pratique de la technique d’entraînement fascicule...

Fascicule 1

Détermination d’entraînementsavec motoréducteurs SEW

Exemples de calcul et cas d’application

Version 1/99

Pratique de la techniqued’entraînement

0920

2021

/199

Introduction . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 6

2 Entraînements triphasés à une ou plusieurs vitesses fixes . . . . . . . . . . . . 82.1 Fonctionnement du moteur asynchrone triphasé à rotor en court-circuit . . . . . . . 82.2 Caractéristiques nominales du moteur asynchrone triphasé à rotor en court-circuit . . 92.3 Rendement η et cosinus ϕ . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 92.4 Classes d’isolation selon EN 60034 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 102.5 Tolérances . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 102.6 Réduction de la puissance . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 112.7 Conditions de service selon EN 60034 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 112.8 Protection du moteur . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 122.9 Indices de protection des moteurs et motoréducteurs-frein asynchrones triphasés . . 132.10 Choix du moteur en fonction du couple résistant, de l’inertie et de la cadence de

démarrage . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 132.11 Démarrage doux et commutation des vitesses des moteurs asynchrones triphasés . . 142.12 Moteurs-frein . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 152.12.1 Structure et fonctionnement . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 162.12.2 Temps de réaction des freins . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 162.12.3 Couples de freinage . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 162.12.4 Charge maximale . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 162.12.5 Freinage et précision d’arrêt . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 172.12.6 Déblocage mécanique du frein . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 172.12.7 Préchauffage du frein . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 172.12.8 Relais de freinage . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 172.12.9 Freinage par inversion de courant - Freinage par injection de courant continu . . . . . 17

3 Entraînements triphasés avec variateurs de fréquence . . . . . . . . . . . . . 183.1 Types de convertisseurs . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 183.2 Courbes de fonctionnement / Plage de fréquence . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 193.3 Dimensionnement / Refroidissement du moteur . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 213.4 Détermination de motoréducteurs SEW alimentés par convertisseur de fréquence

MOVITRAC . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 213.5 Raccordement au réseau . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 233.6 Options . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 23

4 Servo-entraînements . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 244.1 Définition d’un servo-entraînement . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 244.2 Le moteur synchrone à aimants permanents . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 244.2.1 Structure et fonctionnement . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 264.2.2 Pilotage du moteur . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 274.2.3 Courbe caractéristique vitesse-couple . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 284.2.4 Resolver . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 294.3 Le variateur SEW type MOVIDYN . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 294.3.1 Modules-puissance MOVIDYN . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 304.3.2 Modules d’axe MOVIDYN . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 314.3.3 Options . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 314.3.4 Modules compacts MOVIDYN . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 324.4 Détermination d’un variateur SEW de type MOVIDYN . . . . . . . . . . . . . . . . 32

5 Entraînements à courant continu . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 335.1 Fonction du moteur à courant continu . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 335.2 Moteur à excitation séparée ou série . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 335.3 Réglage de la vitesse . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 34

Sommaire

Pratique de la technique d'entraînement - Fascicule 1 3

5.4 Puissance, taux d’ondulation, facteur de forme . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 345.5 Mise sous tension et capacité de surcharge des moteurs à courant continu . . . . . . 375.6 Régulation de la tension d’induit, régulation de vitesse . . . . . . . . . . . . . . . . . 375.7 Refroidissement . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 375.8 Cadence de démarrage . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 375.8.1 Echauffement du bobinage . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 375.8.2 Sollicitation du collecteur . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 385.9 Indices de protection, isolations, tolérances . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 38

6 Entraînements triphasés avec variateurs mécaniques . . . . . . . . . . . . . . 396.1 Types de variateurs . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 396.2 Possibilité de réglage et temps de réglage . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 396.3 Choix du motovariateur . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 396.3.1 Détermination pour entraînement à couple constant . . . . . . . . . . . . . . . . . . 406.3.2 Détermination pour entraînement à puissance constante . . . . . . . . . . . . . . . . 416.3.3 Détermination pour puissance et couple constants . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 426.4 Facteurs d’utilisation . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 426.5 Protection contre les surcharges . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 436.6 Conseils de détermination . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 43

