Vieillissement des diélectriques et surveillance in situ des machines électriques

27/08/2017
Publication REE REE 2006-10
OAI : oai:www.see.asso.fr:1301:2006-10:19649
DOI :

Résumé

Vieillissement des diélectriques et surveillance in situ des machines électriques

Métriques

10
4
3.47 Mo
 application/pdf
bitcache://9330d1d0993110a463f9b7ad4fd109243c09f60c

Licence

Creative Commons Aucune (Tous droits réservés)
<resource  xmlns:xsi="http://www.w3.org/2001/XMLSchema-instance"
                xmlns="http://datacite.org/schema/kernel-4"
                xsi:schemaLocation="http://datacite.org/schema/kernel-4 http://schema.datacite.org/meta/kernel-4/metadata.xsd">
        <identifier identifierType="DOI">10.23723/1301:2006-10/19649</identifier><creators><creator><creatorName>Daniel Roger</creatorName></creator><creator><creatorName>Piotr Werynski</creatorName></creator><creator><creatorName>Frédéric Perisse</creatorName></creator><creator><creatorName>Jean-François Brudny</creatorName></creator><creator><creatorName>Pierre Schlupp</creatorName></creator></creators><titles>
            <title>Vieillissement des diélectriques et surveillance in situ des machines électriques</title></titles>
        <publisher>SEE</publisher>
        <publicationYear>2017</publicationYear>
        <resourceType resourceTypeGeneral="Text">Text</resourceType><dates>
	    <date dateType="Created">Sun 27 Aug 2017</date>
	    <date dateType="Updated">Sun 27 Aug 2017</date>
            <date dateType="Submitted">Fri 20 Apr 2018</date>
	</dates>
        <alternateIdentifiers>
	    <alternateIdentifier alternateIdentifierType="bitstream">9330d1d0993110a463f9b7ad4fd109243c09f60c</alternateIdentifier>
	</alternateIdentifiers>
        <formats>
	    <format>application/pdf</format>
	</formats>
	<version>33413</version>
        <descriptions>
            <description descriptionType="Abstract"></description>
        </descriptions>
    </resource>
.

J Vieillissement des diélectri- ques et surveillance in situ des machines électriques M Piotr WERYNSKI 1, Daniel ROGER', Frédéric PERISSE', Jean-François BRUDNY Pierre SCHLUPP 1 LSEE, Université dArtois', EDF R&D 1 tR. ! Machinestournantes, Isolationdesbobinages, Estimationdeduréedevie, Maintenanceprédictive, Diagnostic Les opérations de diagnostic effectuées sur les machines électriques doivent permet- tre d'évaluer le niveau d'usure des éléments mécaniques, et aussi la dégradation de l'isolation électrique des bobinages. D'une manière générale, la détection précoce de la détérioration d'un élément ou d'une fonction permet d'effectuer les opérations de maintenance correspondantes pendant les temps d'arrêts programmés des équipe- ments industriels, ce qui a pour conséquence de limiter au maximum les arrêts impré- vus provoqués par les défaillances, causant souvent des préjudices importants. Une surveillance efficace du vieillissement du système d'isolation des machines requiert l'utilisation combinée de plusieurs méthodes. Malgré l'utilisation de ces méthodes, des ruptures inopinées de l'isolation des machines surveillées se produisent encore et provoquent de coûteux arrêts non programmés. Une nouvelle méthode de surveil- lance in situ de l'isolation inter-spires des machines électriques est proposée. Elle est basée sur le suivi d'une fréquence de résonance particulière du bobinage sensible à la dégradation de la qualité de l'isolation entre spires. La dérive de cette fréquence peut être corrélée à des grandeurs statistiques apportant des données complémen- taires utiles à la gestion des opérations de maintenance préventive des machines. 1. Introduction La surveillance de l'isolation des machines électri- ques est une préoccupation récurrente datant de leur apparition. Il est généralement admis que la durée de vie d'un stator correspond à celle de son systèmed'isolation électrique (SIÉ). Pour détecter efficacement les ruptures de l'isolation qui apparaissentau niveau du bobinage, il est nécessairede connaître les mécanismesqui les provo- quent. L'enchaînement le plus fréquent débute par un défaut d'isolement local entre deux conducteurs dans une encoche ou au niveau des têtes des bobines. Le contact électrique ainsi créé provoque une surintensité impor- ESSENTIEL Lorsqu'unemachineélectriquevieillit,laqualitédesonisolation électriquesedégrade,ce quipeutconduireà ladestructionde sonbobinagelorsqu'aucunprogrammede maintenancen'est appliqué.Danscetarticle,unnouveausystèmedesurveillance de la qualitéde l'isolationentre les spiresest proposé.Il est basésurlesuivid'unerésonancehautefréquencebienparticu- lière du bobinage.Cette résonanceest sensibleaux petites variationsdes capacitésinter-spires,qui sont la conséquence delamodificationdespropriétésdiélectriquesdelacoucheiso- lantequiséparelesconducteursdesbobinesstatoriques.Les expérimentationsont étéconduitessurdu fil émailléstandard. SYNOPSIS Whenan electricalmachinebecomesold,the aginglowerits insulation qualityand seriousdamages,which coulddestroy the winding, mayoccurif no maintenanceprogramis applied. Thispaperproposea new monitoring systemsensitiveto the qualityof the turnto turn insulation quality. Thenewsystemis basedonthe permanentmeasurementof a particularhighfre- quencyresonanceof the winding.This resonance issensitive to the smallvariationsof turn to turn capacitances,whichare the consequenceof the changesof the turnto turn insulation layerdielectric properties in the stator windings. Experiments aremadeon a standardenamelledcopperwire. REE WII Décembre2006 1 Dossier 'r.) NOUVELLESTENDANCES EN CONCEPTIONDE MACHINES ÉLECTRIQUES tante, et