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ALTERNATEURS HYDRAULIQUES ET COMPENSATEURS ________________________________________________________________________________________

es machines peuvent être présentées ensemble car leur technologie est semblable et la structure générale des compensateurs diffère peu de celle des alternateurs hydrauliques rapides.

Pour des explications complémentaires, le lecteur pourra se reporter, dans ce traité, aux articles : — — —

Machines synchrones. Fonctionnement en régime permanent

[D 480] ;

Machines synchrones. Excitation

[D 3 545] ;

Machines synchrones. Dimensionnement électromagnétique

[D 495].

1. Technologie de l’alternateur hydraulique

On peut d’une manière générale classer les alternateurs suivant leur vitesse : — les vitesses élevées supérieures à 500 tr/min ; — les moyennes vitesses comprises entre 150 et 500 tr/min ; — les basses vitesses inférieures à 150 tr/min.

Nota :

pour la structure de l’alternateur hydraulique, le lecteur se reportera, dans ce traité, à l’article

Construction mécanique des machines électriques tournantes

[D 3 780].

1.1 Circuit magnétique du stator

Pour les alternateurs hydrauliques, le circuit magnétique se présente comme une couronne de grand diamètre (de 10 à 20 m dans les plus grandes unités), d’une hauteur de 1 à 3 m environ, la plupart du temps à axe vertical. Cette couronne est constituée par un empilage enchevêtré de segments de tôles magnétiques isolées et serrées sous une pression de 0,7 à 1,5 MPa entre des plateaux d’extrémité.

Le diamètre du circuit magnétique étant généralement élevé, entre l’état froid et le fonctionnement en charge à chaud, la dilatation radiale atteint couramment plusieurs millimètres ; pour éviter que cette dilatation ne crée des déformations ou contraintes locales préjudiciables au bon comportement dans le temps, la technique d’empilage, de serrage, de liaison entre circuit magnétique et carcasse et entre carcasse et assises vise à constituer un ensemble symétrique à dilatation isotrope à faibles contraintes.

Compte tenu des grandes dimensions, le circuit magnétique est construit sur le site, soit à partir de fractions déjà empilées (par

quarts, par exemple) (figure

), soit, dans les plus grandes unités,

à partir des segments eux-mêmes complètement empilés en centrales, ce qui évite tout joint dans la couronne, donc toute anisotropie dans le comportement.

1.2 Carcasse. Enroulements

■ Celle des alternateurs hydrauliques remplit un nombre important de fonctions : — elle assure la reprise des efforts exercés sur le circuit magné tique (serrage, poids des parties actives, couples normaux et accidentels, efforts d’attraction magnétique tournants ou uni directionnels, efforts de dilatation) ; — elle guide l’air vers les réfrigérants ; — elle permet la manutention du stator ; — elle participe à la rigidité du support du palier supérieur lorsqu’il existe, et, par là même, à la stabilité de la ligne d’arbre.

Figure 1 – Quart d’un stator de grandes dimensions

[Centrale de Pehuenche (Chili)] Actuellement, les grandes carcasses sont des pièces mécano soudées constituées de flasques plans annulaires entretoisés par des caissons verticaux (figure ou par soudure.

) ; les éléments sont préparés en ateliers

et les différentes parties, de grandeur maximale compatible avec les moyens de transport, sont assemblées sur le site par boulonnage

Nota :

le lecteur pourra se reporter, dans ce traité, aux articles

Bobinages des machines tournantes. Schémas

[D 437] et

technologie

[D 3 420].

■ À cause de la vitesse réduite des alternateurs hydrauliques, donc du nombre de pôles élevé, leur enroulement présente, par rapport à celui des turboalternateurs, la particularité d’avoir un nombre d’encoches par pôle et par phase faible et rarement entier, généra lement fractionnaire, par exemple de la forme 2 + 4 / 7 pour une machine à 28 pôles, conduisant à des schémas de bobinage beaucoup plus complexes.

La condition d’équilibre des phases impose que : — le nombre d’encoches soit divisible par le nombre de phases et par le nombre de parties en parallèle ; — le dénominateur de la fraction ne soit pas divisible par le nombre de phases ;

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_______________________________________________________________________________________ ALTERNATEURS HYDRAULIQUES ET COMPENSATEURS

— pour le cas général des machines triphasées, le nombre de pôles étant multiple de 3

(

a

= 0, 1 ou 2), le nombre d’encoches doit être multiple de 3

+ 1 .

Une conséquence du nombre fractionnaire d’encoches par pôle et par phase est que la périodicité du champ de réaction d’induit ne s’établit que sur un nombre élevé de pôles : il en résulte des ondes de force d’attraction magnétique de période élevée, par exemple 1/4 de circonférence, pouvant conduire par modulation de l’attraction magnétique entre stator et rotor à des déformations périodiques engendrant du bruit. Il y a donc lieu de calculer l’impor tance de ces ondes spatiales et de respecter certaines règles pour maintenir les vibrations du circuit magnétique à un niveau acceptable (dans le traité Mesures et Contrôle, article

Vibrations des structures industrielles

[R 3 140]). La réaction d’induit à longue périodicité est, d’ailleurs, non seulement une source de vibrations, mais aussi de pertes de puissance dans l’enroulement amortisseur et à la surface des pôles, dues aux courants induits par les nombreux harmoniques d’espace non synchrones de la réaction d’induit.

Les tensions utilisées pour les alternateurs hydrauliques sont de valeurs moindres que celles des grands turboalternateurs, d’une part parce que les générateurs hydrauliques n’atteignent pas des puissances aussi élevées que les turboalternateurs (environ 800 MVA contre 1 700 MVA), d’autre part parce que le grand nombre de pôles permet un montage en parties parallèles plus nombreuses que dans les turboalternateurs à 2 ou 4 pôles seulement.

La tension n’est généralement pas rigidement standardisée ; dans chaque pays on s’efforce de respecter des échelons conseillés de tension, par exemple en France 3,3 - 5,65 -10,3 -15,5 kV, mais on choisit assez fréquemment la tension conduisant au prix minimal de l’ensemble de l’alternateur et de sa liaison au transformateur.

Un ordre de grandeur approché de la tension optimale

U

(en kV) d’un alternateur hydraulique est donné par la formule

U

S

où

S

en MVA est la puissance apparente ; par exemple, on a 10 kV pour 100 MVA.

La permutation Rœbel est, généralement, employée pour cons tituer les barres de l’enroulement, mais pas universellement, car le niveau réduit du courant par encoche autorise dans certains cas des permutations moins parfaites (par exemple, une simple inversion dans les têtes de bobines) ; ce type de bobinage dit à spires est surtout utilisé dans les alternateurs de puissance modeste (quelques dizaines de MVA) à tension relativement élevée, car il permet de monter plus de 2 barres en série dans l’encoche, sans compliquer exagérément les connexions frontales.

Figure 2 – Carcasse d’alternateur de 300 MVA à 300 tr/min

[Centrale de Mingtan (Taiwan)] Le

calage

de l’enroulement des alternateurs hydrauliques est plus simple que celui des turboalternateurs car, d’une part, les efforts électrodynamiques sont beaucoup plus réduits, d’autre part, la longueur de l’enroulement hors du fer est nettement plus courte : les têtes de bobines sont ligaturées sur un ou deux anneaux d’appui fixés sur la carcasse. La tenue au court-circuit de l’enroulement est souvent vérifiée au cours de la mise en service d’un nouvel alternateur.

1.3 Isolation et calage

Les enroulements comportant des anciennes isolations à la gomme-laque ou à l’asphalte n’existent généralement plus que sur des machines antérieures à 1955-1960 et sont remplacés, au fur et à mesure de leur vieillissement (gonflement local de l’isolation, ionisation interne, etc.), par des enroulements utilisant des résines synthétiques comme base du système isolant. Les isolations actuelles sont constituées par un enrubannage continu, le ruban comportant un support généralement en soie de verre et portant une couche de mica, soit en

splittings

, soit en

microsplittings

, agglo mérés par une résine synthétique généralement époxyde ou époxyde-novolaque ; la résine peut préimprégner le ruban ou être injectée dans l’isolation, posée sèche sur la barre. L’isolation subit un traitement de polymérisation approprié au type de résine utilisé.

La barre est ensuite revêtue de peinture conductrice dans sa partie droite, pour fixer le potentiel de la surface extérieure, et de peinture à haute résistivité dans les têtes de bobines, pour répartir régulièrement le gradient de potentiel et éviter l’ionisation.

classe d’isolation

(classe B : 130 o définit la température maximale à laquelle l’alternateur peut fonctionner sans risque de dégradation thermique C, classe F : 155 marge de sécurité importante.

o C) ; la plupart des isolations synthé tiques modernes sont de la classe F, mais utilisées généralement en température de classe B par les exploitants qui gardent, ainsi, une

1.4 Noyaux polaires

Les pôles doivent créer l’induction magnétique et canaliser les lignes de champ en lui assurant une distribution convenable dans

l’entrefer (figure

). Ils doivent aussi : — étouffer les ondes de champ non synchrones et amortir les oscillations (amortisseur) ; — présenter le moins de fuites magnétiques possible ; — respecter, sur les bobines, l’échauffement garanti ; — soutenir les bobines contre les composantes radiale et tangentielle de la force centrifuge ; — résister, par leurs attaches, à leur propre force centrifuge ; — présenter une rigidité propre, suffisante pour transmettre le couple moteur depuis la jante jusqu’au niveau de l’entrefer.

