FR2996073A1

FR2996073A1 - Revolving electric machine for use in on-board system for production of electrical energy in e.g. electric car, has chamber whose width and height of carcass present relationship to maintain stator and rotor temperature within limits

Info

Publication number: FR2996073A1
Application number: FR1258912A
Authority: FR
Inventors: Paul Armiroli; Jerome Legranger
Original assignee: Valeo Equipements Electriques Moteur SAS
Current assignee: Valeo Equipements Electriques Moteur SAS
Priority date: 2012-09-24
Filing date: 2012-09-24
Publication date: 2014-03-28
Anticipated expiration: 2032-09-24
Also published as: FR2996073B1

Abstract

The machine (1) has a set of casings (2, 3) presenting a general shape of a cylinder, a rotor (7) including a cylinder head mounted on a runner shaft (8). A peripheral part of the casings internally includes a chamber (4) for passage of a coolant such as water. A width (L) of the chamber in an axial direction (XX') and a height (H) of a carcass (6) in the axial direction present a predetermined relationship so as to maintain a stator temperature and a rotor temperature within nominal temperature limits. An independent claim is also included for an on-board system for production of electrical energy.

Description

- 1 - MACHINE ELECTRIQUE TOURNANTE DOMAINE TECHNIQUE DE L'INVENTION. La présente invention concerne une machine électrique tournante refroidie 5 par un fluide. L'invention concerne également un système d'accroissement de l'autonomie d'un véhicule électrique comprenant cette machine. ARRIERE PLAN TECHNOLOGIQUE DE L'INVENTION. 10 De par leurs performances accrues en termes de rendement et de puissance massique et volumique, les machines synchrones à aimants permanents trouvent aujourd'hui une large application dans le domaine des véhicules automobiles. Ces machines électriques sont réalisables dans une large gamme de puissance et de vitesse et trouvent des applications aussi bien dans les véhicules 15 de type « tout électrique » que dans les véhicules à bas CO2 de types dits « mildhybrid » et « full-hybrid » (en terminologie anglaise). Les applications « mild-hybrid » concernent généralement des machines électriques de l'ordre de 8 à 10 KW, par exemple, un moteur électrique monté en face avant d'un moteur thermique et couplé à celui-ci par une courroie de 20 transmission. Il est possible avec un tel moteur électrique de réduire la cylindrée de la motorisation thermique (« engine downsizing » en terminologie anglaise) en prévoyant une assistance électrique en couple qui fournit un appoint de puissance, notamment lors des reprises. De plus, une traction à faible vitesse, par exemple en environnement urbain, peut également être assurée par ce même moteur 25 électrique. Les applications de type « full-hybrid» concernent généralement des moteurs de 30 à 50 KW pour des architectures de type série et/ou parallèle avec un niveau d'intégration plus abouti du ou des moteurs électriques dans la chaîne de traction du véhicule. 30 Les remarquables performances des machines à aimants permanents actuelles sont pour une grande part dues au développement des aimants aux terres rares tels que les aimants de type Néodyme-Fer-Bore (NdFeB), Samarium-Fer (SmFe), ou Samarium-Cobalt (SmCo), qui peuvent présenter des rémanences dépassant le tesla. 2 9960 73 - 2 - Mais les puissances électriques élevées de ces machines font que le problème de leur refroidissement est critique, et ce problème a fait l'objet de très nombreux développements ces dernières années. Une solution connue consiste à faire circuler un fluide de refroidissement, 5 notamment de l'eau, dans le carter de la machine comme cela est décrit dans la demande de brevet FR2768272 de la société demanderesse. L'alternateur décrit dans cette demande comprend un rotor bobiné et cette solution de refroidissement est satisfaisante, même si le cuivre et le fer du rotor atteignent des températures relativement élevées. 10 En revanche, dans les machines à aimants permanents et concentration de flux développées par la société demanderesse, telles que décrites notamment dans la demande de brevet FR2958466, les aimants de type Néodyme-Fer-Bore ne peuvent être portés à une température dépassant 180 °C sans que l'on constate une dégradation des performances. 15 Si la machine électrique tournante est accouplée à un moteur thermique dans un système de type REX (acronyme de "Range EXtender" en terminologie anglaise, c'est-à-dire "extenseur d'autonomie"), la proximité du moteur thermique augmente encore les contraintes thermiques. Il existe donc un besoin pour une machine électrique tournante dont le 20 refroidissement et les aimants sont optimisés pour qu'elle soit apte à fonctionner dans un tel environnement sans dégradation de ses performances. DESCRIPTION GENERALE DE L'INVENTION. Le but de la présente invention est de répondre à ce besoin. 25 Elle a précisément pour objet une machine électrique tournante du type comprenant: - un carter présentant une forme générale d'un cylindre; - un rotor comprenant une culasse monté sur un arbre de rotor en rotation dans des paliers agencé axialement dans ce carter; 30 - un stator comprenant des enroulements agencés dans une carcasse fixée à l'intérieur de ce même carter en regard du rotor. Une partie périphérique du carter comprend intérieurement une chambre en vis-à-vis du stator pour le passage d'un fluide de refroidissement. La machine électrique tournante selon l'invention est remarquable en ce 35 qu'une largeur de cette chambre dans une direction axiale et une hauteur de la - 3 - carcasse dans cette direction présentent un rapport prédéterminé de manière à maintenir une première température du stator et une seconde température du rotor dans des limites de température nominales. Ce rapport prédéterminé est avantageusement calculé en fonction d'au moins 5 une résistance thermique nominale d'un groupe de résistances thermiques nominales comprenant une première résistance thermique entre la carcasse et le fluide de refroidissement, une deuxième résistance thermique entre le rotor et le fluide de refroidissement, une troisième résistance thermique entre les enroulements et la carcasse, et une quatrième résistance thermique entre les 10 enroulements et le rotor. Ce même rapport prédéterminé est aussi calculé en outre fort avantageusement en fonction d'au moins une capacité thermique nominale d'un ensemble de capacités thermiques nominales comprenant une première capacité thermique des enroulements et une seconde capacité thermique de la carcasse. 15 Il est de préférence compris sensiblement entre 0,6 et 1,2. La machine électrique tournante selon l'invention est aussi remarquable en ce que le rotor comprend une pluralité d'aimants permanents constitués d'un matériau présentant un coefficient de température de l'induction magnétique rémanente prédéterminé de manière à ce qu'une augmentation des pertes 20 thermiques résultant d'un accroissement des première et seconde températures est dissipée par le fluide de refroidissement en maintenant les première et seconde températures dans les limites de température nominales. Fort avantageusement un produit de ce coefficient de température de l'induction magnétique rémanente prédéterminé par une induction magnétique 25 rémanente du matériau et par un taux des pertes thermiques en fonction de l'induction magnétique rémanente en un point de fonctionnement prédéterminé de la machine est borné supérieurement par l'inverse multiplié par cent d'une résistance thermique caractéristique de cette machine dépendant du rapport prédéterminé largueur de chambre/ hauteur de carcasse de manière à assurer la stabilité 30 thermique de la machine. Ce coefficient de température de l'induction magnétique rémanente prédéterminé est avantageusement en valeur absolue inférieur ou égal à 0,05%/°C, de préférence compris en valeur absolue sensiblement entre 0,025 %/°C et 0,035 °/0/ °C. 35 Le matériau de ces aimants est avantageusement un alliage SmCo. - 4 - L'invention concerne également un système de production d'énergie électrique embarqué destiné à accroître l'autonomie d'un véhicule électrique du type de ceux comprenant un générateur électrique accouplé à un moteur thermique. Selon l'invention, ce système de type "REX" est remarquable en ce que ce 5 générateur électrique est une machine électrique tournante telle que décrite ci-dessus, et présentant de préférence une puissance électrique comprise entre 10 KW et 50 KW. Ces quelques spécifications essentielles auront rendu évidents pour l'homme de métier les avantages apportés par la machine électrique tournante selon 10 l'invention, ainsi que le système de type "REX" la mettant en oeuvre, par rapport à l'état de la technique antérieur. Les spécifications détaillées de l'invention sont données dans la description qui suit en liaison avec les dessins ci-annexés. Il est à noter que ces dessins n'ont d'autre but que d'illustrer le texte de la description et ne constituent en aucune sorte 15 une limitation de la portée de l'invention. BREVE DESCRIPTION DES DESSINS. La Figure la montre une vue en coupe axiale simplifiée d'une machine électrique tournante selon l'invention. 