EP3224840B1

EP3224840B1 - Module élémentaire de noyau magnétique de transformateur électrique, noyau magnétique le comportant et son procédé de fabrication, et transformateur le comportant

Info

Publication number: EP3224840B1
Application number: EP14824098.9A
Authority: EP
Inventors: Thierry Waeckerle; Alain Demier
Original assignee: Aperam SA
Current assignee: Aperam SA
Priority date: 2014-11-25
Filing date: 2014-11-25
Publication date: 2022-08-10
Anticipated expiration: 2034-11-25
Also published as: US10515756B2; RU2017117916A; KR102295144B1; JP6691120B2; WO2016083866A1; EP3224840A1; KR20170087943A; CA2968791A1; WO2016083866A9; BR112017010829B1; CA2968791C; BR112017010829A2; US20170345554A1; RU2017117916A3; CN107735843B; RU2676337C2; CN107735843A; ES2926667T3; JP2018502446A; MX2017006878A

Description

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 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 ».
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 dΦ/dt 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 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 N.O.) à faibles (alliages à grains orientés G.O.), leur aimantation à saturation Js est élevée (de l'ordre de 2T), 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 :
- ∘ les Fe-3% Si à Grains Orientés (G.O.),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 ;
- ∘ les Fe-3% Si à grains Non Orientés (N.O.), utilisés pour les structures de transformateur embarqué de type « découpé-empilé » ; leur 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 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 ≈ 1,90 T). Il est cependant évident qu'une augmentation de seulement 4% du B₈₀₀ n'est pas suffisante pour alléger sensiblement un transformateur. A titre 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 A/m 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 B₈₀₀ de 1,9 T, couplés à la présence d'un coefficient de magnétostriction λ₁₀₀ 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 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 B_t, donc en augmentant la section du noyau et la masse totale pour maintenir le même flux magnétique de travail. Il faut abaisser B_t 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 B_t 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 µm et ils sont enroulés en tore à l'état souple amorphe autour d'un support rigide, afin que la forme du tore soit 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.
JP H03-268311 décrit un noyau de transformateur enroulé à faible bruit, formé de la superposition de deux matériaux en bandes :

A l'intérieur, un enroulement de Fe-Si G.O. ;
A l'extérieur un enroulement d'un matériau à plus faible magnétostriction que le Fe-Si G.O et qui ne représente que au plus 50% de la section du noyau et peut être un alliage Fe-Si 6,5%.

