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Module élémentaire de noyau magnétique de transformateur électrique, noyau
magnétique le comportant et son procédé de fabrication, et transformateur le
comportant
L'invention concerne le domaine des transformateurs électriques susceptibles
d'être embarqués à bord d'aéronefs. Leur fonction est l'isolation galvanique
entre le
réseau-source et les systèmes électriques et électroniques embarqués, ainsi
que la
transformation de tension entre le circuit primaire (côté réseau
d'alimentation par la/les
génératrice(s) de bord) et un ou plusieurs circuits secondaires. De plus ces
transformateurs peuvent être
redresseurs par une fonctionnalité avale à base de
composants électroniques, afin de délivrer une tension constante à certains
appareils de
bord.
Les transformateurs embarqués basse fréquence
1kHz) sont constitués
principalement d'un noyau magnétique en alliage magnétique doux, feuilleté,
empilé ou
enroulé suivant les contraintes de construction, et d'enroulements primaire et
secondaire(s) en cuivre. Les courants primaires d'alimentation sont variables
dans le
temps, périodiques mais pas nécessairement de forme purement sinusoïdale, ce
qui ne
change pas fondamentalement les besoins du transformateur.
Les contraintes pesant sur ces transformateurs sont multiples.
Ils doivent avoir un volume et/ou une masse (en général les deux sont très
liés)
les plus réduits possibles, donc une densité de puissance volumique ou
massique aussi
élevée que possible. Plus la fréquence de fonctionnement est basse, plus la
section de la
culasse magnétique et le volume (donc aussi la masse) de cette culasse sont
importants,
ce qui exacerbe l'intérêt de la miniaturiser dans les applications basse
fréquence. Comme
la fréquence fondamentale est très souvent imposée, cela revient à obtenir un
flux
magnétique de travail le plus élevé possible ou bien, si la puissance
électrique délivrée
est imposée, à réduire au maximum la section de passage du flux magnétique (et
donc la
masse des matériaux), toujours pour accroître la puissance massique par
réduction des
masses embarquées.
Ils doivent avoir une longévité suffisante (10 à 20 ans au minimum suivant les
applications) pour permettre de les rentabiliser. De ce fait, le régime
thermique de
fonctionnement doit être bien pris en compte vis-à-vis du vieillissement du
transformateur.
Typiquement une durée de vie minimale de 100 000 h à 200 C est souhaitée.
Le transformateur doit fonctionner sur un réseau d'alimentation à fréquence
grossièrement sinusoïdale, avec une amplitude de la tension efficace de sortie
pouvant
varier de façon transitoire jusqu'à 60% d'un moment à l'autre, et en
particulier lors de la
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mise sous tension du transformateur ou lors de l'enclenchement brutal d'un
actionneur
électromagnétique. Cela a pour conséquence, et par construction, un appel de
courant au
primaire du transformateur au travers de la courbe d'aimantation non linéaire
du noyau
magnétique. Les éléments du transformateur (isolants et composants
électroniques)
doivent pouvoir supporter sans dommages de fortes variations de ce courant
d'appel, ce
que l'on nomme effet d'inrush s.
Le bruit émis par le transformateur dû aux forces électromagnétiques et à la
magnétostriction doit être suffisamment bas pour être conforme aux normes en
vigueur ou
pour satisfaire les exigences des utilisateurs et du personnel posté à
proximité du
transformateur. De plus en plus, les pilotes et copilotes d'aéronefs
souhaitent pouvoir
communiquer non plus à l'aide de casques mais par voix directe.
Le rendement thermique du transformateur est également très important à
considérer, puisqu'il fixe à la fois sa température de fonctionnement interne
et les flux de
chaleur qui doivent être évacués, par exemple au moyen d'un bain d'huile
entourant les
enroulements et la culasse, associé à des pompes à huile dimensionnées en
conséquence. Les sources de puissance thermique sont principalement les pertes
par
effet Joule issues des enroulements primaire et secondaires, et les pertes
magnétiques
issues des variations du flux magnétique dans le temps dedt et dans le
matériau
magnétique. Dans la pratique industrielle, la puissance thermique volumique à
extraire est
limitée à un certain seuil imposé par la taille et la puissance des pompes à
huile, et la
température limite de fonctionnement interne du transformateur.
Enfin, le coût du transformateur doit être maintenu aussi bas que possible
afin
d'assurer le meilleur compromis technico-économique entre coûts des matériaux,
de
conception, de fabrication et d'entretien, et optimisation de la densité de
puissance
électrique (massique ou volumique) du dispositif au travers de la prise en
compte du
régime thermique du transformateur.
De manière générale, on a intérêt à rechercher la densité de puissance
massique/volumique la plus élevée possible. Les critères à prendre en
considération pour
l'apprécier sont principalement l'aimantation à saturation Js et l'induction
magnétique à
800 A/m B800.
On utilise actuellement deux technologies de fabrication des transformateurs
embarqués basse fréquence.
Selon une première de ces techniques, le transformateur comporte un circuit
magnétique enroulé lorsque l'alimentation est monophasée. Lorsque
l'alimentation est
triphasée, la structure du noyau du transformateur est réalisée par deux
noyaux toriques
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du type précédent accolés, et entourés par un troisième tore enroulé et
formant un 8
autour des deux noyaux toriques précédents. Cette forme de circuit impose en
pratique
une épaisseur faible de la tôle magnétique (typiquement 0.1 mm). De fait,
cette
technologie est utilisée seulement lorsque la fréquence d'alimentation
contraint, compte
tenu des courants induits, à utiliser des bandes de cette épaisseur, c'est-à-
dire
typiquement pour des fréquences de quelques centaines de Hz.
Selon la seconde de ces techniques, on utilise un circuit magnétique empilé,
quelles que soient les épaisseurs de tôles magnétiques envisagées. Cette
technologie est
donc valable pour toute fréquence inférieure à quelques kHz. Cependant un soin
particulier doit être apporté à l'ébavurage, à la juxtaposition, voire à
l'isolation électrique
performante des tôles, afin de réduire à la fois les entrefers parasites (et
donc optimiser la
puissance apparente) et limiter les courants induits entre tôles.
Dans l'une ou l'autre de ces technologies, on utilise dans les transformateurs
de
puissance embarqués, et quelle que soit l'épaisseur de bande envisagée, un
matériau
magnétique doux à haute perméabilité. Deux familles de ces matériaux existent
dans des
épaisseurs de 0,35 mm à 0,1 voire 0,05 mm, et se distinguent clairement par
leurs
compositions chimiques :
les alliages Fe-3% Si (les compositions des alliages sont, dans tout le texte
données en % pondéraux, à l'exception de celle des alliages nanocristallins
dont il sera
question par la suite) dont la fragilité et la résistivité électrique sont
principalement
contrôlées par la teneur en Si; leurs pertes magnétiques sont assez faibles
(alliages à
grains non orientés NØ) à faibles (alliages à grains orientés G.O.), leur
aimantation à
saturation Js est élevée (de l'ordre de 21), leur coût est très modéré ; il
existe deux sous
familles de Fe-3% Si utilisées soit pour une technologie de noyau de
transformateur
embarqué, soit pour une autre :
o les Fe-3% Si à Grains Orientés (GØ),utilisés pour les structures de
transformateur embarqué de type enroulé : leur perméabilité
élevée (B800 = 1.8 - 1.9 T) est liée à leur texture {110} <001> très
prononcée ; ces alliages ont l'avantage d'être peu coûteux, faciles à
mettre en forme, de grande perméabilité, mais leur saturation est
limitée à 2 T, et ils présentent une non-linéarité très marquée de la
courbe d'aimantation qui peut provoquer des harmoniques très
importantes ;
o les Fe-3% Si à grains Non Orientés (NØ), utilisés pour les structures
de transformateur embarqué de type découpé-empilé ; leur
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perméabilité est plus réduite, leur aimantation à saturation est
similaire à celle des G.O. ;
les alliages Fe-48% Co-2% V, dont la fragilité et la résistivité électrique
sont
principalement contrôlées par le vanadium ; ils doivent leurs perméabilités
magnétiques
élevées non seulement à leurs caractéristiques physiques (anisotropie
magnétocristalline
K1 faible) mais aussi au refroidissement après recuit final qui règle K1 à une
valeur très
basse ; du fait de leur fragilité dès qu'ils séjournent quelques secondes
entre 400 et
700 C, ces alliages doivent être mis en forme à l'état écroui (par découpe,
estampage,
pliage...), et une fois seulement que la pièce possède sa forme finale (rotor
ou stator de
machine tournante, profil en E ou I de transformateur) le matériau est alors
recuit en
dernière étape ; de plus, à cause de la présence de V, la qualité de
l'atmosphère de recuit
doit être parfaitement contrôlée pour ne pas être oxydante ; enfin le prix de
ce matériau,
très élevé (20 à 50 fois celui du Fe-3% Si - G.O.), est lié à la présence de
Co et est
grossièrement proportionnel à la teneur en Co.
Outre ces deux familles de matériaux à haute perméabilité (Fe-3% Si G.O. et Fe-
48% Co-2% V) utilisées principalement actuellement dans les transformateurs de
puissance basse fréquence embarqués, on rencontre parfois les amorphes base
Fer
lorsque l'exigence sur la thermique (dissipation, pertes magnétiques) est très
forte, ce qui
impose alors de dégrader beaucoup la densité de puissance (Js = 1,88 T). Les
amorphes
ne sont utilisés que dans les circuits enroulés.
Il est connu également depuis longtemps que les additions de Co dans le fer
augmentent la saturation magnétique de l'alliage, jusqu'à atteindre 2,4 T vers
35 à 50 %
de Co, et on aurait donc pu s'attendre à voir utiliser d'autres matériaux à
base FeCo et
contenant moins de cobalt que le Fe-48% Co-2% V dans les transformateurs
embarqués.
Malheureusement, il s'avère que ces alliages à moindre teneur en Co ont une
anisotropie magnétocristalline de plusieurs dizaines de kJ/m3, ce qui ne les
autorise pas à
avoir une perméabilité élevée dans le cas d'une distribution aléatoire des
orientations
cristallographiques finales. Dans le cas des tôles magnétiques à moins de 48%
de Co
pour transformateurs embarqués moyenne fréquence, on sait donc depuis
longtemps que
les chances de succès passent nécessairement par une texture aiguë
caractérisée par le
fait qu'en chaque grain, un axe <100> est très proche de la direction de
laminage. La
texture {110}<001> obtenue par Goss en 1946 dans les Fe-3% Si par
recristallisation
secondaire en est un cas illustre : cependant la tôle ne devait pas contenir
de cobalt.
Plus récemment, on a montré dans le document US-A-3 881 967 qu'avec des
additions de 4 à 6% de Co et 1 à 1,5% de Si, et en utilisant aussi une
recristallisation
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secondaire, de hautes perméabilités pouvaient aussi être obtenues : B800 1,98
T, soit
un gain de 0.02 T/% Co à 800 A/m par rapport aux meilleures tôles Fe-3% Si
G.O.
actuelles (B10 rd 1,90 T). Il est cependant évident qu'une augmentation de
seulement 4%
du I3800 n'est pas suffisante pour alléger sensiblement un transformateur. A
titre
5 comparatif, un alliage Fe-48% Co-2% V optimisé pour transformateur
présente un B800
d'environ 2,15 T 0,05 T, ce qui permet un accroissement de flux magnétique à
800 Atm
pour une même section de culasse d'environ 13% 3 %, à 2500 A/m d'environ 15
%, à
5000 A/m d'environ 16%.
Il faut également signaler la présence dans les Fe-3% Si G.O. de gros grains
dus
à la recristallisation secondaire, et d'une très faible désorientation entre
cristaux autorisant
un E3800 de 1,9 T, couplés à la présence d'un coefficient de magnétostriction
A100 très
nettement supérieur à 0. Cela rend ce matériau très sensible aux contraintes
de montage
et de fonctionnement, ce qui ramène dans la pratique industrielle le B800 d'un
Fe-3% Si
G.O. en fonctionnement dans un transformateur embarqué à environ 1,8 T. C'est
également le cas pour les alliages de US-A-3 881 967. Par ailleurs, le Fe-48%
Co-2% V a
des coefficients de magnétostriction d'amplitude encore 4 à 5 fois plus élevée
que le Fe-
3% Si, mais une distribution aléatoire des orientations cristallographiques et
une petite
taille moyenne des grains (quelques dizaines de microns), ce qui le rend
beaucoup moins
sensible aux faibles contraintes, et donc ne diminue pas significativement le
B800 en
fonctionnement.
En fonctionnement, il faut donc considérer que le remplacement d'un Fe 3% Si
G.O. par un Fe-48% Co-2% V amène un accroissement du flux magnétique à section
constante du transformateur embarqué de l'ordre de 20 à 25% pour des
amplitudes de
champ de fonctionnement de 800 à 5000 A/m, soit donc environ 0,5 %
d'accroissement
du flux magnétique par 1 % de Co. L'alliage de US-A-3 881 967 permet un
accroissement
de 1% du flux magnétique par 1% de Co, mais comme on l'a dit, cet
accroissement total
(4%) a été jugé beaucoup trop faible pour justifier le développement de ce
matériau.
On a aussi proposé, notamment dans le document US-A-3 843 424, d'utiliser un
alliage Fe-5 à 35% Co, comportant moins de 2% Cr et moins de 3% Si, et
présentant une
texture de Goss obtenue par recristallisation primaire et croissance normale
de grain. Des
compositions Fe-27% Co-0.6% Cr ou Fe-18% Co-0.6% Cr sont citées comme
permettant
d'atteindre 2.08 T à 800 A/m et 2.3 T à 8000 A/m. Ces valeurs permettraient en
fonctionnement, par rapport à une tôle Fe-3% Si-G.O. fonctionnant à 1.8 T à
800 A/m, et
à 1.95 T à 5000 A/m, d'augmenter de 15% à 800 A/m et de 18% à 5000 A/m le flux
magnétique dans une section de culasse donnée, et donc de réduire d'autant le
volume
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ou la masse du transformateur. Ainsi on a proposé plusieurs compositions et
procédés de
fabrication d'alliages Fe-bas Co (avec des additions éventuelles d'éléments
d'alliage)
permettant de façon générale d'obtenir des inductions magnétiques à 800A/m
proches de
celles accessibles avec les alliages commerciaux Fe-48% Co-2% V, mais avec des
teneurs en Co (et donc des prix de revient) sensiblement moindres (18 à 25%).
En résumé, les différentes problématiques auxquelles les concepteurs de
transformateurs aéronautiques sont confrontés peuvent se poser ainsi.
En l'absence d'exigence forte sur le bruit dû à la magnétostriction, le
compromis
entre les exigences sur un faible effet d'inrush, une forte densité massique
du
transformateur, un bon rendement et des pertes magnétiques faibles conduisent
à utiliser
des solutions mettant en jeu des noyaux magnétiques enroulés en Fe-Si G.O., en
Fe-Co
ou en amorphes à base fer, ou des solutions mettant en jeu des noyaux
magnétiques en
pièces découpées et empilées en Fe-Si N.O. ou en Fe-Co.
Mais ces exigences sur un faible bruit de magnétostriction étant de plus en
plus
répandues, il n'est pas possible de les satisfaire avec les technologies
précédentes
autrement qu'en augmentant le volume et la masse du transformateur, car on ne
sait pas
faire baisser le bruit autrement qu'en réduisant l'induction de travail
moyenne Bt, donc en
augmentant la section du noyau et la masse totale pour maintenir le même flux
magnétique de travail. Il faut abaisser Bt à environ 1 T, au lieu de 1,4 à 1,7
T pour les Fe-
Si ou les Fe-Co en l'absence d'exigences sur le bruit. Il faut aussi, souvent,
capitonner le
transformateur, d'où une augmentation de son poids et de son encombrement.
