OU
aC« . 8 = Constante.
îb
Fig. 205.
Considérons maintenant d'abord Taction exercée parla portion de la couche de courant d'armature qui se trouve sous Tépanouisse-
tx
JfcycojL àL'amvoùture. \
Fig. 206.
Champ d'flurmature sous un épanouissement polaire excentré.
ment polaire (fig. 206). Cette couche de courant donnera, si Ton néglige les réluctances du fer, la distribution de champ représentée sur ladite figure. On calculera aisément la courbe du champ d'armature si Ton connaît la zone neutre d — e du champ d'arma-
turc. Si Ton étend en effet l'intégrale | Je dZ aux courbes analogues
au contour abcdea qui passent toutes par dea^ on obtient
La courbe donnée par la ligure 20G est aussi calculée de cette façon. On pourra en vérifier Texactitude en s'assurant que le flux pénétrant dans l'armature est égal à celui qui en sort; autrement dit, que la mesure, au moyen du planimfetre, des surfaces hachurées se réduit k zéro. Pour déterminer la situation de la zone neutre du champ d'armature dans la macliine non excitée on peut se servir de la formule suivante
Po
=4-^[ir^-iâ7^
qui donne la distance po entre la zone neutre du champ d'armature et l'axe de la pièce polaire. Cette zone neutre se trouve naturellement du côté de l'axe correspondant au plus petit entrefer 0^.
En dehors de ce champ la couclie de courant sous la pièce polaire donne encore lieu à des dérivations latérales presque aussi fortes. — Les bandes de courant extérieures aux pièces polaires produisent également des champs qui se superposent au premier.
Si les réluctances du fer dans les dents d'armature et les pièces polaires ne sont plus négligeables, la zone neutre se trouve ([uelque peu déplacée du côté du plus grand entrefer; ce déplacement est minime. Enfin il y a lieu de tenir compte de la modification du coefficient A^ (expression 34, p. 241) due à la variation de 0. Il suffira d'introduire les valeurs SA,, ojc^ et ZJc^^ dans l'expression po.
// est avantageux de choisir o^ — o^ a^sez grand pour que y à demi-charge^ le champ dans V entrefer reste à peu près coiutant ; car alors le champ se déforme sensiblement autant à vide qu'à pleine charge. S'il en est ainsi, on aura sous la totalité du pôle dans toutes les dents la même saturation magnétique, de sorte que la différence des ampères-tours résultants pour l'entrefer sous les deux becs devra être égale à
0,8 . (Sj A-,« — \ A'i») 3e*.
AMPERES-TOURS DEMAGNETISANTS DE L'INDUIT
Cette diilérence ne peut provenir que des ampëres-tours d'armature. Il en résulte qu'on devra avoir
8, Ar,« - 8, AV =:
b.Oi 1,6. OC*'
OÙ b est égal à la dislance des deux points du pôle correspondant
aux entrefors o^ et 3^
Fig. 207.
Spires démagnélis&ntes et transversalement magnétisantes d'une armature
télrapolaire.
10. Ampères-tours démagnétisants de Tinduit.— Considérons la machine télrapolaire de la figure 207 et désignons par 26^ l'arc AB (en cm) compté à la périphérie de l'armature et compris dans le double de l'angle de décalage des balais 2 ji; on a pour les ampères-tours démagnétisants par circuit magnétique de Tarmalure
Ja = 26c.O/
■K. d.Oi,
si ^ est exprimé de telle sorte que 360*" représente un double pas polaire. Le nombre d'amperes-tours inducteurs nécessaire à la compensation de l'action démagnétisante du courant d'induit est ordinairement un peu supérieur à Je^ car le flux produit par S^ ne passe pas tout entier par les électro-aimants : une partie s'en dérive entre les noyaux inducteurs. La détermination de Tangle-Ï est délicate; aussi se contente-t-on de Tévaluer au jugé, comme on le verra plus loin.