Dans ce document, il apparaît que les deux matériaux peuvent avoir des magnétostrictions et des pertes magnétiques relativement peu différentes. Les aimantations à saturation respectives des matériaux ne sont pas considérées, non plus que l'influence de la construction du noyau sur l'effet d'inrush.
JP H08-250337 décrit un noyau enroulé en acier au Si (par exemple à 6,5% de Si) à faible bruit, fragile, dont on veut éviter la fissuration sous l'effet des vibrations et des contraintes thermiques. A cet effet, ce noyau est entouré sur ses deux périphéries internes et externes par des feuilles d'acier au Si à plus basse magnétostriction que celles de la partie centrale du noyau, contenant 3% de Si, à grains orientés(voir § 9°. Elles représentent 4-20% de la masse totale du noyau. Le noyau présente donc trois enroulements superposés. Les magnétostrictions respectives des différents matériaux ne sont pas précisées de façon quantitative, de même que le détail de leurs propriétés magnétiques respectives. Une influence de la construction du naoyau sur l'effet d'inrush n'est pas évoquée.
DE-A-1 813 643 décrit une bobine d'antiparasitage à faible bruit comportant un noyau fermé bicouche, en particulier pour l'antiparasitage de circuits à semi-conducteurs, pour lesquelles les propriétés exigées ne sont pas les mêmes que celles des noyaux de transformateurs aéronautiques, en particulier sur les pertes magnétiques qui, dans les noyaux de bobines d'antiparasitage, doivent être élevées pour aboutir à la création de courants induits. Un matériau à faible magnétostriction est effectivement requis dans les noyaux de DE-A-1 813 643 , mais il doit être placé à l'intérieur du noyau.
US-A-5 160 379 décrit un alliage magnétique doux applicable notamment à des transformateurs, comportant majoritairement du Fe, pouvant renfermer Ni ou Co, renfermant Cu, Si et/ou B, et au moins un métal choisi parmi Nb, W, Ta, Zr, Hf, Ti, Mo, et une taille de cristaux de moins de 1000 Å.
JP H03-271 346 décrit un alliage magnétique doux relativement comparable à ceux du document précédent, mais contenant obligatoirement Nb, W, Ta ou Mo.
JP S55-88313 décrit un noyau de transformateur triphasé de type Evans équipé localement d'entretoises pour rigidifier son assemblage, et ainsi diminuer le bruit causé par ses oscillations. Il relève, pour l'essentiel, de la conception classique de noyau de transformateur triphasé que l'invention vise à améliorer,
EP-A-1 742 232 montre des noyaux de transformateurs triphasés constitués de deux modules élémentaires et d'un enroulement supplémentaire les entourant. Ces noyaux sont composés de tôles magnétiques de différentes caractéristiques, disposées de façon à obtenir une répartition du flux magnétique uniforme à l'intérieur du noyau. Cela permet de réduire les pertes à vide (iron loss) du transformateur. Les problèmes de la réduction du bruit de magnétostriction et de l'effet d'inrush ne sont pas évoqués, ainsi que des moyens qui permettraient de les obtenir.
JP H4 074403 décrit un transformateur de petite taille et de poids réduit, de type « transformateur cuirassé », comportant deux noyaux qui s'interpénètrent et dont l'un est constitué d'un matériau à « basse magnétostriction » tel que du Fe-Si 6,5%.
WO-A-2011/107387 (D9) décrit des noyaux de transformateurs non immergés, en matériau amorphe, pourvus sur leur surface d'un revêtement qui les encapsule et les protège de leur environnement (humidité, oxydation). Ce revêtement est au moins une bande enroulée présentant des interruptions.
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 selon la revendication 1.
Le module élémentaire comprend de préférence une ou plusieurs des caractéristiques des revendications 2 à 5.
L'invention a également pour objet un noyau magnétique de transformateur électrique monophasé selon la revendication 6.
L'invention a également pour objet un transformateur électrique monophasé selon la revendication 7.
L'invention a également pour objet un noyau magnétique de transformateur électrique triphasé selon la revendication 8.
Le noyau magnétique comprend de préférence une ou plusieurs des caractéristiques des revendications 9 à 15.
L'invention a également pour objet un transformateur électrique triphasé selon la revendication 16.
L'invention a également pour objet un procédé de fabrication d'un noyau de transformateur électrique monophasé selon la revendication 17.
L'invention a également pour objet un procédé de fabrication d'un noyau de transformateur électrique triphasé selon la revendication 18.
Le procédé comprend de préférence une ou plusieurs des caractéristiques des revendications 19 à 23.
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 λ_sat ≤ 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.

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 (λ₁₀₀, λ₁₁₁, λ_sat) ou énergétiques.
Les constantes de magnétostriction λ₁₀₀ et λ₁₁₁ 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 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 mécanique intergranulaire. Les contraintes élastiques qui en résultent, que l'on peut représenter de façon simplifiée par une grandeur σ_i, engendrent une énergie magnétoélastique, d'ordre de grandeur (3/2)λσ_i qui désaimante partiellement le matériau (dans cette expression, λ représente de façon approchée une magnétostriction moyenne du même ordre de grandeur que les constantes λ₁₀₀ et λ₁₁₁). Sauf dans certains cas (par exemple une traction exercée sur les alliages FeSi-G.O.) l'application d'une contrainte externe dégrade aussi les performances : c'est l'effet inverse de la magnétostriction. Ces constantes de magnétostriction λ₁₀₀ et λ₁₁₁ 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.
λ_sat est la magnétostriction apparente à saturation. Les grandeurs λ₁₀₀ et λ₁₁₁ 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 σ_i 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 λ₁₀₀ et λ₁₁₁, autre que le même ordre de grandeur. Cette magnétostriction apparente λ_sat 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. λ_sat est donc une variation d'état de déformation entre deux états mal identifiés. λ_sat 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% 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 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 λ₁₀₀ et λ₁₁₁ 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 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 Fe_73,5Cu₁Si₁₅B_7,5Nb₃.