entraîne un échauffement, localisé principale- ment au niveau du point de rupture de l'isolation. La contrainte thermique supplémentaire est subie par le SIE, elle provoque une extension du défaut initial. Ce phénomène instable correspond à un emballement ther- mique, il peut provoquer la destruction de l'isolation de l'encoche s'il n'est passtoppépar une réaction desdispo- sitifs de surveillance. Des dommages irréversibles peu- vent également être causésau circuit magnétique. Dans ce cas,la machine ne peut être réparéepar rebobinage [1]. Après avoir fait le point sur les principales méthodes de surveillance existantes, les essais de vieillissement accéléréd'un fil émaillé standard sont présentés.Ils met- tent en évidence que la dégradation de l'émail provoque une augmentation de la capacité entre les deux brins des éprouvettes normalisées utilisées dans la première partie des investigations. Cette propriété est ensuite exploitée par un nouveau système de surveillance de la qualité de l'isolation entre les spires des bobines statoriques d'une machine asynchrone en fonctionnement, qu'elle soit ali- mentée par l'intermédiaire d'un convertisseur statique standardou directement par le réseau. ment Rt et RtO. Les choix destempsderelevés sont issus du retour d'expérience. Le premier point, à 1 minute, est pris après la fin de la décroissanceexponentielle du cou- rant capacitif. La secondemesure,à 10 minutes, est faite pour prendre en compte la diminution lente du courant d'absorption provoquée par la polarisation de certaines molécules d'isolant. L'IP, défini par le rapport RI OIR l, traduit l'existence du phénomène de polarisation. Pour les polymères modernes les phénomènesde polarisation sont lents, ils ne sont pas terminés en 10 minutes mais cette secondemesure reste un point caractéristique de ce phénomène. Une règle empirique, généralementadmise, consiste à dire qu'une machine est sainelorsque la résistanceRI est supérieureà 100MQ et que l'IP est supérieur à 2 [4]. Un IP plus faible indique que les phénomènesnormaux de polarisation des diélectriques sont masquéspar des cou- rants de fuites trop importants. En d'autres tennes cela signifie que lescourantsde fuites passentpar descraquelu- res, des perforations de l'isolation, ou des éléments pol- luants comme les moisissures. La machine doit alors être nettoyéepuis testéede nouveau. 2. Principales méthodes existantes La littérature scientifique dans le domaine de la sur- veillance de l'isolement desmachines électriques est très abondante ; il existe cependantdes ouvrages de synthèse qui facilitent la classification. Citons le livre de Stone et al publié récemment qui est consacré exclusivement à l'isolation des machines électriques [2] ; l'ouvrage de R. Fournié qui apporte une approche plus généralesur les isolants [3], et celui de T. Glinka qui apporte des infor- mations complémentaires [4]. Ces ouvrages font réfé- rence aux normes en vigueur et s'appuient sur de très nombreusespublications scientifiques ; ils permettent de faire le point sur les méthodescouramment utilisées pour contrôler l'état de l'isolation des machines électriques. La plupart destestsnécessitentl'arrêt de la machine, mais il existe quelquesprocédésqui permettent la surveillance en fonctionnement normal. 2.1. Résistanced'isolement et indice de polarisation La méthode la plus simple à mettre en oeuvreest la mesure de la résistanced'isolement (RI) qui est souvent complétée par le calcul de l'indice de polarisation (IP). Cette mesure est faite sur une machine à l'arrêt après débranchement des câbles et des composants électriques annexes(filtres, etc.) de façon à prendre en compte uni- quement le SIE de la machine. Le test consiste à imposer une tension continue régulée, entre une phase et la car- cassemétallique de la machine, et à mesurer le courant continu résultant après 1 et 10 minutes. Le rapport ten- sion/courant est calculé pour chaque mesure, il corres- pond aux résistances d'isolement appelées respective- 2.2. Mesure des capacités phase-masse La mesuredesvariations descapacitésentre un enrou- lement et la massed'une machine donne des indications sur l'évolution des propriétés physiques de l'isolation d'encoche. Il est conseillé d'effectuer cette mesure sur une phase en connectant les deux autres à la terre pour prendre en compte l'isolation des têtes de bobines. Pour les grandes machines, une diminution de cette capacité est significative d'une évaporation partielle de certains composés de la résine, due à des températures trop éle- vées. En effet, les vacuoles créées par ce phénomène contiennent de l'air dont la permittivité relative est plus faible. Inversement la présenced'humidité ou de moisis- suresa tendance à augmenter la capacité. Les mesuresde capacité sont généralementfaites avec un pont de Schering qui donne en même temps le facteur de dissipation (tgo) avec la précision requise « 0,1 %) L'augmentation du facteur de dissipation estégalement le symptôme indiquant une dégradation de la qualité de l'isolation d'une machine. 