Seul un matériau à magnétostriction nulle permettrait, à première vue, de
résoudre le problème, et à condition d'avoir une induction de travail
supérieure à celle des
solutions actuelles. Seuls les alliages Fe-80% Ni qui présentent une induction
à saturation
Js de 0,75 T environ et les alliages nanocristallins dits à cycle couché ou
coupé dont
Js est de 1,26 T environ présentent une telle basse magnétostriction. Mais les
alliages
Fe-80%Ni ont une induction de travail Bt trop faible pour procurer des
transformateurs
plus légers que les transformateurs traditionnels. Seuls les nanocristallins
permettraient
cet allègement avec le faible bruit demandé.
On rappelle qu'un matériau à cycle d'hystérésis couché ou coupé est un
matériau dont le cycle d'hystérésis B = f(H) est tel que sa pente est
relativement faible,
jusqu'à, éventuellement, recouper l'axe des abscisses H.
Mais ces nanocristallins posent un problème majeur dans le cas d'une solution
transformateur embarqué . Leur épaisseur est d'environ 20 m et ils sont
enroulés en
tore à l'état souple amorphe autour d'un support rigide, afin que la forme du
tore soit
7
conservée pendant tout le traitement thermique aboutissant à la
nanocristallisation. Et ce
support ne peut être enlevé après le traitement thermique, toujours pour que
la forme du
tore puisse être conservée, et aussi parce que le tore est ensuite souvent
coupé en deux
pour permettre une meilleure compacité du transformateur en utilisant la
technologie du
circuit enroulé précédemment décrite. Seules des résines d'imprégnation du
tore enroulé
peuvent le maintenir dans la même forme en l'absence du support qui est retiré
après
polymérisation de la résine. Mais après une découpe en C du tore
nanocristallin imprégné
et durci, on constate une déformation du C qui empêche les deux parties d'être
remises
exactement face à face pour reconstituer le tore fermé, une fois les bobinages
insérés.
Les contraintes de fixation des C au sein du transformateur peuvent aussi
conduire à leur
déformation. Il est donc préférable de conserver le support, ce qui alourdit
le
transformateur.
Le but de l'invention est de proposer une conception de transformateur
électrique
basse fréquence, adapté à être utilisé dans des aéronefs, et permettant de
résoudre au
mieux les problèmes techniques dont on vient de parler, et au moindre coût.
A cet effet, l'invention a pour objet un module élémentaire de noyau
magnétique
de transformateur électrique de type enroulé, caractérisé en ce qu'il est
composé d'un
premier et d'un deuxième enroulements superposés, réalisés respectivement en
un
premier et un deuxième matériau, ledit premier matériau étant un matériau
cristallin à
aimantation à saturation supérieure ou égale à 1,5 T, et pertes magnétiques
inférieures à
20 W/kg en ondes sinusoïdales de fréquence 400 Hz, pour une induction maximale
de 1
T, et ledit deuxième matériau étant un matériau à magnétostriction apparente à
saturation
(Asat) inférieure ou égale à 5 ppm, et pertes magnétiques inférieures à 20
W/kg en ondes
sinusoïdales de fréquence 400 Hz, pour une induction maximale de 1 T, les
sections (Si ;
S2) du premier enroulement et (S3; S4) du deuxième enroulement étant telles
que le
rapport (Si/(Si + S3); S2/(S2 + S4)) de chaque section de premier matériau à
haute
aimantation à saturation (Js) comparativement à la section de l'ensemble des
deux
matériaux du module élémentaire est compris entre 2 et 50%.
Dans certaines réalisations, l'aimantation à saturation du premier matériau
cristallin est de préférence supérieure ou égale à 2,0 T, mieux supérieure ou
égale à 2,2
T.
Dans certaines réalisations, les pertes magnétiques du premier matériau
cristallin
sont de préférence inférieures à 15 W/kg, de préférence inférieures à 10W/kg.
Dans certaines réalisations, la saturation du deuxième matériau est de
préférence inférieure ou égale à 3 ppm, mieux inférieure ou égale à 1 ppm.
Date Reçue/Date Received 2021-01-13
8
Dans certaines réalisations, les pertes magnétiques du deuxième matériau sont
de préférence inférieures à 15 W/kg, de préférence inférieures à 10W/kg.
Dans certaines réalisations, le rapport (Si/(Si + S3); S2/(S2 + S4)) est
compris de
préférence entre 4 et 40%.
Ledit premier matériau peut être choisi parmi les alliages Fe-3% Si à grains
orientés, les alliages Fe-6,5% Si, les alliages Fe-15 à 55% au total de Co, V,
Ta, Cr, Si,
Al, Mn, Mo, Ni, W texturés ou non, le fer doux et les aciers et alliages
ferreux constitués
d'au moins 90% de Fe et présentant Hc < 500 A/m, les inox ferritiques Fe-Cr à
5 à 22%
Cr, 0 à 10% au total de Mo, Mn, Nb, Si, Al, V et à plus de 60% de Fe, les
aciers
électriques Fe-Si-Al non orientés, les alliages Fe-Ni à 40 à 60% de Ni avec au
plus 5%
d'additions totales d'autres éléments, les amorphes magnétiques base Fe à 5 à
25% au
total de B, C, Si, P et plus de 60% de Fe, 0 à 20% de Ni + Co et 0 à 10%
d'autres
éléments, toutes ces teneurs étant données en pourcentages pondéraux.
Ledit deuxième matériau peut être choisi parmi des alliages Fe-75 à 82% Ni - 2
à
8% (Mo, Cu, Cr, V), des alliages amorphes base cobalt, et des alliages
nanocristallins
FeCuNbSiB.
Ledit deuxième matériau peut être un matériau nanocristallin de composition :
[Fei_aNia]ioo x y z 13,CuxSiyBzNbOEM'oM"y
avec a 0,3; 0,3 x 3; 3 y 17, 5 z 20, 0 6, 0 7,O
y 8, M'
étant l'un au moins des éléments V, Cr, Al et Zn, M" étant l'un au moins des
éléments C,
Ge, P, Ga, Sb, In et Be.
Il peut comporter un entrefer le divisant en deux parties.
L'entrefer séparant les deux parties des premiers enroulements peut être
différent de l'entrefer séparant les deux parties des deuxièmes enroulements.
Lesdites deux parties peuvent être symétriques.
L'invention a également pour objet un noyau magnétique de transformateur
électrique monophasé, caractérisé en ce qu'il est constitué par un module
élémentaire du
type précédent.
L'invention a également pour objet un transformateur électrique monophasé,
comportant un noyau magnétique et des bobinages primaire et secondaire,
caractérisé en
ce que le noyau magnétique est du type précédent.
L'invention a également pour objet un noyau magnétique de transformateur
électrique triphasé, caractérisé en ce qu'il comporte :
- un sous-noyau magnétique interne composé de deux modules élémentaires du
type précédent ;
Date Reçue/Date Received 2021-01-13
8a
- et un sous-noyau magnétique externe composé de deux enroulements
supplémentaires superposés, disposés dans cet ordre autour du sous-noyau
magnétique
interne :
= un
premier enroulement réalisé à partir d'une bande d'un matériau à faibles
pertes magnétiques de moins de 20 W/kg en ondes sinusoïdales de fréquence
400Hz, pour une induction maximale de 1 T, de préférence inférieures à 15
W/kg, de préférence inférieures à 10 W/kg, et à magnétostriction apparente à
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saturation inférieure ou égale à 5 ppm, de préférence inférieure ou égale à 3
ppm, mieux inférieure ou égale à 1 ppm;
= un deuxième enroulement réalisé à partir d'une bande d'un matériau à
haute
aimantation à saturation supérieure ou égale à 1,5 T, de préférence supérieure
ou égale à 2,0 T, mieux supérieure ou égale à 2,2 T, et faibles pertes
magnétiques de moins de 20 W/kg en ondes sinusoïdales de fréquence
400Hz, pour une induction maximale de 1 T, de préférence inférieures à 15
W/kg, de préférence inférieures à 10 W/kg;
la section (S13) du premier enroulement du sous-noyau magnétique externe et la
section (S14) du deuxième enroulement du sous-noyau magnétique externe étant
telles
que le rapport (S14/(S13 + S14)) de la section du matériau à haute aimantation
à saturation
et de la section de l'ensemble des deux matériaux du sous-noyau magnétique
externe est
comprise entre 2 et 50%, de préférence entre 4 et 40% et la section de
matériau à haute
aimantation à saturation (Js) dans l'ensemble du noyau, en termes de rapports
de
sections, par rapport au total des sections des deux types de matériaux dans
l'ensemble
(S3 + S4 +Si4)
du noyau ( ) étant comprise entre 2 et 50%, de préférence
S1+S2 +S13 +S3 +S4 +S14
entre 4 et 40%.
Ledit premier enroulement du sous-noyau magnétique externe peut être en un
matériau choisi parmi des alliages Fe-75 à 82% Ni - 2 à 8% (Mo, Cu, Cr, V),
des alliages
amorphes base cobalt, et des alliages nanocristallins FeCuNbSiB.
Ledit premier enroulement (13) du sous-noyau magnétique externe peut être en
un matériau nanocristallin de composition :
[FetaN Lb 00 x y z a p ,,,CuxSiy13,NbaM'pM"y
avec a 0,3 ; 0,3 x 3 ; 3 y 17,5 z 20,0 a 6,0 f3 7,0 y 8, M'
étant l'un au moins des éléments V, Cr, Al et Zn, M" étant l'un au moins des
éléments C,
Ge, P, Ga, Sb, In et Be.
Ledit deuxième enroulement du sous-noyau magnétique externe peut être en un
matériau choisi parmi les alliages Fe-3`)/oSi à grains orientés, les alliages
Fe-6,5`)/oSi, les
alliages Fe-15 à 50% au total de Co, V, Ta, Cr, Si, Al, Mn, Mo, Ni, W texturés
ou non, le
fer doux et les aciers et alliages ferreux constitués d'au moins 90% de Fe et
présentant
Hc < 500 A/m, les inox ferritiques Fe-Cr à 5 à 22% Cr, 0 à 10% au total de Mo,
Mn, Nb,
Si, Al, V et à plus de 60% Fe, les aciers électriques Fe-Si-Al non orientés,
les alliages Fe-
Ni à 40 à 60% Ni avec au plus 5% d'additions totales d'autres éléments, les
amorphes
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magnétiques base Fe à 5 à 25% au total de B, C, Si, P et plus de 60% Fe, 0 à
20% de Ni
+ Co et 0 à 10% d'autres éléments.
Ledit noyau peut comporter un entrefer le divisant en deux parties.
L'entrefer séparant les deux parties des premiers enroulements du sous-noyau
5 magnétique interne et les deux parties du deuxième enroulement du sous-
noyau
magnétique externe peut être différent de l'entrefer séparant les deux parties
des
deuxièmes enroulements du sous-noyau magnétique interne et les deux parties du
premier enroulement du sous-noyau magnétique externe.
Les divers entrefers séparant les deux parties des divers enroulements peuvent
10 ne pas être tous identiques entre le sous-noyau magnétique interne et le
sous-noyau
magnétique externe.
Le rapport entre la section (S13) du premier enroulement du sous-noyau
magnétique externe et la section (S3; S4) de chacun des deuxièmes enroulements
du
sous-noyau magnétique interne peut être compris entre 0,8 et 1,2.
Le rapport entre la section (S14) du deuxième enroulement du sous-noyau
magnétique externe et la section (S1; S2) de chacun des premiers enroulements
du sous-
noyau magnétique interne peut être compris entre 0,3 et 3.
Lesdites deux parties peuvent être symétriques.
L'invention a également pour objet un transformateur électrique triphasé,
comportant un noyau magnétique et des bobinages primaire(s) et secondaire(s),
caractérisé en ce que le noyau magnétique est du type précédent.
L'invention a également pour objet un procédé de fabrication d'un noyau de
transformateur électrique monophasé du type précédent, caractérisé en ce qu'il
comporte
les étapes suivantes :
- on fabrique un support métallique magnétique sous forme d'un premier
enroulement réalisé en un premier matériau, ledit premier matériau étant un
matériau
cristallin à aimantation à saturation supérieure ou égale à 1,5 T, de
préférence supérieure
ou égale à 2,0 T, mieux supérieure ou égale à 2,2 T et faibles pertes
magnétiques de
moins de 20 W/kg à une fréquence de 400Hz en ondes sinusoïdales, pour une
induction
maximale de 1 T;
- on enroule sur ledit support métallique un deuxième enroulement réalisé en
un
matériau ayant, ou étant destiné à avoir après un recuit de
nanocristallisation, une
magnétostriction apparente à saturation inférieure ou égale à 5 ppm, de
préférence
inférieure ou égale à 3 ppm, mieux inférieure ou égale à 1 ppm et pertes
magnétiques
inférieures à 20 VV/kg en ondes sinusoïdales de fréquence 400Hz, pour une
induction
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maximale de 1 T, de préférence inférieures à 15 W/kg, de préférence
inférieures à 10
W/kg et 2 à 50% en proportion de section de matériau à haute aimantation à
saturation ;
- on réalise, éventuellement, un recuit de nanocristallisation et de
contraction
dudit deuxième enroulement sur ledit support ;
- et on solidarise les deux enroulements, par exemple par frettage, ou par
collage, ou par imprégnation par une résine et polymérisation de ladite
résine.
Il peut comporter les étapes suivantes :
- on réalise un sous-noyau magnétique interne composé de deux modules
élémentaires, chaque module élémentaire étant réalisé de la façon suivante :
= on fabrique un support métallique magnétique sous forme d'un premier
enroulement réalisé en un premier matériau, ledit premier matériau étant
un matériau cristallin à haute aimantation à saturation supérieure ou égale
à 1,5 T, de préférence supérieure ou égale à 2,0 T, mieux supérieure ou
égale à 2,2 T et faibles pertes magnétiques de moins de 20 W/kg en ondes
sinusoïdales de fréquence 400Hz, pour une induction maximale de 1 T;
= on enroule sur ledit support métallique un deuxième enroulement réalisé
en
un matériau ayant, ou étant destiné à avoir après un recuit de
nanocristallisation, une magnétostriction apparente à saturation inférieure
ou égale à 5 ppm, de préférence inférieure ou égale à 3 ppm, mieux
inférieure ou égale à 1 ppm et pertes magnétiques inférieures à 20 W/kg
en ondes sinusoïdales de fréquence 400 Hz, pour une induction maximale
de 1 T, de préférence inférieures à 15 W/kg, de préférence inférieures à 10
W/kg, le rapport de la section de matériau à haute aimantation à saturation
(Js) par rapport au total des sections des matériaux des premier et
deuxième enroulements étant de 2 à 50%, de préférence de 4 à 40%,;
= on réalise, éventuellement, un recuit de nanocristallisation et de
contraction
dudit deuxième enroulement sur ledit support ;
- on accole lesdits modules élémentaires suivant un de leurs côtés, pour
constituer ledit sous-noyau magnétique interne ;
- on réalise un sous-noyau magnétique externe de la façon suivante :
= on dispose autour du sous-noyau magnétique interne un troisième
enroulement formé à partir d'une bande de matériau ayant, ou étant
destiné à avoir après un recuit de nanocristallisation, une magnétostriction
apparente à saturation inférieure ou égale à 5 ppm, de préférence
inférieure ou égale à 3 ppm, mieux inférieure ou égale à 1 ppm et pertes
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magnétiques inférieures à 20 W/kg en ondes sinusoïdales de fréquence
400Hz, pour une induction maximale de 1 T, de préférence inférieures à 15
W/kg, de préférence inférieures à 10 W/kg ;
= on réalise, éventuellement, un recuit de nanocristallisation et de
contraction
dudit troisième enroulement sur le sous-noyau magnétique interne ;
= on dispose autour dudit troisième enroulement un quatrième enroulement
en un matériau à aimantation à saturation supérieure ou égale à 1,5 T, de
préférence supérieure ou égale à 2,0 T, mieux supérieure ou égale à 2,2 T
et faibles pertes magnétiques de moins de 20 W/kg à 400 Hz ondes
sinusoïdales, pour une induction maximale de 1 T, le rapport de la section
de matériau à haute aimantation à saturation par rapport au total des
sections des matériaux des troisième et quatrième enroulements étant de 2
à 50%, de préférence de 4 à 40%, et la proportion de matériau à haute
aimantation à saturation dans l'ensemble du noyau, en termes de rapports
de sections, par rapport au total des sections des deux types de matériaux,
étant comprise entre 2 et 50%, de préférence entre 4 et 40%;
= et on solidarise lesdits enroulements, par exemple par frettage, ou par
collage, ou par imprégnation par une résine et polymérisation de ladite
résine.