La distribution de l’induction magnétique est conditionnée par la forme de l’épanouissement polaire dont le profil est tracé (figure

)

en vue de conduire à une répartition la plus proche possible de la sinusoïde, afin de contenir le moins d’harmoniques de champ possible donc de minimiser les pertes de puissance dans le circuit magnétique du stator. On peut noter en passant que ce n’est pas tellement la garantie du taux d’harmoniques de la forme d’onde de la force électromotrice (fém), généralement fixé à 5 %, qui conditionne le profil du pôle, car l’enroulement statorique, ayant souvent un nombre fractionnaire d’encoches par pôle et phase, permet d’extraire une onde de tension assez pure à partir d’une onde de champ polluée d’harmoniques.

Le profil du pôle peut être conditionné, dans quelques cas difficiles, par les contraintes mécaniques dues à la force centrifuge appliquée aux bobines polaires qui prennent leur appui sur la face interne de l’épanouissement.

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ALTERNATEURS HYDRAULIQUES ET COMPENSATEURS ________________________________________________________________________________________

Le noyau polaire est généralement constitué par des tôles découpées, d’épaisseur comprise entre 1 et 2,5 mm, serrées entre deux plaques d’extrémité en acier coulé ou forgé, au moyen de tirants boulonnés, rivés ou soudés sur les plaques polaires ; les tôles polaires ne sont pas isolées entre elles car le champ principal qui y règne est constant. Seuls les champs non synchrones parasites sont variables, mais la faiblesse des fém correspondantes ne justifie généralement pas une isolation qui est suffisamment assurée par l’oxydation naturelle des tôles.

Le noyau polaire et sa bobine inductrice sont retenus contre la force centrifuge par la liaison entre pôle et jante : cette liaison se fait par vis pour les basses vitesses périphériques ( pour des vitesses supérieures.

N

< 150 tr/min et diamètre du rotor < 4,5 m), par queue d’aronde ou par clé en T

1.5 Bobines inductrices. Amortisseurs

■ L’inducteur des alternateurs hydrauliques n’est pas constitué par un enroulement à distribution spatiale de la force magnétomotrice (fmm) voisine de la sinusoïde comme ceux des turboalternateurs,

mais par de simples solénoïdes massés sur chaque pôle (figure

)

puisque la modulation de l’induction est réalisée par la modulation de la réluctance d’entrefer, créée par le profil des pôles.

La bobine polaire est constituée par un solénoïde à spires jointives, formé de conducteurs de cuivre méplats enroulés sur chant, soit par roulage direct, soit par brasage aux angles. L’isolation entre spires est faite au moyen de bandes isolantes collées au cuivre, à base de stratifiés de verre ou polyimide, imprégnées pour permettre l’agglo mération sous pression ; l’isolation entre bobine et corps polaire est réalisée par deux cadres en stratifié de tissu de verre imprégné et par une chemise, en isolant stratifié de verre ou

Nomex

, moulée sur le noyau polaire.

Le refroidissement des bobines polaires est généralement assuré uniquement par la ventilation de leur face externe dans l’espace interpolaire. Cette face a souvent sa surface développée par un profil spécial du cuivre ou par le décalage de certaines spires afin d’améliorer le refroidissement. Quelquefois, la bobine est ventilée également sur sa face interne par aménagement d’un canal d’air entre bobine et pôle. D’autres systèmes plus perfectionnés encore existent sur certains alternateurs spéciaux, permettant d’accroître considérablement la surface de contact avec l’air, par exemple la ventilation axiale sur les quatre faces dans les groupes bubles

où la surface peut être multipliée par plus de dix (figure

(§ 4.1)

ou la ventilation interne par cuivre fraisé à écoulement transversal

) dans

certains alternateurs ou compensateurs synchrones.

■ L’épanouissement polaire porte à sa surface l’enroulement amortisseur : celui-ci est constitué de barres rondes, généralement en cuivre, quelquefois en alliage cuivreux à résistivité plus élevée, lorsque cet enroulement sert non seulement à amortir les oscillations et les ondes de champ non synchrones, mais aussi comme enroule ment de démarrage en moteur asynchrone (compensateurs synchrones et groupes moteurs-générateurs des stations de pompage). Les barres de l’amortisseur sont brasées sur des anneaux de court-circuit à chaque extrémité de la machine ; ces anneaux sont nécessairement complets quand l’enroulement sert au démarrage, ils peuvent ne pas être reliés de pôle à pôle (amortisseur à grille) lorsque l’enroulement ne sert qu’à amortir les oscillations et à réduire les harmoniques d’ordre élevé. Les contraintes très sévères appliquées aux amortisseurs pendant les démarrages asynchrones seront examinées

(§ 3.1.3.6) .

Pour certains alternateurs rapides ou compensateurs synchrones, il est judicieux d’utiliser des noyaux polaires entièrement massifs (figure

) en acier forgé ou coulé selon les caractéristiques méca niques nécessaires ; dans ces cas, il n’est pas prévu d’enroulement amortisseur car la surface polaire joue elle-même le rôle d’un enrou lement amortisseur continu pouvant notamment assurer le démar rage asynchrone à condition de prévoir des connexions électriques convenables de pôle à pôle.

Figure 3 – Alternateur de 174 MVA à 180 tr/min.

Montage du rotor dans le stator

[Centrale de Manicouagan 5 (Canada)]

Figure 4 – Rotor à pôles massifs Figure 5 – Pôles avec ventilation interne des bobines par cuivre fraisé

[Centrale d’Aliyar (Inde)]

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1.6 Jante

C’est la partie du rotor résistant à l’éclatement ; les fonctions et contraintes imposées à la jante sont : — résister à la force centrifuge des pôles et à sa propre force centrifuge, à la vitesse d’emballement, en respectant une contrainte acceptable dans le métal ; — assurer la fermeture du champ magnétique d’un pôle à l’autre sans introduire de saturation ; — participer si possible à la ventilation radiale de la partie active de l’alternateur ; — transmettre le couple moteur normal et résister par inertie aux couples alternatifs accidentels de court-circuit ou de couplage hors synchronisme ; — fournir lorsque nécessaire le complément d’inertie pour assurer les garanties relatives au fonctionnement du groupe.

La technologie de la jante est fonction de la vitesse de rotation et des dimensions du rotor.

Pour les

vitesses élevées

(428 à 1 500 tr/min), l’acier forgé est souvent utilisé soit sous forme d’un simple renflement de l’arbre comme pour les turboalternateurs, dans lequel on taille les logements des attaches de pôles (1 500 tr/min), soit sous forme d’anneaux montés à chaud sur l’arbre (428 à 1 000 tr/min). La figure de 4 m dans cette technique.

montre un rotor à jante en disques forgés de diamètre 3,43 m d’un alternateur de la centrale de Grand’Maison (8 alternateurs de 170 MVA à 600 tr/min). On peut difficilement dépasser un diamètre Pour les

basses et moyennes vitesses

conduisant à des diamètres plus importants, la jante est constituée par des segments de tôle de 1 à 3 mm d’épaisseur, couvrant plusieurs pas polaires (2 à 6), empilés avec chevauchement de un ou un demi-pas polaire d’une couche à l’autre et reliés entre eux par des goujons traversants, formant ainsi une chaîne continue résistant à l’éclatement par transmission des efforts d’une tôle à l’autre. La figure

montre les détails de la jante d’un rotor d’alternateur (4 alternateurs de 200 MVA à 300 tr/min).

Deux théories coexistent au sujet de la transmission de ces efforts.

■ Lorsque les

tôles utilisées sont suffisamment minces

(1 mm), et si

aucun évent de ventilation

n’est prévu dans la jante, le passage de la force d’éclatement d’une tôle à l’autre peut être assuré par le frottement si les tôles sont suffisamment serrées entre elles par les goujons et si l’on est assuré de la bonne conservation de ce serrage dans le temps ; dans ce cas, les goujons ne sont pas dimensionnés par l’effort de cisaillement exercé par les tôles, mais seulement par l’effort de serrage nécessaire.

■ Lorsque les

tôles sont plus épaisses

(2 à 3 mm), et surtout si l’on prévoit des

évents de ventilation

, le passage de l’effort d’éclatement d’une tôle à l’autre excède l’effort transmissible par frottement ; on est alors conduit à négliger le frottement et à dimensionner les goujons pour transmettre par cisaillement les efforts d’une tôle à l’autre ; le serrage n’a plus en ce cas qu’un rôle secondaire. Cette deuxième théorie est celle employée le plus généralement. Le schéma d’empilage est alors choisi de manière à annuler la résul tante des moments de flexion sur les goujons, pour éviter le vrillage de la jante.

Il est intéressant de prévoir le découpage et le chevauchement des tôles de jante, de manière à ménager dans les espaces interpolaires des évents périodiques permettant de distribuer uniformément le débit d’air dans l’alternateur (figure

). Cette construction est impos-

sible avec des jantes à anneaux massifs en acier forgé, mais, grâce aux progrès réalisés dans la métallurgie des tôles minces, nous disposons actuellement de tôles à haute résistance (limite élastique supérieure ou égale 600 à 700 MPa, par exemple), qui permettent de réaliser des alternateurs de grande vitesse périphérique et de mordre sur le domaine anciennement réservé à l’acier forgé. Ainsi, ces jantes en tôles minces empilées, dont l’usage était anciennement réservé aux alternateurs à basse vitesse, sont aujourd’hui

Figure 6 – Rotor à jante en disques forgés

[Centrale de Grand’Maison (France)]

Figure 7 – Rotor à jante en segments enchevêtrés

[Centrale de Revin (France)] indifféremment utilisées pour des alternateurs de 800 MVA à 90 tr /min et de 200 MVA à 375 tr /min et même pour des compensateurs synchrones de 300 Mvar à 900 tr /min, apportant leurs avantages de refroidissement uniforme. Il en résulte une telle amélioration du débit d’air et de sa répartition que les ventilateurs d’extrémité sont supprimés dans beaucoup de cas, la jante se comportant elle-même comme un grand ventilateur centrifuge à action répartie, atténuant considérablement le gradient axial de la température.