2.3. Testsd'épreuve sous tension élevée Certains tests sont baséssur l'application d'une ten- sion d'épreuve supérieure à la tension nominale. Ce type d'essai consiste à supposer que si le bobinage supporte la tension d'épreuve sansdommage, il pourra résister long- temps à sa tension de service. En contrepartie, lorsque l'isolation ne supporte pas la tension d'épreuve le bobi- nage doit être refait. Ce type d'essai est principalement utilisé pour certifier des machines neuves ou récemment refaites. La norme CEI 60 034-18 fixe les tensions d'épreuve à 2 Un + 1kV entre phases(Un étant la tension 1 REE WII Déceiiibre2006 nominale). Lors des opérations de maintenance des équi- pements anciens, cet essai peut être destructif. Des pré- cautions sont généralement prises pendant la phase de croissance de la tension. Elle est augmentée par paliers successifs de faibles valeurs et le courant absorbé corres- pôiidant est surveillé. Tant que la proportionnalité entre le courant et la tension est vérifiée, le test peut continuer. Une augmentation plus importante du courant indique qu'un phénomène de claquage est possible lors des paliers suivants, et le test doit être arrêté. 2.4. Mesure des décharges partielles sur une machine à l'arrêt Une décharge partielle (DP) correspond à l'ionisation d'une microbulle de gaz du SIE sous l'action d'un champ électrique intense. Cette ionisation provoque un déplace- ment électronique très bref qui se traduit par une impul- sion de courant au point correspondant du bobinage. Un petit nombre de DP n'est pas destructif, mais conduit à une accélération importante du vieillissement des iso- lants organiques ; les isolants composites mica-époxy résistent mieux aux DP. Pour mesurer ce phénomène, une tension alternative est appliquée entre une phase et la masse, les deux autres phases sont également connectées à la masse. Un cou- pleur capacitif est associé à un dispositif de mesure rapide. Il permet d'enregistrer séparément l'effet de cha- que DP sous la forme d'une impulsion brève. La mesure au niveau des connexions externes de la machine est le résultat de la propagation de l'impulsion originelle le long du bobinage. Des appareils numériques récents per- mettent de mesurer ces phénomènes, et quantifient cha- que impulsion par la quantité d'électricité qu'elle repré- sente cf i dt) exprimée en picocoulombs. Lorsque le SIE d'une machine se dégrade, des cavités supplémentaires apparaissent et leurs volumes augmentent. Lors du test, les impulsions enregistrées sont plus nombreuses et les quantités d'électricité mises en jeu sont plus grandes. Pour assurer un suivi efficace de l'état de l'isolation phase-masse d'une machine, il est important de faire les mesures dans les mêmes conditions, avec le même cou- pleur et le même appareil d'enregistrement, de façon à interpréter efficacement l'évolution des amplitudes et du nombre des DP mesurées. 2.5. Test de l'isolation entre spires Pour tester l'isolation entre spires, il existe une méthode qui consiste à connecter un condensateur préala- blement chargé à une tension élevée aux bornes des enroulements d'une machine [5]. Cet essai est décrit dans la norme IEEE 522-1992, il consiste à enregistrer simut- tanément le régime transitoire du courant dans les deux phases sollicitées. La constatation d'une différence entre les courbes signifie que les deux phases testées ne sont pas identiques, donc que l'une présente un défaut de son isolation entre spires. Des méthodes numériques permet- tent d'apprécier les différences très faibles entre deux for- mes d'ondes [6]. La tension habituellement recomman- dée pour tester une machine neuve est de 2 U,, -- 1 kV ; elle est habituellement réduite à 75 % de cette valeur lors des essais de maintenance des machines anciennes. 2.6. Surveillance de la qualité de l'isolation d'une machine en fonctionnement Le procédé le plus répandu est la détection globale des DP par des coupleurs capacitifs. Pour effectuer cette mesure en fonctionnement normal, un coupleur capacitif est installé sur chaque phase, au plus près des connexions de la machine. Il est également possible de détecter les DP en utilisant un transformateur HF à ferrite ou à air (bobine de Rogowski) qui entoure les câb) es d'alimenta- tion, ou par une mesure du flux magnétique dans le voisi- nage immédiat des barres assurant les connexions [7]. Ces systèmes permettent de suivre l'évolution des ampli- tudes et du nombre des DP dans la totalité de la machine surveillée. Ils déclenchent une alarme quand cette activité subit une augmentation anormale. Un autre procédé consiste à placer des antennes à large bande dans les encoches de la machine à surveiller. Elles permettent de localiser les points où l'activité des DP est importante. Ces antennes sont construites en utilisant la technologie hyperfréquence connue sous le nom de « strip line », qui permet de réaliser des coupleurs directifs. Ces capteurs appelés « Stator Slot Coupler » (SSC) permettent de savoir si la DP détectée vient de l'encoche ou de la développante qui forme la tête des bobines [8, 9]. La plupart des méthodes classiques précédemment décrites requièrent un arrêt de la machine. Seules les méthodes basées sur la détection des DP sont applicables aux machines en fonctionnement. Ces procédures sont appliquées aux grandes machines isolées avec des maté- riaux composites ; elles ne permettent pas la surveillance des machines BT alimentées par l'intermédiaire de conver- tisseurs statiques fonctionnant en modulation de largeur d'impulsions (MLI). Cette étude propose un nouveau pro- cédé de surveillance de la qualité de l'isolation entre les spires des machines [10, 1 Il. Il est basé sur la détection des variations de capacités dues au vieillissement des isolants. Cette méthode met en oeuvre un principe totalement diffé- rent de celles décrites précédemment ; elle ne subit pas les mêmes limitations et peut être considérée comme complé- mentaire. 