20 La Figure lb montre les variations des première et seconde températures du stator et du rotor en fonction de la largeur de la chambre du fluide de refroidissement d'une machine électrique tournante du type de celle de l'invention (cas particulier d'un stator ayant une hauteur de 50 mm) comme résultat du modèle thermique montré sur la Figure 2. 25 La Figure 2 montre un modèle thermique simplifié d'une machine électrique tournante selon l'invention. La Figure 3 montre les variations de l'induction magnétique de deux types d'aimants en fonction de la température. La Figure 4 montre les pertes équivalentes Joule d'une machine électrique 30 tournante du type de celle de l'invention en fonction du coefficient de diminution du rémanent des aimants utilisés comme résultat du modèle montré sur la Figure 2. Les Figures 5a et 5b montrent respectivement les première et seconde températures du stator et du rotor en fonction du coefficient de diminution du rémanent des aimants utilisés comme résultat du modèle montré sur la Figure 2.TECHNICAL FIELD OF THE INVENTION The present invention relates to a rotary electric machine cooled by a fluid. The invention also relates to a system for increasing the autonomy of an electric vehicle comprising this machine. BACKGROUND ART OF THE INVENTION. Because of their increased performance in terms of efficiency and mass and volume power, synchronous machines with permanent magnets are now widely used in the field of motor vehicles. These electric machines are achievable in a wide range of power and speed and find applications both in "all-electric" type vehicles and in low-carbon vehicles of so-called "mildhybrid" and "full-hybrid" types ( in English terminology). "Mild-hybrid" applications generally concern electrical machines of the order of 8 to 10 KW, for example, an electric motor mounted on the front face of a heat engine and coupled thereto by a transmission belt. It is possible with such an electric motor to reduce the displacement of the engine ("engine downsizing" in English terminology) by providing a power assisted torque that provides additional power, especially during rework. In addition, low speed traction, for example in urban environment, can also be provided by the same electric motor. "Full-hybrid" type applications generally concern motors from 30 to 50 kW for series and / or parallel type architectures with a more advanced integration level of the electric motor or motors in the vehicle's power train. The outstanding performance of current permanent magnet machines is largely due to the development of rare-earth magnets such as Neodymium-Iron-Boron (NdFeB), Samarium-Iron (SmFe), or Samarium-Cobalt magnets ( SmCo), which may have remanence exceeding the tesla. 2 9960 73 - 2 - But the high electric power of these machines makes the problem of their cooling critical, and this problem has been the subject of very many developments in recent years. A known solution is to circulate a cooling fluid, including water, in the housing of the machine as described in the patent application FR2768272 of the applicant company. The alternator described in this application comprises a wound rotor and this cooling solution is satisfactory, even though the copper and iron of the rotor reach relatively high temperatures. On the other hand, in the machines with permanent magnets and flux concentration developed by the applicant company, as described in particular in the patent application FR2958466, the magnets of Neodymium-Iron-Boron type can not be heated to a temperature exceeding 180 °. C without any deterioration in performance. If the rotating electrical machine is coupled to a heat engine in a REX type system (acronym for "Range EXtender" in English terminology, that is to say "range extender"), the proximity of the heat engine increases. still the thermal stresses. There is therefore a need for a rotating electrical machine whose cooling and magnets are optimized so that it is able to operate in such an environment without degradation of its performance. GENERAL DESCRIPTION OF THE INVENTION The object of the present invention is to meet this need. It relates specifically to a rotary electric machine of the type comprising: a housing having the general shape of a cylinder; a rotor comprising a yoke mounted on a rotor shaft in rotation in bearings arranged axially in this housing; A stator comprising windings arranged in a carcass fixed inside the same housing facing the rotor. A peripheral portion of the housing internally comprises a chamber vis-à-vis the stator for the passage of a cooling fluid. The rotating electrical machine according to the invention is remarkable in that a width of this chamber in an axial direction and a height of the carcass in this direction have a predetermined ratio so as to maintain a first stator temperature and a second rotor temperature within nominal temperature limits. This predetermined ratio is advantageously calculated as a function of at least a nominal thermal resistance of a group of nominal thermal resistors comprising a first thermal resistance between the carcass and the cooling fluid, a second thermal resistance between the rotor and the cooling fluid. cooling, a third thermal resistance between the windings and the carcass, and a fourth thermal resistance between the windings and the rotor. This same predetermined ratio is also calculated in a very advantageous manner as a function of at least one nominal heat capacity of a set of nominal thermal capacities comprising a first heat capacity of the windings and a second heat capacity of the carcass. It is preferably substantially between 0.6 and 1.2. The rotary electric machine according to the invention is also remarkable in that the rotor comprises a plurality of permanent magnets consisting of a material having a temperature coefficient of the predetermined remanent magnetic induction so that an increase in losses As a result of an increase in the first and second temperatures, the heat is dissipated by the coolant by maintaining the first and second temperatures within the nominal temperature range. Advantageously, a product of this temperature coefficient of the remanent magnetic induction predetermined by a residual magnetic induction of the material and by a rate of thermal losses as a function of the residual magnetic induction at a predetermined operating point of the machine is limited. higher by the inverse multiplied by one hundred of a characteristic thermal resistance of this machine depending on the predetermined ratio of chamber width / carcass height so as to ensure the thermal stability of the machine. This coefficient of temperature of the predetermined remanent magnetic induction is advantageously in absolute value less than or equal to 0.05% / ° C, preferably comprised in absolute value substantially between 0.025% / ° C and 0.035 ° / 0 / ° C. The material of these magnets is advantageously a SmCo alloy. The invention also relates to an on-board electrical energy production system for increasing the range of an electric vehicle of the type comprising an electric generator coupled to a heat engine. According to the invention, this "REX" type system is remarkable in that this electric generator is a rotating electrical machine as described above, and preferably having an electric power of between 10 KW and 50 KW. These few essential specifications will have made obvious to the person skilled in the art the advantages provided by the rotary electrical machine according to the invention, as well as the "REX" type system implementing it, compared to the state of the art. prior. The detailed specifications of the invention are given in the following description in conjunction with the accompanying drawings. It should be noted that these drawings have no other purpose than to illustrate the text of the description and in no way constitute a limitation of the scope of the invention. BRIEF DESCRIPTION OF THE DRAWINGS Figure la shows a simplified axial sectional view of a rotary electrical machine according to the invention. FIG. 1b shows the variations of the first and second stator and rotor temperatures as a function of the width of the cooling fluid chamber of a rotary electric machine of the type of the invention (special case of a stator). having a height of 50 mm) as a result of the thermal model shown in Figure 2. Figure 2 shows a simplified thermal model of a rotating electrical machine according to the invention. Figure 3 shows the variations of the magnetic induction of two types of magnets as a function of temperature. Figure 4 shows the Joule equivalent losses of a rotating electric machine of the type of the invention as a function of the coefficient of decrease of the remanent of the magnets used as a result of the model shown in Figure 2. Figures 5a and 5b show respectively the first and second temperatures of the stator and the rotor according to the coefficient of decrease of the remanent of the magnets used as a result of the model shown in Figure 2.

