La Locomotive à redresseurs

3 - Le moteur à courant ondulé.

• 3.1 Rappel sur les f.e.m. de commutation
• 3.2 Moteur monophasé à collecteur
• 3.3 Moteur à courant ondulé
•        3.5.1. Moteur à carcasse massive
•        5.5.2. Moteur à carcasse feuilletée
•        5.3.5. Comparaison du moteur à carnasse massive et du moteur à carcasse feuilletée.

Dans un moteur à collecteur, les sections d'induit en commutation constituent des spires fermées qui sont le siège de la première au moins des trois forces électromotrices suivantes :

• a) F.e.m. de self induction ou tension de réactance E1, due à l'inversion du courant dans la spire pendant la commutation.
  Cette f.e.m. existe pour tous types de moteurs à collecteurs : à courant monophasé, à courant ondulé, à courant continu.
• b) F.e.m. dynamique E2, due à la rotation de la spire dans le champ transversal, ou champ de réaction d'induit, si ce dernier n'est pas exactement compensé.
• c) F.e.m. statique Etr, due à la variation du flux principal pendant la commutation.

  Cette f.e.m. existe en permanence dans les moteurs où le flux principal est alternatif ou ondulé, tandis qu'elle n'apparaît qu'aux régimes transitoires dans les moteurs à flux continu.

Il est nécessaire de revenir brièvement ici sur les phénomènes intéressant la commutation du moteur monophasé à collecteur (moteur "direct" c'est-à-dire sans redresseurs) car des phénomènes identiques apparaissent dans le moteur à courant ondulé, où ils n'intéressent toutefois que les composantes alternatives du courant et du flux, d'où finalement un comportement notablement différent du moteur.

Comme il a été dit précédemment, la tension de réactance est due à l'inversion du courant dans chaque section en commutation. Avant que les lames du collecteur auxquelles aboutissent les extrémités de la section arrivent sous un balai, la section est parcourue dans un certain sens par un courant i/2a, i étant le courant total traversant le moteur et 2a le nombre de voies d'enroulement.
Après le passage des lames intéressées sous le balai, la section est de nouveau parcourue par un courant de valeur i/2a, mais de sens inverse au précédent (fig. 40a). Le courant dans la section a donc varié de -i/2a à +i/2a soit de la quantité :

i = i/a

Fig.40a : Phénomène de commutation

Fig.40c : Durée de la commutation

En supposant que le courant moteur n'ait pas le temps de varier pendant la commutation, ce qui est très valable étant donné sa brève durée en regard de la période du courant (fig. 40c), la relation établie précédemment peut s'écrire : Par conséquent : el et i sont en opposition de phase. En représentation vectorielle, le vecteur représentant la tension de réactance e1, a le même support que le vecteur représentant le courant i; sa mesure est proportionnelle à celle de I (fig. 40b).

Fig.40b : F.e.m induites dans chaque section

Les conducteurs périphériques appartenant à la section en commutation fauchent les lignes de force du champ de réaction d'induit i ainsi que cela apparaît à la fig. 41a où l'on a schématisé, dans un but de simplicité, un moteur bipolaire.
Si le moteur comporte des enroulements de compensation, les conducteurs périphériques fauchent également les lignes de force de ce champ c.

Le champ résultant est en phase ou en opposition de phase avec i selon que le moteur est sous-compensé ou sur-compensé. En effet, il n'y a qu'un déphasage négligeable entre champ et courant car les moteurs monophasés sont obligatoirement à circuit magnétique entièrement feuilleté, sans quoi les pertes par hystérésis et courants de Foucault seraient énormes.
De plus, le flux par pôle est obligatoirement faible, pour limiter la f.e.m. Etr dont nous parlerons plus loin et le circuit magnétique est peu saturé.

Finalement, la rotation de la section en commutation dans le champ transversal résultant r fait apparaître dans cette section une f.e.m. dynamique de la forme :

• représente l'induction
• lc la longueur des conducteurs
• v leur vitesse périphérique.

Sur le diagramme vectoriel, les vecteurs et , de même direction que ont pour somme le vecteur (fig. 41b), proportionnel à la vitesse comme chacune des composantes.

Notons que le flux principal pp n'induit pas de f.e.m. dynamique dans la section en commutation. En effet, les conducteurs périphériques intéressés ne fauchent pas les lignes de force du flux émis par les pôles principaux; pendant la commutation, ils se déplacent parallèlement à la direction du champ (Fig.41a).