3. Essai de vieillissement accéléré d'un fil émaillé standard 3.1. Nature des échantillons Les échantillons soumis à des contraintes de vieillis- sement accéléré sont construits avec du fil de cuivre 1 Dossier NOUVELLES TENDANCES EN CONCEPTION DE MACHINES ÉLECTRIQUES émaillé, d'utilisation très répandue. Ce produit fabriqué par Nexans répond à la norme CEI 60 3 17-38 et porte la référence Magnebond CAB 200 (figure 1). ai .1 liul iii pshustcnmmlu (THH) C) / Figitl-c, l F'il éi7iaillé Uti,,i7eboiid CAB-200. La norme CEI 60851-5 détaille la méthode de fabrica- tion des éprouvettes torsadées destinées à tester les per- formances diélectriques des fils énaillés. Compte tenu du diamètre du fil utilisé, elle impose de torsader l'éprou- vette avec une force de traction de 27 N en effectuant 6 tours. (figure 2). zoli.e clélititi,e 7777 i, 1 Il 11-1 ,ii tiu icti \ e 1'- eilliii,e " i K ? F " 1 lee, - e, ,i " " § !"illi --*., 1 Fi,aitl-e 2. El ? i-oitette tol-siciée iioi-iiiali.ée. Le mode opératoire définissant les essais de vieillisse- ment accéléré sous contraintes thermiques a été établi selon la norme CEI 60 216-1 qui spécifie les conditions générales des essais de vieillissement accéléré des iso- lants, et les méthodes préconisées pour en extraire les caractéristiques d'endurance thermique. Cette norme défi- nit également la notion d'indice de température (IT) admis comme étant le paramètre unique capable de caractériser le vieillissement des polymères. Ce concept est basé sur la loi d'Arrhenius qui indique l'existence d'une relation linéaire entre le logarithme du temps nécessaire pour pro- voquer une modification physicochimique prédéterminée et l'inverse de la température absolue. L'IT donné par le constructeur (2 C) et les directives inscrites dans la norme ont permis de conduire trois essais de vieillisse- ment thermique longs, après avoir observé les principaux phénomènes sur un essai préliminaire court associé à une contrainte élevée. 3.2 Mode opératoire des essais Les essais ont été programmés de la façon suivante : . Essai préliminaire court en cycles de 15 h à 290'C 'Essai ! : 10 cycles de 60 h à 270'C 25 jours) . Essai 2 : 10cycles de 200 h à 250'C 3 mois) . Essai 3 : 10cycles de 500 h à 230'C 7 mois) Chaque essai met en oeuvre 120 éprouvettes. Une pre- mière mesure de capacité est effectuée sur l'ensemble des éprouvettes avec un analyseur d'impédances Agilent 4294A. Au terme du premier cycle, les mesures de capa- cité sont réalisées sur chaque éprouvette, puis 10 d'entre elles sont détruites par un essai normalisé de tenue en ten- sion. Cette procédure est répétée 10 fois sur un nombre décroissant d'échantillons. Un lot supplémentaire de 60 éprouvettes est embarqué dans l'étuve dans le but de déterminer la probabilité cumulative de rupture sous la tension nominale. Après chaque cycle les éprouvettes de ce lot sont soumises à une tension de 400 V à 50 Hz pen- dant 1 minute conformément à la norme NFC 26-209. 3.3. Résultats de l'essai à 270'C en cycles de 60 h Les évolutions de la capacité moyenne des éprouvettes et des écarts-types sont présentées sur la figure 3, et la tensionc moyenne de claquage correspondante sur la figure 4. 32 30 28- é rt ty enne 26 é rt ty M enn 28 26 Moy nne- 22 écar type 20 18 100 200 300 400 500 600 700 800 Temps (heures) Figi (i-e 3. Ccipticilé en@foi7clioti dit leiiîps ile i,ieilli,y,,el7ielit à 27(jO C 14 2 1 1 270'C 1 1 ,0 1 - : ---------- 4 1 - 8 6 4 2 00 100 200 300 400 500 600 Temps (heures) Fignre 4. Teiisioii de clticlita,-e eii,) iiclioii dit teiiils ci 270'C. 1 REE WIIN° II Dëceiiibie2006 On observe une augmentation relativement impor- tante de la capacité moyenne des éprouvettes torsadées, qui passe de 19 pF à 28 pF. Parallèlement la tension de claquage est en nette décroissance et atteint des valeurs proches de la tension nominale (400 V) aux environs de 500 h de vieillissement. Les résultats bruts relatifs au groupe supplémentaire de 60 éprouvettes sont répertoriés dans le tableau). Les résultats sont analoaues pour les autres essais, qui correspondent à des températures plus faibles et des cycles plus longs. La figure 5 présente l'évolution de probabilité cumu- lative de rupture d'une éprouvette soumise à la tension nominale en fonction de la capacité moyenne pour deux températures de vieillissement accétéré. Temps (heures Nombre total. Nombre supplémentaireTempsheures ,., d'éprouvettes détruites d'éprouvettes détruites 0 60 06D 0 0 120 1 1 180 3 2 240 7 4 300 8 1 360 11 3 420 15 4 480 22 7 540 32 10 600 44 22 660 51 7 720 54 3 780 57 3 T (ibletiii 1. RcsiillÉii. tle l'es, (ii lioi-iiialisé 400 P/50 HIl ii ? iiilile I) oiii- 2 70'C. Ces courbes font clairement apparaître que l'augmen- tation de la capacité des éprouvettes et la probabilité de claquage sous la tension nominale sont étroitement liées. Elles peuvent servir pour définir un seuil d'alerte : lors- que la capacité d'une éprouvette atteint 27,5 pF, la proba- bilité qu'elle subisse un claquage sous 400 V/50 Hz est de l'ordre de 50 %. Cette corrélation est très intéressante du point de vue de uation non intrusive de l'état de vieillissement de l'émail. Le nombre d'échantillons testés relativement important (800 au total) permet d'accorder une crédibilité statistique aux résultats. Les variations de la capacité des éprouvettes normali- sées soumises à des cycles thermiques ont été confirmées par des essais de vieillissement accéléré sous contraintes électriques hautes fréquences (HF). Cette seconde campa- gne de mesures a permis de vérifier le rôle important des DP et de la fréquence dans le processus de vieillissement. Lorsque ce fil émaillé standard est utilisé pour fabri- quer des bobines, les propriétés diélectriques de l'émail constatées lors des essais sur des eprouvettes normalisées ioc 90-- 80-- 7 6 7C-- î 50 6c-- 50--, 70- (1-150.