Tableau 1: Caractéristiques techniques de différents matériaux magnétiques pour transformateurs embarqués

Matériau	Epaisseur (mm)	ρ_el (µΩ.cm)	ρ_vol (kg/m³)	Pertes magnétiques à 1T (en W/kg)			B_t (T)	Hm (B_t) (en A/m)
Matériau	Epaisseur (mm)	ρ_el (µΩ.cm)	ρ_vol (kg/m³)	400Hz	1kHz	5kHz	B_t (T)	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 2605CO	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 FeCuNbSiB	0,02	115	7300	0,3	1	30	1,1	8	8,5

avec ρ_el : résistivité électrique à 20°C et ρ_vol : masse volumique à 20°C

L'induction de travail B_t 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 B_t (du fait que les pertes sont liées au carré de B_t) : les amorphes base fer apparaissent alors comme une alternative intéressante (B_t 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 (2B_t + B_r - B_s) où B_t est l'induction de travail nominale (issue du dimensionnement du circuit magnétique), B_r 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 B_s 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 B_t 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 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 B_r 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 B_t et/ou Hc.

Tableau 2 : Propriétés attendues des matériaux utilisables pour constituer un noyau monomatériau

Matériau	Epaisseur (mm)	Hc (A/m)	B_t (T)	Densité de puissance	Bruit acoustique émis	Pertes magnétiques	A.tr et pertes conducteurs	Effet d'inrush	Coût
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 2605CO	0,025	4	1,6	très bien	médiocre	Très bien	très bien	faible	faible
Amorphe base fer 2605CO	0,025	4	1	faible	bien	excellent	excellent	excellent	faible
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 FeCuNbSiB	0,02	1	1,1	bien	excellent	excellent	excellent	médiocre	Bien
Nanocristallin FeCuNbSiB	0,02	1	0,6	médiocre	excellent	excellent	excellent	excellent	bien
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 Mumétal	0,05	1	0,7	médiocre	excellent	très bien	excellent	médiocre	médiocre

(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 :

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-G.O. à B_t de 0,5 T, Fe-50% Co à B_t de 0,5 T, Fe-50% Ni {100}<001> à B_t de 0,7 T, nanocristallin Fe_73,5Cu₁Si₁₅B₇,₅Nb₃ (les chiffres en indice correspondant à des pourcentages atomiques comme il est d'usage dans la définition de tels matériaux) à B_t de 0,6 T, amorphe base cobalt à B_t 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 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 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.
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.
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 ≤ 1,2 T) sera alors aimantée à saturation pendant la durée d'inrush (qui varie de quelques secondes à 1 à 2 min.) depuis B_t. 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.
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 µ_r 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 (µ_r > 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 (µ_r à 1kHz > 50 000 - 100 000) et des alliages FeSi ou FeCo de faible épaisseur (µ_r 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) ;
et FeSi-HiB pour High Induction (induction élevée), dont les textures sont les plus resserrées et les performances de µ_r 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 à 300 ppm C, de préférence 0 à 100 ppm C ;
- 0 à 300 ppm de chacun de S, O, N, B, P, de préférence 0 à 200 ppm de chacun de S, O, 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).

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 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 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 (B_t < B8000) mais aussi dans la réduction de l'effet d'inrush.

Tableau 3 : exemples de matériaux à haute Js utilisables dans l'invention

	En %poids							En ppm
Alliage	Co	Si	Cr	V	C	Mn	Al	O	N	S	B800 (T)	B8000 (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

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 matériau présentant à la fois de faibles pertes magnétiques et une faible magnétostriction, 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) :