DESCRIPTION DES MODES DE REALISATION PREFERES DE L'INVENTION. La coupe axiale simplifiée d'une machine électrique tournante 1 selon l'invention, représentée sur la Figure la, montre bien l'agencement dans une partie 5 périphérique 2 d'un carter 2, 3 de la forme générale d'un cylindre d'une chambre 4 pour le passage du fluide de refroidissement. Cette chambre 4 est située vis-à-vis du stator 5, 6 qui comprend des enroulements 5 agencés dans une carcasse 6 constituée d'un paquet de tôles de fer et fixée à l'intérieur du carter 2, 3. 10 Un rotor 7, comprenant une culasse 7 dans laquelle sont agencés des aimants, de préférence en concentration de flux, est monté sur un arbre de rotor 8 qui est agencé axialement dans le carter 2, 3 en rotation dans des paliers 9. Un modèle thermique de la machine 1, représenté sur la Figure 2, a permis à l'entité inventive de déterminer un rapport optimum entre la largeur L de la chambre 15 4 dans une direction axiale XX' et une hauteur H de la carcasse 6 selon cette direction de manière à maintenir le stator 5, 6 et le rotor 7 dans des limites de température nominales. Ce modèle prend en compte comme paramètres: - une première résistance thermique 10 valant Rth_stator_fluid entre la carcasse 6 et le fluide de refroidissement circulant dans la chambre 4; 20 - une deuxième résistance thermique 11 valant Rth_rotor_fluid entre le rotor 7 et le fluide de refroidissement 4; - une troisième résistance thermique 12 valant Rth_copper-stator_iron-stator entre les enroulements 5 et la carcasse 6; - une quatrième résistance thermique 13 valant Rthrotor_copper-stator entre les 25 enroulements 5 et le rotor 7; - une première capacité thermique 14 valant C th_copper des enroulements 5; - une seconde capacité thermique 15 valant Cth_iron_stator de la carcasse 6; Dans ce modèle, les sources de chaleur sont: - une première source thermique 16 due aux pertes dans le stator 5, 6 par effet 30 Joule dans les enroulements 5 valant Pj_ copper-stator; - une deuxième source thermique 17 due aux pertes dans le stator 5, 6 par les courants de Foucault dans la carcasse 6 valant P - iron-stator; - une troisième source thermique 18 due aux pertes dans le rotor 7 valant P rotor, - 6 - Il est supposé que la moitié de la première résistance thermique 10 est proportionnelle à la largeur L de la chambre 4 du fluide de refroidissement, l'autre moitié étant régie par la taille de la culasse 7 du rotor 7. Les première et troisième résistances thermiques 10, 12 sont considérées 5 comme égales à la moitié d'une résistance thermique équivalente Rth. Dans ces conditions la variation d'une température Lfluid du fluide de refroidissement est donnée par l'expression: A Tfluid = Rth * PLcopper-stator + 1/2 Rth * Piron-stator Une simulation sur ordinateur avec ce modèle d'une machine électrique 10 tournante 1 du type de l'invention fonctionnant en génératrice et développant une puissance électrique de 28 KW à 5000 Tr/mn a permis à l'entité inventive d'obtenir les résultats montrés dans la Table I où la largueur L de la chambre 4 du fluide de refroidissement varie de 20 mm à 60 mm, la hauteur H de la carcasse 6 du stator 5, 6 étant de 50 mm. 15 Dans cet exemple, le rotor 7 est de type à aimants permanents. Le matériau constituant les aimants présente un induction magnétique rémanente Br valant 1,1 T et un coefficient de diminution du rémanent de - 0,05%/ C. Largeur I PJ_copper-stator Piron-stator Protor T stator ( °C) T rotor ( °C) Rth (1-11m) (Aeff) (vv) (N) (N) ( c'Ci W) 20 137 700 630 100 251 226 0,105 30 137 700 630 100 227 206 0,080 40 137 700 630 100 197 197 0,068 50 137 700 630 100 190 190 0,060 60 137 700 630 100 186 186 0,055 20 Table I Il ressort de ces résultats que l'intérêt d'augmenter la largeur L, c'est-à-dire la surface d'échange est évident. Toutefois le gain thermique apporté tend vers une asymptote, comme le montre bien la Figure 1 b, où ont été reportés ces résultats, car il n'influe que sur une partie du chemin thermique et non sur la troisième 25 résistance thermique 12 entre les enroulements 5 du stator 5, 6 et la carcasse 6, par exemple. Afin de maintenir les première et seconde températures T stator, Trotor du stator -7- 5,6 et du rotor 7 dans des limites de températures nominales, et notamment la seconde température Trotor en dessous sensiblement de 200 °C, il ressort de ces résultats que la largueur L de la chambre 4 du fluide de refroidissement doit être sensiblement comprise entre 30 mm et 60 mm.DESCRIPTION OF THE PREFERRED EMBODIMENTS OF THE INVENTION The simplified axial section of a rotary electric machine 1 according to the invention, shown in FIG. 1a, clearly shows the arrangement in a peripheral portion 2 of a casing 2, 3 of the general shape of a cylinder of FIG. a chamber 4 for the passage of the cooling fluid. This chamber 4 is located opposite the stator 5, 6 which comprises windings 5 arranged in a carcass 6 consisting of a bundle of iron sheets and fixed inside the casing 2, 3. A rotor 7 , comprising a yoke 7 in which magnets are arranged, preferably in flux concentration, is mounted on a rotor shaft 8 which is arranged axially in the casing 2, 3 in rotation in bearings 9. A thermal model of the machine 1, shown in FIG. 2, allowed the inventive entity to determine an optimum ratio between the width L of the chamber 4 in an axial direction XX 'and a height H of the carcass 6 in this direction so as to maintain the stator 5, 6 and the rotor 7 within nominal temperature limits. This model takes into account as parameters: a first heat resistance equal to Rth_stator_fluid between the carcass 6 and the cooling fluid circulating in the chamber 4; A second thermal resistor 11 equal to Rth_rotor_fluid between the rotor 7 and the cooling fluid 4; a third thermal resistance 12 equal to Rth_copper-stator_iron-stator between the windings 5 and the carcass 6; a fourth thermal resistance 13 worth Rthrotor_copper-stator between the windings 5 and the rotor 7; a first heat capacity 14 equal to C th_copper windings 5; a second heat capacity 15 equal to Cth_iron_stator of the carcass 6; In this model, the heat sources are: - a first heat source 16 due to the losses in the stator 5, 6 by Joule effect in the windings 5 worth Pj_ copper-stator; a second heat source 17 due to the losses in the stator 5, 6 by the eddy currents in the carcass 6 equal to P-iron-stator; a third heat source 18 due to the losses in the rotor 7 equal to P rotor. It is assumed that half of the first heat resistance 10 is proportional to the width L of the chamber 4 of the cooling fluid, the other half being governed by the size of the yoke 7 of the rotor 7. The first and third thermal resistors 10, 12 are considered to be equal to half of an equivalent heat resistance Rth. Under these conditions the variation of a Lfluid temperature of the coolant is given by the expression: A Tfluid = Rth * PLcopper-stator + 1/2 Rth * Piron-stator A computer simulation with this model of an electric machine 10 rotating 1 of the type of the invention operating as a generator and developing an electric power of 28 KW at 5000 RPM allowed the inventive entity to obtain the results shown in Table I where the width L of the chamber 4 cooling fluid varies from 20 mm to 60 mm, the height H of the carcass 6 of the stator 5, 6 being 50 mm. In this example, the rotor 7 is of permanent magnet type. The material constituting the magnets has a remanent magnetic induction Br equal to 1.1 T and a coefficient of decrease of the remanent of -0.05% / C. Width I PJ_copper-stator Piron-stator Protor T stator (° C) T rotor ( ° C) Rth (1-11m) (Aeff) (vv) (N) (N) (c'Ci W) 137 700 630 100 251 226 0.105 30 137 700 630 100 227 206 0.080 40 137 700 630 100 197 197 0.068 50 137 700 630 100 190 190 0.060 60 137 700 630 100 186 186 0.055 20 Table I These results show that the interest of increasing the width L, ie the exchange surface, is obvious. . However, the heat gain provided tends towards an asymptote, as shown in FIG. 1 b, where these results have been reported because it affects only a part of the thermal path and not the third thermal resistance 12 between the windings. 5 of the stator 5, 6 and the carcass 6, for example. In order to maintain the first and second temperatures T stator, Trotor of the stator -7- 5.6 and rotor 7 within nominal temperature limits, and in particular the second Trotor temperature below substantially 200 ° C, these results show that that the width L of the chamber 4 of the cooling fluid must be substantially between 30 mm and 60 mm.