71. Influence des ampères-tours transversaux de Tarmature sur Texcitation des inducteurs. — Sous le nom d'ampères-tours transversaux, par abréviation d'ampères-tours d'aimantation transversale de l'armature, on entend les ampères-tours de l'armature (t — 26c) Oi uniformément répartis sur Tare BCdans la figure 207. Ainsi qu'on l'a vu, ils déform(»nt le champ inducteur et réduisent l'aire de la courbe de champ sous l'épanouissement polaire, quand la perméabilité du fer n'est pas proportionnelle à l'induction. Tel est le cas lorsque les chmts et les épanouissements sont fortement saturés ; car alors, par suite de l'augmentation de l'induction, la perméabilité du côté de la sortie du pôle est plus petite que du côté d'entrée où le champ est affaibli; autrement dit, la perméance totale sous le pôle diminue et il faut augmenter l'excitation, si le flux * doit rester constant.
Nous n'avons pas encore considéré jusqu'ici Vinfluence des ampères- tours (t aimantation transversale de l'armature sur le flux de Cespace compris entre C et D. Comme on le voit sur la figure 203, le flux est renforcé dans cette région par les ampères-tours d'armature 2 (t — 2 b^ Oi. Cette augmentation du champ d'armature dans la zone CD détermine un décalage de la zone neutre, suivant la charge, dans le sens du déplacement des balais. Ce décalage peut devenir assez grand pour annuler le champ de commutation, de sorte que le flux total par pôle (Voir lig. 42) devient utilisable, c'est-à-dire que Ton a * = 4>a, et dans ces conditions on peut réduire légèrement, de la marche à vide à la pleine charge, l'augmentation des ampères-tours inducteurs. Cette augmentation relative du flux utilisable par l'aimantation transver-
AMPERES-TOURS TRANSVERSAUX ET EXCITxVTION
sale est cependant de nouveau réduite par le fait que Texcitation en charge s'élève et que, par conséquent, la zone neutre se trouve de nouveau décalée en arrière, comme le montre clairement la comparaison entre les figures 203 et 204.
Considérons maintenant Viafluence des amperes-tours (taimanladon transversale (ï armature sur le flux dans V espace entre B et C et cherchons alors à calculer cette influence sur Tintensité du champ dans Tespace CD.
Cette dernière intensité de champ joue un rôle très important dans la commutation.
Pour déterminer approximativement l'influence de Faimantation transversale sur le flux dans l'espace BC nous procéderons de la manière suivante.
Nous calculerons la courbe de magnétisme pour la portion Zp 4- 3 + k du circuit magnétique commune au flux principal et au flux transversal (fig. 208). /p est une valeur moyenne et la réluctance transversale à travers le pôle et le noyau d'armature sera considérée comme négligeable. Cette courbe de magnétisme, qui pourra être dénommée caractéristique intermédiaire ou de passage ^ se déterminera d'après les valeurs de îBp et 33, pour diflérentes valeurs du champ JC* (ou de <ï>,) dans l'entrefer et par application de l'expression précédemment donnée
Fig. 208.
Trajet moyen des lignes de foi-ci;
du ilux transversal d'armature.
La figure 209 représente la courbe de magnétisme ainsi obtenue qui dilfère peu de la caractéristique à vide; il y a seulement lieu d'observer qu'on doit porter simplement-— tf^o en abscisses.
Aussi, quand on ne recherche pas une grande précision, peutou se contenter de cette dernière caractéristique au lieu de calculer spécialement la caractéristique de passage.
Nous nous servirons maintenant de la valeur de JC^ calculée par la formule
JC*
où <I>, correspond à la force éleclromolrice induite E^ en charge. Le nombre d'amp^res-tours correspondants est égal à OP.
i {^^^^s^jjj
Fig. 209.
Dcterniinalion de B^-
Lorsque Tinduit est chargé, les ampères-tours Ai.O^ situés sous un pôle agissent alors transversalement. Pour un entrefer uniforme 0, ils se répartissent sur les becs polaires de telle sorte que chacun de ceux-ci est soumis 'k-^ .b^.Oi ampères-tours. Pour une génératrice la f. m. m. agissant sur le bec de sortie est de
OP + -T-6i . 0„ et celle agissant sur le bec d'entrée, de OP ^
A| . 0, ampères-tours. — Si Ton porte maintenant, sur la figure 209, à droite et à gauche de P, les nombres d'ampères- tour s -:;- . ôi . 0„
les ordonnées correspondant aux abscisses OP + -t" • *» • 0/» ^'^
OP T- .bi.Oi représentent Tinduction dans Tentrefer sous les
becs polaires respectifs, pour une excitation invariable, La courbe b^c^ donne ainsi une image de la répartition du ilux