[Fe_1-aNi_a]_{100-x-y-z-α-β-γ}Cu_xSi_yB_zNb_αM'_βM'_γ

avec a ≤ 0,3 ; 0,3 ≤ x ≤ 3 ; 3 ≤ y ≤ 17, 5 ≤ z ≤ 20, 0 ≤ α ≤ 6, 0 ≤ β ≤ 7, 0 ≤ γ ≤ 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 µ_r 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.
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 orientés), les alliages Fe-Ni proches de 50%Ni, 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 ≈ 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» 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 préréalisés 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 (B_r = 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 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, S₂, S₁₄) et matériaux à basse magnétostriction λ (S₃, S₄, S₁₃) doit être maintenu pour chaque module élémentaire dans une plage déterminée pour que l'invention soit mise en œuvre 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 : $2 \leq \frac{100 . S_{1}}{S_{1} + S_{3}} \leq 50, de préférence 4 \leq \frac{100 . S_{1}}{S_{1} + S_{3}} \leq 40$
$2 \leq \frac{100 . S_{2}}{S_{2} + S_{4}} \leq 50, de préférence 4 \leq \frac{100 . S_{2}}{S_{2} + S_{4}} \leq 40$
$2 \leq \frac{100 . S_{14}}{S_{13} + S_{14}} \leq 50, de préférence 4 \leq \frac{100 . S_{14}}{S_{13} + S_{14}} \leq 40$
Et aussi $2 \leq \frac{100 . (S_{3} + S_{4} + S_{14})}{S_{1} + S_{2} + S_{13} + S_{3} + S_{4} + S_{14}} \leq 50$
, de préférence $4 \leq \frac{100 . (S_{3} + S_{4} + S_{14})}{S_{1} + S_{2} + S_{13} + S_{3} + S_{4} + S_{14}} \leq 40$
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 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 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 participation à l'amortissement de l'effet d'inrush nécessite également une section 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 λ. Si on avait moins de 50% de matériau à bas λ (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 B_t (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 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 œuvre 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 B_t 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 B_t (typiquement à au plus 0,7 T) pour obtenir un faible bruit acoustique.
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 ε1 au niveau du premier matériau et une valeur ε2 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 l 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.
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 B_t. 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 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.B_t.section du noyau.2π.fréquence », alors on doit accroitre la section lorsque on est obligé de réduire B_t 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 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 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 : I_n = 2.B_t + B_r - B_s pour un noyau magnétique à un seul matériau magnétique. Cette formule est généralisée au cas de deux matériaux selon : $(S_{1} + S_{2}) . I_{n} = S_{2} . B_{r, 2} + S_{1} . (2 B_{t, 1} - J_{s, 1}) + S_{2} . (2 B_{t, 2} - J_{s, 2})$
où S₁ et S₂ sont les sections des enroulements des premier et deuxième matériaux respectivement, B_r,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, B_t,1 et B_t,2 sont les inductions de travail, J_s,1 et J_s,2 sont les aimantations à saturation des premier et deuxième matériaux respectivement. La formule peut être aisément adaptée au cas où plus de deux matériaux sont utilisés.
On appelle dΦ/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.I où I est l'intensité du courant magnétisant du transformateur.
Le bruit émis par les différents exemples réalisés de noyaux bobinés de 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%Si-G.O., acier électrique FeSi à grains orientés, nanocristallin FeCuNbSiB du type [Fe_1-aNi_a]_{100-x-y-z-α-β-γ}Cu_xSi_yB_zNb_αM'_βM"γ avec a = 0 ; x = 1 ; y = 15 ; z =7,5 ; α =3 ; β= γ = 0. 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 √3.I₁.dΦ/dt avec dΦ/dt = N₂.(B_t,1.S₁+ B_t,2.S₂).ω = 230V, où I₁ = 115A, N₂ (nombre de spires du secondaire) égal à 64, ω (pulsation) = 2.π.f, f étant la fréquence, ici égale à 360 Hz, S₁ et S₂ (sections de culasse magnétique des premier et deuxième matériaux respectivement) égales respectivement à (H.ep1) et (H.ep2), et B_t,i est l'induction de travail du matériau i.
Une autre possibilité consiste à régler précisément les entrefers (après découpe) ε1 et ε2 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 B_t, 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 ε2 entre les deux demi-circuits du deuxième matériau (le matériau nanocristallin) est évalué à 10 µm, et alors la perméabilité magnétique relative équivalente µ_r,eq,mat2 du circuit magnétique « matériau 2 + entrefer » fait passer la perméabilité intrinsèque µ_r,mat2 du matériau 2 de 30 000 à 17670 dans le cas de l'exemple (en appliquant la formule $\frac{1}{μ_{r,eq,mat 2}} \approx entrefer + \frac{1}{μ_{r,mat 2}}$
). Si l'entrefer ε2 avait été dix fois plus large (100 µm), on aurait une perméabilité intrinsèque µ_r,eq,mat2 = 3760, soit quatre fois moindre que précédemment. Or (selon le théorème d'Ampère), H.L = N₁.I (L étant la longueur moyenne de circuit magnétique) et H = B/µ_r,eq tant que le matériau travaille avec une courbe B = f(H) approximativement linéaire (cas du transformateur). Donc en maintenant B_t 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 µ_r,eq) par une hausse de l'intensité I du courant magnétisant, ce qui entraine une dégradation du rendement du transformateur.
Si on considère sur le même exemple 13 l'entrefer ε1 des circuits magnétiques à matériau à haute Js, on conclut qu'un entrefer ε1 de 3,5 mm permet de limiter la perméabilité équivalente du premier matériau (ici FeCo) à 0,05 T (voir la formule µ_r,eq cidessus), et donc un bruit faible de 43 dB. Si l'entrefer ε1 est ramené à 10 µm, donc à une valeur égale à celle de ε2, 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 B_t a une influence dégradante aussi bien sur l'effet d'inrush que sur le bruit de magnétostriction, il est nécessaire de baisser B_t pour atténuer ces effets. Mais il faut compenser cette baisse de B_t par une hausse de la section magnétique pour conserver dΦ/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 ε2 de 10 µm dans le deuxième matériau. Pour les exemples 13 à 24, qu'ils soient de référence ou selon l'invention, on a prévu à la fois un entrefer ε2 de 10 µm dans le deuxième matériau et un entrefer ε1 dans le premier matériau, ε1 pouvant prendre diverses valeurs selon les essais, et ε1 étant différent de ε2, sauf pour l'exemple 24 où ε1 = ε2 = 10 µm. Il doit être entendu que dans ces exemples, ε1 et ε2 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.