-------------------- 40-- Il 30-- 1 , 20-- 1 1 1-111 -20 21 22 23 24 25 26 27 28 29 30 Capcité (pF) Fgiii-e 5. Pi-obal) ililé d (- i-ziltiti-c eii fi) ii (,tioiz de la ctilÉicilé moyenne. se retrouvent au niveau de l'isolation inter-spires. L'augmentation de la capacité inter-spires pourra donc être considérée comme un indicateur du vieillissement de l'isolant. Ces capacités sont associées à diverses inductances et forment un ensemble complexe qui possède plusieurs fré- quences de résonance beaucoup plus élevées que la fré- quence de travail de la machine. Les variations des capa- cités inter-spires dues au vieillissement du diélectrique provoquent des modifications de certaines résonances qui sont détectables à condition d'injecter le signal de mesure HF approprié. 4. Nouveau système de surveillance de la machine en fonctionnement 4.1. Description du dispositif Le nouveau système de surveillance du SIE de la machine en fonctionnement est basé sur la mesure de la première résonance série du bobinage, et permet de sui- vre indirectement l'évolution des capacités inter-spires au cours du vieillissement. Cette résonance dépend de la capacité équivalente globale du bobinage et de l'induc- tance ajoutée par les fils de connexions. Le système de mesure injecte un signal à une fréquence proche de la résonance série, le courant et le flux magnétique HF pré- sent dans l'environnement proche de la machine permet- tent d'obtenir une information sur le SIE. La description du nouveau système est réalisé en considérant une machine de 4 kW alimentée par l'intermédiaire d'un convertisseur statique. La figure 6 présente le schéma synoptique du dispositif. La boîte de couplage est consti- tuée d'une inductance et d'un condensateur d'injection. Une ligne torsadée relie l'amplificateur HF à la boîte de couplage afin de diminuer les perturbations électroma- gnétiques émises, tout en limitant la capacité supplémen- REE WII Décembre2006 1 Dossier NOUVELLES TENDANCES EN CONCEPTION DE MACHINES ÉLECTRIQUES l'Ùble lie eilisseH- I) LIissilice j i (î te (le An) p))ticutcur II) torsadcc . '.,.. Mcsuicdule IvII.I I-« ct,«hl,yr \mplilïc,Ocur I.inc courant in'L'te Mas«rr l « «wuOiyuu I ran,lu,nnOu «r ,ttt.att ttt.tl ri,,It " «t (;W cr,Ocur Sv-uchrunisatiun Mcsurc rl antth >cMestitc(cncn) tcm S\tn;]) \'ti !suuot] Mcsmcctuna !\sc smusoida) Jcssi)] au\ Fi,uiii-e 6. Schéiiia..1,iioliicliie Élit cli.positf d (, taire introduite. Lors de l'étude expérimentale, le conver- tisseur MU fonctionne à une fréquence de découpage de 12 kHz, la longueur du câble de puissance est de 10 m et celle de la ligne torsadée de 6 m. La boîte de couplage et les inductances La permettent d'orienter le signal HF vers la machine. La boîte de cou- plage permet aussi de limiter la composante BF du courant qui remonte inévitablement dans l'amplificateur HF. La figure 7 représente le schéma structurel de ce dispositif. Les impédances des bobines insérées dans la ligne d'alimentation (La) doivent être beaucoup plus grandesCI que l'impédance des phases du moteur en HF. Les mesu- res préliminaires faites sur une machine de 4 kW condui- sent à choisir La > 160 LtFl si on souhaite travailler aux environs de 1 MHz. Le condensateur d'injection C, est choisi de manière à présenter une impédance élevée à la fréquence de décou- page du convertisseur, et une faible valeur à la fréquence du signal HF de mesure. Il protège l'amplificateur en limitant les composantes de courant qui le traverse à la fréquence de découpage et ses multiples. L'inductance d'injection Li permet d'agir sur la valeur de la fréquence de résonance série exploitée par la mesure. Une étude plus détaillée montre que c'est elle qui entre en résonance - Wd aI1l1Ièlllatl\) J1 6\.1 J A Id 1\ o l\JlJ--- :. m---' 'r-j ' )nduc)ancct ; ' lIpl : tg. upia " c Cndc]) < : [) 'Ln'' d'injcc ! ioi) --- 0<' J ! " nt ; krs.Kk'L'l ienc (orwlu Figure 7. Schén7a de la boïle cie conplage. avec la capacité équivalente globale du bobinage, quic dépend de l'état de vieillissement du SIE de la machine. 4.2. Schéma équivalent HF Le bobinage d'une phase de la machine est modélisé par son schéma équivalent parallèle. L'impédance de Lu est supposée très grande, et assure sa fonction d'isolation HF entre le moteur et son alimentation. Par conséquent, en HF, J'ensemble à considérer est constitué d'une phase du moteur, de la liaison entre J'amplificateur et la boîte de couplage (ligne torsadée représentée par son schéma équi- w * i f 1 1 0 1 1 1_________ __L llï'/,J'- ('i 1-1 ; 11/l 1 - n 1 T _il- 1 (i-sa (-Iée 13 (ite (le Co [II) ll " e N I) IIise Lle Iii iiiieliiiie 1 1 r 11 1 Figiti-e 8. Schéiia éclitivaleiit d'iti7e phase, de la boîte dc coiil) lige et dc, l,-iie toi.a6lée. REE N'II/IO tt42 1 Décet » [i,e 1006 Vieillissement des diélectriques et surveillance in situ des machines électriques valent en " T ") et de la boite de couplage elle-même. Cette analyse conduit au schéma de la figure 8. Ce modèle sim- ple n'est valable que pour les fréquences basses, pour les- quelles les phénomènes de propagation d'ondes sur la ligne torsadée sont négligeables. Les mesures faites avec un ana- lyseur d'impédances connecté à l'entrée de la ligne torsa- dée, lorsque l'alimentation en puissance n'est pas connec- tée, sont présentées sur la figure 9. La partie supérieure montre l'évolution du module de l'impédance en fonction de la fréquence avec des échelles logarithmiques ; la partie inférieure donne la phase en fonction de la fréquence. Ces relevés mettent en évidence la plage de réglage possible de la fréquence HF. L'inductance Li est choisie de façon à pla- cer la première fréquence de résonance série entre la limite basse qui dépend de C, (230 kHz) et la première fréquence de résonance de la ligne torsadée (6 MHz), dans une zone où elle est isolée des autres, ce qui permettra de suivre ses variations lentes, provoquées par l'évolution de la capacité équivalente de la machine lors de son vieillissement. i,.....