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ALTERNATEURS HYDRAULIQUES ET COMPENSATEURS ________________________________________________________________________________________

La jante est montée sur le centre du rotor par un clavetage radial et tangentiel ; le clavetage radial était, jusqu’aux années 70, souvent effectué par enfoncement de clavettes biaises après chauffage de la jante par induction, la précontrainte ainsi obtenue permettant de maintenir le serrage à la vitesse de fonctionnement normale, mais l’utilisation de plus en plus fréquente d’un croisillon de rotor à disques, donc de forte rigidité tangentielle, permet de ne compter que sur le calage tangentiel et de laisser la jante sans serrage radial (jante flottante).

1.7 Croisillon du rotor

Cette pièce, qui constitue la partie centrale du rotor, relie la jante à l’arbre. Dans les alternateurs rapides où la jante est constituée par l’arbre lui-même ou bien est frettée directement sur l’arbre, le croisillon n’existe pas ; dans les alternateurs de puissance et de vitesse moyennes, il n’est souvent constitué que par des bras courts ou des disques soudés sur l’arbre ; dans les grands alternateurs lents, le croisillon du rotor atteint de grandes dimensions excédant 10 m de diamètre, comme par exemple celui des alternateurs de la centrale de Tucurui (figure

) dont le diamètre du rotor est de l’ordre de 17 m.

Dans ces cas, l’arbre lui-même n’existe pas au droit de l’alternateur et le croisillon du rotor est une vaste pièce mécano-soudée, divisée en éléments transportables réassemblés sur le site par boulonnage ou soudure. Le croisillon est relié à l’arbre soit par construction (soudure de nervures et de disques), soit par accouplement boulonné entre son disque inférieur et le plateau supérieur de l’arbre de la

turbine ; il est relié à la jante par le clavetage déjà décrit (§ 1.6)

1.8 Arbre, paliers et pivot

Traditionnellement,

l’arbre

des alternateurs hydrauliques moyens est en acier forgé mais, dans beaucoup de cas, cet arbre n’existe plus au droit des parties actives de l’alternateur, le croisillon du rotor formant un corps creux rigide accouplé à sa partie inférieure à l’arbre de la turbine et portant éventuellement, à sa partie supérieure, un bout d’arbre pour le guidage ou l’entraînement d’une excitatrice. Les arbres de machines très puissantes à faible vitesse doivent trans mettre de très forts couples. Ils sont parfois réalisés non plus en acier forgé massif, mais en tôle d’acier roulée et soudée sous laitier (figure

), ce qui utilise au mieux la matière en obtenant l’inertie maximale pour une section donnée.

Le nombre de

paliers

est fixé par la longueur de la ligne d’arbre et l’étude des vitesses critiques. Souvent, les grands groupes actuels sont à deux paliers-guides seulement, l’un au niveau de la turbine,

l’autre au-dessus de l’alternateur (figure

). Les paliers-guides sont

soit à bain d’huile et rampes hélicoïdales, soit à cuve tournante utilisant la pression donnée par le paraboloïde formé par l’huile en rotation dans la cuve ; pour les plus grands diamètres (supérieurs au mètre), on peut utiliser des paliers-guides à patins séparés, permettant de réduire le jeu diamétral. Le palier-guide supérieur est isolé électriquement pour éviter la circulation de courants parasites.

Dans le cas de lignes d’arbre à deux paliers, le

pivot

est généra lement posé sur le fond de la turbine, sans croisillon inférieur, utilisant ainsi au mieux la structure naturelle du groupe et réalisant la hauteur totale minimale. Dans une structure plus ancienne, le pivot repose sur le croisillon inférieur de l’alternateur ; enfin, dans les groupes à vitesse élevée, le pivot repose sur le croisillon supérieur de l’alternateur dont le diamètre modeste permet une rigidité élevée autorisant cette solution. Le pivot est constitué d’un grain mobile indéformable lié à la partie tournante reposant sur des patins fixes (figure

). L’équirépartition des charges sur les patins des pivots

très chargés est assurée par une égale élasticité des supports de patins qui reposent soit sur un lit de ressorts, soit sur des cylindres à parois déformables remplis d’huile pour les pivots les plus chargés ; dans les pivots peu chargés (quelques centaines de tonnes), les patins reposent seulement sur des rotules formant leur empreinte dans une plaque d’appui ou sur des colonnettes légère ment déformables. Les plus grands pivots peuvent porter des charges de l’ordre de 3 000 t à des vitesses de 75 à 150 tr/min.

Figure 8 – Croisillon du rotor d’un alternateur de 350 MVA à 85 tr/min

[Centrale du Tucurui (Brésil)]

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− 6 Toute reproduction sans autorisation du Centre français d’exploitation du droit de copie est strictement interdite.

_______________________________________________________________________________________ ALTERNATEURS HYDRAULIQUES ET COMPENSATEURS Figure 9 – Arbre en tôle roulée-soudée pour alternateur de 255 MVA à 115 tr/min

[Centrale d’Alcantara (Espagne)]

1.9 Freinage et levage

Afin de ne pas prolonger le fonctionnement de la pivoterie aux basses vitesses où le graissage est mal assuré, il est d’usage de freiner le groupe dans les séquences d’arrêt lorsque sa vitesse atteint 10 à 20 % de la vitesse synchrone ; ce freinage est obtenu par appli cation de

vérins de freinage

mus par air comprimé sur une piste de freinage, suspendue à la partie inférieure du croisillon du rotor ou sous la jante et constituée de secteurs indépendants fixés de manière à permettre une libre dilatation lors des échauffements importants provoqués par l’énergie de freinage.

Figure 10 – Groupe hydroélectrique à deux paliers.

Alternateur de 480 MVA à 107 tr/min

[Centrale de Cabora-Bassa (Mozambique)] Sur cette même piste prennent appui des

vérins de levage

, nécessaires soit pour soulever légèrement le groupe avant chaque démarrage afin de permettre la pénétration de l’huile sous les patins du pivot lorsque celui-ci ne comporte pas de dispositif d’injection, ce qui est de plus en plus rare, soit plus généralement pour supporter le rotor du groupe au cours d’opérations de maintenance.

Les vérins de freinage et de levage sont assez souvent combinés en un seul vérin à deux chambres, l’une à air comprimé commandant le freinage, l’autre à huile commandant le levage.

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ALTERNATEURS HYDRAULIQUES ET COMPENSATEURS ________________________________________________________________________________________ Figure 11 – Pivot pour une charge de 2 250 t

2. Fonctionnement de l’alternateur

2.1 Refroidissement. Évolution. Techniques actuelles

Les alternateurs hydrauliques sont très généralement refroidis par

air

(dans ce traité, articles

Refroidissement des machines électriques tournantes

[D 3 460] et

Construction mécanique des machines élec triques tournantes

[D 3 780]).

2.1.1 Ventilation axialo-radiale

Ce système de ventilation est le plus anciennement employé, surtout pour les alternateurs rapides par les ventilateurs.

(

N

375 tr/min ) : la mise en circulation de l’air est assurée par deux ventilateurs axiaux ou centrifuges, placés de part et d’autre de l’alternateur. L’air circule axialement entre les bobines du rotor, puis radialement dans les évents du circuit magnétique du stator ; il est ensuite collecté par la carcasse et passe dans les réfrigérants à eau avant d’être repris

2.1.2 Ventilation radiale

Ce système, employé dans les grands alternateurs à jante en tôles minces, utilise les évents interpolaires

(§ 1.6)

groupes réversibles de pompage-turbinage.

; la mise en circulation

de l’air est assurée uniquement par les nombreux évents de jante, situés exclusivement dans les axes interpolaires et constituant autant de pales de ventilateur centrifuge, ce qui permet d’obtenir un débit uniformément distribué sur toute la longueur axiale de la machine.

L’avantage de cette ventilation par la jante est une réduction considérable du gradient de température axial dans les enroule ments et la suppression possible des ventilateurs d’extrémité, permettant ainsi le fonctionnement dans les deux sens pour des

2.1.3 Ventilation axiale des groupes bulbes.

Usage de l’air comprimé

Les alternateurs bulbes doivent être construits avec un diamètre qui est de l’ordre de la moitié du diamètre naturel des alternateurs classiques pour permettre de les loger dans une capsule ou

l’eau (figure

bulbe

immergée compacte perturbant le moins possible l’écoulement de

) ; pour réaliser cet alternateur compact, il fallait

modifier radicalement la conception de sa ventilation : le système de ventilation radiale où l’air circule dans des évents radiaux et s ’ é c h a p p e d a n s d e s c a i s s o n s m é n a g é s d a n s l a c a r c a s s e

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− 8 Toute reproduction sans autorisation du Centre français d’exploitation du droit de copie est strictement interdite.

_______________________________________________________________________________________ ALTERNATEURS HYDRAULIQUES ET COMPENSATEURS

s’accommodait mal de la réduction de diamètre recherchée. On a donc été conduit à utiliser la ventilation axiale où l’air circule dans de nombreux circuits de canaux très étroits, parallèlement au stator et au rotor, sous l’action de moto-ventilateurs séparés.