Tableau 4 : Performances des différentes configurations de noyaux testées

					Deuxième matériau		Premier matériau	Régime permanent			Masse et section
Ex.	Matériaux 2 + 1	ep2 mm	ep1 mm	P mm	B, mat. 2 B_t,2 (T)	Br mat. 2 Br (T)	B_t mat. 1 B_t,1 (T)	dΦ/dt (V)	Bruit (dB)	Indice d'inrush	Masse mat. 1 (kg)	Masse mat. 2 (kg)	Masse totale (kg)	% poids de mat. 1 (à haute Js	% section de mat. 1 (à haute Js)	Puissance triphasée (kVA)	Entrefer mat. 2 ε2 (µm)	Entrefer mat. 1 ε1 (µm)
1 réf	FeCo27	20	0	40	2	0,95	-	231,62	105	2,95	0	2,7	2,7	0	0	46,14	0	0
2 réf	Fe49Co49V2	20	0	40	2	1,3	-	231,62	115	2,95	0	2,8	2,8	0	0	46,14	0	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	0	0
4 ref	Fe49Co49V2	20	0	80	1	0,65	-	231,62	75	0,3	0	5,6	5,6	0	0	46,14	0	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	0	0
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	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	0	0
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	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	0
10 réf	Nanocristallin cycle couché ou coupé	20	0	72,3	1,1	0,055	-	230,26	40	1,01	0	4,6	4,6	0	0	45,87	10	0
11 réf	Nanocristallin cycle couché ou coupé	20	0	94	0,85	0,0425	-	231,33	40	0,49	0	5,9	5,9	0	0	46,06	10	0
12 réf	Nanocristallin cycle couché ou coupé	20	0	79,5	1	0,05	-	230,18	41	0,8	0	5,0	5,0	0	0	45,85	10	0
13 inv	Nanocristallin cycle couché ou coupé + Fe49Co49V2	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	3500
14 inv	Nanocristallin cycle couché ou coupé + FeCo27	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	360
15 inv	Nanocristallin cycle couché ou coupé + Fe49Co49V2	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	360
16 inv	Nanocristallin cycle couché ou coupé + Fe49Co49V2	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	220
17 inv	Nanocristallin cycle couché ou coupé + Fe49Co49V2	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	160
18 réf	Nanocristallin cycle couché ou coupé + FeCo18	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	120
18B ref	Nanocristallin cycle couché ou coupé + FeCo18	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	120
18C inv	Nanocristallin cycle couché ou coupé + FeCo18	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	120
19 ref	Nanocristallin cycle couché ou coupé + Fe49Co49V2	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	3500
20 ref	Nanocristallin cycle couché ou coupé + FeCo27	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	3500
21 ref	Nanocristallin cycle couché ou coupé + FeCo27	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	800
22 inv	Nanocristallin cycle couché ou coupé + FeSi3	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	3500
23 inv	Nanocristallin cycle couché ou coupé + FeSi3	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	3500
24 inv	Nanocristallin cycle couché ou coupé + FeSi3	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	10