Les résultats ci-dessus ont été établis pour une hauteur H du paquet de tôles 6 du stator 5, 6 de 50 mm. Toutefois le modèle thermique (Figure 2) utilisé pour obtenir ces résultats étant linéaire, ont peut en déduire qu'ils seraient valables pour une machine 1 de taille différente, sous réserve de considérer un rapport entre la largeur L de la chambre 4 du fluide de refroidissement et la hauteur H de la carcasse 6 du stator 5, 6. Toute machine électrique tournante 1 du type de l'invention dont la largeur L de la chambre 4 du fluide de refroidissement présente avec la hauteur H de sa carcasse statorique 6 un rapport prédéterminé r=L/H compris entre 0,6 et 1,2 a le même comportement thermique que la machine particulière avec une carcasse 6 de 50 mm étudiée ci-dessus. Il est connu, comme le montre la Figure 3, que l'induction magnétique rémanente Br d'un aimant permanent décroît en fonction de la température, un aimant de type Néodyme-Fer-Bore (NdFeB) perdant plus vite ses propriétés 20 magnétiques qu'un aimant de type Samarium-Cobalt (SmCo). Mais une machine électrique tournante 1 du type selon l'invention comportant un rotor 7 à aimants permanents a ses performances préservées dans la mesure où le rapport prédéterminé r dans la fourchette 0,6 - 1,2 limite la montée en température du rotor 7. 25 Toutefois, la montée en température des aimants entraîne une augmentation des pertes thermiques Peq de la machine 1 qui dépend du coefficient de diminution du rémanent des aimants. Ce coefficient, encore appelé "coefficient de température de l'induction magnétique rémanente", notéa , exprime en pourcentage la variation relative de l'induction magnétique rémanente ABr/ Br en fonction de la température. 30 Il en résulte des risques d'emballement thermique que des simulations sur ordinateur avec le modèle thermique de la machine 1 déjà décrit (Figure 2) permettent d'analyser, et dont les résultats sont présentés dans les Tables II, III et IV ci-dessous. Les simulations concernent une machine électrique tournante 1 à aimants20 - 8 - permanents destinée à être utilisée dans un système de type "REX" et sont réalisées pour des aimants de type Néodyme-Fer-Bore ou de type Samarium-Cobalt présentant diverses valeurs d'induction magnétique rémanente Br. Un premier point de fonctionnement où la machine 1 fonctionne en mode 5 générateur à 5000 Tr/ mn et développe 28 KW en continu sur le bus de puissance 350 V CC a été étudié. Les performances de la machine 1 sont calculées pour différentes inductions rémanentes et différents coefficients de diminution du rémanent a en supposant que la température des enroulements statoriques 6 et celle des aimants du rotor 7 est 10 180°C. La température du fluide de refroidissement Tfluid est maintenue à 80 °C. L'induction magnétique rémanente Br est considérée comme minimum et égale à - 5% de l'induction magnétique rémanente nominale. Les pertes thermiques dans le stator 5, 6 (par courants de Foucault dans la 15 carcasse 6 et par effet Joule dans les enroulements 5 en prenant en compte la modulation en largeur d'impulsion) ont été ensuite calculées. Il est à noter que dans les calculs conduisant aux résultats présentés dans la Table II, la thermique du rotor 7 n'a pas été prise en compte. Br (T) a I PJ_copper-stator Piron-stator (W) Peq. (%/ °C) (Aeff) (vv) (W) 1,05 - 0,01 135,3 685 630 1000 -0,05 148,1 821 615 1129 -0,10 172,0 1100 640 1420 1,10 -0,01 129,1 630 620 940 -0,05 136,8 700 630 1015 -0,10 155,8 910 620 1220 1,20 - 0,01 123,4 570 600 870 -0,05 127,2 600 620 910 -0,10 136,9 700 630 1015 Table II Ces pertes sont converties en pertes équivalentes Joule Peq, c'est-à-dire en les pondérant par leurs résistances thermiques (1/2 pour les pertes thermiques dans la carcasse 6, et 1 pour les pertes par effet Joule). - 9 - Un second point de fonctionnement de la machine 1 où celle-ci est en court-circuit de manière permanente à 5500 Tr/ mn a été étudié. La température du fluide de refroidissement Tfluid est maintenue à 80 °C. L'induction magnétique rémanente Br est considérée comme maximum et égale à 5 +7% de l'induction magnétique rémanente nominale. Les résultats correspondants sont présentés dans la table III ci-dessous. Br (T) a I PJ_copper-stator Piron-stator (VV) Peq. (3/0/ °C) (Aeff) (w) (W) 1,05 - 0,01 127,0 606 50 631 -0,05 118,3 520 30 535 -0,10 106,6 423 20 433 1,10 - 0,01 136,2 690 50 715 - 0,05 126,4 600 30 615 -0,10 114,0 490 30 505 1,20 - 0,01 150,4 842 65 875 -0,05 139,7 726 55 754 -0,10 126,0 593 40 613 Table III 10 On constate que le premier point de fonctionnement où la machine 1 fonctionne en générateur de 28 KW constitue un point dimensionnant de celle-ci. En revanche, la tenue du court-circuit en régime permanent n'est pas dimensionnante. Ces résultats sont interpolés par des fonctions polynomiales et représentés 15 sur la Figure 4. Le graphique illustre l'intérêt de travailler avec des aimants à faible coefficient de diminution du rémanent a. Quand on utilise des aimants constitués d'un matériau présentant un faible coefficient de diminution du rémanent, par exemple al = - 0,035 % /C° pour un 20 alliage Samarium-Cobalt, les pertes thermiques Peq équivalentes varient peu en fonction de l'induction magnétique rémanente Br et sont nettement plus faibles que dans le cas où l'on utilise des aimants constitués d'un matériau présentant un fort coefficient de diminution du rémanent, par exemple a2 = - 0,12 % /C° pour un 2 9960 73 - 10 - alliage Néodyme-Fer-Bore. Ce graphique souligne l'impact de l'induction magnétique rémanente Br sur les performances de la machine 1. En effet la Figure 4 montre par exemple que l'utilisation d'un matériau avec une induction magnétique rémanente Br de 1,2 T et un coefficient de diminution du rémanent de - 0,12 %/°C est équivalente à l'utilisation d'un autre matériau avec une induction magnétique rémanente Br de 1,05 T et un coefficient de diminution du rémanent de - 0,036 %/°C du point de vue des pertes thermiques de la machine 1. Les pertes thermiques calculées précédemment permettent aussi de 10 déterminer au moyen du modèle thermique la première température Tstator du stator 5, 6 en fonction du coefficient de diminution du rémanent a pour différentes valeurs de l'induction magnétique rémanente Br. Les valeurs des résistances thermiques nominales retenues sont les suivantes: 15 Rth_statorfluid = 0,06 °C/W pour la première résistance thermique 10 entre la carcasse 6 et ledit fluide de refroidissement; - Rth_rotorfluid = 0,9 °C/W pour la deuxième résistance thermique 11 entre le rotor 7 et le fluide de refroidissement; - Rth_copper-statoriron-stator = 0,06 °C/W pour la troisième résistance thermique 12 20 entre les enroulements 5 du stator 5, 6 et la carcasse 6 de celui-ci; - Rthrotor_copper-stator = 0,4 °C/ W pour la quatrième résistance thermique 13 entre les enroulements 5 du stator 5, 6 et le rotor 7. Le point de fonctionnement considéré est le premier point de fonctionnement où la machine 1 fonctionne en mode générateur à 5000 Tr/ mn et développe 28 KW 25 en continu sur le bus de puissance 350 V CC. La température du fluide de refroidissement Tfluid est maintenue à 80 °C. L'induction magnétique rémanente Br est considérée comme minimum et égale à - 5% de l'induction magnétique rémanente nominale. Les résultats correspondants sont présentés dans la table IV ci-dessous et 30 illustrés graphiquement sur la Figure 5a. On constate que l'utilisation d'aimants constitués d'un matériau présentant un faible coefficient de diminution du rémanent a3= - 0,01 %/°C conduit à une première température T stator du stator 5, 6 toujours inférieure à celle qui est atteinte quand on utilise des aimants constitués d'un matériau présentant un fort coefficient de diminution du rémanent a4= - 0,1 %/°C. Br a I PJ_copper-stator Piron-stator (N) Prot Tstator Trotor (T) (°/0/ °C) (Aeff) (vv) (N) ( °C) ( °C) 1,05 -0,01 135,3 685 630 100 197 189 - 0,05 148,1 821 615 100 212 199 -0,10 172,0 1100 640 100 243 221 1,10 -0,01 129,1 630 620 100 190 184 -0,05 136,8 700 630 100 199 190 -0,10 155,8 910 620 100 221 205 1,20 -0,01 123,4 570 600 100 183 179 -0,05 127,2 600 620 100 187 182 -0,10 136,9 700 630 100 199 190 Table IV Les calculs précédents sont transposés à l'étude de la thermique rotor 7 avec un niveau de pertes rotoriques de 100 W (effet de la modulation en largeur d'impulsion et effet de denture). Le point de fonctionnement considéré est toujours le premier point de fonctionnement où la machine 1 fonctionne en mode générateur à 5000 Tr/ mn et 10 développe 28 KW en continu sur le bus de puissance 350 V CC. La température du fluide de refroidissement Lfluid est maintenue à 80 °C. L'induction magnétique rémanente Br est considérée comme minimum et égale à - 5% de l'induction magnétique rémanente nominale. Les résultats correspondants sont présentés dans la table IV ci-dessus et 15 illustrés graphiquement sur la Figure 5b. L'évolution est similaire à celle du stator 5, 6, ce qui est conforme au modèle thermique adopté. On constate encore qu'un compromis "forte induction magnétique rémanente" Br versus "faible coefficient de diminution du rémanent" a est possible. 20 Toutefois, avec une seconde température Trotor supérieure à 180°C, le modèle montre le besoin d'utiliser des aimants avec une tenue en température supérieure à 180°C, tels que des aimants de type Samarium-Cobalt. - 12 - La table IV montre l'intérêt de l'utilisation des aimants en matériau présentant un faible coefficient de diminution du rémanent( qui conduit à une température de fonctionnement relativement moins élevée que l'utilisation d'autres matériaux. Les aimants en matériau présentant un faible coefficient de diminution du 5 rémanent a présentent en outre l'avantage de prévenir l'emballement thermique de la machine 1. En effet, autour d'un point de fonctionnement de la machine 1 à la température T (T stator et Trotor étant peu différentes), la variation de l'induction magnétique rémanente Br est par définition du coefficient de température de 10 l'induction magnétique rémanente a: ABr = (a/ 100) . Br. AT Cette variation de l'induction magnétique rémanente Br conduit à une variation des pertes thermiques Peq comme le montre bien la Figure 4, que l'on peut écrire: 15 APeq = (Peq /ABr)a ABr OÙ APeq /ABr est un taux des pertes thermiques Peq en fonction de l'induction magnétique rémanente Br (a étant constant). La variation des pertes thermiques en fonction de la variation de température T s'écrit donc finalement: 20 APeq = (Peq /ABr)a . (a/ 100) . Br. AT D'autre part, si l'on considère que la dissipation thermique de la machine 1 est régie globalement par une résistance thermique caractéristique Rth(r) dépendant du rapport prédéterminé r=L/H entre la largeur L de la chambre de refroidissement 4 et la hauteur H de la carcasse 6 du rotor 5, 6, une variation de la puissance 25 thermique dissipée en fonction de la variation de température T s'écrit: AP dis = AT/ Rth(r) La condition de stabilité thermique (non emballement), est que l'augmentation des pertes thermiques liées à l'accroissement de la température T puisse être dissipé, c'est-à-dire: 30 APeq < APdis ou bien (Peq /ABr)a . (a/ 100) . Br. AT < AT/ Rth(r) La condition de stabilité thermique se traduit donc par la contrainte suivante sur le coefficient de température de l'induction magnétique rémanente a: (Peq /ABr)a . a . Br < 100/ Rth(r) - 13 - Un faible coefficient de diminution du rémanent a, qui est aussi assocé à un faible taux de