Fig.41a : Rotation de la spire dans le champ transversal imparfaitement compensé

Le flux principal pp embrassé en totalité par la section en commutation étant alternatif, il induit dans cette section une f.e.m. statique ou f.e.m. de transformation en quadrature avant sur lui.

Le vecteur correspondant est déphasé de /2 sur I, en négligeant le déphnaage entre pp et I de valeur très faible en raison du feuilletage du moteur.
La La f.e.m. totale induite dans la spire en commutation est représentée par la somme vectorielle + =

(L étant l'inductance des PA). On peut considérer les deux composantes Ic et Ia de Ipa et dire que : Ic , en phase avec I, sert à combattre la f.e.m. Ed Ia , en quadrature avec I, sert à combattre la f.e.m. Etr La f.e.m. dynamique E'd induite par Ic dans la spire en commutation est, comme Ed, proportionnelle à la vitesse. Par conséquent, si la compensation est réalisée à une certaine vitesse, elle le sera encore pour toute autre vitesse.

Fig.41b : Moteur monophasé. Compensation des f.e.m. de commutation

La f.e.m. dynamique E'd induite par Ia, est, elle aussi, proportionnelle à la vitesse. Etr, par contre, est indépendante de la vitesse (relation 5). Aussi la compensation exacte de Etr, n'est-elle réalisée qu'à une seule vitesse Vo de la locomotive.
La f.e.m. E'tr induite par les pôles auxiliaires est trop importante au-delà de cette vitesse, trop faible en-deçà; en particulier, aucune compensation de Etr, n'est possible à vitesse nulle, c'est-à-dire au moment du démarrage : d'où la nécessité de limiter Etr ou le courant qui en résulte, à une valeur assez faible pour ne pas provoquer de détérioration du collecteur et l'obligation de démarrer très vite le moteur monophasé.

Fig.42a : compensation par condensateur pour V < V0

Fig.42b : Sans compensation pour V = V0

Fig.42a : compensation par self pour V > V0

Le diagramme des intensités se modifie alors comme indiqué aux figures 42a à c. L'addition d'une capacité permet d'augmenter la composante Ia de l'intensité des pôles auxiliaires; l'addition d'une self permet de la diminuer, sans modification de la composante Ic. Par conséquent, en réalisant le shuntage des pôles auxiliaires, successivement par :

la résistance et la capacité la résistance seule la résistance et la self On obtient trois vitesses pour lesquelles la f.e.m. statique Etr, est exactement compensée. Par suite, à ces trois vitesses, la f.e.m. résiduelle dans la section en commutation est nulle (Cette solution est appliquée sur les BB 13000).

3.3 - Le moteur à courant ondulé -

Nous avons vu que la self de lissage était déterminée de façon que le taux d'ondulation du courant soit de l'ordre de 20 à 30 % au régime continu des moteurs.

Nous avons vu également que la tension aux bornes du moteur dont l'ondulation est plus faible encore, diffère assez peu de la composante continue de la tension redressée (tandis que le composante alternative de cette dernière se retrouve, à peu près, aux bornes de la self de lissage).

Le moteur à courant ondulé est donc très proche par son fonctionnement du moteur à courant continu. Cependant l'ondulation à 100 Hz du courant entraîne une ondulation de même fréquence du flux et nous retrouvons, induite dans les sections en commutation, une f.e.m. statique Etr, de même nature que celle des moteurs à courant monophasé, mais ne dépendant pas toutefois des mêmes paramètres :

• dans un moteur monophasé, la f.e.m. statique ne dépend que du flux par pôle (formule 5) donc de l'intensité et puisqu'au démarrage on admet une intensité supérieure à celle du régime continu, la f.e.m. statique est maximale alors qu'il est impossible de la combattre au moyen des pôles auxiliaires,
• il en va différemment dans le cas du moteur à courant ondulé, où ce n'est que la composante alternative du courant qui crée 1'ondulation du flux, génératrice de Etr.

De plus, U₁₀₀ et tension redressée Umoy sont proportionnelles. Donc, la f.e.m. de transformation Etr qui existe dans un moteur à courant ondulé est liée à la tension d'alimentation, au lieu d'être liée à l'intensité comme dans un moteur monophasé.
Au démarrage, elle est minimale puisque la tension est elle-même minimale, et on n'est pas tenu de faire démarrer rapidement le moteur.