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.
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 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.
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% 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 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 d'un sous-ensemble fonctionnel d'un tore seul (type transformateur monophasé) :

Tableau 5 : Comparaison des coûts des solutions 12 (référence) et 17 (invention)

Etape n°	Solution 100% nanocristallin (n°12), support non permanent	Coût de l'étape	Solution 100% nanocristallin (n°12), support permanent	Coût de l'étape	Solution selon l'invention (n°20)	Coût de l'étape
1	Réalisation d'un support non-permanent de noyau magnétique	++	Réalisation d'un support permanent de noyau magnétique	+	Réalisation d'un support métallique magnétique FeCo	++
2	Enroulage de la bande amorphe sur un support métallique extractible (virole)	+	Enroulage de la bande amorphe sur un support métallique extractible (« virole »)	+	Enroulage de la bande nanocristalline sur le support , avec une cale de contraction de nanocristallisation (environ 1%) enlevée en fin d'enroulage	+
3	Recuit de nanocristallisation et contraction du ruban amorphe sur la virole	+	Recuit de nanocristallisation et contraction du ruban amorphe sur la virole	+	Recuit de nanocristallisation et contraction sur le support FeCo	+
4	Extraction du noyau nanocristallin de la virole	+	Extraction du noyau nanocristallin de la virole	+	0	0
5	Noyau nanocristallin placé sur le support non-permanent avec jeu minimal	+	Noyau nanocristallin placé sur le support permanent avec jeu minimal	+	0	0
6	Imprégnation de l'ensemble « noyau + support »	++	Imprégnation de l'ensemble « noyau + support »	++	Imprégnation de l'ensemble « noyau + support »	++
7	Polymérisation de l'ensemble	+	Polymérisation de l'ensemble	+	Polymérisation de l'ensemble	+
8	Extraction du support non adhérent	+		0		0
9	Découpe en deux C égaux du noyau seul imprégné	++	Découpe en deux C égaux du noyau + support imprégné	+	Découpe en deux C égaux	+
10	Surfaçage des faces de coupe des C	+	Surfaçage des faces de coupe des C	+	Surfaçage des faces de coupe des C	+
11	Assemblage mécanique à entrefer réglé (cale éventuelle)	+++	Assemblage mécanique à entrefer réglé (cale éventuelle)	++	Assemblage mécanique à entrefer réglé (cale éventuelle)	++

Le tableau 5 montre qu'il y a moins d'opérations dans le cas de l'invention, et, de 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 ») impose de maintenir les C avec précaution, donc en utilisant des gabarits de serrage adaptés afin de 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.
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.
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 œuvre 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, 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 « J_s.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 œuvre 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 dφ/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 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.
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. Un intérêt supplémentaire de la découpe est de pouvoir éventuellement différencier les entrefers ε1 et ε2 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 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 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 ε1 et/ou ε2 différentes pour les diverses parties du noyau, autrement dit. que les entrefers (ε1, ε2) 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 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 les transformateurs plus reproductibles dans une production industrielle.
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 l chacune peuvent être enroulées autour d'un tore pré-enroulé de sous-noyau interne en FeSi ou FeCo de largeur 3l. 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).

Claims

- Module élémentaire de noyau magnétique de transformateur électrique de type enroulé, composé d'un premier (1 ; 2) et d'un deuxième (3 ; 4) enroulements superposés, réalisés respectivement en un premier et un deuxième matériau, ledit premier matériau étant un matériau cristallin à aimantation à saturation (Js) 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 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 10W/kg, ledit premier matériau étant 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, ces teneurs étant données en pourcentages pondéraux,
et ledit deuxième matériau étant un matériau à magnétostriction apparente à saturation (λ_sat) 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, ledit deuxième matériau étant 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,

caractérisé en ce que les sections (S₁ ; S₂) du premier enroulement (1 ; 2) et (S₃ ; S₄) du deuxième enroulement (3 ; 4) sont 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 40%.
- Module élémentaire selon la revendication 1, dans lequel ledit deuxième matériau est un alliage nanocristallin de composition :