Ledit noyau magnétique de transformateur est découpé de façon à former deux
noyaux élémentaires, lesdits noyaux élémentaires étant ensuite destinés à être
réassemblés de façon à définir entre eux un entrefer.
Les deux noyaux élémentaires peuvent être symétriques.
Les surfaces des noyaux élémentaires destinées à définir l'entrefer peuvent
être
façonnées et surfacées avant que les noyaux élémentaires soient réassemblés.
On peut réaliser le façonnage et le surfaçage de façon à ce que les surfaces
destinées à définir l'entrefer séparant les premiers enroulements des deux
noyaux
élémentaires définissent un entrefer différent de l'entrefer séparant les
deuxièmes
enroulements des deux noyaux élémentaires.
Les deux noyaux élémentaires peuvent être réassemblés par frettage au moyen
d'un matériau cristallin à aimantation à saturation supérieure ou égale à 1,5
T, de
préférence supérieure ou égale à 2,0 T, mieux supérieure ou égale à 2,2 T et
faibles
pertes magnétiques de moins de 20 W/kg en ondes sinusoïdales de fréquence 400
Hz,
pour une induction maximale de 1 T.
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Les inventeurs ont eu la surprise de constater que, dans l'optique de
transformer
l'énergie électrique à des fréquences de l'ordre de quelques centaines de Hz,
voire
quelques kHz, par exemple dans des transformateurs aéronautiques, où il est
demandé
aussi bien une forte densité de puissance volumique et/ou massique, un faible
à très
faible bruit émis, de faibles pertes magnétiques en ondes sinusoïdales issues
du noyau
magnétique (inférieures à 20 W/kg à 400Hz, de préférence inférieures à 15 W/kg
et de
préférence inférieures à 10 W/kg, pour une induction maximale de 1 T) et par
effet Joule
(issues des conducteurs) et un amortissement suffisant de l'effet d'inrush
(courant d'appel
à l'amorçage d'un transformateur), la configuration en noyau magnétique
enroulé
composite ), c'est à dire constituée d'un noyau magnétique enroulé utilisant
au moins
deux matériaux de natures clairement différentes par la composition ou les
propriétés et
telles que l'un au moins de ces matériaux soit à la fois majoritaire en volume
et présente
une faible magnétostriction apparente à saturation (typiquement Aõt
5ppm, de
préférence 3 ppm, et mieux 1ppm) avec de faibles pertes magnétiques à 40Hz et
qu'un autre au moins de ces matériaux présente une aimantation à saturation
élevée,
typiquement Js 1,5 T, de préférence 2,0 T, et mieux 2,2 T), présente les
avantages
suivants (notamment en référence à la solution actuelle la plus performante et
utilisant
100% de matériau nanocristallin):
- une bonne tenue mécanique de l'ensemble du noyau composite, sous l'effet
des contraintes d'enroulage, des contraintes thermiques lors des recuits, des
contraintes
de maintien lors de la découpe en C du noyau (qui n'est qu'optionnelle mais
est préférée),
des contraintes de maintien lors des opérations de surfaçage des zones
coupées, des
contraintes de maintien des C en position stable sous entrefer réglé ;
- une réduction significative du nombre d'opérations de fabrication et du
coût
global de fabrication, notamment par la moindre consommation de matériau
nanocristallin
(toutes choses étant égales par ailleurs), et par l'utilisation du support
d'enroulage de
l'invention non seulement comme support mécanique, mais aussi comme
amortisseur
d'effet d'inrush et comme transformateur d'énergie en régime permanent de
transformation, en complément du circuit nanocristallin ;
- une densité de puissance volumique et/ou massique équivalente, voire
légèrement meilleure, vis à vis de la solution utilisant 100% de
nanocristallin, et très
supérieure aux autres solutions mono-matériau encore très utilisées à base de
FeCo ou
FeSi enroulée, et où le bruit suffisamment faible émis est obtenu en dégradant
l'induction
de travail, et donc en alourdissant nécessairement le transformateur.
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L'invention sera mieux comprise à la lecture de la description qui suit,
faisant
référence aux figures annexées suivantes :
- la figure 1 qui montre schématiquement un exemple de noyau de
transformateur triphasé selon l'invention, avec les bobinages du
transformateur ;
- la figure 2 qui montre schématiquement un exemple de sous-noyau du
transformateur triphasé de la figure 1, qui peut aussi être utilisé pour
constituer un noyau
de transformateur monophasé ;
- la figure 3 qui montre les relations entre bruit, indice d'inrush et
masse du
noyau dans les exemples de référence et les exemples selon l'invention
présentés dans
la description.
On a dit que l'un des principaux problèmes posés par les transformateurs
habituels utilisés dans les aéronefs est constitué par leur niveau sonore qui
gêne les
conversations entre les membres d'équipage.
Le bruit des transformateurs provient de deux origines : les forces
magnétiques
et la magnétostriction des matériaux magnétiques utilisés dans les noyaux de
ces
transformateurs.
Le bruit issu des forces magnétiques peut être réduit assez aisément dans un
circuit magnétique fermé à très faibles entrefers répartis, par des systèmes
mécaniques
adaptés de maintien des différents éléments en matériaux électromagnétiques
(conducteurs et tôles magnétiques).
En revanche le bruit d'origine magnétostrictive se fonde sur les
caractéristiques
de magnétostriction très souvent non nulles et anisotropes du cristal
ferromagnétique, et
aussi sur le flux magnétique qui change souvent de direction dans ces
cristaux. De façon
logique, pour réduire, voire annuler, ce type de bruit il faut :
- soit choisir un matériau à caractéristiques de magnétostriction faibles ou
nulle
(exemple : l'alliage FeNi80 dit ,< Mumétal ) ;
- soit disposer d'un matériau magnétique et d'une structure de
transformateur
pour lesquels le flux magnétique ne se propagera que suivant la même direction
cristallographique.
Les phénomènes magnétostrictifs doivent être considérés avec plusieurs
grandeurs de déformation (A A Asat, 1 ou énergétiques.
,-100, ¨111, ¨
Les constantes de magnétostriction A100 et A111 représentent l'amplitude du
couplage entre aimantation locale et déformation du réseau selon les axes
cristallographiques <100>, respectivement <111>. Ce couplage est donc
également
anisotrope vis à vis du repère cristallographique, si bien que pour une
aimantation
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supposée uniforme du métal (et, donc, de direction donnée dans le repère de
l'échantillon, et donc aussi de direction spécifique dans chacun des cristaux
considérés),
chaque cristal tendrait à se déformer différemment de son voisin (les
orientations
cristallographiques étant forcément différentes), mais en sera empêché par la
cohésion
5 mécanique intergranulaire. Les contraintes élastiques qui en résultent,
que l'on peut
représenter de façon simplifiée par une grandeur cr,, engendrent une énergie
magnétoélastique, d'ordre de grandeur (3/2)Acr, qui désaimante partiellement
le matériau
(dans cette expression, A représente de façon approchée une magnétostriction
moyenne
du même ordre de grandeur que les constantes A et A 1 Sauf dans certains cas
(par
-100 -111,=
10 exemple une traction exercée sur les alliages FeSi-GØ) l'application
d'une contrainte
externe dégrade aussi les performances : c'est l'effet inverse de la
magnétostriction. Ces
constantes de magnétostriction A100 et A111 dépendent très principalement de
la
composition, et aussi de la fraction cristallisée dans le cas d'un matériau
nanocristallin, et
elles sont connues pour un certain nombre de matériaux.
15 Asat
est la magnétostriction apparente à saturation. Les grandeurs A100 et A111 se
rapportent aux déformations de magnétostriction suivant les axes <100> et
<111> d'un
monocristal libre de se déformer. Le comportement d'un matériau industriel
(donc
généralement polycristallin) introduit la contrainte élastique interne a, du
fait des
orientations cristallographiques différentes en présence, ce qui revient à
gêner la
déformation de chacun des cristaux. Il en résulte une magnétostriction
globale, appelée
magnétostriction apparente du matériau, mesurée depuis l'état désaimanté, et
n'ayant
pas de relation explicite rigoureuse avec les constantes A100 et A111, autre
que le même
ordre de grandeur. Cette magnétostriction apparente Aõ, est déterminée après
saturation,
et représente donc l'amplitude maximale de déformation du matériau lorsqu'il
est aimanté,
relativement à son état de départ désaimanté ou non, qui est dans tous les
cas un état
de déformation initial inconnu. Aõt est donc une variation d'état de
déformation entre deux
états mal identifiés. Aõt est ainsi une valeur d'usage qui intervient au
premier ordre dans
la vibration des tôles magnétiques, le bruit émis ou la compatibilité de
déformation entre le
matériau magnétique et son voisinage immédiat (par exemple l'emballage d'un
noyau
magnétique de composant passif, de capteur de champ, de transformateur de
signaux...).
Dans un matériau sans texture prononcée (on verra ci-après l'effet d'une
texture)
et ayant des coefficients de magnétostriction très différents de 0, tel qu'un
acier électrique
Fe3 /0 Si-N.O. qui est dépourvu de texture ou ne possède qu'une texture peu
prononcée,
alors selon les phases d'excitation du matériau dans le transformateur,
l'aimantation
magnétique alternera périodiquement en tout point du matériau entre sa
direction de facile
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aimantation (pas ou peu de champ d'excitation) et une direction locale plus ou
moins
proche de la Direction de Laminage DL. Cette alternance, qui est différente
d'un grain à
un autre dans le métal, associée à des coefficients de magnétostriction A100
et A111
différents, engendre des déformations cycliques du métal, qui sont à l'origine
du bruit
acoustique émis par ces vibrations.
Concernant les faibles pertes magnétiques à moyenne fréquence, il faut savoir
que deux grandeurs influent sur le choix du matériau le plus adapté :
- l'induction accessible B(Hm) qui est située vers 90% de la saturation
afin
d'utiliser au maximum le matériau tout en limitant les A.tr magnétisants et
les
harmoniques générées par la non linéarité B-H ;
- et les pertes magnétiques.
En aéronautique, le réseau de bord a été longtemps à fréquence fixe de 400 Hz,
mais on utilise de plus en plus la fréquence variable (typiquement 300 Hz à
quelques kHz)
fournie directement par les génératrices. Dans ces relativement basses ,<
moyennes
fréquences , il est intéressant de disposer d'un matériau à induction élevée
et à pertes
faibles (le dimensionnement thermique conditionne aussi le volume et la masse
du
transformateur), tels que des alliages Fe-Co minces, des aciers électriques Fe-
Si minces
G.O. ou N.O. des amorphes à saturation élevée, éventuellement Fe-6.5%Si. Ce
domaine
de fréquence correspond à des épaisseurs de peau inférieures au 1/10 mm, ce
qui est
tout à fait compatible avec la nécessité d'épaisseurs de ce type dans le cas
d'une
technologie de noyau magnétique de type enroulé selon l'invention. Au-dessus
de 0,1
mm, on peine de plus en plus à enrouler le métal sous forme torique.
Aussi, si on ne considère que les pertes magnétiques de matériau à Js élevé
afin
de réduire la masse et le volume du noyau magnétique, le choix des principaux
matériaux
accessibles connus correspond au tableau 1 ci-dessous. Les matériaux à haute
Js sont
utilisés dans l'invention pour fonctionner très principalement en régime
transitoire afin
d'amortir l'effet d'inrush. En conséquence ce sont principalement les
matériaux à basse
magnétostriction, assurant l'essentiel du fonctionnement en régime permanent
du
transformateur, qui émettront les pertes magnétiques.
Du fait du confinement thermique des noyaux de transformateurs, les pertes
magnétiques doivent rester faibles ainsi que les pertes par effet Joule des
conducteurs,
afin de conserver une température ambiante du transformateur interne
inférieure à 150 C,
dans un régime de refroidissement sans convection forcée. Typiquement, il est
habituel
de considérer que les pertes magnétiques d'un noyau de transformateur embarqué
ne
doivent pas excéder 20 W/kg de matériau magnétique installé, de préférence
moins de 15
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W/kg, et mieux moins de 10 W/kg, pour une induction maximale de 1 T sous champ
sinusoïdal à une fréquence de 400 Hz (cela correspond à 2 T/400 Hz à
respectivement
moins de 80 W/kg, et de préférence moins de 60 W/kg et, mieux, moins de 40
W/kg).
Cette condition doit être remplie par les matériaux de tous les enroulements
du noyau du
transformateur.
On voit dans le tableau 1 ci-dessous que les matériaux amorphes ou
nanocristallins respectent les limitations les plus dures sur les pertes
magnétiques (< 5
W/kg).
Le matériau nanocristallin FeCuNbSiB donné en exemple dans les différents
tableaux a la composition type Fe73,5Cu1Si15B7,5Nb3.
Pertes magnétiques .. Hm (B1)
Matériau Epaisseur (Dei Pvoi à 1T Bt (en
A/m)
(mm) (g.Q.cm) (kg/m3) (T)
(en W/kg)
400Hz 1kHz 5kHz 400Hz 1kHz
FeSi-N.O. 0.1 48 7650 11 33 350
1,8 5000 5500
FeSi-G.O. 0.05 48 7650 8 22
200 1,8 80 90
Fe-50%Co 0.1 45 8200 7,5 23
250 2,1 500 550
Amorphe 2605SC 0.025 125 7320 1,6 6 65 1,5 40
64
Amorphe 2605C0 0.025 130 7560 4,5 18 210 1,6
40 60
Fe-6,5/Si 0,1 75 7400 6 17 180 1,2 60
60
Fe-50%Ni (Supra 50) 0.05 48 8200 3 10 150 1,5 56
70
Nanocristallin 0,02 115 7300 0,3 1 30 1,1 8
8,5
FeCuNbSiB
avec NI : résistivité électrique à 20 C et põ, : masse volumique à 20 C
Tableau 1: Caractéristiques techniques de différents matériaux magnétiques
pour
transformateurs embarqués
L'induction de travail 131 sert à dimensionner les circuits magnétiques (FeSi,
FeCo) lorsque la fréquence n'excède pas 1 kHz, car les pertes magnétiques
restent
modestes, donc faciles à évacuer. Au-delà de 1 kHz, les pertes obligent à
utiliser un
système de refroidissement plus important ou à imposer une baisse de 131 (du
fait que les
pertes sont liées au carré de 131) : les amorphes base fer apparaissent alors
comme une
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alternative intéressante (I3t plus faible mais pertes beaucoup plus faibles) :
en effet
l'aimantation à saturation Js plus faible des amorphes n'est alors plus un
inconvénient,
tandis que leurs faibles pertes magnétiques représentent un avantage fort.
La tendance dans l'aéronautique civile est de concevoir des transformateurs de
bord avec un bruit acoustique émis de plus en plus en plus bas, voire très bas
lorsqu'il est
situé à côté du poste de pilotage et que les pilotes travaillent sans casque
pour
communiquer. Comme tout composant embarqué, le transformateur doit être le
plus léger
et le moins encombrant possible, consommer le moins de courant possible et
chauffer le
moins possible, et aussi pouvoir encaisser sans dommages pour son intégrité
(ses
isolants, ses composants électroniques) de fortes variations de charge, c'est
à dire de
fortes variations du courant d'appel du transformateur. Ce courant d'appel,
dit courant
d'Inrush , doit être aussi faible que possible.
Il est établi dans la littérature récente que le courant maximal d'inrush
(courant
transitoire magnétisant d'un transformateur) est proportionnel à (213t + Br -
135) où Bt est
l'induction de travail nominale (issue du dimensionnement du circuit
magnétique), Br est
l'induction rémanente du circuit magnétique (à savoir de l'ensemble constitué
du noyau
ferromagnétique et des entrefers localisés ou répartis selon la structure de
construction
du noyau), et 135 est l'induction à saturation du noyau.