-6.. y nence i. .u,e·ii n,en,t.uun ,,..1·acu " '. ! ! U S: 6? SCLE______59'/!vREF______& _________[) !c.P : 6, 5-,PLE 50 il REF C, :;' :" :::'n " :' ! : L' : : i : . : ! VAC --- V/WC --- 9: Bz 5)HLE 59/clv REF E In`° 21.01953AkHz vac--- lac--- vimc---srR T le .Uz 0,'C 10 .R STOP lie MHIsrRTieknE û'3ctan.ft sTOPiienH Figxrre? spectl- (tl'illil) é (illlce cle si,.ti-iiie coiiiplet hoi-.y leiisioii. 4.3. Dimensionnement et optimisation de la boîte de couplage Une analyse plus fine du schéma équivalent HF de l'ensemble du système est nécessaire pour optimiser le choix des composants de la boîte de couplage et de La. Elle a été faite avec le logiciel Pspice, en considérant le schéma plus complexe obtenu lorsque La n'est plus suppo- sée très grande. Après la mesure des impédances HF de tous les éléments du dispositif et plusieurs essais les valeurs choisies sont Li = 54 tH, Ci 1 nF et La = 300 flH. Le condensateur d'injection Ci doit avoir de bonnes per- formances HF (faibie impédance série à la fréquence de travail), et il doit être capable de tenir la tension BF impo- sée par l'onduleur. Pour ces raisons un condensateur isolé à 1 000 V au polypropylène a été retenu. Les inductances sont réalisées de façon classique autour d'un circuit magnétique en ferrite de type 3C90 muni d'un entrefer. Avec ces valeurs on obtient un maximum de courant injecté à la fréquence de 1,21 MHz. Ce maximum corres- pond à la résonance série du circuit formé par l'induc- tance d'injection (Z,,) et la capacité équivalente du bobi- nage (C,,,). 4.4. Analyse des perturbations ajoutées par la boîte de couplage Le fait d'ajouter les inductances La entre le convertis- seur et la machine modifie les régimes transitoires qui sui- vent chaque front de tension. Cet effet négatif est compa- rable à celui apporté par des câbles de grandes longueurs [12]. La figure 10 montre la tension entre phases aux bor- nes du moteur sans inductance La. La base de temps per- met de distinguer clairement les impulsions de la MLI sai- sies au vol par l'oscilloscope numérique. La figure Il pré- sente la même tension, lorsque les inductance La sont pré- sentes. On constate une surtension de 300 V environ, ce qui est inacceptable. Cette surtension peut en effet contribuer à un vieillissement accéléré de la machine. 1 250V 50ns É ». Figiti-e 10. Teiisioii coiiil) osée iiiposée à la iiiachiiie.ais inductance Ln. 1, z ; ( \\ec 1, s : Fgiti-e Il. Zootii siii- les slirtensions pi-o%,oqitées par La, REE ? ! ! Décembre2006 1 Pour s'affranchir de ce problème il est nécessaire d'amortir le circuit en ajoutant une résistance R,, en paral- lèle avec chaque inductance La. La figure 12 représente le schéma équivalent du circuit du second ordre ainsi obtenu, où Vmd représente la tension simple en sortie de l'onduleur et la tension aux bornes d'une phase, l'in- fluence de Lm et R,,, est négligée. /\ ; ; il, /, Figure 1.2.Schéiiia éqzii,alent I ? ei-iiiellant l'anal,.-e des sifi-tetisioiis. La fonction de transfert de ce circuit s'écrit : /. Par identification avec l'expression normalisée d'un circuit du second ordre, on en déduit la pulsation naturelle wn et le taux d'amortissement I I L I1 1 1 z 1 = t - = -. -. - ,, T (7 , - 1 ? 1 Dans l'expression du taux d'amortissement, Zc est l'iiii- pédance caractéristique du circuit elle vaut 958 Q. La relation qui donne le taux d'amortissement permet de calculer Ra, Par exemple si l'amortissement est fixé à 0,3 on obtient Ra 1600 Q. Le nouveau régime transi- toire obtenu est présenté à la figure 14. Avec cette valeur de résistance les surtensions sont beaucoup plus faibles. Il est possible de les ajuster à un niveau donné en tenant compte des modifications du facteur de qualité de la pre- mière résonance série observée. En effet cette résistance amortit légérement la résonance série que l'on souhaite suivre. Le fait d'ajouter cette résistance de 1600 Q en parallèle avec l'inductance La de faible valeur (300 tH) a très peu d'influence sur le comportement en BF donc les pertes. En effet, en BF le courant circule dans Lu plutôt que dans la résistance ajoutée en parallèle. 4.5. Essai sur une machine neuve et mesure du flux externe Pour mesurer le flux externe, une sonde de flux magnétique est placée horizontalement sous la machine, àc 250\ ËC Figiii-É, 13. Si,,.tiiiie cii7ioiti péii- la Ra, l'opposé de la plaque à bornes qui assure les connexions extérieures. La partie active est placée au niveau des têtes de bobines à la verticale de l'arbre, comme le fait appa- raître la photographie de la figure 14. i .... -', BË " " ' " ______ 14. Po.itioniieiiietit du (al) teiii- de fliiy iiiagnéticlile. Des précautions sont prises pour éloigner la sonde du câble d'alimentation et de la ligne torsadée amenant le signal HF. Le moteur est situé à une distance de 5 m du reste du dispositif expérimental (générateur, amplificateur, transformateur). Ces précautions permettent de limiter t'in- fluence des perturbations rayonnées à la fréquence d'injec- tion par les autres parties du système expérimental. Le spectre du flux magnétique mesuré dans t'environ- nement de la machine alimentée par un convertisseur sta- tique fonctionnant en MU est très riche. On y observe un