Notons tout de suite qu'on ne peut envisager, pour un moteur à courant ondulé, de combattre la f.e.m. de transformation par un shuntage ohmique des pôles auxiliaires comme on le fait pour le moteur à courant monophasé. En effet, la résistance dériverait la plus grande part de la composante alternative du courant, alors qu'il est indispensable d'en disposer dans l'enroulement du pôle auxiliaire, pour combattre efficacement la tension de réactance et la f.e.m. dynamique qui comportent toutes deux une composante alternative.

Deux cas sont à envisager lors de l'étude des f.e.m. induites dans les sections en commutation, selon que le moteur est à carcasse massive ou à carcasse feuilletée.

Ce type de moteur est de construction identique à celle du moteur à courant continu : la carcasse en acier moulé reçoit des pôles principaux feuilletés.

Les pôles auxiliaires peuvent être massifs. mais il est préférable qu'i1s soient eux aussi feuilletés. Afin d'être peu saturés, ils peuvent comporter un entrefer arrière en matériau non magnétique. Vectoriellement, on peut représenter le courant ondulé par la somme d'un vecteur fixe et de la projection d'un vecteur tournant (fig. 43a). Le vecteur fixe a pour mesure Imoy et le vecteur mobile I100 ; il tourne à la vitesse angulaire 2.

Fig.43a : Représentation vectorielle du courant ondulé

a) Tension de réactance E1

La tension de réactance, produite par l'inversion du courant dans la section en commutation, est due en partie à la composante continue du courant (représentée par le vecteur Imoy) et en partie à la composante alternative (représentée par la projection du vecteur I₁₀₀).

La composante (E1)moy est proportionnelle à Imoy, courant moyen. et à la vitesse :

Fig.43b : Composante alternative (E1)100 de la tension de réactance

Il reste encore la composante (E1)100 due à la composante alternative I100, et qui est évidemment en opposition de phase avec celle-ci (comme la tension de réactance E1 d'un moteur monophasé est en opposition de phase avec le courant). Donc, si nous faisons maintenant abstraction de (E1)moy, que nous savons compensée, et si nous représentons vectoriellement les composantes alternatives du courant et de la tension de réactance, nous obtenons le diagramme de la fig.43b (Les mesures des vecteurs représentent des valeurs efficaces).

Pour combattre (E1)₁₀₀, nous ne disposons que de la f.e.m. dynamique (E'1)₁₀₀ induite, dans les conducteurs de la section en commutation, par la composante alternative (PA)₁₀₀ du flux des pôles auxiliaires. Cette f.e.m. de la forme :

Dans le moteur monophasé, (PA)₁₀₀ était en phase avec I, parce que le moteur était entièrement feuilleté. Il n'en est plus de même ici. On sait que dans un circuit magnétique massif, excité par un enroulement à courant alternatif, le flux est déphasé de 45° en arrière du courant. Ici, avec le feuilletage des pôles, l'angle PA₁₀₀ est voisin de 30°. Donc, pour un sens correct de l'enroulement des PA, la f.e.m. (E'1)₁₀₀ forme avec (E1)₁₀₀ un angle de 150° environ, au lieu des 180° qui seraient nécessaires (fig.43b).

b) F.e.m. statique Etr - La f.e.m. statique Etr, due à l'ondulation du flux principal à travers la spire en commutation, est en quadrature avec la composante (pp)100 du flux principal. Or (pp)100, est sensiblement déphasé de 30° sur I100, comme (PA)100, si bien que finalement Etr s'ajoutant vectoriellement à (E'1)100 joue dans un sens favorable pour améliorer 1a commutation continue; à condition évidemment que sa valeur ne soit pas trop élevée, ce qui implique une self de lissage convenablement dimensionnée. Bien que le flux inducteur soit supérieur à celui d'un moteur monophasé, la f.e.m. Etr reste plus faible dans un moteur à courant ondulé à carcasse massive.

Fig.43c : Composition de (E'1)100 due aux PP et de la f.e.m. statique Etr

La f.e.m. de transformation est, dans un moteur à courant ondulé à carcasse massive, de l'ordre de 0,8 à 1,5 V au régime nominal.

Avec une ondulation de courant de 20 à 30 %, on obtient en général, au voisinage du régime nominal du moteur, un diagramme des f .e.m. alternatives analogue à celui de la fig. 43c. Pour qu'il y ait compensation correcte de (E1)₁₀₀ + Etr, il faudrait une légère diminution de Etr, afin que le point C vienne sur OB.