Dans les unités les plus puissantes avec une longueur de fer supérieure à 2 m, le circuit de ventilation est divisé en deux voies parallèles, chacune de longueur moitié, un aménagement spécial du centre de la machine permettant d’évacuer l’air chaud ayant ventilé la première moitié et de réalimenter en air froid la deuxième moitié.

D’autres dispositifs de refroidissement, utilisant un très grand nombre d’évents radiaux très étroits, ont également été adoptés avec succès pour des bulbes de très grande puissance (environ 60 MW).

Dans ces machines lentes et étanches, l’intérêt de l’air comprimé dans l’économie du refroidissement s’est affirmé et la plupart des grandes unités sont maintenant refroidies par ce procédé. L’air comprimé apporte en effet une capacité de refroidissement supé rieure pour une puissance de circulation réduite, car le refroidis sement de l’alternateur ne dépend que du débit-masse de l’air : ρ

V

avec ρ

V

masse volumique, débit-volume, alors que la perte de puissance par circulation de fluide varie comme ρ

V

3 ; on peut donc obtenir le même refroidissement avec de l’air comprimé à la pression

p

avec une installation de ventilation

p

2 fois plus petite.

2.1.4 Refroidissement interne par air ou eau

Lorsqu’un refroidissement plus puissant présente un intérêt, divers systèmes peuvent être utilisés.

Le plus simple est le

refroidissement interne par air

soit au stator (certains groupes bulbes utilisent une circulation axiale d’air comprimé à l’intérieur des barres de l’enroulement), soit, plus fréquemment, au rotor par circulation d’air à l’intérieur des bobines axialement (groupes bulbes), radialement ou tangentiellement à travers de multiples perforations en nid d’abeilles, aménagées dans la bobine par l’utilisation d’un cuivre à profil dentelé périodiquement

dans son épaisseur (figure

) ; ce dernier procédé est extrêmement efficace lorsqu’il est combiné avec une ventilation radiale par la jante.

refroidissement par circulation d’eau

est naturellement le plus efficace de tous mais sa mise en œuvre exige un investissement supplémentaire qui n’est rentable que si le gain réalisé sur le dimen sionnement de l’alternateur est substantiel. On constate fréquem ment qu’il n’est pas possible de bénéficier des réductions de dimensions que permettrait théoriquement l’emploi de l’eau, car certaines caractéristiques de l’alternateur seraient alors détériorées d’une manière inadmissible, par exemple une inertie insuffisante, une réactance transitoire ou des pertes de puissance trop élevées.

Toutefois, on peut imaginer des alternateurs de très forte puissance par pôle (supérieure à 30 MVA par pôle), par exemple 200 MVA de puissance totale à 1 000 tr/min ou 500 MVA de puissance totale à 500 tr/min, pour lesquels le refroidissement par eau échapperait probablement aux inconvénients cités plus haut et serait la seule solution économiquement viable ; ce mode de refroidissement a été appliqué, depuis 1970, sur des machines expérimentales et dans quelques grandes unités, de puissance et de vitesse élevées, notam ment pour le pompage-turbinage.

L’

utilisation de l’hydrogène

n’offre pas les mêmes attraits que pour les turboalternateurs, car les pertes de puissance par frottement d’air sont relativement plus modestes et elle présenterait de grandes difficultés dues à la nécessité de construire une enveloppe résistant à l’explosion pour des diamètres importants.

2.2 Problèmes mécaniques principaux 2.2.1 Vitesse d’emballement. Contraintes

Le dimensionnement mécanique du rotor des alternateurs hydrau liques est établi pour la vitesse d’emballement : c’est la vitesse maxi male que peut atteindre le groupe dans les conditions accidentelles les plus défavorables, par exemple groupe à vide, distributeur ouvert dans la position la plus défavorable sous la plus haute chute possible ; la probabilité d’obtention de cette vitesse théorique est très faible et, de ce fait, les règles de sécurité adaptées au calcul varient un peu d’un pays à l’autre, la règle la plus conservatrice étant de limiter les contraintes dans le rotor aux 2/3 de la limite élastique pour cette vitesse d’emballement, la règle la plus libérale étant de tolérer, à cette vitesse, une déformation permanente du rotor dans les limites de l’entrefer.

Le rapport entre la vitesse d’emballement

N

e et la vitesse synchrone

N

dépend du type de turbine (tableau

) ; sa valeur est

de l’ordre de 1,6 pour les turbines Pelton, 1,7 à 2 pour les turbines Francis et 2,5 à 3,5 pour les turbines Kaplan. Pour les turbines Francis réversibles de pompage, ce rapport peut descendre à 1,4.

(0) Les parties de machine où s’exercent les contraintes les plus élevées sont la jante et les attaches de pôles ; en service normal, ces contraintes sont évidemment très faibles puisqu’elles varient comme le carré de la vitesse et les phénomènes de fatigue qui sont pris en considération dans le calcul des rotors de turboalternateurs ne sont pas pris en compte pour les alternateurs hydrauliques.

2.2.2 Attraction magnétique

La force d’attraction magnétique entre le stator et le rotor en cas d’excentrement de l’un par rapport à l’autre est considérable dans les alternateurs hydrauliques parce que l’entrefer y est beaucoup plus réduit (0,5 à 3 cm) que dans les turboalternateurs (4 à 10 cm) et les dimensions (diamètre longueur) plus grandes. Pour un alternateur de 200 MVA à 150 tr/min, cette force est de l’ordre de 40 000 N par millimètre d’excentrement ; elle est notamment prise en compte dans le calcul de la carcasse et dans l’étude des vitesses critiques dont la valeur est abaissée par l’existence de cette force.

Figure 12 – Groupe bulbe de l’usine marémotrice de la Rance

(Cliché Neyrpic Grenoble) Toute reproduction sans autorisation du Centre français d’exploitation du droit de copie est strictement interdite.

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− 9

ALTERNATEURS HYDRAULIQUES ET COMPENSATEURS ________________________________________________________________________________________

Tableau 1 – Caractéristiques particulières de différents types d’alternateurs à pôles saillants

Puissance

(MW)

cos

(tr/min)

e /

Hydrogénérateurs classiques

turbine Pelton ...........

turbine Francis..........

5 à 200 10 à 800 0,9 à 0,8 0,9 à 0,85 300 à 1 500 100 à 375

250 à 1 000 (2)

turbine Kaplan ou hélice ...................

Groupes bulbes

........

Compensateurs synchrones

...............

10 à 150 1 à 100 30 à 350 0,95 à 0,85 1 à 0,9 0 70 à 150 70 à 150 750 à 1 000 Les minimums et maximums ne sont pas absolus mais usuels.

(1) valeurs réduites.

(2) pompage.

1,6 à 1,8 1,7 à 2 1,4

(2)

2,5 à 3,5 3 à 3,5 1,2

(kV) 3 à 18 3 à 18 3 à 18 3 à 10 10 à 20

0,7 à 1,2 0,8 à 1,6 0,9 à 1,6 0,8 à 1,2 0,45 à 0,8

(1)

′

(1)

′′

(1)

(s) 1,6 à 0,9 0,25 à 0,35 0,20 à 0,30 1,5 à 0,75 0,25 à 0,40 0,20 à 0,35 3 à 6 3 à 8 1,4 à 0,75 0,25 à 0,45 0,20 à 0,45 1,6 à 1,2 0,35 à 0,55 0,30 à 0,50 3 à 8 1 à 4 2,5 à 1,5 0,30 à 0,50 0,25 à 0,45 3 à 8

2.2.3 Vitesses critiques. Flexibilité des appuis

Les

vitesses critiques de flexion de la ligne d’arbre

sont calculées afin de s’assurer que leur situation par rapport à la vitesse synchrone et à la survitesse ne présente pas de risque ; il est généralement aisé pour les groupes de puissance moyenne de situer la première vitesse critique au-dessus de la vitesse d’emballement, mais pour les très grands groupes, cette condition est plus difficile à réaliser et exige une très grande rigidité des supports des paliers. Rien ne s’opposerait en principe à situer cette première vitesse critique au-dessous de la vitesse synchrone comme c’est le cas pour les turboalternateurs, elle y serait certainement mieux tolérée que dans la zone des survitesses où le groupe peut fonctionner pendant des durées plus longues avec des sollicitations mécaniques plus importantes.

On calcule également

la vitesse critique de torsion de la ligne d’arbre

entre alternateur et turbine ainsi que la

fréquence propre de torsion du stator sur ses assises

glissement.

, notamment pour les groupes devant démarrer en moteur asynchrone, car toutes les fréquences excitatrices comprises entre 0 et 100 Hz sont développées au cours du démarrage, puisque le couple asynchrone contient une composante pulsatoire à fréquence double de la fréquence de

2.2.4 Comportements anormaux de la ligne d’arbre

Le comportement d’une ligne d’arbre est généralement considéré comme normal quand le faux-rond de l’arbre en service normal n’excède pas 0,1 à 0,2 mm au diamètre ; ce faux-rond, qui inclut le mouvement du centre de l’arbre dans ses paliers, les défauts d’alignement des différents tronçons d’arbre et les défauts de construction de l’arbre, suit fréquemment le rythme du tour avec une figure plus ou moins complexe dont l’analyse est utile pour améliorer le comportement. L’évolution du faux-rond au cours de l’exploitation peut servir à détecter des désordres (usure d’un palier, décentrement, court-circuit de bobines polaires, etc.) ; il y a lieu alors d’examiner soigneusement les circonstances d’apparition de ce faux-rond anormal (rotation mécanique à vide, mise sous champ, prise en charge, survitesse, etc.) pour diagnostiquer la cause du désordre et y remédier.