7 Réducteurs . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 447.1 Motoréducteurs . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 457.2 Vitesse de sortie, couple de sortie . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 457.3 Facteur d’utilisation (réducteur à engrenages cylindriques, à couple conique, à vis sans

fin et Spiroplan) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 457.4 Détermination de motoréducteurs planétaires à jeu réduit, série PSF... . . . . . . . . 477.5 Charges radiales, charges axiales . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 477.6 Rendement du réducteur . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 487.7 Pièces d’usure . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 487.8 Vitesse . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 497.9 Positions de montage, quantités d’huile . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 49

8 Formules de calcul . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 508.1 Force . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 508.2 Couple . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 508.3 Puissance . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 508.4 Moments d’inertie de masse . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 518.5 Cinématique . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 528.6 Formules spécifiques . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 53

9 Exemple de calcul d’un chariot de translation . . . . . . . . . . . . . . . . . . 549.1 Caractéristiques . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 549.2 Détermination du moteur . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 549.2.1 Résistance au roulement . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 549.2.2 Puissance statique . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 559.2.3 Puissance dynamique . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 569.2.4 Validation du calcul . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 579.3 Détermination du réducteur . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 619.4 Chariot de translation à 2 vitesses . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 629.5 Chariot de translation à vitesse variable . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 689.5.1 Caractéristiques . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 689.5.2 Optimisation du diagramme vitesse/temps . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 689.5.3 Détermination de la puissance . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 699.5.4 Plage de réglage . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 719.5.5 Fonctionnement sous 87 Hz . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 72

Sommaire

4 Pratique de la technique d'entraînement - Fascicule 1

9.5.6 Régulation de vitesse . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 729.5.7 Mode synchronisation . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 73

10 Exemple de calcul d’un entraînement en levage . . . . . . . . . . . . . . . . 7510.1 Caractéristiques . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 7510.2 Détermination du moteur . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 7510.2.1 Montée . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 7610.2.2 Descente . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 7810.3 Mouvement de levage à vitesse variable . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 8010.3.1 Caractéristiques . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 8010.3.2 Détermination de la puissance . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 8010.3.3 Résistances de freinage . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 82

11 Exemple de calcul d’un transporteur à chaîne à vitesse variable . . . . . . . . 8411.1 Caractéristiques . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 8411.2 Détermination du moteur . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 8411.3 Détermination du réducteur . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 86

12 Exemple de calcul d’un transporteur à rouleaux . . . . . . . . . . . . . . . . 8712.1 Caractéristiques . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 8712.2 Détermination du moteur . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 87

13 Exemple de calcul d’un entraînement pour table tournante . . . . . . . . . . . 9113.1 Caractéristiques . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 9113.2 Détermination du moteur . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 9113.3 Détermination du réducteur . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 94

14 Exemple de calcul d’un transporteur à courroie . . . . . . . . . . . . . . . . 9514.1 Généralités . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 9514.2 Caractéristiques . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 9614.3 Détermination du moteur . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 9614.4 Détermination du réducteur et du variateur mécanique . . . . . . . . . . . . . . . . . 99

15 Exemple de calcul d’un système bielle-manivelle . . . . . . . . . . . . . . . 10015.1 Généralités . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 10015.2 Caractéristiques . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 10115.3 Détermination du moteur . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 101

16 Exemple de calcul d’un servo-entraînement pour portique . . . . . . . . . . . 10416.1 Caractéristiques . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 10416.2 Optimisation des diagrammes de déplacement . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 10516.3 Détermination de la puissance . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 10716.3.1 Axe de translation . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 10716.3.2 Axe de levage en montée . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 10716.3.3 Axe de levage en descente . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 10816.4 Détermination du réducteur . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 10916.5 Détermination du moteur . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 11116.6 Détermination de l’électronique . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 11516.6.1 Sélection des modules d’axe . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 11516.6.2 Sélection du module-puissance . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 11616.6.3 Sélection de la résistance de freinage . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 11616.6.4 Sélection du radiateur . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 118

17 Annexe . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 119

18 Légende . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 122

Sommaire


1 Introduction

Le groupe SEW-EURODRIVE

Le groupe SEW-EURODRIVE est leader mondial des systèmes d’entraînements électriques. Son vasteprogramme de fabrication et une gamme étendue de services en font le partenaire idéal pour larésolution de tous les cas d’entraînement.