Pour obtenir un faible courant maximal d'Inrush, il faut :
- un matériau à forte aimantation à saturation (FeSi ou FeCo, de préférence à
FeNi et aux nanocristallins) ;
- un circuit magnétique à faible rémanence, ce qui peut être obtenu soit
directement par le choix du matériau qui le constitue (exemple du cycle
d'hystérésis
couché des alliages nanocristallins), soit par un effet de construction de la
culasse
(entrefers répartis ou localisés, produisant suffisamment de champ
démagnétisant) ;
- une induction de travail Bt faible ; mais cela est antinomique avec la
densité
de puissance élevée, la miniaturisation et l'allègement des transformateurs,
et ne
constitue donc pas une solution satisfaisante au problème posé ;
- une faible section de noyau magnétique ce qui conduirait à utiliser un
matériau à haute saturation ;
- une forte section d'aire des bobines.
En bref, si on ne considère que la question de l'inrush, le circuit magnétique
idéal
comporte un alliage à haute aimantation à saturation (FeSi, FeCo) et faible
rémanence,
utilisé à induction réduite : cela passe par une conception et un
dimensionnement
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optimisés du circuit magnétique et un calibrage adéquat du ou des entrefers à
partir de
ces matériaux à haute aimantation à saturation Js.
Si on cumule les contraintes de faible encombrement et faible masse, de
faibles
pertes magnétiques, de faible à très faible bruit acoustique et de faible
effet d'inrush dans
un transformateur embarqué aéronautique, il reste à recouper les solutions les
plus
intéressantes pour optimiser chaque grandeur contraignante vue précédemment.
Le
tableau 2 en fait la synthèse dans le cas d'une structure à noyau magnétique
enroulé et
coupé en deux éléments en forme de C, avec un entrefer faible et calibré (d'où
un Br
faible) et pour une même masse de noyau magnétique, dans les différents cas où
un seul
matériau est utilisé pour constituer le noyau. Les caractéristiques de
certains matériaux
sont données pour différentes valeurs de Bt et/ou Hc.
Bruit A.tr et
Epaisseur Hc Bi Densité de
acoustique Pertes
pertes Effet dinrush
Coût
Matériau pussance
émis magnetiques
conducteurs
(mm) (A/m) (T)
Matériau idéal excellent excellent excellent
excellent excellent excellent
Fe3%Si-N.O. 0,1 40-50 1,8 très bien médiocre médiocre
médiocre médiocre excellent
Fe3%Si-G.O. 0,1 20 1,8 très bien faible bien bien
médiocre excellent
Fe3%Si-G.O. 0,05 25 1,8 très bien faible très bien
bien médiocre excellent
Fe3%Si-G.O. 0,05 25 1 faible bien très bien Très
bien bien excellent
Fe3%Si-G.O. 0,05 25 0,5 mauvais Très bien excellent
excellent excellent excellent
Fe-50%Co 0,1 56 2,1 excellent mauvais médiocre médiocre
médiocre faible
Fe-50%Co 0,05 54 2,1 excellent mauvais faible médiocre
médiocre faible
Fe-50%Co 0,05 54 0,5 médiocre bien Très bien
Très bien excellent faible
Amorphe base fer
0,025 4 1,6 très bien médiocre Très bien très bien
faible faible
2605C0
Amorphe base fer
0,025 4 1 faible bien excellent excellent
excellent faible
2605C0
Fe-6,5/Si 0,1 10 1,5 très bien bien bien faible
bien bien
Fe-50%Ni (100}<001> 0,05 8 1,5 très bien très bien
Bien bien médiocre bien
Fe-50%Ni (100}<001> 0,05 8 0,7 médiocre excellent
très bien très bien excellent Bien
Nanocristallin
0,02 1 1,1 bien excellent excellent excellent médiocre Bien
FeCuNbSiB
Nanocristallin
0,02 1 0,6 médiocre excellent excellent excellent
excellent bien
FeCuNbSiB
Amorphe base cobalt 0,025 1 0,7 médiocre excellent
excellent excellent médiocre mauvais
Amorphe base cobalt 0,025 1 0,3 mauvais excellent
excellent excellent excellent mauvais
Fe-81%Ni-5%Mo
0,05 1 0,7 médiocre excellent très bien excellent
médiocre médiocre
Mumétal
Tableau 2 : Propriétés attendues des matériaux utilisables pour constituer un
noyau monomatériau
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(appréciations d'intérêt décroissant : excellent > très bien > bien > faible>
médiocre> mauvais)
Il apparaît qu'avec de telles solutions monomatériau ainsi connues de l'art
antérieur, les types de choix sont les trois suivants :
5 - soit on se met dans des conditions de matériau à faibles pertes
magnétiques
associées à de faibles épaisseurs et de faibles inductions (Fe-3% Si-GO. à Bt
de 0,5 T,
Fe-50% Co à Bt de 0,5 T, Fe-50% Ni {100}<001> à Bt de 0,7 T, nanocristallin
Fe73,5Cu1Si15137,5Nb3 (les chiffres en indice correspondant à des pourcentages
atomiques
comme il est d'usage dans la définition de tels matériaux) à 131 de 0,6 T,
amorphe base
10 cobalt à B1 de 0,3 T), et alors on atteint de bonnes à très bonnes
performances en pertes
dissipées, bruit acoustique émis, A.tr, pertes conducteurs et effet d'inrush,
mais on
dégrade alors fortement la densité de puissance ;
- soit on se place à induction élevée (1,5 à 2 T) dans différents matériaux
et on
atteint de bonnes à très bonnes densités de puissance, mais alors l'effet
d'inrush et le
15 bruit acoustique sont notablement accrus, et en tout cas bien au-delà de
ce qui est
maintenant accepté ;
- soit on utilise un matériau nanocristallin du type précisé, ceux-ci se
distinguant
par une induction de travail d'environ 1 T et permettant de satisfaire de
façon au moins
acceptable tous les besoins fondamentaux avec un inrush acceptable, un bruit
faible, des
20 pertes magnétiques faibles, des A.tr (et donc des pertes conducteurs)
faibles, mais avec
une densité de puissance moyenne.
En tore enroulé, les nanocristallins connus pour cet usage constituent donc la
meilleure solution de compromis. Mais pour la rendre encore plus intéressante,
il faudrait
trouver un moyen de se passer de la conservation du support d'enroulage pour
diminuer
la masse totale. Egalement un compromis encore meilleur entre la masse et les
différentes valeurs d'usage demandées à un transformateur embarqué
aéronautique à
culasse magnétique à noyau enroulé, soumis à une moyenne fréquence de quelques
centaines de Hz à quelques kHz, qu'il soit monophasé ou triphasé, serait
désirable.
Cet objectif peut être atteint par la solution générale suivante selon
l'invention,
développée ici dans le cas le plus contraignant d'un transformateur triphasé,
illustré sur la
figure 1. Cette figure n'est qu'un schéma de principe, et ne représente pas
les pièces de
support mécanique et d'assemblage permettant le maintien des différentes
parties
fonctionnelles. Mais l'homme du métier pourra facilement concevoir ces pièces
en les
adaptant à l'environnement précis dans lequel le transformateur selon
l'invention est
destiné à être placé.
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Le module élémentaire de l'invention est un noyau magnétique, de type enroulé
connu en soi, mais réalisé par l'association de deux matériaux magnétiques
doux
différents, en proportions différentes. L'un, majoritaire en section
transversale (autrement
dit en volume puisque tous les éléments du module ont la même profondeur), se
distingue
par une faible magnétostriction, l'autre, minoritaire en section transversale,
se distingue
par une forte aimantation à saturation Js et sert de support mécanique au
premier
matériau, de limiteur d'inrush, et a une participation mineure mais non
négligeable dans la
transformation d'énergie en régime permanent. Ces matériaux peuvent
éventuellement
être présents avec des sections/volumes identiques, mais le matériau à haute
aimantation
à saturation Js ne doit pas dépasser en section/volume le matériau à faible
magnétostriction.
Les inventeurs ont eu, en effet, la surprise de constater que dans une telle
configuration, les noyaux nanocristallins (matériaux à basse magnétostriction)
enroulés
autour du premier noyau enroulé et préalablement fabriqué en matériau
cristallin à haute
aimantation à saturation (Fe, Fe-Si, Fe-Co...) non seulement étaient bien
tenus
mécaniquement puisque le support est ici conservé (non seulement en tant que
pièce
mécaniquement utile, mais surtout en tant que pièce essentielle au
fonctionnement
électromagnétique du transformateur), mais que la densité de puissance obtenue
restait
au même niveau que celle d'un noyau nanocristallin sans support. Bien entendu,
on n'a
pas, ici, les inconvénients qui seraient liés à une absence de support, à
savoir l'instabilité
géométrique du noyau nanocristallin, et les possibles altérations du
fonctionnement du
transformateur qui en découleraient. Si on choisit bien le matériau du noyau
cristallin, on
obtient, en plus de la fonction de support du noyau nanocristallin, des
avantages
importants sur le fonctionnement global du transformateur. Ces avantages sont
une
limitation de l'effet d'inrush lors du régime transitoire et, en régime
permanent, une bonne
transformation de l'énergie sous une moyenne fréquence alternative, de sorte
que la
densité de puissance du transformateur n'est pas dégradée par rapport à ce
qu'elle serait
avec une solution matériau nanocristallin seul en admettant que l'on
parvienne, dans
ce dernier cas, à conserver une bonne stabilité géométrique sous contrainte
des deux
demi-noyaux en C.
On va à présent décrire, dans l'ordre de fabrication d'un noyau magnétique
triphasé selon l'invention (association de trois modules élémentaires), les
différents
constituants possibles et les caractéristiques d'une structure de
transformateur selon
l'invention résultant de cette fabrication. Cette structure est illustrée
schématiquement sur
la figure 1.
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On commence par fabriquer une structure composite enroulée de sous-noyau
magnétique interne, ce sous-noyau étant composé de deux modules élémentaires
accolés. Le terme structure composite signifie que la structure utilise
plusieurs
matériaux magnétiques de natures différentes. Elle est constituée comme suit,
et
assemblée dans l'ordre qui va être exposé.
La structure comporte d'abord un enroulement 1, 2 de deux sous-noyaux
magnétiques réalisés chacun à partir d'une bande de matériau constitué d'un
matériau à
haute aimantation à saturation Js et faibles pertes, tels que les alliages Fe-
3% Si à grains
orientés, les alliages Fe-6,5% Si, les alliages Fe-15 à 55% au total de Co, V,
Ta, Cr, Si,
Al, Mo, Ni, Mn, W texturés ou non, le fer doux et les aciers et alliages
ferreux constitués
d'au moins 90% de Fe et présentant un champ coercitif Hc inférieur à 500A/m,
les inox
ferritiques Fe-Cr contenant 5 à 22% de Cr, 0 à 10% au total de Mo, Mn, Nb, Si,
Al, V et
plus de 60% de Fe, les aciers électriques Fe-Si-Al non orientés, les alliages
Fe-Ni
contenant 40 à 60% de Ni avec au plus 5% d'additions totales d'autres
éléments, les
amorphes magnétiques base Fe contenant 5 à 25% au total de B, C, Si, P et plus
de 60%
de Fe, 0 à 20% au total de Ni et Co et 0 à 10% d'autres éléments.
Ces deux enroulements 1, 2 constituent chacun le support (intérieur)
d'enroulement d'un des deux sous-noyaux magnétiques internes du
transformateur. De
préférence, cet enroulement est auto-supporté après extraction hors de
l'enrouleuse, mais
il peut être lui-même enroulé sur un support plus rigide aussi léger que
possible pour ne
pas trop alourdir le transformateur, ce support étant en tout type de
matériau, magnétique
ou non.
La fonction de ces enroulements 1, 2 du sous-noyau magnétique intérieur est de
stabiliser dimensionnellement le circuit magnétique final en C, et aussi
d'encaisser les A.tr
très importants et les transitoires qui interviennent lors de la mise sous
tension, lors du
raccordement du transformateur au réseau, lors de l'appel brutal de puissance
d'une
charge... et qui occasionnent un courant d'appel important dans le
transformateur (effet
d'inrush). Cette sous-partie 1, 2 en matériau à haute Js, dans un
transformateur
dimensionné pour une induction de travail des nanocristallins beaucoup plus
basse (un
peu en dessous du Js d'un matériau à basse magnétostriction, soit 5 1,2 T)
sera alors
aimantée à saturation pendant la durée d'inrush (qui varie de quelques
secondes à 1 à 2
min.) depuis BI. Cela permet de stocker beaucoup d'énergie d'aimantation sous
cette
forme dans ces matériaux à haute Js, et empêche que cette énergie se reporte
sur une
hypersaturation de la section de matériau à basse magnétostriction et bas Js,
qui
entraineraient des champs d'excitations et des courants d'appel énormes.
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Les matériaux à haute Js sont souhaitables, car si l'exigence était seulement
d'encaisser les A.tr transitoires par un stockage d'énergie important, il
suffirait d'avoir une
perméabilité minimale gr d'au moins 10 à 100 dans la période de champ H
transitoire
durant le phénomène d'inrush, qui deviendra vite supérieure à la perméabilité
sous champ
d'inrush des matériaux à haute perméabilité, basse magnétostriction et bas Js,
en
tombant de valeurs très élevées (gr > 100 000) à une valeur proche de l'unité
en zone B-H
d'hypersaturation.
Cependant, l'exigence n'est pas seulement de supporter les A.tr transitoires
pour
ces matériaux à haute Js, mais aussi de ne pas blinder les matériaux internes
de la
culasse magnétique de transformateur en régime permanent. En effet, pour des
fréquences variables allant de 300 Hz à 1 kHz (voire davantage) qui se
rencontrent de
plus en plus sur les réseaux de bord aéronautiques, l'épaisseur de peau est de
0,05 à 0,2
mm (selon le matériau, la fréquence et la perméabilité du milieu). Donc, un
enroulement
de matériau à haute Js ayant une épaisseur insuffisamment faible par rapport à
l'épaisseur de peau blinderait le champ extérieur issu des bobinages, et cela
d'autant plus
qu'il y aurait un grand nombre de spires de métal à haute Js dans
l'enroulement. Il faut
donc préférentiellement utiliser un matériau à haute Js de faible épaisseur
(0,05 à
0,1mm).
De plus, on veut rester avec un très faible bruit acoustique durant le
fonctionnement du transformateur en régime permanent, malgré la présence d'une
partie
de la culasse magnétique en matériau à haute Js et à magnétostriction allant
de
moyenne à forte ). Il faut donc que ces derniers matériaux ne soient
magnétiquement pas actifs en régime permanent du transformateur, ou du moins
qu'ils
fonctionnent à un point de fonctionnement en induction suffisamment bas pour
que le bruit
acoustique émis soit très faible. Il faut pour cela que la perméabilité des
matériaux à
basse magnétostriction soit beaucoup plus élevée (de 1 à 2 ordres de grandeur)
à 300
Hz-1 kHz que la perméabilité des matériaux à haute Js. Cela est atteint en
utilisant des
nanocristallins ou des amorphes base cobalt d'une part ( r à lkHz > 50 000 ¨
100 000) et
des alliages FeSi ou FeCo de faible épaisseur (gr à 1 kHz < 3000), ou aussi
des alliages
Fe-80% Ni en réduisant suffisamment leur épaisseur 0,07mm) d'autre part.
Les matériaux à haute Js peuvent être, par exemple, tous les alliages Fe-3% Si
à
texture {110}<001> dite de Goss, connus dans les <, aciers électriques sous
les
dénominations des deux sous familles :
- FeSi-G.O. pour Grain Oriented (grains orientés) ;
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- et FeSi-HiB pour High Induction (induction élevée), dont les textures
sont les
plus resserrées et les performances de pr et de pertes sont les meilleures.
Ces performances sont obtenues uniquement dans la direction de laminage des
matériaux, ce qui convient très bien aux noyaux magnétiques enroulés, alors
que
lorsqu'on s'écarte de cette direction, les performances décroissent très vite.