2.3 Caractéristiques particulières 2.3.1 Relation chute-débit-vitesse-puissance

Une des caractéristiques essentielles des alternateurs hydrau liques est leur adaptation à la chute d’eau produit du débit

Q

(§ 4.1)

par la hauteur de chute

H ;

équipée avec peu

de degrés de liberté. La puissance totale d’une chute est égale au si cette chute est équipée de

n

groupes, la puissance par groupe est

QH/n

et la vitesse de rotation

N

est reliée aux caractéristiques

Q

H

, de la chute et au nombre de groupes par une relation de la forme :

N

k nH

0,5 -----------------

Q

Le choix se borne donc généralement au nombre de groupes, une étude économique montrant si l’on a intérêt, ou non, à choisir un nombre plus réduit de groupes à vitesse plus lente.

2.3.2 Pôles saillants, paramètres de dimensionnement

La structure magnétique du rotor à pôles saillants est plus avanta geuse que celle du rotor lisse, au point de vue de l’économie du dimensionnement, d’environ 15 %. Ce privilège tient à la forme particulière de la distribution de l’induction magnétique des pôles saillants, dont l’amplitude du fondamental est toujours supérieure à l’induction réelle, et à la forme du champ de réaction d’induit, dont l’amplitude du fondamental est toujours inférieure à l’induction réelle.

La structure à pôles saillants conduit aussi à considérer, pour toutes les caractéristiques magnétiques, deux valeurs : l’une définie sur l’axe du pôle ou axe direct, l’autre définie sur l’axe interpolaire ou axe transversal ; les valeurs d’axe direct interviennent notamment dans tous les phénomènes de court-circuit où la force magnéto motrice de réaction d’induit est centrée sur l’axe direct, alors que les valeurs d’axe transversal interviennent dans l’étude des phéno mènes en charge où le décalage angulaire introduit une composante transversale. Le diagramme de Blondel permet la représentation vectorielle du fonctionnement en tenant compte des grandeurs des deux axes.

Le rapport de la réactance synchrone transversale

X

q à la réactance synchrone longitudinale (ou directe)

X

d est compris entre 0,6 et 0,65.

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_______________________________________________________________________________________ ALTERNATEURS HYDRAULIQUES ET COMPENSATEURS

Le rapport de la réactance subtransitoire transversale

X

′′ à la réactance subtransitoire longitudinale

X

′′ dépend du type de liaison interpolaire de l’amortisseur ; il est de l’ordre de 1,4 sans liaison et tombe à une valeur très voisine de 1 avec une bonne liaison électrique.

Les paramètres libres servant de base au dimensionnement des alternateurs hydrauliques sont plus nombreux et plus variables que ceux définissant les turboalternateurs ; on retrouve bien entendu : — la puissance active fixée par la turbine

P

(MW) ; — le facteur de puissance fixé par le réseau, cos ϕ ; — la tension

U

(V) ; — la vitesse synchrone

N

qui est variable dans de très larges proportions (d’environ 70 tr/min à 1 500 tr/min) ; — le rapport de court-circuit — la vitesse d’emballement

K N

cc souvent imposé, pour assurer la tenue des lignes à vide sans autoamorçage synchrone, à des valeurs comprises entre 0,7 et 1,6 ; e (tr/min), variable de 1,4 à 3,5 fois la vitesse synchrone ; — quelquefois la réactance transitoire longitudinale lorsque

X

′ la stabilité de la transmission est critique ; — l’inertie qui est liée aux caractéristiques hydrauliques de l’adduction en intervenant dans le calcul de la vitesse de fermeture et de la surpression dans la conduite d’amenée ; l’inertie est souvent exprimée, en valeur réduite, par le temps de lancer :

T

a = 2,75

MD

2 (

N

2 /

S

) 10 –6 avec

M D S

masse, diamètre de giration, puissance apparente, qui représente le temps que mettrait l’alternateur à passer de l’arrêt à la vitesse synchrone s’il était soumis au couple normal.

Les caractéristiques particulières des différents types d’alter-

nateurs à pôles saillants sont résumées dans le tableau

2.3.3 Caractéristiques particulières en fonctionnement anormal

Les alternateurs hydrauliques manifestent à l’égard des fonction nements anormaux une tolérance plus grande que les turboalter nateurs, ce qui tient à leurs caractéristiques moins poussées en régime normal (densités de courant plus faibles).

2.3.3.1 Tension anormale

Des tensions situées accidentellement hors de la limite habituelle de ± 1,2 5 % sont aisément tolérables sans risque pour l’alternateur, dont la protection de surtension est généralement réglée à la valeur de

U

n (

U

n tension nominale).

2.3.3.2 Surcharge en courant

Il est assez fréquent de demander que l’alternateur soit capable d’une surcharge permanente de 10 % sans échauffement dangereux ; cette clause est généralement respectée sans sur dimensionner l’alternateur car les garanties d’échauffement corres pondent généralement à la classe B, alors que les isolations

modernes sont généralement spécifiées classe F (§ 1.3)

En régime thermique transitoire, la constante de temps des alter nateurs hydrauliques est beaucoup plus élevée que celle des grands turboalternateurs à refroidissement direct (environ 30 minutes contre quelques minutes) et, de ce fait, l’apparition d’une surcharge transitoire de durée donnée entraîne un échauffement d’autant plus réduit. La surexcitation de plafond (généralement 1,6 fois l’excitation en charge) peut être tolérée par l’inducteur pendant plusieurs minutes, et une surcharge du stator de 30 % pendant quelques minutes est quelquefois spécifiée par le maître d’œuvre.

2.3.3.3 Fonctionnement en régime déséquilibré

Le taux de déséquilibre permanent admissible dépend de la conception de l’amortisseur, mais il est de toute manière très supérieur aux besoins des réseaux habituels, avec une valeur de

2 /

n admissible de l’ordre de 15 à 20 % (

n intensité nominale,

2 composante inverse).

Le fonctionnement déséquilibré transitoire toléré est caractérisé par une valeur de (

2 /

n ) 2

t

de l’ordre de 30 s.

2.3.3.4 Fonctionnement asynchrone temporaire

Là encore, la tolérance des générateurs hydrauliques est plus grande que celle des turboalternateurs, mais cette possibilité n’est réellement mise à profit que dans deux cas : — le couplage asynchrone, ou autosynchronisation, dans lequel l’alternateur est couplé sans synchronoscope, à une vitesse voisine du synchronisme (écart de l’ordre de désuétude ; ± 5 %) ; l’alternateur s’auto synchronise après une très courte période de marche asynchrone (de l’ordre de la seconde), au prix d’un violent appel de courant réactif créant une perturbation momentanée de tension ; ce procédé a été utilisé en France pour certains groupes bulbes, mais est tombé en — le démarrage asynchrone, depuis l’arrêt, de groupes de

pompage, lorsque ce procédé est retenu (§ 3.1.3.6) .

2.3.3.5 Court-circuit, faux-couplages

Les efforts auxquels ces fonctionnements conduisent sur les enroulements sont moins considérables que pour les turboalter nateurs et tous les alternateurs hydrauliques sont conçus pour résister à ces efforts pour le court-circuit franc aux bornes.

2.3.3.6 Variations de charge

Le fonctionnement à charge cycliquement variable ne crée pas de contraintes aussi sévères que dans les turboalternateurs, et c’est un des gros avantages des centrales hydrauliques de pouvoir prendre très rapidement la charge ; c’est pourquoi elles sont le plus souvent réservées à la production de la puissance aux heures de pointe et au réglage de la fréquence. Beaucoup d’alternateurs hydrauliques démarrent deux fois par jour. Certains alternateurs-moteurs de centrales de transfert d’énergie démarrent dix fois par jour.

3. Alternateur-moteur et compensateur synchrone

3.1 Alternateur-moteur 3.1.1 Divers types de groupes de transfert d’énergie

Les stations de transfert d’énergie se développent au fur et à mesure que la part d’énergie fournie par les centrales nucléaires s’accroît, car ces dernières s’accommodent encore imparfaitement de variations rapides de charge ; il appartient donc aux stations de transfert d’énergie de consommer l’énergie excédentaire des heures creuses et de la restituer (aux pertes près) aux heures de pointe.

Parmi les diverses solutions envisagées (stockages par compres sion de gaz, par bobines supraconductrices, etc.), le pompage d’eau demeure la solution la plus simple et la plus économique : il suffit de trouver un relief convenable et un très petit débit d’eau capable d’assurer le remplissage initial du bassin et de compenser les pertes d’eau par évaporation ou infiltration.

Divers types de groupes de pompage existent.

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ALTERNATEURS HYDRAULIQUES ET COMPENSATEURS ________________________________________________________________________________________

■ Dans les

groupes séparés

, le pompage et le turbinage sont assurés par des groupes indépendants qui peuvent même ne pas être logés dans la même usine mais font partie d’un même système hydraulique ; il existe de nombreuses installations de ce genre en France, notamment dans les Pyrénées.

■ Dans les

groupes ternaires

, solution maintenant obsolète, l’ensemble des machines est monté sur la même ligne d’arbre qui comprend la pompe, la turbine et l’alternateur qui sert en même temps de moteur synchrone. Ces machines sont reliées par des accouplements qui peuvent être débrayables en marche ou à l’arrêt.

Si le passage d’un mode de fonctionnement à l’autre doit se faire rapidement, la pompe est généralement munie d’une turbinette ou d’un moteur de lancement permettant de la démarrer et de la coupler à l’alternateur-moteur déjà accroché au réseau ; pendant le fonction nement en pompe, la turbine tourne dans l’air. Si le passage peut être moins rapide, la pompe est reliée à l’ensemble alternateur-turbine par un accouplement débrayable à l’arrêt ; le lancement de la pompe et le couplage au réseau s’effectuent par la turbine qui est ensuite dénoyée. La ligne d’arbre est donc très longue, avec de nombreux paliers, et le génie civil coûteux ; par contre la turbine et la pompe ont leurs caractéristiques parfaitement adaptées à la vitesse de rotation unique de l’alternateur.