pertes thermiques (APeq /Br)0 comme le montre bien la Figure 4, est donc plus favorable à la stabilité thermique de la machine 1 qu'un coefficient de diminution du rémanent( plusélevé, associé en outre à un taux de pertes thermiques (APeq /Br)0 plus élevé, même si la résistance thermique caractéristique Rth(r) est grande. Les deux exemples suivants, en liaison avec la Figure 4, illustrent ce résultat.The above results were established for a height H of the lamina package 6 of the stator 5, 6 of 50 mm. However, the thermal model (FIG. 2) used to obtain these results being linear, can deduce from this that they would be valid for a machine 1 of different size, subject to considering a ratio between the width L of the chamber 4 of the fluid of cooling and the height H of the carcass 6 of the stator 5, 6. Any rotating electric machine 1 of the type of the invention, the width L of the chamber 4 of the cooling fluid has with the height H of its stator carcass 6 a ratio predetermined r = L / H between 0.6 and 1.2 has the same thermal behavior as the particular machine with a carcass 6 of 50 mm studied above. It is known, as shown in FIG. 3, that the permanent magnetic induction Br of a permanent magnet decreases as a function of temperature, a magnet of the Neodymium-Iron-Boron (NdFeB) type losing its magnetic properties faster than a Samarium-Cobalt magnet (SmCo). But a rotary electric machine 1 of the type according to the invention comprising a rotor 7 with permanent magnets has its performances preserved insofar as the predetermined ratio r in the range 0.6 - 1.2 limits the rise in temperature of the rotor 7. However, the rise in temperature of the magnets leads to an increase in the heat losses Peq of the machine 1 which depends on the coefficient of decrease of the remanent of the magnets. This coefficient, also called "temperature coefficient of the residual magnetic induction", noted, expresses in percentage the relative variation of the residual magnetic induction ABr / Br as a function of the temperature. This results in risks of thermal runaway that computer simulations with the thermal model of the machine 1 already described (FIG. 2) make it possible to analyze, and the results of which are presented in Tables II, III and IV above. below. The simulations concern a rotating electrical machine 1 with permanent magnets intended to be used in a "REX" type system and are made for magnets of the Neodymium-Iron-Boron or Samarium-Cobalt type having various values. A first operating point where the machine 1 operates in generator mode at 5000 rpm and develops 28 kW continuously on the 350 V DC power bus has been studied. The performance of the machine 1 is calculated for different residual inductions and different coefficients of decrease of the remnant a by assuming that the temperature of the stator windings 6 and that of the magnets of the rotor 7 is 180 ° C. The temperature of the cooling fluid Tfluid is maintained at 80 ° C. The remanent magnetic induction Br is considered as minimum and equal to - 5% of the nominal residual magnetic induction. The thermal losses in the stator 5, 6 (by eddy currents in the carcass 6 and by the Joule effect in the windings 5 taking into account the pulse width modulation) were then calculated. It should be noted that in the calculations leading to the results presented in Table II, the thermal of the rotor 7 has not been taken into account. Br (T) to PJ_copper-stator Piron-stator (W) Peq. (% / ° C) (Aeff) (vv) (W) 1.05 - 0.01 135.3 685 630 1000 -0.05 148.1 821 615 1129 -0.10 172.0 1100 640 1420 1, 10 -0.01 129.1 630 620 940 -0.05 136.8 700 630 1015 -0.10 155.8 910 620 1220 1.20 - 0.01 123.4 570 600 870 -0.05 127 2 600 620 910 -0.10 136.9 700 630 1015 Table II These losses are converted into equivalent Joule Peq losses, that is to say, by weighting them by their thermal resistances (1/2 for thermal losses in the carcass 6, and 1 for Joule losses). A second operating point of the machine 1 where it is short-circuited permanently at 5500 rpm has been studied. The temperature of the cooling fluid Tfluid is maintained at 80 ° C. The remanent magnetic induction Br is considered as maximum and equal to 5 + 7% of the nominal residual magnetic induction. The corresponding results are presented in Table III below. Br (T) to PJ_copper-stator Piron-stator (VV) Peq. (3/0 / ° C) (Aeff) (w) (W) 1.05 - 0.01 127.0 606 50 631 -0.05 118.3 520 30 535 -0.10 106.6 423 20 433 1.10 - 0.01 136.2 690 50 715 - 0.05 126.4 600 30 615 -0.10 114.0 490 30 505 1.20 - 0.01 150.4 842 65 875 -0.05 139.7 726 55 754 -0.10 126.0 593 40 613 Table III It will be seen that the first operating point where the machine 1 operates as a 28 KW generator constitutes a sizing point thereof. On the other hand, the holding of the short-circuit in steady state is not dimensioning. These results are interpolated by polynomial functions and shown in Figure 4. The graph illustrates the interest of working with magnets with a low coefficient of decrease of the remanent a. When using magnets made of a material having a low coefficient of decrease of the remanent, for example al = - 0.035% / C ° for a Samarium-Cobalt alloy, the equivalent Peq heat losses vary little as a function of the induction. the magnetic remanent Br and are significantly lower than when using magnets made of a material having a high coefficient of decrease of the remnant, for example a2 = - 0.12% / C ° for a 2 9960 73 - 10 - Neodymium-iron-boron alloy. This graph underlines the impact of the remanent magnetic induction Br on the performance of the machine 1. Indeed, Figure 4 shows for example that the use of a material with a magnetic remanent induction Br of 1.2 T and a residual coefficient of decrease of - 0,12% / ° C is equivalent to the use of another material with a remanent magnetic induction Br of 1,05 T and a coefficient of decrease of the remanent of - 0,036% / ° C From the point of view of the thermal losses of the machine 1. The thermal losses calculated above also make it possible to determine, by means of the thermal model, the first temperature Tstator of the stator 5, 6 as a function of the coefficient of decrease of the remanent a for different values of the The values of the nominal thermal resistances selected are the following: Rth_statorfluid = 0.06 ° C / W for the first thermal resistance between the carcass 6 and said fluid cooling; - Rth_rotorfluid = 0.9 ° C / W for the second heat resistance 11 between the rotor 7 and the cooling fluid; - Rth_copper-statoriron-stator = 0.06 ° C / W for the third thermal resistance 12 between the windings 5 of the stator 5, 6 and the carcass 6 thereof; - Rthrotor_copper-stator = 0.4 ° C / W for the fourth thermal resistance 13 between the windings 5 of the stator 5, 6 and the rotor 7. The operating point considered is the first operating point where the machine 1 operates in mode generator at 5000 RPM and develops 28 KW 25 continuously on the 350 V DC power bus. The temperature of the cooling fluid Tfluid is maintained at 80 ° C. The remanent magnetic induction Br is considered as minimum and equal to - 5% of the nominal residual magnetic induction. The corresponding results are shown in Table IV below and graphically illustrated in Figure 5a. It can be seen that the use of magnets consisting of a material having a low coefficient of reduction of the remanent a3 = -0.01% / ° C. leads to a first stator T stator temperature 5, 6 always lower than that which is when using magnets consisting of a material having a high coefficient of decrease of the remanent a4 = -0.1% / ° C. Br A I PJ_copper-stator Piron-stator (N) Prot Tstator Trotor (T) (° / 0 / ° C) (Aeff) (vv) (N) (° C) (° C) 1.05 -0.01 135.3 685 630 100 197 189 - 0.05 148.1 821 615 100 212 199 -0.10 172.0 1100 640 100 243 221 1.10 -0.01 129.1 630 620 100 190 184 -0, 05 136.8 700 630 100 199 190 -0.10 155.8 910 620 100 221 205 1.20 -0.01 123.4 570 600 100 183 179 -0.05 127.2 600 620 100 187 182 -0 , 10 136.9 700 630 100 199 190 Table IV The previous calculations are transposed to the study of the rotor thermic 7 with a rotor loss level of 100 W (effect of pulse width modulation and toothing effect) . The operating point under consideration is always the first operating point where the machine 1 operates in generator mode at 5000 rpm and develops 28 kW continuously on the 350 V DC power bus. The temperature of the cooling fluid Lfluid is maintained at 80 ° C. The remanent magnetic induction Br is considered as minimum and equal to - 5% of the nominal residual magnetic induction. The corresponding results are shown in Table IV above and graphically illustrated in Figure 5b. The evolution is similar to that of the stator 5, 6, which is consistent with the adopted thermal model. It is also found that a compromise "strong residual magnetic induction" Br versus "low coefficient of decrease of remanent" a is possible. However, with a second Trotor temperature greater than 180 ° C., the model shows the need to use magnets with a temperature resistance greater than 180 ° C., such as Samarium-Cobalt type magnets. Table IV shows the advantage of the use of magnets made of material with a low coefficient of reduction of the remnant (which leads to a relatively lower operating temperature than the use of other materials.) Magnets of material Having a low coefficient of decrease of the non-stick has the further advantage of preventing the thermal runaway of the machine 1. Indeed, around an operating point of the machine 1 at the temperature T (T stator and Trotor being slightly different), the variation of the remanent magnetic induction Br is, by definition, the temperature coefficient of the residual magnetic induction a: ABr = (a / 100) Br AT This variation of the magnetic remanent induction Br leads to a variation of the heat losses Peq as shown in FIG. 4, which can be written: APeq = (Peq / ABr) a ABr where APeq / ABr is a heat loss rate Peq as a function of the ind Remanent magnetic action Br (a being constant). The variation of the thermal losses as a function of the temperature variation T is therefore finally written: APeq = (Peq / ABr) a. (100) . Br. AT On the other hand, if we consider that the heat dissipation of the machine 1 is governed globally by a characteristic thermal resistance Rth (r) depending on the predetermined ratio r = L / H between the width L of the chamber of 4 and the height H of the carcass 6 of the rotor 5, 6, a variation of the thermal power dissipated as a function of the temperature variation T is written: AP dis = AT / Rth (r) The condition of thermal stability (Non-racing), is that the increase in heat losses related to the increase in temperature T can be dissipated, that is to say: APeq <APdis or (Peq / ABr) a. (100) . Br. AT <AT / Rth (r) The condition of thermal stability is therefore reflected by the following stress on the temperature coefficient of the remanent magnetic induction a: (Peq / ABr) a. at . Br <100 / Rth (r) - 13 - A low coefficient of decrease of the remanent a, which is also associated with a low rate of thermal losses (APeq / Br) 0 as shown in Figure 4, is therefore more favorable to the thermal stability of the machine 1 that a coefficient of decrease of remanent (higher, associated in addition to a rate of thermal losses (APeq / Br) 0 higher, even if the characteristic thermal resistance Rth (r) is large. two following examples, in connection with Figure 4, illustrate this result.