On peut utiliser aussi notamment l'alliage Fe-49% Co-2% V-0 à 0,1% Nb, le V
pouvant être remplacé partiellement ou totalement par du Ta et/ou du Zr. Les
performances, contrairement aux FeSi précédents, ne sont pas liées à la
texture mais à la
composition et au traitement thermique d'optimisation, et leurs performances
sont
approximativement isotropes dans le plan de la tôle. Les performances sont en
grande
partie conservées lorsque l'épaisseur de bande est abaissée vers 0,05-0,1 mm
On peut utiliser aussi notamment un alliage Fe-10 à 30% Co peu texturé ou avec
une texture de Goss comme les Fe-3% Si précédents. Dans le cas d'une texture
de Goss,
qui permet d'accroitre la perméabilité et de réduire les pertes magnétiques
(mais ce n'est
pas particulièrement requis pour la partie de culasse magnétique à haute Js
fonctionnant
principalement transitoirement ou à très basse induction permanente), les
matériaux
suivants peuvent, en particulier, être utilisés :
Fe-10 à 30% Co, de préférence 14 à 27% Co, de préférence 15 à 20% Co,
contenant aussi :
- 0 à 2% (Si, Al, Cr, V), de préférence 0 à 1% (Si, Al, Cr, V) ;
- 0 à 0.5% Mn, de préférence 0 à 0.3% Mn.
- 0 à300 ppm C, de préférence 0 à 100 ppm C;
- 0 à 300 ppm de chacun de S, 0, N, B, P, de préférence 0 à 200 ppm de
chacun de S, 0, N, P, B;
Le reste est du Fe, accompagné par des impuretés résultant de l'élaboration.
On peut mettre en forme et traiter ces matériaux par:
- laminage à chaud se terminant en phase ferritique, de préférence à une
température de moins de 900 C ;
- puis deux séquences de laminage à froid : la première passe avec un taux
de
réduction de 50 à 80%, la seconde passe avec un taux de réduction de 60 à 80%
- recuit en phase ferritique après laminage à chaud, et diminution rapide
de
température après recuit (> 200 C/h entre Ac1 et 300 C)
- recuit intermédiaire (entre les deux séquences de laminage à froid) en
phase
ferritique, avec une montée lente en température (< 200 C/h entre 300 C et
Ac1).
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Les différents matériaux ferreux à haute Js, décrits précédemment, sont
illustrés
par des exemples dans le tableau 3 suivant. Lorsqu'une teneur en un des
éléments cités
n'est pas précisée, cela veut dire que cet élément n'est présent qu'à l'état
de traces, ou à
une teneur relativement basse qui le rend sans influence très significative
sur le Js du
5
matériau. On n'a pas précisé les teneurs possibles des éléments autres que Co,
Si, Cr et
V présents dans les alliages, car ces éléments n'influent que peu sur les
propriétés
magnétiques visées.
On cite ici l'induction à 800 A/m (B800), car dans ce type de matériau à haute
Js,
l'application d'un champ de 800 A/m permet d'atteindre une induction B située
vers le
10 coude
de la courbe B = f(H). Or, c'est autour du coude de la courbe B = f(H) que
l'on
atteint le meilleur compromis entre réduction de volume (B élevé) et faible
consommation
du transformateur (faible A.tr). Le B8000 (induction à 8000 A/m) rend compte,
au
contraire, de l'induction d'approche à saturation, mise à profit non seulement
dans le
potentiel de densité de puissance (Bt < B8000) mais aussi dans la réduction de
l'effet
15 d'inrush.
En %poids En ppm
Alliage Co Si Cr V C Mn Al O N S
B800 B8000
(T) (T)
1 15 0,02 0,05 <0,005 0,017 0,25 0,01 70 22 8
2,08 2,24
2 15 1,0 0,03 0,1
0,016 0,27 0,02 48 17 11 1,95 2,18
3 18 0,05 0,04 <0,005 0,017 0,32 0,02 56 31 7
2,12 2,30
4 18
1,0 0,007 <0,005 0,017 0,29 <0,01 62 25 <5 2,00 2,23
5 10
0,03 0,05 <0,005 0,019 0,33 <0,01 47 22 <5 2,01 2,12
6 27 0,03 0,5 <0,005 0,015 0,30 0,01 82 28 6
2,03 2,28
7 48 0,008 0,07 2,0 0,019 0,28 0,02 63 19 9
2,10 2,35
8 0
3,0 0,007 <0,005 0,017 0,27 0,01 51 18 <5 1,90 2,00
Tableau 3 : exemples de matériaux à haute Js utilisables dans l'invention
20 La
structure comporte ensuite deux enroulements supplémentaires 3, 4. Ils sont,
chacun, superposés à l'un des enroulements 1, 2 de matériau à haute Js
précédemment
décrits, superposé signifiant que l'enroulement supplémentaire 3, 4 est
disposé autour
de l'enroulement 1, 2 correspondant de matériau à haute Js qui a été
préalablement
réalisé. Ces enroulements supplémentaires 3, 4 sont réalisés avec une bande
d'un
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matériau présentant à la fois de faibles pertes magnétiques et une faible
magnétostriction,
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tel que des alliages polycristallins Fe-75 à 82% Ni-2 à 8% (Mo, Cu, Cr, V),
des alliages
amorphes base cobalt, et, très préférentiellement, des alliages
nanocristallins FeCuNbSiB
et similaires.
Un matériau polycristallin à environ 80% de Ni particulièrement recommandé est
connu aussi sous le nom de Mumétal. Il atteint une très basse magnétostriction
pour une
composition 81% Ni, 6% Mo, 0,2 à 0,7% Mn, 0,05 à 0,4 %Si, le reste étant du
fer, et pour
un traitement thermique approprié d'optimisation des performances magnétiques,
bien
connu de l'homme de l'art.
Un matériau nanocristallin particulièrement recommandé, connu de l'homme de
l'art depuis les années 1990, est réputé pour ses pertes magnétiques très
faibles depuis
les basses fréquences jusqu'à 50-100kHz et pour sa capacité à régler sa
magnétostriction, via les compositions adéquates et les traitements thermiques
adéquats,
à une valeur nulle ou très proche de 0. Sa composition est donnée par la
formule (les
chiffres en indice correspondant à des pourcentages atomiques comme il est
d'usage
dans la définition de tels matériaux) :
[Fel_aNia]ioo x y z a 5,,,Cu,SiyBzNbaM'pM"y
avec a 0,3; 0,3 x 3; 3 y 17,5 z 20,0 6,0
p 7,0 y 8, M' étant
l'un au moins des éléments V, Cr, Al et Zn, M" étant l'un au moins des
éléments C, Ge, P,
Ga, Sb, In et Be, ayant une perméabilité relative , comprise entre 30 000 et
2 000 000,
une saturation de plus de 1 T, et même 1,25 T quand la composition est
optimisée pour
atteindre une magnétostriction nulle.
Lors du recuit, le matériau nanocristallin se contracte d'environ 1% à partir
de
son état initial de bande amorphe. Ce phénomène doit donc être pris en compte
par
anticipation dans l'enroulage de la bande amorphe autour de la première partie
1, 2 de
sous-noyau intérieur en matériau à haute Js, avant le recuit de
nanocristallisation. Sinon
la rétraction de 1% sur la première partie de noyau peut entraîner de très
fortes
contraintes internes sur les deux matériaux du noyau, ce qui rend l'ensemble
fragile au
point de risquer la rupture et augmente les pertes magnétiques. A l'inverse
cette rétraction
favorise la solidarisation mécanique des deux types de matériaux, et donc
favorise, si elle
n'est pas excessive, une meilleure stabilité dimensionnelle des parties en C
après
imprégnation et découpe.
Chacun de ces enroulements bi-matériau (1, 3 ; 2, 4) constitue un sous-noyau
magnétique interne (dit module élémentaire ), définissant un espace 5, 6 dans
lequel
seront insérés deux des bobinages primaires 7, 8, 9 des trois phases du
transformateur et
deux des bobinages secondaires 10, 11, 12 des trois phases du transformateur.
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A noter que si le transformateur est monophasé, un seul de ces modules
élémentaires constitue à lui seul le noyau magnétique du transformateur.
La structure comporte ensuite un enroulement 13, qui est disposé autour de
l'ensemble formé par lesdits deux sous-noyaux magnétiques internes accolés
étroitement
suivant un de leur côtés. L'enroulement 13 est formé à partir d'une bande de
matériau à
faibles pertes magnétiques et faible magnétostriction, tel que des alliages Fe-
75 à 82% Ni
- 2 à 8% (Mo,Cu,Cr,V), des alliages amorphes base cobalt, et très
préférentiellement des
alliages nanocristallins FeCuNbSiB et apparentés tels que définis plus haut.
Cet
enroulement 13 constitue une partie du sous-noyau magnétique externe.
Jusqu'à cette étape incluse, il est préférable de ne maintenir tous les
matériaux
solidaires les uns des autres que par des pièces métalliques ajoutées, pouvant
résister
mécaniquement à des recuits à 600 C. C'est en effet la température maximale de
nanocristallisation qu'il faudra appliquer, de préférence à la fin de cette
étape, à
l'ensemble du noyau de transformateur en constitution, lorsque les matériaux
des
enroulements 3, 4, 13 le nécessitent. Si des résines ou des colles sont
utilisées
auparavant pour immobiliser les bandes magnétiques enroulées les unes par
rapport aux
autres, alors elles seront vraisemblablement dégradées lors du recuit de
nanocristallisation. Leur utilisation doit donc préférentiellement être
reportée jusqu'à une
étape postérieure au recuit de nanocristallisation.
Pour des raisons de conservation du flux magnétique, il est préférable
d'enrouler
dans cette étape une section de matériau 13, notée S13, à peu près identique à
chacune
des sections S3 OU S4 qui ont été enroulées en matériau à basse
magnétostriction dans
les sous-noyaux internes. Il est aussi préférable de réduire au maximum les
zones de vide
situées entre les trois enroulements de matériau à basse magnétostriction. On
prendra
comme rapports S3/S13 ou S4/S13 conseillés une valeur de 0,8 à 1,2 pour
compenser les
différences de périmètre d'enroulage et les différences éventuelles d'entrefer
entre les
différents matériaux dont on parlera plus loin.
La structure comporte ensuite un nouvel enroulement 14 superposé (au sens vu
précédemment à propos des sous-noyaux magnétiques internes) autour de cette
partie
13 à faibles pertes magnétiques et faible magnétostriction du sous-noyau
magnétique
externe. Ce nouvel enroulement 14, dont la section sera notée S14, est formé à
partir
d'une bande de matériau à haute Js et faibles pertes, tel que les alliages Fe-
3% Si-G.O.,
Fe-6,5% Si, Fe-15 à 55% (Co, V, Ta, Cr, Si, Al, Mn, Mo, Ni, W) texturés ou
non, le fer
doux et des aciers divers, les inox ferritiques Fe-Cr à 5 à 22% Cr, 0 à 10% au
total de Mo,
Mn, Nb, Si, Al, V et à plus de 60% de Fe , les aciers électriques Fe-Si-Al
N.O. (non
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orientés), les alliages Fe-Ni proches de 50 /oNi, les amorphes magnétiques
base Fer. Cet
enroulement 14 final achève l'apport de matériau magnétique dans ce qui
constitue la
culasse enroulée du transformateur.
Il est préférable d'enrouler dans cette étape une section S14 de matériau 14 à
haute Js et faibles pertes pas trop différente de celles S1 ou S2, qui sont
elles-mêmes
proches l'une de l'autre ou identiques, et qui ont été enroulées en matériau
1, 2 à haute
Js dans les sous-noyaux internes, afin d'avoir le même effet d'atténuation
d'inrush dans
les trois phases du transformateur. On prendra 0,3 S14/S1 g-- S14/S2 3 car le
matériau de
l'enroulement 14 à haute Js et faibles pertes a un parcours (périmètre)
d'enroulage
pouvant être très différent de celui des matériaux des enroulements 1 ou 2
placés au
centre des sous-ensembles, et cela doit être pris en compte dans le
dimensionnement du
noyau composite (cela résulte de l'application du théorème d'Ampère).
Ainsi les parties 3, 4 et 13 à faibles pertes magnétiques et faible
magnétostriction
auront des sections identiques, ou du même ordre de grandeur, alors que les
sections de
matériaux à haute Js et faibles pertes des premiers enroulements des deux sous-
noyaux,
1 et 2 d'une part, et de l'enroulement final 14 d'autre part, peuvent être
assez
sensiblement différentes dans les limites qui sont précisées.
Le traitement thermique de nanocristallisation des enroulements 3, 4, 13 à
faibles
pertes magnétiques et faible magnétostriction, s'il est nécessaire, peut être
effectué à
l'issue de cette étape, l'ensemble des matières métalliques ayant été
assemblées. Mais
du fait de la contraction du matériau 3, 4, 13 lors de la nanocristallisation,
on s'expose
après recuit à un décollement du deuxième enroulement 14 du sous-noyau externe
par
rapport au premier enroulement 13 du sous-noyau externe, rendant beaucoup plus
difficile la solidarisation de l'ensemble avant découpe. Il est donc
préférable
d'appliquer ce recuit en fin de l'étape précédente, comme dit précédemment.
En fin de cette étape de mise en place de l'enroulement 14 à faibles pertes
magnétique et faible magnétostriction du sous-noyau externe, il est, en
revanche,
conseillé d'appliquer par dépôt, ou par collage préalable des bandes, ou par
imprégnation
sous vide (ou tout autre procédé adéquat) une résine, une colle, un polymère,
ou une
autre substance comparable, qui transformera l'ensemble de la culasse
magnétique
enroulée en un corps monobloc résistant à forte stabilité dimensionnelle sous
contrainte.
Un frettage peut éventuellement remplacer ce collage ou cette imprégnation, ou
la
précéder.
Puis on découpe la culasse magnétique ainsi formée de façon à diviser les
différents sous-noyaux en deux parties 15, 16 pour former deux demi-circuits
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élémentaires, après utilisation des différentes technologies d'immobilisation
des bandes
de matériau et des sous-noyaux précédemment citées. Ces deux parties 15, 16
sont
destinées à être séparées par un entrefer 17 comme représenté sur la figure 1.
La
découpe doit se faire en maintenant solidement la culasse magnétique, dans la
limite de
la résistance mécanique du noyau solidifié, et par tout procédé de coupe telle
que
l'abrasion par fil, le tronçonnage, un jet d'eau, un laser, etc. Il est
préférable de diviser la
culasse en deux parties symétriques comme représenté, mais une dissymétrie ne
serait
pas contraire à l'invention.
Puis on réalise un façonnage et un surfaçage des futures surfaces de
l'entrefer
17, puis le replacement en vis en vis des deux parties 15, 16 de la culasse
magnétique
découpées (pour retrouver la structure de départ) après un calage éventuel de
l'entrefer
17, et après insertion des bobinages primaires 7, 8, 9 et secondaires 10, 11,
12 pré-
réalisés du transformateur.
L'entrefer 17 a pour fonction de désaimanter naturellement toute partie du
noyau
magnétique aux instants de la période électrique où l'excitation magnétique
devient faible
ou nulle. Ainsi, si le transformateur est initialement à l'arrêt et, donc,
l'ensemble de la
culasse magnétique est désaimanté par l'entrefer (Br = 0), l'effet d'inrush
que l'on
constate lorsque le transformateur est brutalement remis en charge sera
réduit.
Le surfaçage ou le calibrage de l'entrefer 17 ne sont pas absolument
nécessaires
à l'invention, mais ils permettent un meilleur ajustement des performances du
transformateur. Cela permet d'accroitre les performances d'inrush, et de
rendre plus
reproductibles les caractéristiques des transformateurs d'une série de
production.
Le < replacement ou assemblage des deux parties 15, 16 du circuit
magnétique coupées, et éventuellement surfacées et calées, peut notamment être
réalisé
au moyen d'un serrage par frettage utilisant aussi un matériau à haute Js
présentant des
propriétés comparables à celles du matériau utilisé dans l'enroulement 14, et
participant
donc aussi (mais sans entrefer) à l'atténuation de l'effet d'inrush comme les
autres
matériaux à haute Js. Cette option est particulièrement intéressante car elle
permet
d'alléger encore le circuit magnétique, tout en lui donnant une forte cohésion
mécanique.