Fig.43d : Action d'un léger shuntage permanent des PP

Ceci peut être obtenu au moyen d'un léger shuntage ohmique permanent des pôles principaux. Un taux de shuntage très faible pour la composante continue du courant permet de dériver une fraction plus importante de la composante alternative. En effet, le taux de shuntage "continu" ne dépend que des résistances du shunt et des inducteurs; tandis que le taux de shuntage "alternatif" dépend de leurs réactance, et celles des pôles principaux est importante.

Aussi un très faible taux de shuntage "continu", de l'ordre de 1 à 3% (Ex : C 20151 à 159 taux de shuntage = 3%) suffit-il à diminuer suffisamment l'ondulation du flux pour ramener Etr à la valeur voulue, d'autant plus qu'i1 apporte un léger déphasage arrière de l'intensité dans les pôles principaux (fig. 43d).

d) F.e.m. dynamique due au champ transversal - Nous 1'avons jusqu'ici négligée, supposant le moteur parfaitement compensé. Mais si le moteur ne comporte pas d'enroulements de compensation, ou s'ils sont insuffisants, le champ transversal fauché par les conducteurs de la section en commutation y induit la f.e.m. dynamique Ez avec sa composante continue (E2)moy et sa composante alternative (E2)100. Comme le flux de réaction d'induit est essentiellement un flux de fuite qui se referme à travers l'entrefer, l'extrémité des PA et les cornes polaires des PP (parties feuilletées}, sans passer par la carcasse massive; (E2)100 est sensiblement en phase avec I100 donc avec la tension de réactance (E1)100 (fig. 43e).

Fig.43e : Cas du moteur non compensé avec f.e.m. dynamique Ez due au champ transversal

Si la commutation presque parfaite de (E1) est obtenue à une vitesse donnée (celle par exemple qui correspond au régime de définition de la locomotive) il n'est malheureusement pas possible de la conserver dans toute le zone de fonctionnement, car (E1)₁₀₀ et Etr ne varie pas de la même manière avec la vitesse.
En effet :
       - (E1)₁₀₀ est proportionnelle à I₁₀₀ et à la vitesse
       - Etr ne dépend que de I₁₀₀
Le facteur I₁₀₀ commun aux deux f.e.m. varie comme U₁₀₀, donc comme U_moy.
Et puisque U_moy et vitesse sont sensiblement proportionnelles, on voit que :
       - (E1)₁₀₀ varie sensiblement comme le carré de la vitesse
       - Etr varie sensiblement comme la vitesse.

Fig.44b : Shuntage permanent et shuntage inductif

Par conséquent, si le triangle OAC se referme sur OB en donnant une compensation correcte de (E1)100 à la vitesse nominale, il se refermera au-dessus à vitesse plus faible et au-dessous à vitesse plus élevée (fig. 44). Donc en ce qui concerne la composante alternative de la tension de réactance, il y aura tendance :        - à une sur-commutation aux vitesses faibles,        - à une sous-commutation aux vitesses élevées. Néanmoins, la déformation du triangle des f.e.m. demeure beaucoup moins marquée que dans le cas du moteur monophasé.

Fig.44a : Influence de la vitesse

f) Influence du shuntage sur la commutation -

On a vu qu'un shuntage permanent léger permet d'ajuster Etr à une valeur correcte pour obtenir une bonne commutation au régime continu du moteur.
Mais en pratiquant le shuntage ohmique poussé du moteur de traction, on arrive à supprimer Etr, tout en accroissant un peu (E1)₁₀₀ puisque l'inductance globale du circuit diminue. Ceci a donc une influence néfaste sur la commutation. On peut y remédier par l'addition d'un shunt inductif en série avec les résistances du shuntage (fig. 44b).

Le shuntage inductif d'un moteur à courant ondulé à carcasse massive est donc justifié au moins autant par les conditions de commutation correcte que par les conditions de tenue aux régimes transitoires.

