau. Partie 1-3 : Transformateurs et bobines d’inductance

NF C 53-213 (NF EN 60146-1-3)

05.1993

146-1-3

1991

Convertisseurs autocommutés à semiconducteurs

NF C 53-221

12.1980

146-2

1974


P O U R

Doc. D 3 491

−

3

Machines Asynchrones - Choix Et Problèmes Connexes

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