Exemple I On utilise des aimants SmCo. Le point de fonctionnement est le premier point de fonctionnement où la machine 1 fonctionne en générateur de 28 KW. Le coefficient de diminution du rémanent est ai = - 0,035 % /C°. L'induction magnétique rémanente est Br = 1,05 T.Example I SmCo magnets are used. The operating point is the first operating point where the machine 1 operates as a 28 KW generator. The coefficient of decrease of the remanent is ai = - 0.035% / C °. The remanent magnetic induction is Br = 1.05 T.

Le taux de pertes thermiques (APeq /Br)01 évalué sur la Figure 4 entre les courbes Br =1,05 T (en trait plein) et Br =1,10 T (trait tireté) est: (APeq /Br)0i = - (975 - 900)/0,05 = - 2500 W/ T La Table I montre que la résistance thermique caractéristique Rth(r) est comprise entre 0,080 et 0,055 °C/W quand, selon l'invention, le rapport 20 prédéterminé est compris entre 0,6 et 1,2. Pour la chambre 4 du fluide de refroidissement la plus petite (r = 0,6), la condition de stabilité est donc (expressions homogènes à W/ °C): - 0,035 x - 2500 x 1, 05 < 100 x 1/0,08 La condition de stabilité est largement vérifiée, puisque 92 < 1250 25 Exemple II On utilise des aimants NdFeB. Le point de fonctionnement est le premier point de fonctionnement où la machine 1 fonctionne en générateur de 28 KW. Le coefficient de diminution du rémanent est a2 = - 0,12 % /C°.The heat loss rate (APeq / Br) 01 evaluated in FIG. 4 between the curves Br = 1.05 T (solid line) and Br = 1.10 T (dashed line) is: (APeq / Br) 0i = - (975 - 900) / 0.05 = - 2500 W / T Table I shows that the characteristic thermal resistance Rth (r) is between 0.080 and 0.055 ° C / W when, according to the invention, the predetermined ratio is between 0.6 and 1.2. For chamber 4 of the smallest coolant (r = 0.6), the stability condition is therefore (expressions homogeneous at W / ° C): - 0.035 x - 2500 x 1, 05 <100 x 1/0 The stability condition is largely verified, since 92 <1250 EXAMPLE II NdFeB magnets are used. The operating point is the first operating point where the machine 1 operates as a 28 KW generator. The coefficient of decrease of the remanent is a2 = - 0.12% / C °.