[Fe_1-aNi_a]_{100-x-y-z-α-β-γ}Cu_xSi_yB_zNb_αM'_βM"γ

avec a ≤ 0,3 ; 0,3 ≤ x ≤ 3 ; 3 ≤ y ≤ 17, 5 ≤ z ≤ 20, 0 ≤ α ≤ 6, 0 ≤ β ≤ 7, 0 ≤ γ ≤ 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, les chiffres en indice correspondant à des pourcentages atomiques.
Module élémentaire selon l'une des revendications 1 ou 2, comportant un entrefer (17) le divisant en deux parties.
- Module élémentaire selon la revendication 3, dans lequel l'entrefer (ε1) séparant les deux parties des premiers enroulements (1 ; 2) est différent de l'entrefer (ε2) séparant les deux parties des deuxièmes enroulements (3 ; 4).
- Module élémentaire selon la revendication 3 ou 4, dans lequel lesdites deux parties sont symétriques.
- Noyau magnétique de transformateur électrique monophasé, caractérisé en ce qu'il est constitué par un module élémentaire selon l'une des revendications 1 à 5.
- Transformateur électrique monophasé, comportant un noyau magnétique et des bobinages primaire et secondaire, caractérisé en ce que le noyau magnétique est du type selon la revendication 6.
- Noyau magnétique de transformateur électrique triphasé, caractérisé en ce qu'il comporte :
- un sous-noyau magnétique interne composé de deux modules élémentaires selon l'une des revendications 1 à 4 accolés ;

- et un sous-noyau magnétique externe composé de deux enroulements supplémentaires superposés (13, 17), disposés dans cet ordre autour du sous-noyau magnétique interne :
▪ un premier enroulement (13) 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 saturation (λ_sat) inférieure ou égale à 5 ppm, de préférence inférieure ou égale à 3 ppm, mieux inférieure ou égale à 1 ppm, ledit premier enroulement (13) du sous-noyau magnétique externe étant 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 ;

▪ un deuxième enroulement (14) réalisé à partir d'une bande d'un matériau à haute aimantation à saturation (Js) 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 ledit deuxième enroulement (14) du sous-noyau magnétique externe étant en un matériau choisi parmi les alliages Fe-3%Si à grains orientés, les alliages Fe-6,5%Si, 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 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, ces teneurs étant données en pourcentage pondéraux ;

la section (S₁₃) du premier enroulement (13) du sous-noyau magnétique externe et la section (S₁₄) du deuxième enroulement (14) 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 du noyau ( $\frac{(S_{3} + S_{4} + S_{14})}{S_{1} + S_{2} + S_{13} + S_{3} + S_{4} + S_{14}}$
) étant comprise entre 2 et 50%, de préférence entre 4 et 40%.
- Noyau magnétique de transformateur électrique triphasé selon la revendication 8, dans lequel ledit premier enroulement (13) du sous-noyau magnétique externe est en un alliage nanocristallin de composition :

[Fe_1-aNi_a]_{100-x-y-z-α-β-γ}Cu_xSi_yB_zNb_αM'_βM''_γ

avec a ≤ 0,3 ; 0,3 ≤ x ≤ 3 ; 3 ≤ y ≤ 17, 5 ≤ z ≤ 20, 0 ≤ α ≤ 6, 0 ≤ β ≤ 7, 0 ≤ γ ≤ 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, les chiffres en indice correspondant à des pourcentages atomiques.
- Noyau magnétique selon l'une des revendications 8 ou 9, comportant un entrefer (17) le divisant en deux parties.
- Noyau magnétique selon la revendication 10, dans lequel l'entrefer (ε1) séparant les deux parties des premiers enroulements (1 ; 2) du sous-noyau magnétique interne et les deux parties du deuxième enroulement (14) du sous-noyau magnétique externe est différent de l'entrefer (ε2) séparant les deux parties des deuxièmes enroulements (3 ; 4) du sous-noyau magnétique interne et les deux parties du premier enroulement (13) du sous-noyau magnétique externe.
- Noyau magnétique selon la revendication 10 ou 11 dans lequel les divers entrefers (ε1, ε2) séparant les deux parties des divers enroulements (1, 2, 3, 4, 13, 14) ne sont pas tous identiques entre le sous-noyau magnétique interne et le sous-noyau magnétique externe.
- Noyau magnétique selon l'une des revendications 8 à 12, dans lequel le rapport entre la section (S₁₃) du premier enroulement (13) du sous-noyau magnétique externe et la section (S₃ ; S₄) de chacun des deuxièmes enroulements (3, 4) du sous-noyau magnétique interne est compris entre 0,8 et 1,2.
- Noyau magnétique selon l'une des revendications 8 à 13, dans lequel le rapport entre la section (S₁₄) du deuxième enroulement (14) du sous-noyau magnétique externe et la section (S₁ ; S₂) de chacun des premiers enroulements (1, 2) du sous-noyau magnétique interne est compris entre 0,3 et 3.
- Noyau magnétique selon l'une des revendications 10 à 12, dans lequel lesdites deux parties sont symétriques.
- 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 selon l'une des revendications 8 à 15.
- Procédé de fabrication d'un noyau de transformateur électrique monophasé selon la revendication 6, caractérisé en ce qu'il comporte les étapes suivantes :
- on fabrique un support métallique magnétique sous forme d'un premier enroulement (1) réalisé en un premier matériau, ledit premier matériau étant un matériau cristallin à aimantation à saturation (Js) 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 400 Hz en ondes sinusoïdales, pour une induction maximale de 1 T ;