■ Dans les

groupes binaires

prix du groupe.

ou réversibles, qui sont maintenant le plus généralement employés, la turbine et la pompe ne constituent qu’une seule machine réversible fonctionnant en turbine dans un sens de rotation et en pompe dans l’autre. Il ne subsiste que deux machines principales sur la ligne d’arbre qui peut être ainsi raccourcie, entraînant un gain sur les travaux de génie civil et sur le

3.1.2.4 Survitesse

Les groupes réversibles ont généralement une vitesse d’embal lement faible (1,4 à 1,5

N

), ce qui facilite grandement l’obtention d’une inertie élevée par augmentation de diamètre ; mais, à l’inverse des groupes classiques où l’emballement est un événement excep tionnel de très faible probabilité et où la survitesse consécutive à un déclenchement est très inférieure à la vitesse d’emballement, le déclenchement d’un groupe réversible conduit à une survitesse généralement supérieure à l’emballement stabilisé ; on aura donc approximativement les contraintes maximales dans le rotor à chaque déclenchement et cela demande une considération attentive au regard des contraintes de fatigue, car ce sont les seuls groupes hydroélectriques dans ce cas.

3.1.2.5 Groupes de haute chute

Pour les chutes de 600 à 1 500 m qui sont parmi les plus rentables à équiper, la turbine-pompe est à multi-étages et généralement munie d’un distributeur fixe. L’alternateur-moteur est une unité de grande puissance par pôle car de vitesse élevée, de l’ordre de 100 à 200 MW, 600 à 1 000 tr/min ou 200 MW, 500 à 750 tr/min. De telles unités présentent de grandes difficultés de réalisation, notamment en ce qui concerne leur refoidissement, ce qui conduit à envisager pour ces machines une circulation d’eau au stator et au rotor avec des conditions d’économie plus significatives que pour les machines plus lentes.

Le choix d’un distributeur fixe accroît singulièrement la difficulté du démarrage asynchrone, si celui-ci doit être retenu, car le couple résistant de la turbine démarrant en pompe, vanne fermée, est très élevé, de l’ordre de 60 % du couple nominal.

3.1.2 Problèmes particuliers aux groupes binaires 3.1.2.1 Vitesse variable

Cette simplification du groupe de pompage se fait au prix d’une moins bonne adaptation des caractéristiques de la turbine et de la pompe qui doivent éviter de tourner à la même vitesse. Des tentatives ont été faites pour réaliser un alternateur-moteur à deux vitesses permettant un meilleur rendement global du groupe ; l’obtention de ces deux vitesses nécessite une complication importante de l’alternateur qui doit être muni d’un rotor spécial à pôles inégaux et de bobines inductrices commutables, ainsi que d’un stator à deux enroulements ou à enroulement unique divisé en parties commutables selon certains procédés spéciaux.

Ces raffinements entraînent un accroissement des pertes élec triques et un surdimensionnement important de l’alternateur moteur. Quelques réalisations de petite taille ont été faites avec plus ou moins de succès, mais aucune centrale importante n’utilise d’alternateur bivitesse, les maîtres d’œuvre préférant généralement sacrifier un peu de la pureté du fonctionnement hydraulique au profit de la simplicité du matériel.

3.1.2.2 Rotation dans les deux sens

Elle impose que l’ensemble du rotor soit pensé pour permettre cette inversion ; notamment, la ventilation doit être symétrique, ce qui est particulièrement simple pour les alternateurs-moteurs à ventilation radiale pure : les paliers et les bagues d’excitation doivent également être adaptés à cette double rotation.

3.1.2.3 Inertie élevée

Lors des déclenchements, une turbine-pompe provoque des surpressions dans la conduite, plus élevées que celles provoquées par une turbine classique ; à surpression égale, l’inertie du groupe turbine-pompe doit donc elle aussi être plus élevée. Cela conduit à des alternateurs-moteurs de plus grand diamètre, accentuant les problèmes de contraintes mécaniques dans le rotor et rendant plus difficiles les conditions de démarrage où l’inertie joue un rôle essentiel dans l’énergie dissipée sous forme thermique au cours du démarrage.

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3.1.3 Démarrage des alternateurs-moteurs des groupes réversibles 3.1.3.1 Généralités

Dans un projet de station de transfert d’énergie par groupes hydrauliques réversibles, le choix du mode de lancement des machines en pompage conditionne, hormis les bassins, la quasi totalité des éléments de l’installation et influe notablement sur le devis des matériels. Ce problème est dominé par deux grandeurs essentielles : — le

couple résistant

de la pompe, qu’il faut surmonter pour accélérer la machine, varie de 4 à 5 % du couple nominal au synchro nisme pour les pompes-turbines à distributeur fermé avec roue dénoyée et drainage de l’anneau d’eau externe, à 30 ou 35 % sans dénoyage ; il peut même atteindre l’ordre de grandeur de 50 à 60 % dans les machines à distributeur fixe ; — l’

énergie

mise en jeu au cours d’un lancement intervient pour dimensionner certains éléments comme la capacité thermique des enroulements de démarrage, le volume du puisard dans le cas de lancement par roue Pelton, etc. Cette énergie est représentée, pour l’essentiel, par l’énergie cinétique de la partie tournante.

Les différents modes de lancement utilisés actuellement sont

étudiés dans les paragraphes 3.1.3.2

3.1.3.8

3.1.3.2 Démarrage par moteur de lancement (moteur-poney)

C’est généralement un moteur asynchrone à rotor bobiné, monté sur l’arbre à la partie supérieure du groupe, dont le nombre de pôles est inférieur de 2 à celui de l’alternateur-moteur, pour avoir une vitesse synchrone un peu supérieure et permettre l’accrochage. Le glissement est généralement réglé par un rhéostat hydraulique. Pour garder un dimensionnement modeste, ce moteur ne peut évidem ment démarrer le groupe que si la roue est dénoyée.

3.1.3.3 Démarrage synchrone dos à dos

Il consiste à démarrer en synchrone à fréquence variable le groupe pompe par un autre groupe démarrant en turbine, en ayant préala blement couplé les deux stators à l’arrêt et en assurant l’excitation des machines depuis l’arrêt, ce qui nécessite un système d’excitation Toute reproduction sans autorisation du Centre français d’exploitation du droit de copie est strictement interdite.

_______________________________________________________________________________________ ALTERNATEURS HYDRAULIQUES ET COMPENSATEURS

séparé. Ce système exige un schéma électrique convenable permettant la liaison entre groupes et ne permet pas le démarrage du dernier groupe de la centrale si le groupe lanceur n’est pas un groupe spécialisé. C’est un système intéressant lorsqu’il existe dans la même centrale des groupes de turbinage pur et des groupes réver sibles de pompage-turbinage. Le démarrage à roue noyée peut être envisagé avec cette méthode.

3.1.3.4 Démarrage semi-synchrone

C’est une variante du précédent n’exigeant pas de système d’excitation séparé. Le groupe lanceur est démarré à vitesse réduite, par exemple un tiers de la vitesse synchrone, et excité, puis le groupe lancé est couplé en asynchrone à l’arrêt sur le lanceur. Après une courte période de marche asynchrone ne demandant pas de performances thermiques particulières au groupe lancé, les deux groupes se synchronisent à vitesse réduite et la fin du démarrage est réalisée en synchrone

dos à dos

, chaque machine étant alors excitée par son propre système d’excitation.

3.1.3.5 Démarrage synchrone à fréquence variable

Il peut être réalisé en utilisant comme lanceur non plus un groupe hydroélectrique mais un convertisseur statique de fréquence (CSF).

L’économie du système dépend grandement du nombre de groupes à démarrer avec un seul CSF et du choix fait sur la réserve de sécurité (CSF de rechange ou pas). Ce mode de démarrage n’est envisageable que roue dénoyée pour conserver un coût admissible. Ce système se généralise de plus en plus (dans ce traité, article

Alimentation des machines synchrones

[D 3 630]).

3.1.3.6 Démarrage asynchrone

Cette méthode conduit à la plus grande simplicité de l’installation et au coût minimal. Elle consiste à démarrer depuis l’arrêt en utilisant l’alternateur-moteur comme moteur de lancement. Le démarrage peut être fait soit sous pleine tension, soit sous tension réduite au moyen d’un autotransformateur, de réactances ou de prises sur le transformateur principal.

Dans le cas d’un

démarrage à tension réduite

, l’appel de courant au réseau est réduit à une valeur inférieure ou égale au courant nominal, mais la roue doit être dénoyée pour réduire le couple résistant. Un dispositif de réduction de tension (autotransformateur ou réactance) est à prévoir.

Dans le cas d’un

démarrage sous pleine tension

, l’appel de courant sur le réseau ne peut guère être inférieur à 2 intérêt économique.

n et crée donc une chute de tension qui dépend de la puissance de court-circuit du réseau à cet endroit ; cette chute, qui dure quelques dizaines de secondes, constitue une contrainte pour l’exploitation du réseau. Le démarrage direct présente aussi l’avantage de permettre de démarrer à roue noyée car le couple moteur est généralement suffisant ; l’énergie thermique dégagée dans les épanouissements polaires est considérable dans ces démarrages asynchrones et la technologie des pôles doit être adaptée en conséquence

(§ 3.1.3.8)

e t p e u t d e v e n i r r e l a t i v e m e n t c o m p l e x e . D e s c o n t r a i n t e s électrodynamiques sévères imposées aux machines et au réseau par ce type de démarrage en restreignent fortement l’emploi, malgré son

3.1.3.7 Comparaison des modes de démarrage

■ Dans une usine comportant au maximum deux ou trois groupes réversibles, le démarrage asynchrone direct est sans aucun doute le plus

rapide

, même si les démarrages ne sont pas simultanés afin de limiter le courant d’appel au réseau.