30 L'induction magnétique rémanente est Br = 1,05 T. Le taux de pertes thermiques (APeq /Br)02 évalué sur la Figure 4 entre les courbes Br =1,05 T (en trait plein) et Br =1,10 T (trait tireté) est: (APeq /,8,Br)02 = - (1350 - 1075)/0,05 = - 5500 W/ T - 14 - Pour la chambre 4 du fluide de refroidissement la plus petite (r = 0,6), la condition de stabilité est donc: -0,12 x - 5500 x 1,05 < 1250 La condition de stabilité est aussi vérifiée, puisque 693 < 1250, mais les deux 5 termes sont du même ordre de grandeur. Pour un rapport prédéterminé r = 0,4 (chambre de 20 mm de largeur L), qui ne correspond pas à une machine 1 selon l'invention, la résistance thermique caractéristique est Rth(0,4) = 0,105 °C/W. La borne supérieure de la condition de stabilité est 952, proche de la valeur 10 693, et il est probable qu'une machine 1 comportant des aimants NdFeB avec une chambre 4 de cette dimension subisse un emballement thermique. En revanche, selon l'étude développée ci-dessus, une machine 1 utilisant des aimants à faible coefficient de température de l'induction magnétique rémanentoe, notamment inférieur en valeur absolue à 0,05 %/°C, est assurée de ne pas subir 15 d'emballement thermique, comme le montre l'exemple III suivant. Exemple III Le point de fonctionnement est le premier point de fonctionnement où la machine 1 fonctionne en générateur de 28 KW.The remanent magnetic induction is Br = 1.05 T. The heat loss rate (APeq / Br) O 2 evaluated in FIG. 4 between the curves Br = 1.05 T (solid line) and Br = 1.10 T (dashed line) is: (APeq /, 8, Br) 02 = - (1350 - 1075) / 0.05 = - 5500 W / T - 14 - For chamber 4 of the smallest coolant (r = 0.6), the stability condition is: -0.12 x -5500 x 1.05 <1250 The stability condition is also verified, since 693 <1250, but both terms are of the same order of magnitude. For a predetermined ratio r = 0.4 (20 mm wide chamber L), which does not correspond to a machine 1 according to the invention, the characteristic thermal resistance is Rth (0.4) = 0.105 ° C / W. The upper bound of the stability condition is 952, close to the value of 693, and it is likely that a machine 1 having NdFeB magnets with a chamber 4 of this size will be thermal runaway. On the other hand, according to the study developed above, a machine 1 using magnets with a low temperature coefficient of the remanent magnetic induction, especially lower in absolute value at 0.05% / ° C., is guaranteed not to undergo 15 of thermal runaway, as shown in the following Example III. Example III The operating point is the first operating point where machine 1 operates as a 28 KW generator.