- on enroule sur ledit support métallique un deuxième enroulement (3) réalisé en un deuxième matériau ayant, ou étant destiné à avoir après un recuit de nanocristallisation, une magnétostrictior apparente à saturation (λ_sat) 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 et 2 à 40% en proportion de section de premier matériau à haute aimantation à saturation (Js) comparativement à la section de l'ensemble des premier et deuxième matériaux;

- on réalise, éventuellement, un recuit de nanocristallisation et de contraction dudit deuxième enroulement (3) sur ledit support ;

- et on solidarise les deux enroulements (1, 3), par exemple par frettage, ou par collage, ou par imprégnation par une résine et polymérisation de ladite résine.
- Procédé de fabrication d'un noyau de transformateur électrique triphasé selon la revendication 8, caractérisé en ce qu'il comporte 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 (1 ; 2) réalisé en un premier matériau, ledit premier matériau étant un matériau cristallin à haute aimantation à saturation (Js) 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 ;

• on enroule sur ledit support métallique un deuxième enroulement (3 ; 4) réalisé en un matériau ayant, ou étant destiné à avoir après un recuit de nanocristallisation, une magnétostriction apparente à saturation (λ_sat) 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 premier matériau à haute aimantation à saturation (Js) par rapport au total des sections des matériaux des premier (1 ; 2) et deuxième (3 ; 4) enroulements étant de 2 à 40%,;

• on réalise, éventuellement, un recuit de nanocristallisation et de contraction dudit deuxième enroulement (3 ; 4) 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 (13) formé à partir d'une bande de matériau ayant, ou étant destiné à avoir après un recuit de nanocristallisation, une magnétostriction apparente à saturation (λ_sat) 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 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 (13) sur le sous-noyau magnétique interne ;

• on dispose autour dudit troisième enroulement (13) un quatrième enroulement (14) en un matériau à aimantation à saturation (Js) 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 400Hz ondes sinusoïdales, pour une induction maximale de 1 T, le rapport de la section de matériau à haute aimantation à saturation (Js) par rapport au total des sections des matériaux des troisième (13) et quatrième (14) enroulements étant de 2 à 50%, de préférence de 4 à 40%, et la proportion 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, étant comprise entre 2 et 50%, de préférence entre 4 et 40% ;

• et on solidarise lesdits enroulements (1, 2, 3, 4, 13, 14), par exemple par frettage, ou par collage, ou par imprégnation par une résine et polymérisation de ladite résine.
- Procédé selon la revendication 17 ou 18, dans lequel 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 (17).
- Procédé selon la revendication 19, dans lequel les deux noyaux élémentaires sont symétriques.
- Procédé selon la revendication 19 ou 20, dans lequel les surfaces des noyaux élémentaires destinées à définir l'entrefer (17) sont façonnées et surfacées avant que les noyaux élémentaires soient réassemblés.
- Procédé selon la revendication 21, dans lequel le façonnage et le surfaçage sont réalisés de façon à ce que les surfaces destinées à définir l'entrefer (17) séparant les premiers enroulements (1 ; 2) des deux noyaux élémentaires définissent un entrefer (ε1) différent de l'entrefer (ε2) séparant les deuxièmes enroulements (3 ; 4) des deux noyaux élémentaires.
- Procédé selon l'une des revendications 19 à 21, dans lequel les deux noyaux élémentaires sont réassemblés par frettage au moyen d'un matériau cristallin à aimantation à saturation (Js) 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.