Les modes de démarrages qui nécessitent le dénoyage (moteur poney, turbine Pelton auxiliaire, convertisseur statique de fréquence) sont toujours assortis d’un couple faible qui a, précisément, néces sité ce dénoyage. Le temps de lancement est alors voisin de 20 fois le temps de lancer

T

a du groupe réversible.

Une mention doit être accordée au démarrage dos à dos par un groupe lanceur commun : si le lancement du premier groupe est rapide, le temps d’arrêt du groupe lanceur, préalablement au lancement suivant, range le procédé au dernier rang pour la rapidité.

■ L’

influence sur le génie civil

eaux utilisées.

est à l’avantage du démarrage asynchrone direct, qui ne nécessite aucun supplément d’aucune sorte. Par comparaison, les moteurs-poneys demandent une majo ration de plusieurs mètres de hauteur de local ou d’excavation. Le lanceur Pelton exige quant à lui des adductions encombrantes (jets multiples), une citerne importante et une installation de relevage des ■ Le lancement en asynchrone laisse au groupe sa totale

indépen dance

. La disponibilité de l’usine entière n’est pas à la merci d’une source unique de démarrage (cas du groupe lanceur auxiliaire, d’un convertisseur statique de fréquence unique, d’un poste spécialisé pour l’alimentation des moteurs de lancement, etc.).

■ Le démarrage asynchrone direct, à roue noyée, n’engendre

aucune complication pour le reste de l’installation

. Du côté élec trique, il laisse au schéma toute sa simplicité, n’exigeant aucun soutirage (moteur-poney), aucun poste spécialisé, souvent doté de secours (moteur-poney, onduleur). Du côté électromécanique, si la marche en compensateur synchrone n’est pas recherchée, il est à la source d’une extrême simplification des équipements : — pas de dispositif de dénoyage, avec ses tuyauteries, vannes motorisées, détecteurs, réservoirs d’air comprimé, etc ; — les compresseurs de l’usine sont réduits à environ un tiers.

■ sant, même quand les conditions particulières sont très sévères ( Le prix du mode de démarrage asynchrone direct est très intéres-

MD

2 très élevé). Il est inférieur à celui d’un moteur-poney.

Les considérations évoquées ci-avant conduisent à préférer le

lancement asynchrone direct

, à roue noyée, si la puissance du réseau est suffisante et si la chute de tension, pendant le lancement, l’auto rise. Seules les contraintes sévères imposées aux machines (et au réseau lorsque sa puissance de court-circuit est insuffisante) limitent donc son usage.

3.1.3.8 Technologie des surfaces polaires

Au cours du démarrage asynchrone d’un groupe de moment i

C

r , l’énergie dissipée en chaleur pendant le temps

T

dans l’enroulement de démarrage du moteur de lancement est égale à :

W

= 1 2 i ω 2 + 0

( ω 0 – ω )

C

r d

t

avec ω vitesse angulaire ( ω 0 au synchronisme).

La première partie, égale à l’énergie cinétique des masses tour nantes, ne dépend que du moment d’inertie, et non de la durée du démarrage.

La seconde partie dépend du couple résistant et est d’autant plus importante que le temps de démarrage est long.

Dans le démarrage à roue dénoyée, le deuxième terme est assez souvent négligeable, tandis que, dans le démarrage à roue noyée, il peut, suivant la valeur du couple et la durée envisagée, multiplier l’énergie cinétique par 1,3 à 2.

Dans le cas du démarrage asynchrone par l’alternateur-moteur principal, cette énergie thermique se dégage dans les épanouis sements polaires du rotor, qu’ils soient à cage d’amortisseurs ou massifs, et cette chaleur doit être diffusée dans la masse ou évacuée en limitant la température, les gradients de température, les contraintes et les dilatations à des valeurs compatibles avec une bonne tenue du matériel. C’est un problème très complexe, mais on peut caractériser grossièrement la difficulté d’un démarrage par l’

énergie dissipée par unité de surface de rotor

, exprimée en J/m 2 , pendant la durée du démarrage.

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■ Si cette énergie ne dépasse pas 2 à 3 · 10 7 J/m 2 , on peut encore concevoir une cage d’amortisseurs classique, à dilatation de barres indépendante si la valeur est proche de 3 · 10 7 J/m 2 .

■ Pour une énergie allant jusqu’à environ 4 · 10 du synchronisme le permettent.

7 J/m 2 en un temps de l’ordre de la minute, on peut utiliser le pôle massif à condition également que les caractéristiques du couple résistant au voisinage ■ Si l’énergie dépasse nettement 4 · 10 vitesse du groupe.

7 J/m 2 , le refroidissement par circulation d’eau de l’enroulement amortisseur de démarrage devient nécessaire ; un système permet le refroidissement par eau de l’amortisseur sans adduction d’eau extérieure, au moyen d’une réserve d’eau contenue dans le rotor et mise en circulation dans les amortisseurs au moment du démarrage de manière autonome, sans pompes à embarquer, en utilisant exclusivement l’accélération et la

3.2 Compensateurs synchrones 3.2.1 Utilisation dans les réseaux

Les compensateurs synchrones sont des moteurs synchrones tournant à vide, dont l’excitation est réglée pour fournir ou absorber la puissance réactive qui permet, par son transit en un point du réseau, d’ajuster la tension de ce point.

Très employés en France dans les années 50 et 60, les compensateurs ont été délaissés ensuite au profit des condensateurs statiques qui sont devenus plus compétitifs par suite des progrès techniques réalisés dans les films diélectriques très minces. Le coût d’investissement par kvar de ces condensateurs est plus faible et leurs pertes sont seulement de quelques watts par kvar au lieu de 10 à 15 pour un compensateur synchrone.

Les compensateurs synchrones ont toutefois conservé un rôle important dans les pays à lignes longues et peu maillées où, en plus d’un programme d’échange d’énergie réactive, ils assurent le maintien de la stabilité dynamique par leurs caractéristiques mieux adaptées à ce rôle que celles des condensateurs (inertie, réactance transitoire faible, régulation rapide d’excitation). Ils sont encore utilisés aux États-Unis, au Canada et en Russie où ils ont atteint, vers 1975, environ 10 % de la puissance apparente du réseau, mais, même dans ces pays, ils sont progressivement supplantés par les condensateurs statiques.

3.2.2 Puissance. Technologie

Dans les années 50, la puissance par pôle des compensateurs était de 10, 20, 30 et 60 Mvar à 3 000 ou 1 000 tr/min ; ces machines ont ensuite suivi la progression de puissance des réseaux et sont

généralement prévues en unités de 150 à 350 Mvar (figure

des enroulements.

) ;

pour les plus fortes puissances, le nombre de pôles est généra lement de 8, soit une vitesse de 900 tr/min à 60 Hz et 750 tr/min à 50 Hz. Sauf quelques exceptions, l’hydrogène est utilisé pour le refroidissement et pour réduire le niveau des pertes mécaniques.

Quelques très grandes unités utilisent le refroidissement par eau Le lancement d’un compensateur jusqu’au synchronisme est assuré soit par un moteur de lancement calé sur l’arbre, soit plus couramment par démarrage asynchrone à tension réduite, les pôles étant soit massifs, soit munis d’amortisseurs.

Ces machines sont généralement situées en plein air dans un poste d’interconnexion.

Figure 13 – Compensateur synchrone de 300 MVAR à 900 tr/min

[Poste de Duvernay (Canada)]

4. Environnement

4.1 Turbines d’entraînement

■ Les

plus hautes chutes

(plusieurs centaines de mètres) sont équipées de turbines Pelton (dans le traité Génie mécanique article

Turbines hydrauliques. Description et évolution

[B 4 407]). Primitive ment, ces turbines, qui ont comme ancêtre la roue de moulin, étaient à axe horizontal et à un seul jet. Puis le nombre de jets s’est multiplié avec l’accroissement de la puissance et, actuellement, ces turbines sont généralement à axe vertical avec un nombre de jets atteignant 5 à 6 dans les plus grandes puissances (de l’ordre de 200 MW).

■ L e s

c h u t e s m o y e n n e s

, d a n s u n e g a m m e t r è s l a r g e (40 m <

H

< 600 m), sont équipées de turbines Francis. Quelques petites turbines Francis sont à axe horizontal mais les installations de moyenne et de grande puissances sont toutes à axe vertical.

L’alimentation se fait par une bâche spirale à travers un avant distributeur fixe et un distributeur mobile ; l’eau s’échappe de la roue à travers un diffuseur coudé récupérant une partie de l’énergie cinétique de l’eau.

Ce sont les turbines Francis qui atteignent les plus grandes puis sances, actuellement de l’ordre de 800 MW.

Ces turbines peuvent fonctionner en pompe par inversion du sens de rotation, elles sont utilisées dans les groupes réversibles de turbinage-pompage.

■ Les

basses chutes

(5 m <

H

< 50 m) sont équipées de turbines hélices ou Kaplan (qui sont des turbines hélices à pales orientables).