20 On utilise des aimants dont le matériau présente un coefficient de diminution du rémanent a5 = - 0,05 % /C°. L'induction magnétique rémanente est Br = 1,05 T. Le taux de pertes thermiques (APeq /Br)05 évalué à partir des données de la Table II est: 25 (APeq /ABr)05 = (1015 - 1129)/0,05 = - 2280 W/ T Pour la chambre 4 du fluide de refroidissement la plus petite (r = 0,6), la condition de stabilité est donc: - 0,05 x - 2280 x 1,05 < 1250 La condition de stabilité est largement vérifiée, puisque 120 < 1250; les deux 30 termes sont différents d'un ordre de grandeur. Les aimants de type Samarium-Cobalt conviennent donc particulièrement bien, puisque le matériau présente un coefficient de température de l'induction magnétique rémanente compris entre (en valeur absolue) 0,025°/0/°C et 0,035%/°C, et que ces aimants sont utilisables au dessus de 220°C. - 15 - L'étude ci-dessus a montré que la conséquence d'une induction magnétique rémanente Br plus faible que celle des aimants de type NdFeB (Br =1,05 T au lieu de Br = 1,2 T) était en fait compensée par des pertes thermiques plus faibles de la machine 1 en vertu d'un coefficient de température de l'induction magnétique rémanente a plus faible. De plus, avec des amants de type SmCo, des moyens de refroidissement très simples constitués par une chambre 4 de circulation d'un fluide dans le carter 2,3 de la machine 1, dont la dimension a été optimisée selon l'invention, sont avantageusement mis en oeuvre plutôt que des moyens complexes, comme, par exemple, des canaux de circulation du fluide dans la carcasse 6 du stator 5,6 et/ ou la culasse rotorique 7, tout en assurant la stabilité thermique de la machine 1. De ce fait, à l'encontre d'un préjugé qui détourne de nos jours les équipementiers de l'automobile d'utiliser les aimants de type SmCo, considérés comme moins performants, dans des machines électriques tournantes de hautes performances au profit des aimants de type NdFeB, l'entité inventive préconise au contraire l'utilisation d'aimants de type SmCo pour ces applications. L'intégration de la machine électrique tournante selon l'invention utilisant des aimants de type SmCo est particulièrement avantageuse dans un système de production d'énergie électrique embarqué destiné à accroître l'autonomie d'un 20 véhicule électrique au moyen d'un moteur thermique auxiliaire. Ainsi que cela a été amplement démontré ci-dessus, le refroidissement et les aimants sont optimisés pour que cette machine 1 soit apte à fonctionner dans l'environnement à température élevée propre à une machine "REX" sans dégradation de ses performances.Magnets whose material has a coefficient of decrease of the remanent a5 = -0.05% / C ° are used. The remanent magnetic induction is Br = 1.05 T. The heat loss rate (APeq / Br) 05 evaluated from the data in Table II is: (APeq / ABr) 05 = (1015 - 1129) / 0 , 05 = - 2280 W / T For chamber 4 of the smallest coolant (r = 0.6), the stability condition is: - 0.05 x - 2280 x 1.05 <1250 The condition of stability is widely verified, since 120 <1250; the two terms are different from an order of magnitude. The Samarium-Cobalt magnets are therefore particularly suitable, since the material has a temperature coefficient of the residual magnetic induction between (in absolute value) 0.025 ° / 0 / ° C and 0.035% / ° C, and that magnets are usable above 220 ° C. The above study has shown that the consequence of a remanent magnetic induction Br lower than that of the NdFeB type magnets (Br = 1.05 T instead of Br = 1.2 T) was in fact compensated by lower heat losses of the machine 1 by virtue of a temperature coefficient of the residual magnetic induction a lower. In addition, with SmCo-type lovers, very simple cooling means constituted by a chamber 4 for circulating a fluid in the casing 2,3 of the machine 1, the size of which has been optimized according to the invention, are advantageously implemented rather than complex means, such as, for example, fluid circulation channels in the carcass 6 of the stator 5,6 and / or the rotor yoke 7, while ensuring the thermal stability of the machine 1. From this fact, contrary to a prejudice that nowadays diverts automotive OEMs from using SmCo type magnets, considered as less efficient, in high-performance rotating electrical machines in favor of magnets of the type NdFeB, the inventive entity recommends instead the use of SmCo type magnets for these applications. The integration of the rotating electrical machine according to the invention using SmCo type magnets is particularly advantageous in an on-board electrical energy production system intended to increase the autonomy of an electric vehicle by means of a heat engine. auxiliary. As has been amply demonstrated above, the cooling and the magnets are optimized so that this machine 1 is able to operate in the environment at high temperature specific to a machine "REX" without degradation of its performance.

25 Comme il va de soi, l'invention ne se limite pas aux seuls modes de réalisation préférentiels décrits ci-dessus. Notamment, les aimants de type SmCo et la configuration en concentration de flux du rotor 7 décrits ne sont que des exemples. La description ci-dessus pourrait porter sur tout autre type d'aimants 30 présentant des caractéristiques analogues, essentiellement un faible coefficient de température de l'induction magnétique rémanents , et également sur d'autres structures de rotors 7, comportant des aimants tangentiels ou enterrés. D'autres modes de réalisation basés sur des valeurs numériques différentes de celles spécifiées ci-dessus, et correspondant à d'autres essais ou simulation de 35 machines électriques tournantes 1 comportant un stator bobiné refroidi par fluide et - 16 - un rotor à aimants permanents, ne sortiraient pas non plus du cadre de la présente invention dans la mesure où ils résultent des revendications ci-après.It goes without saying that the invention is not limited to the only preferred embodiments described above. In particular, the SmCo type magnets and the rotor flux concentration configuration 7 described are only examples. The above description could relate to any other type of magnet having similar characteristics, essentially a low temperature coefficient of persistent magnetic induction, and also to other rotor structures 7, including tangential or buried magnets. . Other embodiments based on numerical values different from those specified above, and corresponding to further testing or simulation of rotating electrical machines 1 having a fluid cooled coiled stator and a permanent magnet rotor also do not depart from the scope of the present invention insofar as they result from the claims below.

Claims

CLAIMS1) A rotary electric machine (1) of the type comprising a casing (2, 3) having the general shape of a cylinder, a rotor (7) comprising a yoke (7) mounted on a rotating rotor shaft (8) in bearings (9) arranged axially in said casing (2,3), and a stator (5, 6) comprising windings (5) arranged in a casing (6) fixed inside said casing (2, 3) facing said rotor (7), a peripheral portion (2) of said housing (2, 3) internally comprising a chamber (4) facing said stator (5, 6) for the passage of a cooling fluid Characterized in that a width (L) of said chamber (4) in an axial direction (XX ') and a height (H) of said carcass (6) in said direction (XX') have a predetermined ratio of in order to maintain a first temperature (Tstator) of said stator (5, 6) and a second temperature (Trotor) of said rotor (7) within nominal temperature limits. 15

2) rotary electric machine (1) according to claim 1, characterized in that said predetermined ratio is calculated according to at least one nominal thermal resistance of a group of nominal thermal resistors (10, 11, 12, 13) comprising a first thermal resistance (10) between said housing (6) and said fluid (4), a second thermal resistance (11) between said rotor (7) and said fluid (4), a third thermal resistance (12) between said windings (5) and said carcass (6), and a fourth heat resistance (13) between said windings (5) and said rotor (7). 25

3) rotary electric machine (1) according to claim 2, characterized in that said predetermined ratio is further calculated according to at least one nominal heat capacity of a set of nominal thermal capacities comprising a first heat capacity (14) said windings (5) and a second heat capacity (15) of said carcass (6). 30

4) A rotary electric machine (1) according to any one of claims 1 to 3, characterized in that said predetermined ratio is substantially between 0.6 and 1.12.

5) electrical rotary machine (1) according to claim 4, characterized in that said height (H) is substantially equal to 50 mm and said width (L) is substantially between 30 mm and 60 mm.

6) rotary electric machine (1) according to any one of claims 1 to 5, characterized in that said rotor (7) comprises a plurality of permanent magnets consisting of a material having a temperature coefficient of magnetic induction predetermined remanent (a) so that an increase in heat losses (Peq) resulting from an increase in said first and second temperatures (Tstator, Trotor) is dissipated by said fluid (4) while maintaining said first and second temperatures ( Tstator, Trotor) in said nominal temperature limits.

7) A rotary electric machine (1) according to claim 6, characterized in that a product of said temperature coefficient of the predetermined remanent magnetic induction (a) by a remanent magnetic induction (Br) of said material and by a rate of said losses. according to said remanent magnetic induction (Br) at a predetermined operating point of said machine (1) is upper bounded by the inverse multiplied by one hundred of a characteristic thermal resistance (Rth) of said machine (1) depending on said predetermined ratio so as to ensure the thermal stability of said machine (1).

8) rotary electric machine (1) according to claim 6 or 7, characterized in that said temperature coefficient of the predetermined remanent magnetic induction (a) is in absolute value less than or equal to 0.05% / ° C, preferably included in absolute value substantially between 0.025% / ° C and 0.035 ° / 0 / ° C.

9) rotary electric machine (1) according to any one of claims 6 to 8, characterized in that said material is a Samarium-Cobalt alloy. 30

10) On-board electrical energy production system for increasing the range of an electric vehicle of the type comprising an electric generator coupled to a heat engine, characterized in that said electric generator is a rotating electrical machine (1) according to any one of the preceding claims 1 to 9, preferably having an electric power of between 10 KW and 50 KW.