La section de matériau à haute Js par rapport à la section totale, d'une part
pour
chaque sous-noyau pris seul, et, d'autre part, pour le noyau magnétique pris
dans son
ensemble, vaut de 2 à 50%, et de préférence 4 à 40%. Donc, cette section est
le plus
généralement minoritaire, et en tout cas pas majoritaire, dans le module
élémentaire
défini extérieurement par l'enroulement 14 de bande de matériau à haute Js
superposé à
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l'enroulement 13 de bande à basse magnétostriction et dans chacun des modules
élémentaires du sous-noyau interne.
Autrement dit, le rapport des sections d'enroulage entre matériaux à haute Js
(S1, 52, S14) et matériaux à basse magnétostriction X (S3, S4, S13) doit être
maintenu pour
5 chaque module élémentaire dans une plage déterminée pour que l'invention
soit mise en
oeuvre de façon satisfaisante. La proportion de matériau à haute Js (en termes
de
rapports de sections), par rapport au total des sections des deux types de
matériaux, doit
être comprise entre 2 et 50%, et de préférence entre 4 et 40%. Cela peut se
traduire par
les inégalités suivantes :
100.
10 2< S1 de préférence 4 < 100=S <40
Si +S3 S1+ S3
100.S 100.S
2 < 2 < 50, de préférence 4 < 2 < 40
S2 S4 S2 S4
S 100. 100.S14
2 < 14 50, de préférence 4 ____ < 40
S13 +S14 S13 +S14
100.(S3 _______________________________________ +S4 +Si4 )
Et aussi 2 < 50, de
préférence
Si + S2 +S13 +S3 + S4 +S14
100.(53 +54 +514)
4 < ____________________________ 40
Si +S2 +S13 +S3 +S4 +S14
15 Pour obtenir un bon fonctionnement du transformateur, passant par un
bon
équilibre des masses des différents matériaux entre les différents circuits
magnétiques, et
pour ne pas trop l'alourdir tout en bénéficiant des avantages de l'invention
que procure la
présence du matériau à haute Js dans tous les sous-noyaux, il faut donc
respecter la
proportion en section de matériau à haute Js de 2 à 50%, mieux 2 à 40%, aussi
bien pour
20 le noyau de transformateur pris dans son ensemble, ce que traduit la
dernière inégalité,
que pour chacun de ses sous-ensembles (les deux sous-noyaux internes (1, 2 ;
3, 4) et le
sous-noyau externe (13, 14)) pris isolément, ce que traduisent les trois
premières
inégalités.
Les différents éléments du transformateur ayant normalement tous la même
25 profondeur p, ces rapports de sections sont équivalents à des rapports
de volumes des
différents matériaux.
Pour que l'invention puisse fonctionner comme requis, il faut pouvoir
constituer
un mandrin d'enroulage 1, 2 en matériau à haute Js pour le matériau à
basse
magnétostriction 3, 4, et donc un minimum de matériau à haute Js est
nécessaire. La
30 participation à l'amortissement de l'effet d'inrush nécessite également
une section
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minimale de matériau à haute Js. Pour ces deux raisons, on fixe à 2%, de
préférence 4%,
la valeur minimale de la section de matériau à haute Js par rapport à la
section totale de
matériau, pour chacun des sous-noyaux et pour le noyau pris dans son ensemble.
Si le matériau à haute Js devient majoritaire en section dans les sous-noyaux
et/ou le noyau 50%), alors
sa masse alourdit inutilement la structure. Comme cela a été
dit, il ne participe activement de façon significative qu'à l'amortissement de
l'effet d'inrush,
alors qu'en régime permanent du transformateur, on veut que le matériau à
haute Js ne
s'aimante que faiblement pour ne pas émettre de bruit (il a inévitablement une
magnétostriction apparente de moyenne à forte). Ainsi, le dimensionnement du
transformateur pour atteindre la puissance désirée s'appuie essentiellement
sur la
matériau à basse magnétostriction X. Si on avait moins de 50% de matériau à
bas X (50%
ou davantage de matériau à haute Js), il n'y aurait essentiellement que cette
section
minoritaire qui participerait à la transformation électrique. En conséquence
on limite le
matériau à haute Js à 50% au maximum de la section totale de matériaux
magnétiques
présents dans les sous-noyaux et le noyau du transformateur, comme cela a été
dit plus
haut.
Les exemples suivants, qui seront détaillés plus loin dans le tableau 4, et
les
commentaires s'y rapportant, illustrent bien ce point :
En prenant, par exemple, le matériau Fe49Co49V2 comme matériau à haute Js:
- Si on utilise 100% de Fe49Co49V2 (exemples 2 à 5) pour constituer le noyau
du transformateur, il faut abaisser BI (induction de travail du transformateur
en régime permanent) à moins de 0,3 T pour obtenir un bruit de 55-60 dB
(alors qu'on verra qu'un bruit de 55 dB au maximum est souhaitable) ce qui
correspond à une masse de plus de 18,7 kg pour pouvoir transformer la
puissance électrique demandée ; dans cet exemple la densité de puissance
massique du noyau de transformateur peut être évaluée à un taux de 46
kVA/18,7 kg= 2,46 kVA/kg de noyau magnétique, ce qui est une densité de
puissance trop basse pour être acceptable ;
- Dans l'exemple 21 avec 53,3% de section Fe49Co49V2 (donc 46,7% de
section de matériau nanocristallin), le bruit (58 dB) est encore trop élevé
pour
être conforme au cahier des charges ; la masse totale est de 6,4 kg, soit 28%
plus grande que celle de l'exemple 12 entièrement en nanocristallin, ce qui
serait acceptable, et l'indice d'inrush est de -0,35, ce qui est bon ;
- Les exemples 19 et 20 montrent qu'un bruit acceptable peut être obtenu
avec
plus de 50% de Fe49Co49V2, mais pour une masse totale trop forte, qui est
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de respectivement 7,4 et 7,1 kg (donc 40 à 50% plus élevée qu'avec la
solution en nanocristallin seul de l'exemple 12) ;
- A l'inverse dans les exemples 18 et 18B, à respectivement 23,6 et 39% de
section de FeCo27, le bruit est un peu trop fort (56 et 58 dB) alors que les
masses ont été réduites jusqu'à un niveau convenable ; ainsi, avoir moins de
50% de la section magnétique en matériau à haute Js est une condition
nécessaire mais pas suffisante pour une mise en oeuvre satisfaisante de
l'invention ; par exemple les exemples 15 et 18C avec respectivement 23,6 et
39% de section de FeCo27 émettent un bruit suffisamment bas, pour des
masses faibles de, respectivement, 5,1 et 5,8 kg, soit seulement 2 et 16% de
section de plus que la solution en nanocristallin seul de l'exemple 12, mais
en
permettant de bénéficier de tous les avantages de l'invention.
Les demi-circuits élémentaires formés par les parties 15, 16 sont très stables
dimensionnellement, notamment après imprégnation par un vernis et
polymérisation,
même sous les contraintes de maintien des deux pièces en C du noyau magnétique
élémentaire. Ce ne serait pas le cas si on enlevait les parties à haute Js 1,
2 qui servent
de supports mécaniques aux enroulements 3, 4 à faible magnétostriction, et
rigidifient
chaque noyau élémentaire.
Les alliages magnétiques à basse magnétostriction et basses pertes
magnétiques des enroulements 3, 4 permettent de satisfaire la plupart des
exigences
requises, notamment le très faible bruit acoustique émis, même quand on se
place à une
induction de travail Bt proche de la saturation. Cela permet dans ce cas de
maximiser la
densité de puissance, en particulier dans le cas des matériaux nanocristallins
où on peut
travailler jusqu'à 1,2 T. C'est l'autre matériau, à haute Js, de l'enroulement
14 le plus
externe du noyau qui contribue le plus à l'amortissement de l'effet d'inrush.
Mais on s'aperçoit, avec surprise, que grâce au matériau support magnétique à
haute Js des enroulements internes 1, 2 des sous-noyaux, l'effet d'inrush est
réparti sur
les deux types de matériau. Ainsi l'induction de fonctionnement du matériau
majoritaire
nanocristallin peut être augmentée presque jusqu'à saturation, ce qui permet
d'alléger
d'autant le transformateur.
Les alliages à haute Js se caractérisent par une magnétostriction d'amplitude
moyenne (FeSi, FeNi, amorphes base fer) à importante (FeCo), ce qui oblige à
réduire de
façon très importante l'induction de travail Bt (typiquement à au plus 0,7 T)
pour obtenir un
faible bruit acoustique.
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On s'est rendu compte qu'en utilisant conjointement, de façon astucieuse, les
alliages à basse magnétostriction et basses pertes magnétiques et les alliages
à haute Js,
notamment, de préférence, par le réglage différencié de l'entrefer 17 qui est
ménagé,
avantageusement mais pas obligatoirement, entre les matériaux de chaque paire
de C, de
façon à lui donner une valeur El au niveau du premier matériau et une valeur
E2 au
niveau du deuxième matériau, et aussi par les proportions respectives des
matériaux, on
pouvait en même temps d'une part régler une haute induction de travail dans la
partie à
basse magnétostriction, et d'autre part régler une basse induction de travail
dans la partie
à haute Js. En procédant de la sorte, l'effet d'inrush est suffisamment amorti
et réparti sur
les deux types de matériau, et le bruit émis par chacun des matériaux reste
faible, tout en
permettant une densité de puissance assez élevée, en tous cas meilleure que ce
qui est
connu dans l'état de l'art pour les solutions dans lesquelles un bruit de
magnétostriction
faible est prioritairement recherché.
On va à présent décrire des exemples d'application de l'invention et des
exemples de référence, en se fondant sur les figures 1 et 2 et sur les
résultats
expérimentaux du tableau 4 que traduit la figure 3.
On considère sur la figure 2 un noyau 18 de transformateur monophasé,
caractérisé par une forme rectangulaire-oblongue de hauteur h, de largeur I et
de
profondeur p, sur laquelle s'appuie l'enroulement du principal matériau actif
du
transformateur : le matériau à basse magnétostriction. Ce noyau élémentaire 18
peut
aussi être intégré à un circuit de transformateur triphasé comme représenté
sur la figure 1
en tant que module élémentaire.
Ce module de transformateur monophasé à circuit oblong est réalisé avec un
premier matériau à haute Js, d'épaisseur d'enroulage ep1, et avec un deuxième
matériau
à basse magnétostriction enroulé autour du premier matériau lui-même
préalablement
enroulé, et présentant une épaisseur d'enroulage ep2. Les petit et grand côtés
intérieurs
de l'enroulement 3 (deuxième matériau), et qui sont aussi les petit et grand
côtés
extérieurs de l'enroulement 1 (premier matériau) lorsqu'il est présent (comme
dans les
exemples selon l'invention et dans certains des exemples de référence), sont
notés
respectivement a et c , et valent respectivement, pour tous les
exemples testés, a
50 mm et c = 125 mm. a et c sont aussi les dimensions des côtés intérieurs des
enroulements 3, 4 du deuxième matériau, à basse magnétostriction, disposés
autour des
enroulements 1, 2 du matériau à haute Js. Pour tous les essais, ep2 est égal à
20 mm. et
ep1 est compris, selon les essais, entre 0 (absence de matériau à haute Js) et
20 mm.
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La profondeur p est variable selon les essais, car elle est conçue pour que la
puissance transférée soit sensiblement la même dans tous les essais (de
l'ordre de 46
kVA), compte tenu de ce que les valeurs de a et c sont également les mêmes
dans tous
les essais. On notera (voir le tableau 4) que p peut atteindre des valeurs
aussi élevées
que 265 mm pour un l'essai de référence 4 faisant usage d'un alliage
Fe49Co49V2 seul
et 176 mm pour l'essai de référence 8 faisant usage d'un alliage FeSi3 seul.
Les solutions
de référence faisant appel à un nanocristallin seul et les solutions de
l'invention qui font
usage d'un nanocristallin et d'un matériau à haute Js présentent une
profondeur p
nettement inférieure. Dans les exemples selon l'invention, elle est de l'ordre
de 60 à 80
mm.
Le transformateur est alimenté en courant électrique de fréquence nominale 360
Hz. Le courant primaire d'alimentation a une intensité de 115 A avec un nombre
de spires
N1 valant en général 1 spire, mais étant de 5 spires dans l'exemple de
référence 1 et de 2
spires dans les exemples de référence 2, 3 et 4, compte tenu des entrefers
considérés
de chaque enroulement 1 et 2 d'une part, 3 et 4 d'autre part, compte tenu
aussi du
matériau considéré pour chaque enroulement (donc de sa perméabilité), afin
d'atteindre
l'induction de travail 131. Une tension de 230 V est appliquée au primaire. Le
bobinage
secondaire compte, dans tous les exemples décrits, un nombre N2 = 64 spires,
et la
tension nominale attendue au secondaire est de 230 V. Dans tous les cas le
système de
conversion d'énergie dans lequel est intégré le transformateur oblige celui-ci
à fournir une
variation de tension V1 constante de 230 V. Cela revient aussi à fournir une
puissance
constante triphasée de 46 kVA.
Le noyau magnétique est donc réalisé à partir d'une structure enroulée de
bandes constituée :
- d'un premier matériau à haute saturation ;
- et, en complément, d'un deuxième matériau à basse magnétostriction, enroulé
autour du premier matériau.
Afin de délivrer toujours la même tension secondaire de 230 V, on joue sur la
section du noyau magnétique, par l'intermédiaire de la profondeur p du noyau,
tandis que
l'épaisseur enroulée ep2 du deuxième matériau est maintenue identique pour
tous les
essais, égale à 20 mm et correspond à une longueur de circuit magnétique
constante de
430 mm. Par différence, la longueur de circuit magnétique du premier matériau,
à
epaisseur variable selon les exemples, va de 270 à 343 mm dans tous les
exemples
selon l'invention et aussi dans tous les exemples de référence à module
élémentaire bi-
matériau. Si on considère que P est la puissance transformée, comme P = I.fem
(intensité
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du courant primaire multipliée par la force électromotrice fem générée au
secondaire) est
une contrainte de dimensionnement (P = constante), et que la force
électromagnétique
est imposée par le circuit électrique et puisque fem = N2.Bt.section du
noyau.2n.fréquence , alors on doit accroître la section lorsque on est obligé
de réduire Bt
5 pour baisser le bruit.
On rappelle que c'est le deuxième matériau à basse magnétostriction qui
fonctionne très principalement en régime permanent, et donc assure la tension
et la
puissance de sortie du transformateur. En revanche l'effet d'inrush provient
de la
combinaison des comportements magnétiques des deux matériaux, et afin
d'apprécier
10 l'apport innovant de la présence d'un autre matériau magnétique (le
premier matériau)
dans le noyau, l'épaisseur enroulée ep1 de ce premier matériau varie de 0 (ce
qui
correspond à une absence du premier matériau) à 20 mm selon les essais. Cela
correspond à une longueur de circuit magnétique qui varie de 0 à 343,2 mm.
Le bruit provient, lui, de la magnétostriction des matériaux et de leur niveau
15 d'aimantation, et donc le bruit sera principalement lié en régime
permanent au
comportement magnétique du deuxième matériau. L'indice d'inrush est donné par
la
formule connue : n = 2.B1 + Br ¨ B, pour un noyau magnétique à un seul
matériau
magnétique. Cette formule est généralisée au cas de deux matériaux selon :
(S, + S2).15= S2.Br,2+ St.(2Et1¨ -51, -2. \--t2 - , J ) + S (2B J52)
20 où S1 et S2 sont les sections des enroulements des premier et deuxième
matériaux
respectivement, Sr,2 est l'induction rémanente du deuxième matériau, seul
actif en fin de
période de régime permanent lorsqu'intervient la coupure du transformateur et
le passage
du noyau magnétique à l'état rémanent, Bo et St2 sont les inductions de
travail, J51 et .1
-s,2
sont les aimantations à saturation des premier et deuxième matériaux
respectivement. La
25 formule peut être aisément adaptée au cas où plus de deux matériaux sont
utilisés.