Ces turbines sont traditionnellement à axe vertical ; depuis 1955, elles ont trouvé une forme nouvelle de développement dans les groupes bulbes où l’alternateur est immergé dans un la centrale pour des chutes inférieures à 20 m.

bulbe

situé à l’amont d’une turbine à axe horizontal, ce qui permet un écoulement axial plus simple par suppression de la bâche spirale et adoption d’un aspirateur tronconique droit. Cette disposition améliore le rendement du groupe et réduit le coût des travaux du génie civil de Ces turbines sont également réversibles et peuvent fonctionner en pompe, par exemple à la centrale marémotrice de la Rance.

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_______________________________________________________________________________________ ALTERNATEURS HYDRAULIQUES ET COMPENSATEURS

4.2 Systèmes d’excitation 4.2.1 Diversité des systèmes. Critères

La diversité des systèmes d’excitation est encore plus grande pour les alternateurs hydrauliques que pour les turboalternateurs.

■ Les installations datant d’avant 1960 étaient équipées d’excita trices à courant continu ; l’excitatrice est le plus souvent montée directement sur l’arbre en haut du groupe lorsqu’il est vertical, mais dans les groupes très lents, les dimensions prohibitives d’une excitatrice à accouplement direct lui font préférer un groupe séparé d’excitation à grande vitesse, comprenant un moteur asynchrone (généralement à cage) et une génératrice à courant continu.

■ À partir de 1960, le développement des redresseurs secs au silicium a amené une grande diversification des schémas (dans ce traité, rubrique

Électronique de puissance

se sont développés : ). Les redresseurs secs ont d’abord été installés pour alimenter l’enroulement inducteur de l’excitatrice en remplacement de l’excitatrice pilote, l’excitatrice principale subsistant pour la partie puissance et pour protéger les redresseurs contre les phénomènes transitoires, puis, très vite, ils ont remplacé l’excitation principale elle-même et les schémas suivants — excitation statique compound, avec transformateur de tension alimentant un pont de thyristors ou un pont mixte à thyristors et diodes, et transformateur de courant alimentant un pont de diodes, les deux ponts pouvant être en série ou en parallèle ; — excitation statique shunt, avec transformateur de tension alimentant un pont de thyristors ; — pont de thyristors alimenté par un alternateur à tension constante, alimentant simultanément d’autres auxiliaires ; — pont de diodes fixes, alimenté par un alternateur à tension variable ; — pont de diodes tournantes, alimenté par un alternateur inversé (inducteur fixe, induit tournant) à tension variable.

Les principaux critères utilisés pour la sélection d’un système d’excitation sont d’ordres divers : certains sont relatifs aux perfor mances (plafond, rapidité, comportement en perturbation), d’autres à la sécurité du service (prélèvement de la puissance d’excitation directement sur l’arbre, simplicité du schéma, marges sur l’utilisation des composants), d’autres enfin concernent l’économie (coût de premier investissement, facilité d’entretien, encombrement et sa répercussion sur le coût des travaux de génie civil).

Le poids de chacun de ces critères dépend du type d’installation de l’importance et de la situation de l’alternateur dans le réseau.

4.2.2 Tendance pour les alternateurs classiques et les groupes de pompage

Une tendance très nette s’est manifestée en faveur du schéma d’

excitation statique shunt

avec

transformateur de soutirage

pont de thyristors

, qui est notamment standardisé en Amérique du Nord.

En France, ce schéma n’a pu connaître le même développement par suite d’habitudes plus exigeantes des exploitants en cas de perturbation (maintien de la surexcitation pendant trois secondes en cas de court-circuit), que ce système ne peut respecter. En revanche, les schémas statiques compounds ainsi que l’excitation par redresseur tournant se sont également développés.

Le système utilisant un alternateur à tension constante et un pont de thyristors est très peu employé.

4.2.3 Tendance pour les groupes bulbes

Comme ce sont des machines lentes, une excitatrice séparée a été employée dès l’origine, avec un groupe tournant d’excitation.

Ce groupe tournant a été supplanté ensuite par un système statique compound, mais un problème particulier aux gros groupes bulbes est d’avoir à fonctionner dans une enceinte étanche d’air comprimé ; le risque de pollution par la poussière de charbon provenant des bagues d’excitation a conduit à retenir préférentiellement, malgré son prix plus élevé, un système d’excitation par redresseurs tournants, qui supprime le collecteur à bagues.

4.2.4 Tendance pour les compensateurs

L’excitation est généralement prévue par un schéma statique shunt, avec un plafond de tension (tension maximale/tension nomi nale) particulièrement élevé pour assurer un réglage rapide. Lorsque l’inversion de courant d’excitation est demandée pour permettre l’absorption de puissance réactive maximale, il est prévu deux ponts tête-bêche.

5. Conclusion

5.1 Situation actuelle

Dans les pays fortement industrialisés, le potentiel hydraulique est généralement en voie d’épuisement car il fut le premier exploité. En France, où le relief permet des ressources importantes, la production hydraulique, qui était de 58 % de la production totale en 1950, n’en représentait plus que 40 % en 1970, et moins de 20 % en 1990.

Seuls certains pays très riches en ressources hydrauliques, comme le Canada, la Norvège et le Brésil, continuent à assurer l’essentiel de leur développement énergétique à partir de l’eau. Les plus grandes réserves d’énergie hydraulique subsistant actuellement sont situées en Afrique, au Brésil, au Canada, en Chine et en Russie.

Dans les pays où l’utilisation des ressources hydrauliques est combinée avec celle d’énergie thermique de source fossile ou nucléaire, la puissance de base est réservée aux centrales thermiques, alors que les centrales hydrauliques, plus souples, assurent la fourniture de la puissance de pointe. De plus en plus se développent des centrales de transfert d’énergie par pompage où l’eau est pompée en heures creuses vers un bassin supérieur et turbinée pendant les heures de pointe lorsque la puissance est fortement valorisée par la demande ; ces stations de pompage peuvent être installées partout où un relief suffisant le permet, sans qu’un débit d’apport d’eau important soit nécessaire, car il suffit d’alimenter le premier remplissage et les pertes par évaporation et infiltration.

Dans les pays en voie de développement, l’énergie hydroélec trique reste privilégiée, car elle permet simultanément un dévelop pement énergétique indépendant et une régularisation des fleuves souvent nécessaire pour d’autres domaines du développement national (agriculture, navigation, etc.).

La puissance unitaire des alternateurs hydrauliques, aussi bien que des alternateurs-moteurs des stations de pompage, est géné ralement comprise entre 50 et 800 MVA, avec une tendance vers la zone 200 à 400 MVA pour les alternateurs-moteurs ; des puissances plus réduites sont encore utilisées dans quelques équipements complémentaires des pays qui ont déjà largement équipé leurs chutes principales comme les pays d’Europe, les États-Unis et le Japon.

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5.2 Perspectives d’avenir

Les perspectives d’avenir concernant les centrales hydro électriques classiques sont mieux cernées que celles concernant les centrales thermiques car la localisation et la puissance totale des centrales sont déjà connues, imposées par les conditions géographiques de relief et d’hydrographie ; seules, les stations de pompage ont un degré de liberté de plus, puisque seul le relief est nécessaire.

5.2.1 Potentiels hydroélectriques non exploités

■ Les plus grandes ressources hydroélectriques encore inexploitées se trouvent en

Asie du Nord

: — en Sibérie où il reste environ 100 000 MW équipables ; — en Chine où l’on peut estimer à environ 500 000 MW le potentiel hydroélectrique encore équipable.

■ En

Afrique

, les ressources les plus importantes sont dans le bassin du Zaïre où 500 000 MW pourraient être installés lorsque la demande le permettra.

■ En

Amérique du Nord

, les ressources sont encore importantes, avec environ 40 000 MW au Canada, mais dans des zones éloignées des centres de consommation.

■ En

Amérique du Sud

, le Brésil dispose du potentiel hydro électrique le plus important avec environ 100 000 MW équipables, devant l’Argentine, qui dispose d’environ 30 000 MW, et d’autres pays approchant ce chiffre.

5.2.2 Stations de transfert d’énergie

Ces stations se développent dans les pays où une part substantielle de l’énergie est produite par des centrales nucléaires (États-Unis, Allemagne, Grande-Bretagne, Japon, Taiwan, Corée). La France a suivi ce développement avec un certain décalage.

Le programme important de stations de pompage-turbinage, qui aurait dû normalement accompagner le programme exceptionnel de centrales nucléaires engagé par EDF depuis 1974, a été un peu freiné par les progrès techniques réalisés dans le suivi de charge des centrales nucléaires. Plusieurs réalisations prestigieuses ont toutefois été engagées depuis 1975 avec des unités de 250 à 350 MVA (Le Cheylas, Montezic, Revin, Grand’Maison, Superbissorte).

5.2.3 Progrès technologiques à attendre

Il n’est pas certain que l’on assiste à un accroissement de la puis sance unitaire des groupes et il serait surprenant que cette puissance atteigne 1 000 MW. La puissance unitaire maximale actuelle est atteinte au Brésil à la centrale de Itaïpu avec des unités de 800 MW.

On ne peut pas envisager un développement des alternateurs à pôles saillants dans le domaine de la cryoélectricité, comme on peut l’envisager pour les turboalternateurs. Cela tient au grand nombre de pôles de ces machines, qui accroît considérablement le champ de fuites (au-delà de 4 pôles) des machines sans fer (sans circuit magnétique). Il est donc à peu près certain que l’évolution de la tech nologie dans ce domaine ne sera qu’un prolongement des tech niques actuelles par une amélioration laborieuse des procédés de refroidissement et un effort de réduction du coût de fabrication.

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