ensemble de raies multiples de 12 kHz, la plus impor- tante, à 24 kl Iz, a une induction de 192 nT. Il est prévisi- ble que le flux magnétique HF utile au nouveau système de surveillance à 1,21 MHz sera noyé dans un bruit BF important, créé par les émissions électromagnétiques naturelles de la machine alimentée par l'intermédiaire d'un onduleur MLL Un procédé de filtrage basé sur le principe de la détec- tion synchrone est utilisé pour pallier cet inconvénient. La figure 15 présente le signal HF issu du générateur (avant l'amplificateur), le courant injecté ainsi que la tension délivrée par la sonde de flux magnétique lorsque le moteur est en fonctionnement. Compte tenu de la pré- 1 REE NI il Déceii) [) te 1006 sence de l'amplificateur, le signal de test injecté à 1,21 MHz a une amplitude de 6 V, le courant HF vaut 60 mA crête. L'induction du flux magnétique mesuré à l'extérieur de la machine est de 90 nT crête. Ce relevé du champ est le résultat de la moyenne de 64 balayages horizontaux de l'oscilloscope lorsque la base de temps est synchronisée sur le signal du générateur. Cette méthode permet d'éli- miner toutes les composantes dont la fréquence est diffé- rente de celle du générateur de synchronisation et de ses multiples. La figure 15 montre un signal propre facile à interpréter. Sa qualité ne dépend pas du réglage de l'on- duleur ni de la vitesse de rotation de la machine. Avec ce procédé inspiré du principe de la détection synchrone et de la connaissance du signal injecté, le faible niveau de l'induction externe (90 nT crête) ne pose pas de problème particulier de mesure, même en environnement bruité. . i 'El 7, :, chil ih 0 Il,\,,0 olliv : àm. (10 Ili 2 Figiti-e 15. Foriiie d'oiide dit@flit-Y iiicigi7étiqlte Lviei-iie à 1,21 MIIZ. La figure 16 montre l'évolution de l'amplitude du flux externe en fonction de la fréquence, et la figure 17 la phase correspondante entre ce flux et la tension délivrée par le générateur HF. Le flux est maximal pour une fré- quence supérieure à la fréquence de résonance série, pour laquelle le courant passe par un maximum (2,32 MHz au lieu de 1,21 MHz). La résonance en courant est un phénomène global, elle fait intervenir le modèle complet de la machine. Le maximum de flux est de nature différente, il corres- pond à un phénomène plus local. La mesure de flux étant faite à proximité immédiate de la machine, le capteur est beaucoup plus sensible aux flux de fuites créés par les bobines qui sont proches de lui que par celles qui sont diamétralement opposées. D'une manière générale et en régime sinusoïdal permanent, le flux dans une bobine est proportionnel à la tension à ses bornes ; en milieu linéaire le flux de fuites est donc proportionnel à cette tension. Pour interpréter plus précisément ces résultats, il convien- Figiii-e 16.Ai ; illiiiitk- ditfliix iiiei,iicticliie eiz.lbiic@tioii de la@fi-éqiiei7ce. 100 80 60 40 20ro 0 c - Q) 20 o -40 -60 -80 -100, 2 05 2 1 2 15 2.2 2 25 2 3 2 35 2 4 Fréquence(MHz) Fgiii-e 17. Déjhti.aue dii,flltv pai- i-tippoi-1 cili.igial de référence donné par le générateur HF drait de détailler le schéma équivalent HF de la machine testée, qui est beaucoup plus complexe qu'un schéma parallèle RLC, en prenant en compte les capacités spire- masse et les couplages entre les phases dans les têtes des bobines. Le maximum de tension efficace aux bornes d'une bobine n'est pas forcément situé à la même fré- quence que le maximum de courant dans l'ensemble de la machine, surtout dans le cas des machines multipolaires dont les bobines sont connectées en série. 4.6. Vieillissement thermique d'une machine entière Les essais de vieillissement ont été conduits sur la machine Leroy Somer LS 112 MT de 4 kW. Les photographies de la figure 18 montrent le moteur avant et après un vieillissement de 1550 h à 230° C. Le moteur a été déshabillé de toutes les pièces trop sensi- bles à la température (plastiques...) et de son rotor avant d'être mis dans l'étuve. Avant chaque mesure le rotor est remonté, les roulements n'ont subi aucun vieillissement accéléré, la partie mécanique reste donc parfaitement opérationnelle. REE Décembre2006 1 " -.st'i 'SSSs.t mVI qwL li F,-lii-c- 18. Moteiii-),ieilli lai tle thei-iiiicliie. Cette machine est de classe thermique F, c'est-à-dire que l'indice de température vaut 155'C. Néanmoins, ce sont les parties sensibles qui imposent cette classe thermi- que, et le bobinage du stator seul peut supporter une tem- pérature supérieure. Le vieillissement accéléré a été obtenu par des cycles thermiques à 230° C. Deux types de mesures sont effectuées après chaque cycle : 'à l'arrêt, avec l'analyseur d'impédances . avec le nouveau système de surveillance, lorsque la machine est alimentée par un convertisseur MU. Les courbes qui montrent l'évolution du module de l'im- pédance et de sa phase permettent de déterminer les élé- ments du schéma équivalent parallèle ; seule la capacité de ce schéma nous importe, elle est notée C,,,. Le nouveau système de surveillance permet de mesurer les paramètres suivants lorsque la machine est en fonc- tionnement : . Le déphasage entre le courant et le signal du généra- teur à la fréquence de résonance série déterminée préalablement avec l'analyseui- d'ii-npédaiices (1,21 MHz) . Le flux magnétique à la même fréquence · Le déphasage entre le flux magnétique et le signal du générateur à la fréquence correspondant au maxi- mum de flux obtenu sur la machine neuve (2,26 MHz) Les résultats après 1 550 h de contrainte thermique sont présentés dans les tableaux 2 et 3. Phase Avantvieillissement Après 1550 h à 230'C Ph A 330 pF 