En feuilletant totalement le circuit magnétique du moteur, on supprime, pour la composante alternative du flux, 1'amortissement qui était apporté par les courants de Foucault se développant dans la carcasse massive. Le flux alternatif peut pénétrer beaucoup plus profondément dans le fer. Voyons ce que deviennent la tension de réactance, la f.e.m. de transformation et les f.e.m. destinées à les combattre.

a) Tension de réactance E1 - Par rapport à ce que nous avons vu quant au moteur à carcasse massive, la différence est que, pour combattre la tension de réactance (E1)100, on dispose d'une f.e.m. dynamique (E'2)100 qui toujours en phase avec (PA)100 se trouve donc cette fois sensiblement en phase avec I100 (fig. 45a). Le tension de réactance se trouve donc pratiquement compensée par la seule action de la f.e.m. dynamique induite par les PA, tant au point de vue "continu" qu'au point de vue "alternatif".

Fig.45a : Composante alternative de la tension de réactance

D'après ce qu'on vient de voir, il n'est plus besoin de la f.e.m. statique Etr pour parfaire la compensation de la tension de réactance E1. Or, précisément, dans le moteur à carcasse feuilletée, utilisé tel quel, la f.e.m. Etr aurait une valeur importante, de l'ordre de 6 V, puisqu'on a supprimé l'amortissement dû aux parties massives. Il faut donc s'en débarrasser.
Ceci peut être obtenu par un shuntage permanent des pôles principaux, beaucoup plus important que celui éventuellement utilisé pour parfaire l'ajustement de Etr dans un moteur à carcasse massive.

Si la carcasse du moteur est entièrement feuilletée, c'est-à-dire constituée par un empilage de tôles entouré d'une enveloppe très mince, un taux de shuntage permanent de l'ordre de 12% est nécessaire car il faut dériver à peu près totalement la composante alternative du courant hors des inducteurs, puisque le flux qui en résulte ne rencontre aucun amortissement. Si l'épaisseur de l'enveloppe augmente en regard de celle de la partie feuilletée, on se rapproche un peu du moteur à carcasse massive et on peut abaisser la valeur du shuntage permanent en conservant une petite Etr qui compense l'augmentation de 1'angle PA (Fig. 45b). Le shuntage permanent ramène la f.e.m. de transformation à des valeurs de 0,3 à 0,5 volt environ.

Fig.45b : F.e.m. statique

c) Influence de la vitesse -

Comme Etr, a été réduite à une valeur extrêmement faible, pratiquement nulle si le moteur est totalement feuilleté, et que la compensation de (E1)100 s'ajuste automatiquement en fonction de la vitesse, celle-ci n'a pratiquement plus d'influence sur la commutation. d) F.e.m. dynamique E2 due au champ transversal - Le f.e.m. E2 (fig. 45c) qui n'existe que si le moteur n'est pas compensé ou s'il l'est insuffisamment, est combattue comme dans le moteur à carcasse massive, par un renforcement des ampères-tours des PA.

Fig.45c : F.e.m. dynamique E2 due au champ transversal

Fig.45d : Schéma du moteur sans shunt inductif

e) Influence du shuntage - Puisque le shuntage permanent ramène déjà Etr à une valeur négligeable, dans le cas du moteur totalement feuilleté tout au moins, un shuntage plus poussé ne changera rien à la commutation. De ce point de vue, le shunt inductif n'est plus nécessaire (fig. 45d).

3.3.3 - Comparaison du moteur à carcasse massive et du moteur à carcasse feuilletée -

Moteur à carcasse massive et moteur à carcasse feuilletée admettent normalement un taux d'ondulation du courant allant jusqu'à 30 % environ. Aussi conduisent-ils au même dimensionnement de self de lissage : le moteur à carcasse massive est pratiquement équivalent au moteur à carcasse feuilletée avec shuntage permanent de 10 à 12 %

En faveur du moteur à carcasse feuilletée s'inscrit la suppression possible du shunt inductif. Toutefois la conception de l'ensemble d'un moteur intervient pour beaucoup dans sa résistance aux régimes transitoires : ainsi l'expérience montre que des moteurs à carcasse massive, dont la zone de commutation noire à plein champ est large, s'accommodent assez bien d'un shuntage purement ohmique.
L'avantage du moteur à carcasse feuilletée sur ce point n'est donc pas aussi net qu'on pourrait le penser.

Par contre, il conserve une supériorité certaine en ce qui concerne le bilan économique du point de vue construction. En effet:

• le prix de la tôle magnétique est inférieur à celui de l'acier moulé
• les usinages sont réduits, puisque la réalisation de la carcasse se ramène pour une grande part au découpage des tôles à la presse.
• les rebuts de fonderie sont très faibles, puisque seules quelques parties sont moulées (anneaux de carcasse par exemple).

Sommaire

Chapitre 4 et 5