On appelle d(1)/dt la tension induite (autrement dit la force électomotrice
fem) par
le transformateur. C'est grâce à elle qu'on transforme la puissance électrique
P
demandée : P = fem.1 où I est l'intensité du courant magnétisant du
transformateur.
Le bruit émis par les différents exemples réalisés de noyaux bobinés de
30 transformateur est mesuré par un ensemble de microphones disposé autour
du
transformateur, dans le plan médian de la culasse magnétique. Les différents
exemples
de noyaux magnétiques utilisent un seul (références) ou deux (certaines
références et
l'invention) matériaux, à savoir des matériaux magnétiques doux (FeCo27,
Fe49Co49V2,
Fe-3 /0Si-G.O., acier électrique FeSi à grains orientés, nanocristallin
FeCuNbSiB du type
35 [Fei,Niaboo x yz pi,CuxSiyB,INbc,M1pM"y aveca= 0 ;x= 1 ;y= 15 ;z=7,5 ;
oc =3 ; f3= y = O.
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Le ou les matériau(x) est (sont) enroulé(s) suivant la structure de base
définie
précédemment.
Les exemples du tableau 4 ci-dessous sont dimensionnés et alimentés de façon
à transformer toujours sensiblement la même puissance, à savoir environ 46kVA.
Cette
puissance triphasée étant donnée par -\13.11.dcP/dt avec dcP/dt = N2.(Bt,1.S1+
Bt,2=S2).w =
230V, où 11= 115A, N2 (nombre de spires du secondaire) égal à 64, w
(pulsation) = f
étant la fréquence, ici égale à 360 Hz, Si et S2 (sections de culasse
magnétique des
premier et deuxième matériaux respectivement) égales respectivement à (H.ep1)
et
(H.ep2), et Bt,, est l'induction de travail du matériau i.
Une autre possibilité consiste à régler précisément les entrefers (après
découpe)
1 et 2 entre les demi-circuits des enroulements des premier et deuxième
matériaux
respectivement, en leur conférant, le cas échéant, des valeurs différentes
lors des
façonnages des zones de coupe, afin de pouvoir limiter l'aimantation d'un
matériau par
rapport à l'autre. Sinon certains niveaux d'aimantation non maitrisés du
matériau 1
pourraient augmenter beaucoup trop la magnétostriction ou l'effet d'inrush. Il
faut,
cependant, se souvenir que l'augmentation d'un entrefer augmente le courant
nécessaire
à l'aimantation au niveau Bt, et donc dégrade le rendement du transformateur.
Un
équilibre devra donc être trouvé entre les avantages et les inconvénients de
l'utilisation
pratique de cette solution.
Par exemple dans l'exemple 13 de l'invention, l'entrefer résiduel minimal 2
entre
les deux demi-circuits du deuxième matériau (le matériau nanocristallin) est
évalué à 10
m, et alors la perméabilité magnétique relative équivalente I1
r-r,eq,mat2 du circuit magnétique
matériau 2 + entrefer> fait passer la perméabilité intrinsèque u
r,mat2 du matériau 2 de
000 à 17670 dans le cas de l'exemple (en appliquant la formule
1 1
25 ___ = entrefer + _________________________________________________ ). Si
l'entrefer 2 avait été dix fois plus large (100 lm), on
i1r,eq.mat2 Pr,mat2
aurait une perméabilité intrinsèque u
r,eq,mat2 = 3760, soit quatre fois moindre que
précédemment. Or (selon le théorème d'Ampère), H.L = N1.1 (L étant la longueur
moyenne de circuit magnétique) et H = B/ reci tant que le matériau travaille
avec une
courbe B = f(H) approximativement linéaire (cas du transformateur). Donc en
maintenant
30 Bt
constant (pour maintenir la force électromagnétique et la puissance transférée
constantes, comme dit précédemment), il faut compenser une augmentation de
l'entrefer
(et donc une baisse de Pr,eq) par une hausse de l'intensité I du courant
magnétisant, ce qui
entraine une dégradation du rendement du transformateur.
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Si on considère sur le même exemple 13 l'entrefer cl des circuits magnétiques
à
matériau à haute Js, on conclut qu'un entrefer cl de 3,5 mm permet de limiter
la
perméabilité équivalente du premier matériau (ici FeCo) à 0,05 T (voir la
formule pr,,q ci-
dessus), et donc un bruit faible de 43 dB. Si l'entrefer El est ramené à 10
pm, donc à une
valeur égale à celle de e2, alors le matériau à haute Js FeCo dépasse
largement
l'induction de 1 T en régime permanent du transformateur, et le bruit du FeCo
devient
alors prédominant et non satisfaisant (très supérieur à 55 dB), mais peut être
admissible
pendant la durée de l'effet d'Inrush (soit de quelques fractions de secondes à
quelques
secondes).
La règle générale de limitation des effets d'inrush et du bruit est que, comme
l'induction de travail Bt a une influence dégradante aussi bien sur l'effet
d'inrush que sur le
bruit de magnétostriction, il est nécessaire de baisser Bt pour atténuer ces
effets. Mais il
faut compenser cette baisse de Bt par une hausse de la section magnétique pour
conserver dO/dt et la puissance transformée au même niveau.
Le cahier des charges de ce transformateur aéronautique est que le bruit doit
être au maximum de 55 dB, au moins hors des périodes pendant lesquelles
l'effet d'inrush
se fait sentir, et le facteur d'inrush inférieur ou égal à 1, avec une masse
de noyau
magnétique la plus faible possible. En outre, la masse totale de matériaux
magnétiques
ne devrait pas dépasser 6,5 kg environ. On verra que pour que cette dernière
condition
soit remplie en même temps que les deux autres, il ne faut pas que la section
totale de
matériau à haute Js par rapport à la section totale de matériaux magnétiques
dans le
noyau dépasse 50%. Cette condition doit aussi être respectée si on raisonne
sur chacun
des sous-noyaux internes et externe pris isolément. Pour ne pas alourdir le
tableau 4, on
y a seulement précisé le rapport des sections totales, mais il doit être
entendu que tous
les exemples selon l'invention respectent aussi la condition pour chacun de
leurs sous-
noyaux.
Les exemples du tableau 4 montrent ce qui suit. Ceux notés ref sont des
exemples de référence, ceux notés inv sont des exemples selon l'invention.
Les exemples 1 à 12, 18,18B, 19 à 21 inclus du tableau 4 sont donc des
exemples de référence, et les exemples 13 à 17 inclus, 18C, 22 à 24 inclus
sont des
exemples selon l'invention qui répondent à tous les critères du cahier des
charges tel que
définis précédemment.
On notera que pour les exemples de référence 1 à 12, on n'a pas prévu
d'entrefer dans le deuxième matériau. Pour tous les autres exemples, qu'ils
soient de
référence ou selon l'invention, on a prévu un entrefer c2 de 10 pm dans le
deuxième
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matériau. Pour les exemples 13 à 24, qu'ils soient de référence ou selon
l'invention, on a
prévu à la fois un entrefer E2 de 10 ptm dans le deuxième matériau et un
entrefer El dans
le premier matériau, El pouvant prendre diverses valeurs selon les essais, et
El étant
différent de E2, sauf pour l'exemple 24 où El = E2 = 10 pm. Il doit être
entendu que dans
ces exemples, cl et E2 sont les mêmes pour tous les éléments du noyau : les
deux sous-
noyaux internes et le sous-noyau externe.
Pour calculer les volumes et en déduire les sections des différents matériaux,
on
a pris comme masses volumiques 7900 kg/m3 pour le FeCo27, 8200 kg/m3 pour le
FeCo50V2, 7650 kg/m3 pour le FeSi3, 7350 kg/m3 pour le nanocristallin.
Les Js des différents matériaux sont de 2,00 T pour le FeCo27, 2,35 T pour le
FeCo50V2, 2,03 T pour le FeSi3, 1,25 T pour le nanocristallin.
Deuxième Premier Régime Masse et section
matériau matériau permanent
Ex. Matériaux ep2 ep1 p B Br B,
da)/dt Bruit Indice Masse Masse Masse % poids % Puissance Entrefer
2 + 1 mm mm mm matériau matériau matériau (V)
(dB) d'inrush matériawatéria totale de section triphasée matériau
2 2 1 1 (kg) 2 (kg)
matériau de (kVA) 2
131,2 (T) Br (T) B,,, (T) (kg)
1 (à matériau c2
haute Js 1 (à
haute
Js)
1 réf FeCo27 20 0 40 2 0,95 231,62 105 2,95
0 2,7 2,7 0 0 46.14
2 réf Fe49Co49V2 20 0 40 2 1,3 231,62 115 2,95 0 2,8
2,8 0 0 46,14 0
3 ref Fe49Co49V2 20 0 53 1,5 0,975 - 230,18 96 1,63 0
3,7 3,7 0 0 45.85
4 ref Fe49Co49V2 20 0 80 1 0,65 231,62 75 0,3 0 5,6
5,6 0 0 46,14 0
5 ref Fe49Co49V2 20 0 265 0,3 0,195 - 230,16 61 -1,56
0 18,7 18,7 0 0 45.85
6 réf FeSi3 20 0 53 1,5 1,05 230,18 92 2,02 0
3,5 3,5 0 0 45,85 0
7 réf FeSi3 20 0 72 1,1 0,77 229,31 85 0,94 0
4,7 4,7 0 0 45.67
8 réf FeSi3 20 0 176 0,3 0,21 229,31 57 -1,22 0
19,0 19,0 0 0 45.67 0
9 réf FeSi3 20 0 72 1,1 0 229,31 85 0,17 0
4,7 4,7 0 0 45.67 10
10 Nanocristallin 20 0 72,3 1,1 0,055 - 230,26 40 1,01
0 4,6 4,6 0 0 45.87 10
réf cycle couché
ou coupé
11 Nanocristallin 20 0 94 0,85 0.0425 - 231,33 40 0,49
0 5,9 5,9 0 0 46.06 10
réf cycle couché
ou coupé
12 Nanocristallin 20 0 79,5 1 0,05 230,18 41 0,8 0
5,0 5,0 0 0 45.85 10
réf cycle couché
ou coupé
13 Nanocristallin 20 2 72 1,10 0,06 0,05 230,35 43 0,71
0,40 4,6 5,0 8,0 10,8 45.88 10
inv cycle couché
ou coupé +
Fe49Co49V2
CA 02968791 2017-05-24
WO 2016/083866 PCT/IB2014/066322
39
14 Nanocristallin 20 1,7 70 1,1 0,055 0,4 229,83 46 0,8
0,33 4,4 4,7 7,0 9,3 45.78 10
inv cycle couché
ou coupé +
FeCo27
15 Nanocristallin 20 5 66,3 1,1 0,055 0,4 230,35 49 0,49
0,90 4,2 5,1 17,6 23,6 45.88 10
inv cycle couché
ou coupé +
Fe49Co49V2
16 Nanocristallin 20 2,1 68,3 1,1 0,055 0,6 229,98 48 0,8
0,40 4,3 4,7 8,5 11,2 45,81 10
cycle couché
inv
ou coupé +
Fe49Co49V2
17 Nanocristallin 20 2,5 66,5 1,1 0,055 0,75 229,84 52 0,8
0,46 4,2 4,7 9,8 13,1 45.78 10
cycle couché
inv
ou coupé +
Fe49Co49V2
18 Nanocristallin 20 5 60 1,1 0,055 0,9 230,18 56 0,69
0,81 3,8 4,6 17,6 23,6 45.85 10
réf cycle couché
ou coupé +
FeCo18
18B Nanocristallin 20 10 56,7 1,1 0,055 0,6 229,83 58 0,29
1,44 3,6 5,0 28,8 39 45,78 10
ref cycle couché
ou coupé +
FeCo18
18C Nanocristallin 20 10 66 1,1 0,055 0,2 229,31 53 0,02
1,68 4,2 5,88 28,6 39 45.67 10
inv cycle couché
ou coupé +
FeCo18
19 Nanocristallin 20 20 69 1,1 0,055 0,05 229,74 53 -0,62
3,06 4,4 7,4 41,4 57,8 45.76 10
ref cycle couché
ou coupé +
Fe49Co49V2
20 Nanocristallin 20 17 69,5 1,1 0,055 0,05 229,90 52 -0,49
2,73 4,4 7,1 38,5 53,3 45.79 10
ref cycle couché
ou coupé +
FeCo27
21 Nanocristallin 20 17 69,5 1,1 0,055 0,2 229,90 58 -0,35
2,46 4,0 6,4 38,4 53,3 45.78 10
ref cycle couché
ou coupé +
FeCo27
22inv Nanocristallin 20 5 71,5 1,1 0,055 0,05 230,30 47 0,42
0,90 4,5 5,4 16,7 23,6 45.87 10
cycle couché
ou coupé +
FeSi3
23 Nanocristallin 20 5 71,5 1,1 0,055 0,05 230,30 50 0,42
0,90 4,5 5,4 16,7 23,6 45.87 10 -
inv cycle couché
ou coupé +
FeSi3
24 Nanocristallin 20 5 59 1,1 0,055 1 230,61 52 0,8 0,74
3,7 4,5 16,4 23,6 45.93 10
cycle couché
inv
ou coupé +
FeSi3
Tableau 4 : Performances des différentes configurations de noyaux testées
Un circuit entièrement nanocristallin (exemples de référence 10 à 12) permet,
certes, d'atteindre les exigences du cahier des charges en bruit et en inrush,
pour une
masse seule de circuit magnétique pouvant descendre à 4,6 kg ce qui serait
satisfaisant à
première vue. Cependant cette masse n'inclut pas les supports non magnétiques
du
circuit magnétique, pouvant être réalisés, par exemple, en bois, en teflon ou
en
aluminium, et qui peuvent constituer une masse de plusieurs centaines de
grammes.
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WO 2016/083866 PCT/IB2014/066322
La solution en nanocristallin seul nécessite forcément d'utiliser un support
d'enroulage provisoire ou permanent. Dans le cas où il est permanent, il
alourdit la masse
du circuit nanocristallin comme on vient de le dire.
Dans tous les cas (support permanent ou non), ce support doit être réalisé,
alors
5 qu'il ne participe de toute façon pas au fonctionnement électrique du
transformateur,
contrairement aux cas relevant de l'invention. Le coût de la réalisation du
support n'est
donc pas rentabilisé dans la conception du transformateur, contrairement aux
cas de
l'invention. Les exemples 10 à 12 ne sont donc pas considérés comme répondant
entièrement au cahier des charges de l'invention, et sont classés comme
références.
10 Pour préciser ce point important, on peut comparer les exemples 12 de
référence
(nanocristallin seul) et 17 selon l'invention (noyau composite nanocristallin
cycle couché
ou coupé + FeCo27). Ces deux exemples sont choisis car ils peuvent être
considérés
comme étant les plus performants pour leurs choix technologiques respectifs,
puisqu'ils
ont un même indice d'Inrush. Le bruit émis est plus faible pour la solution
100%
15 nanocristallin (41 dB contre 52 dB pour la solution noyau composite
nanocristallin cycle
couché ou coupé + FeCo27), mais dans les deux cas le bruit est inférieur au
seuil
admissible de 55 dB.
L'exemple 12 utilise une masse de matériau nanocristallin de 5,0 kg, à
laquelle il
faut rajouter une masse minimale de 200 à 300 g de téflon, aluminium ou inox
20 amagnétique. On a envisagé les deux cas possibles pour cet exemple :
support
permanent et support non permanent.