315 pF Ph B 329 pF 308 PF Ph C 331pF 321 PF Ttibleaii 2. Ccipcicité chi schéiiia éqiiii,tileiii lai-cillèle (Ci,,) avec coitplcge éloile. Avant vieil issement Après 1550 h à 230'C 1,21 MHz 1,27 MHz Tableau 3. Fréyuence de résonnnce.rérie du systèare complet. Les mesures du courant et du flux sont effectuées avec le moteur en fonctionnement normal par l'analyse des oscillogrammes avant et après vieillissement. Afin d'ap- précier la variation de fréquence de la première résonance série après vieillissement, deux procédures sont possi- 1 REE N°n Décembre100 (, bles. La première consiste à garder la fréquence de test constante (1,21 MHz) et à observer les variations du déphasage du courant, qui sont tributaires de l'écart entre la fréquence de test et la fréquence de résonance dépen- dant de C,,,. La seconde technique consiste à rechercher le maximum de courant HF en adaptant la valeur de la fré- quence de test. Le tableau 4 montre une augmentation de la fréquence de résonance série, le tableau 5 donne le déphasage entre le courant HF et la tension à fréquence constante. 1 Avant vieil issemetit Après 1 1,21 MHz 1 1,27 MHz 1 Tcibleait 4. Fréytrettce du iiia.,ciiiîzijii ck, coiti-aiit HF Avant vieillissement 1 Après 1550 h à 230- C - 2,4'1 - 25' Ttibleciii 5. Déjha.ti,-e (hi coiti-aizi pcii* i@Éill ? oi-1 de géiî (-i-ateiii- à 1,21 j,IH-. En ce qui concerne le flux magnétique, il est difficile de suivre les variations de son amplitude au cours du vieillis- sement, car cette valeur est très sensible au positionnement de la sonde. La mesure de différence de phase est beaucoup plus probante, car le fait de déplacer un peu la sonde ne modifie la phase que par un saut franc de 180'. Les inves- tigations sont donc limitées aux mesures de différence de phase à fréquence constante. Les tableaux 6 et 7 donnent les mesures du déphasage du flux par rapport à la tension aux bornes du générateur HF à la fréquence où l'on trouve le maximum du courant, et ensuite à celle qui cor- respond au maximum de flux pour la machine neuve. Avantvieiilissement 1 Après 1550 h à 230- C 34'1 - 18,81 Tibleciii 6. Délhci.cge dit coiii-a71 pai* ial) lgoi,l (,le géiiéi-citeiii- à 1, 21 MHz. 1 Avant vieilissemeiii Après 1550 h à 230'C 1 Il 2,8'1 78,4' nibleait 7. Dépha. (ige (.hi chatîîp lui- i-cippol-t ait sigfial i..çii cle,élzéi-citeiii- à -2,26 ,VH-. Après 1 550 h le moteur a subi un cycle de vieillisse- ment supplémentaire de 1 000 h mais à la sortie de l'étuve, un court-circuit franc a été constaté. Cette défail- lance s'est produite au niveau des fils de connexion entre la plaque à bornes et le bobinage, et non dans le bobinage lui-même comme on peut le constater sur la figure 19. Il semble donc que le bobinage de la machine soit encore utilisable, mais il est impossible d'assurer sa connexion avec l'extérieur. De manière générale les résultats montrent des varia- tions des capacités et des fréquences de résonance. La variation de capacité est dans le sens opposé au change- ment constaté lors des essais sur des éprouvettes torsa- fVJ .'' :' ° : >t`. F,,,zii-e 19. ('oiti-t-cii-ciiit ciii iiii,etiii des coiiiievion.. " Futurelec 2 " du Centre national de recherche technolo- gique (CNRT) de Génie électrique. Les partenaires indus- triels sont EDF et Framatome ANP. Le programme est soutenu par la région Nord Pas-de-Calais, le ministère de la recherche (FRT) et les Fonds européens (FEDER). Références dées ; en effet le moteur complet est un ensemble beau- coup plus complexe qu'une éprouvette. L'isolation entre les phases et la masse met en jeu d'autres matériaux qui ont une influence sur la première résonance série exploi- tée. Cette analyse expérimentale montre que ! e vieiUisse- ment du SIE complet d'une machine est détectable par le nouveau système de surveillance proposé, car les diffé- rences de phase sont relativement importantes. Les résul- tats expérimentaux obtenus avec de simples éprouvettes torsadées ne sont cependant pas directement exploitables pour définir des seuils d'alerte. 5. Conclusion La faisabilité d'un nouveau système de surveillance de l'état de vieillissement de l'isolation entre spires des bobi- nages des machines à courant alternatif, basée sur le suivi de certaines fréquences de résonance, est maintenant démontrée. Le vieillissement du bobinage provoque des dégradations des couches isolantes, celle-ci sont mesura- bles par le biais des variations des capacités entre spires, et donc des modifications des caractéristiques HF des bobina- ges. Les essais de vieillissement accéléré ont été conduits sur des éprouvettes torsadées fabriquées avec du fil cou- ramment utilisé pour construire des machines basse ten- sion. Une corrélation entre l'augmentation de capacité et la diminution de la tension de claquage, ainsi que la probabi- lité cumulative de rupture de l'isolation sous 400 V/50 Hz, a été établie pour ces éprouvettes. Les résultats obtenus sous contraintes thermiques ont été confirmés par des essais de vieillissement accéléré sous contrainte électrique sinusoïdale HF. Les expérimentations menées sur une machine entière vieillie par des cycles thermiques ont per- mis de valider le nouveau principe proposé. Cette étude constitue un premier pas, des investigations complémentai- res sont nécessaires pour corréler les infonnations foumies par ce nouveau système et les données obtenues par les méthodes classiques de suivi de la qualité de l'isolement des machines électriques. Remerciements Ce travail de recherche entre dans le cadre du projet [Il RM. TALLAM, S.B. LEE, G. STONE, G.B. KUMAN. J.YOO. TG. HABETLER, R.G. HARLEY,'