Le tableau 5 cite les opérations successives dans ces trois modes de
réalisation,
et compare les ordres de grandeur des coûts de chaque étape (de + : peu
coûteux à +++ :
cher ; 0 : étape absente du mode de réalisation) des solutions dans le cas de
réalisation
25 d'un sous-ensemble fonctionnel d'un tore seul (type transformateur
monophasé) :
Solution 100% Solution 100% Coût
Coût de
Coût de
Etape n nanocristallin (n 12). nanocristallin (n 12), de
Solution selon l'invention (n 20)
l'étape
l'étape
support non permanent support permanent l'étape
Réalisation d'un
Réalisation d'un support
support non- Réalisation d'un support
1 permanent de noyau
permanent de noyau ++ métallique magnétique
FeCo ++
magnétique
magnétique
Enroulage de la bande
Enroulage de la bande Enroulage de la bande
nanocristalline sur le support,
amorphe sur un amorphe sur un support
2 avec une cale de
contraction de
support métallique métallique extractible
nanocristallisation (environ 1%)
extractible (virole) ( virole )
enlevée en fin d'enroulage
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Recuit de Recuit de
nanocristallisation et nanocristallisation et Recuit de
nanocristallisation et
3
contraction du ruban contraction du ruban contraction sur le
support FeCo
amorphe sur la virole amorphe sur la virole
Extraction du noyau
Extraction du noyau
4 nanocristallin de la
nanocristallin de la virole 0
virole
Noyau nanocristallin
Noyau nanocristallin placé
placé sur le support
sur le support permanent
non-permanent avec 0 0
avec jeu minimal
jeu minimal
Imprégnation de Imprégnation de
Imprégnation de l'ensemble
6 l'ensemble noyau + ++ l'ensemble <i noyau + ++
++
noyau + support >,
support support'
Polymérisation de Polymérisation de
7 Polymérisation de
l'ensemble
l'ensemble l'ensemble
Extraction du support
8
non adhérent
Découpe en deux C Découpe en deux C égaux
9 égaux du noyau seul du noyau + support Découpe en deux C égaux
++
imprégné imprégné
Surfaçage des faces Surfaçage des faces de Surfaçage des faces de
coupe
de coupe des C coupe des C des C
Assemblage Assemblage mécanique à
Assemblage mécanique à
11 mécanique à entrefer entrefer réglé (cale ++
++
+++ entrefer réglé (cale
éventuelle)
réglé (cale éventuelle) éventuelle)
Tableau 5 : Comparaison des coûts des solutions 12 (référence) et 17
(invention)
Le tableau 5 montre qu'il y a moins d'opérations dans le cas de l'invention,
et, de
5 plus, certaines des opérations communes aux diverses solutions sont moins
coûteuses
dans le cas de l'invention. En effet, lors de la découpe et de l'assemblage
des pièces en
C en matériau 100% nanocristallin (exemple 12 sans support mécanique
permanent),
l'absence de support mécanique rigidifiant (cas sans support permanent s)
impose de
maintenir les C avec précaution, donc en utilisant des gabarits de serrage
adaptés afin de
10 ne pas déformer et abîmer les pièces.
Dans le cas de l'exemple de référence 12 avec support permanent, les
précautions sont les mêmes que pour l'invention, mais dans ce cas, on alourdit
le noyau
final, et le coût du support est ajouté à chaque noyau magnétique produit.
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Dans le cas de l'exemple 17 selon l'invention, le support FeCo constitue une
âme
mécanique évitant des déformations mécaniques irréversibles, et est en même
temps
utilisé fonctionnellement sur le plan électromagnétique et électrique.
Au final, par rapport à l'invention, la solution 100% nanocristallin de l'art
antérieur
(exemple 12) est soit un peu plus coûteuse à cause du plus grand nombre
d'opérations et
plus lourde à cause de la masse du support (cas du support permanent), soit
(cas du
support non permanent) de masse égale ou légèrement plus élevée, mais de toute
façon
nettement plus coûteuse à réaliser. Elle ne constitue donc pas, globalement,
une solution
satisfaisante aux problèmes que l'invention cherchait à résoudre.
En revenant au tableau 4, on voit qu'un circuit principalement en
nanocristallin
avec un circuit supplémentaire en alliage Fe-27% Co dans certaines proportions
limitées
permet d'atteindre des performances de masse équivalentes, voire légèrement
meilleures
(masse finale proche de 4,5 kg dans le meilleur cas), tout en respectant
également le
cahier des charges en inrush et en bruit, si elle est comparée à une solution
100%
nanocristallin à support non permanent (voir précédemment). Cet optimum de
dimensionnement correspond, dans le cas des exemples selon l'invention, à une
proportion en section de FeCo ou FeSi de 9 à 40% environ, et de 7 à 29% en
poids
environ, par rapport à l'ensemble des matériaux magnétiques du noyau. Cet
optimum est
également valable au niveau de chacun des sous-noyaux pris isolément.
En augmentant encore la proportion de FeCo, et donc en alourdissant le circuit
magnétique (cas à plus de 30% en poids et à plus de 50% en section de FeCo,
exemples
19, 20 et 21), on voit que l'effet d'inrush peut être drastiquement réduit
jusqu'à un indice
négatif. Dans ce cas, le circuit magnétique atteint une masse de l'ordre de 7
kg (pour un
indice d'inrush nul). Cette masse peut cependant être considérée comme un peu
trop
élevée pour que cette solution technique soit pleinement satisfaisante,
d'autant que, par
ailleurs, le bruit n'est que relativement peu en-dessous du maximum acceptable
de 55 dB
(exemples 19 et 20) ou est au-dessus de ce maximum acceptable (exemple 21).
Une
masse de l'ordre de 6,5 kg serait en général considérée comme acceptable, mais
seulement si, par ailleurs, les conditions sur le bruit et l'inrush sont
respectées. Cela
explique que l'exemple 21 ne soit pas considéré comme relevant de l'invention.
L'utilisation du FeSi-G.O. (acier électrique Fe-3% Si à Grains Orientés), en
remplacement du FeCo, dans le cas précédent permet de constater les mêmes
résultats
en tendance que le cas précédent, mais en alourdissant quelque peu le circuit
magnétique si on veut obtenir un indice d'inrush comparable.
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43
L'utilisation seule et sans entrefer localisé (c'est-à-dire avec un circuit
magnétique non coupé), et à une induction élevée, des matériaux traditionnels
des
transformateurs embarqués aéronautiques (FeCo27, Fe49Co49V2, FeSi3) conduit à
de
très faibles masses de circuit magnétique (exemples 1, 2, 3, 6), mais aussi à
un bruit très
important (92 à 115 dB), nettement supérieur à la limite admissible de 55 dB,
et à un effet
d'inrush très important (indice d'inrush de 1,63 à 2,95) qui entrainera une
dégradation de
certains composants électroniques sur le réseau de bord. A noter que si on
coupait le
circuit pour obtenir un entrefer localisé et une très faible rémanence Br,
alors l'effet
d'Inrush serait beaucoup moins important. Mais le bruit resterait aussi fort
et le coût de
mise en oeuvre serait beaucoup plus élevé.
L'utilisation de ces mêmes matériaux cristallins seuls, mais à une induction
significativement plus faible, permet de réduire sensiblement l'effet d'Inrush
et le bruit
(exemples n 4, 5, 7, 8, 9) jusqu'à approcher (bruit) ou atteindre (inrush)
les limites
admissibles du cahier des charges. Cependant lorsque cette situation est
obtenue
(exemples n 5 et 8), la masse du circuit magnétique est de l'ordre de 18-19
kg, soit trois
fois plus importante que celles des solutions de référence à base de
nanocristallin seul et
à induction élevée, ou des solutions selon l'invention où le nanocristallin
est associé à du
FeCo ou du FeSi.
La figure 3 résume les performances de différentes solutions possibles de
circuit
magnétique dans un diagramme indice d'inrush-bruit où les masses de
transformateur
correspondant aux différents points sont également précisées.
On y a reporté en pointillés les valeurs maximales de bruit de 55 dB et
d'indice
d'inrush de 1 exigées par le cahier des charges cité plus haut. On a entouré
la zone dans
laquelle se trouvent les exemples qui répondent à ces points du cahier des
charges et
présentent, de plus, une section de matériau à haute Js rapportée à la section
totale de
matériaux magnétiques de 50% au maximum, et des sections de matériaux à haute
Js
rapportées aux sections totales des matériaux magnétiques de chaque sous-noyau
de
50% au maximum. Ce dernier point, qui fait également partie du cahier des
charges,
permet, en plus, de garantir que le noyau du transformateur est d'un poids
très réduit, de
l'ordre de 6,5 kg ou moins.
Il apparaît clairement que l'invention permet, par l'utilisation d'un circuit
nanocristallin combiné avec du FeCo ou du FeSi, de respecter les limitations
en bruit et
en effet d'inrush en utilisant des circuits magnétiques beaucoup plus légers
que les
solutions en matériaux cristallins traditionnels (FeSi, FeCo comparables)
utilisés seuls.
Quant aux solutions utilisant un nanocristallin seul, leurs performances, à
masse égale,
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44
sont assez comparables à celles de l'invention en termes de bruit et d'indice
d'inrush,
mais on a vu au tableau 5 que le coût de réalisation de ces solutions était
sensiblement
supérieur à celui des réalisations selon l'invention.
L'Indice d'inrush est toujours une fonction strictement décroissante de la
masse
de la culasse magnétique. Mais cette courbe n'est pas linéaire, et elle permet
dans le cas
de l'exemple analysé de déterminer des solutions de culasse magnétique à assez
faible
masse (4 à 6,5 kg) pour un indice d'inrush déjà très réduit. De façon
différente le bruit
dépend non seulement de la masse, mais aussi du choix du/des matériau(x)
utilisés (via
leurs propriétés magnétostrictives).
Il apparaît ainsi clairement que les solutions de l'invention à base de
nanocristallin associé à un autre matériau (FeCo ou FeSi notamment) permettent
d'associer une faible masse (4 à 6,5 kg), un faible bruit et un faible indice
d'inrush, et pour
un coût et une complexité de fabrication aussi modérés que possible.
Des variantes de l'invention peuvent être envisagées.
On peut employer plusieurs matériaux à haute Js dans le même noyau
magnétique, par exemple un alliage Fe-3%Si texturé Goss dans l'enroulement
intérieur
des sous-noyaux internes et un alliage Fe-50%Co dans l'enroulement extérieur
du sous-
noyau externe.
On peut employer plusieurs matériaux à basse magnétostriction dans le même
noyau magnétique, tel que, par exemple, un alliage nanocristallin FeCuNbSiB de
la
composition précisée plus haut, dans l'enroulement intérieur des sous-noyaux
internes et
un amorphe base cobalt dans l'enroulement extérieur du sous-noyau externe. Il
est
préférable d'utiliser le même matériau pour les deux sous-noyaux internes. Il
est
préférable de conserver la règle de conservation du flux magnétique ,<
Js.Section entre
les trois sous-parties concernées par les matériaux à basse magnétostriction.
Selon l'invention, l'utilisation des matériaux nanocristallins est préconisée
par
rapport à l'utilisation d'autres types de matériaux à basse magnétostriction.
En effet les matériaux nanocristallins de composition FeCuNbSiB cités, qui
constituent des exemples privilégiés mais pas exclusifs de matériaux
utilisables pour la
mise en oeuvre de l'invention, sont connus pour permettre de régler leur
magnétostriction
à 0 par un traitement thermique adéquat, tandis que leur aimantation à
saturation reste
relativement élevée (1,25 T), donc propice à ne pas trop alourdir le
transformateur (voir
les principes de dimensionnement déjà rappelés influant sur dO/dt et sur
l'inrush).
L'invention ne vaut pas que pour une structure triphasée à deux sous-noyaux
mis
côte à côte et imbriqués dans un troisième sous-noyau, mais est aussi
applicable à un
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simple noyau magnétique de transformateur monophasé, ou à toute autre
imbrication d'un
nombre plus élevé de sous-noyaux magnétiques, par exemple dans le cas de
transformateurs polyphasés à plus de trois phases. L'homme du métier pourra
sans
difficultés adapter la conception du transformateur selon l'invention à ce
dernier cas.
5 La découpe du noyau magnétique terminé, formant l'entrefer 17, de
façon à
mieux remplir la fenêtre de bobinage et donc à réduire la masse/le volume du
noyau
magnétique, n'est pas indispensable, mais elle est très préférable à la fois
pour la raison
précédente puisqu'on augmente la densité de puissance, via le remplissage
optimal de la
fenêtre de bobinage, mais aussi pour baisser l'induction rémanente du circuit
magnétique.
10 Un intérêt supplémentaire de la découpe est de pouvoir éventuellement
différencier les
entrefers cl et E2 des deux matériaux, afin de mieux contrôler le niveau
maximum
d'aimantation du premier matériau à haute Js et haute magnétostriction.
Le réglage de l'entrefer peut donc être différent entre matériaux à basse
magnétostriction et matériaux à haute Js, comme on l'a vu sur la plupart des
exemples
15 selon l'invention du tableau 4 et comme représenté sur les figures 1 et
2. Si la
magnétostriction est très basse, la déformation cyclique des matériaux sera
très faible et
le calage de l'entrefer ne propagera et amplifiera que peu de bruit. En
revanche pour les
matériaux à haute Js, très magnétostrictifs, même pour des faibles inductions
de travail
en régime permanent (moins de 0,8 T, voire moins de 0,4 T) les vibrations
peuvent être
20 encore suffisantes pour générer un bruit supérieur aux exigences les
plus fortes. Dans ce
cas il peut être préférable d'usiner un léger entrefer, supérieur à celui du
matériau à basse
magnétostriction, afin que les matériaux à haute Js ne soient pas en contact
avec la cale,
ce qui permet de réduire l'émission de bruit.
Si on y voit un intérêt, on peut aussi prévoir des valeurs de cl et/ou E2
différentes
25 pour les diverses parties du noyau, autrement dit. que les entrefers
(cl, c2) séparant les
deux parties des divers enroulements (1, 2, 3, 4, 13, 14) ne soient pas tous
identiques
entre le sous-noyau magnétique interne et le sous-noyau magnétique externe.
Le surfaçage des faces de découpe du noyau magnétique n'est pas
indispensable, mais il est préférable car il permet un meilleur
dimensionnement des
30 performances du transformateur. Cela permet d'accroitre les performances
d'inrush, et de
rendre plus reproductibles les transformateurs lors d'une production
industrielle.
Le calibrage de l'entrefer par une cale n'est pas indispensable mais il est
préférable pour régler précisément l'induction rémanente (liée notamment à
l'effet
d'inrush) et le niveau maximum d'aimantation accessible dans chaque matériau,
et rendre
35 les transformateurs plus reproductibles dans une production
industrielle.
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La symétrie de découpe du noyau magnétique n'est pas indispensable.
En cas de non-découpe, il n'est pas indispensable de coller, imprégner, fixer
les
différentes parties métalliques de la culasse, plus rigidement et étroitement
que ne le
permettent les différents enroulages serrés et le/les traitement(s)
thermique(s).
Les différents matériaux n'ont pas forcément la même largeur. Par exemple
trois
bandes d'amorphe nanocristallisable FeCuNbSiB de largeur 1 chacune peuvent
être
enroulées autour d'un tore pré-enroulé de sous-noyau interne en FeSi ou FeCo
de largeur
31. Cela amène l'avantage d'apporter un même support mécanique d'enroulage
pour les
bandes FeCuNbSiB qui sont surtout faciles à produire et utiliser lorsque leur
largeur est
inférieure à 20-25 mm, alors que les besoins pour les noyaux magnétiques de
transformateurs embarqués peuvent largement excéder de telles largeurs.
De façon alternative à la solution précédente, on peut aussi empiler
différents
noyaux magnétiques avec de mêmes largeurs de matériau, afin d'obtenir aussi au
final un
macro-tore plus large avant collage, fixage, imprégnation, calage mécanique ou
autre,
puis découpe, surfaçage puis montage des enroulements préfabriqués.
Tous les matériaux, ou seulement certains d'entre eux, peuvent être enroulés à
l'état amorphe ou écroui ou partiellement cristallisé (selon les cas), ou bien
être enroulés
à l'état nanocristallisé (FeCuNbSiB), relaxé (amorphes base fer ou base
cobalt) ou
cristallisé (Fe-80%Ni, FeCo, FeSi, autres matériaux polycristallins).