SEW-USOCOME est la filiale française du groupe SEW-EURODRIVE dont le siège se trouve enAllemagne, à Bruchsal. 8 usines de fabrication sont réparties à travers le monde : en Allemagne, auBrésil, en Chine, aux Etats-Unis et en France. Grâce à son réseau d’usines de montage implantéesdans plus de 30 pays industrialisés, SEW garantit des délais de livraison très courts et un niveau dequalité de ses systèmes d’entraînement toujours équivalent. Le conseil technique, la vente, le serviceaprès-vente et le service pièces de rechange sont représentés localement dans plus de 50 pays.

La gamme de produits

• Réducteurs et motoréducteurs à engrenages cylindriques, à arbres parallèles, à couple conique,Spiroplan, à roue et vis sans fin ou planétaires à jeu réduit, avec ou sans frein pour des puissancesjusqu’à 250 kW, soit des couples jusqu’à 40 000 Nm.

• Moteurs-frein triphasés jusqu’à 45 kW

• Entraînements à sécurité augmentée

• Entraînements avec moteurs-couple

• Motoréducteurs MOVIMOT à vitesse variable

• Variateurs MOVITRAC et MOVIDRIVE pour la régulation continue de la vitesse d’entraînementstriphasés

• Servo-entraînements sans balais alliant un variateur MOVIDYN ou MOVIDRIVE et un moteurou motoréducteur (en exécution normale ou à jeu réduit) synchrone à aimants permanents

• Motovariateurs mécaniques VARIBLOC jusqu’à 45 kW et VARIMOT jusqu’à 11 kW

• Entraînements à courant continu

Puissance et vitesse

Pour les puissances les plus courantes jusqu’à 45 kW, un motoréducteur monovitesse ou à pôlescommutables peut être utilisé pour des applications nécessitant une ou deux vitesse(s). En cas debesoin de plus de deux vitesses ou avec de très grandes plages de vitesse, les motoréducteurs sontassociés à des MOVIDRIVE, MOVITRAC ou des MOVIDYN pour former des groupes à régulationélectronique. Pour des rapports jusqu’à 1:8, l’adaptation de variateurs mécaniques (VARIBLOC ouVARIMOT) est possible.

Régulation

Si un entraînement doit fonctionner dans un circuit de régulation, il est possible de choisir entre unentraînement asynchrone triphasé ou un servo-entraînement synchrone, régulés électroniquement.Les principales qualités de ces entraînements sont un couple de démarrage élevé, des rampesd’accélération/de décélération importantes, une protection contre la surcharge par limitation ducouple et du courant, le fonctionnement dans plusieurs quadrants, etc. Grâce aux MOVITRAC,MOVIDYN ou MOVIDRIVE, ces entraînements peuvent fonctionner en synchronisme, effectuer dupositionnement et être intégrés dans des circuits d’automatisme via les systèmes de bus de terrain.

Introduction1


Conditions d’utilisation

De conception simple et avec une protection efficace, les motoréducteurs asynchrones triphasés àrotor en court-circuit et les servoréducteurs synchrones sans balais sont, même sous des conditionsd’utilisation extrêmes, des entraînements sûrs et fiables. Dans tous les deux cas, une bonneconnaissance et une prise en considération des conditions d’utilisation sont déterminantes pour unbon fonctionnement de l’ensemble.

Entretien

Un motoréducteur asynchrone triphasé à rotor en court-circuit fermé et un servoréducteur sansbalais, peuvent, sans travaux d’entretien importants, fonctionner parfaitement pendant denombreuses années. L’entretien pour les réducteurs se résume au contrôle régulier du niveau d’huile,de la qualité de celle-ci et du remplacement dans les intervalles prescrits. Pour la vidange, il estimportant de se référer aux types de lubrifiant et aux quantités préconisés par SEW-USOCOME. Deplus, les pièces d’usure et/ou les pièces unitaires sont tenues en stock dans la plupart des paysindustrialisés du monde.

Détermination

Parmi les nombreuses possibilités de mise en mouvement, tous les cas d’applications semblentdifférents. En y regardant de plus près, il est cependant possible de les regrouper sous trois typesstandards :

- le déplacement horizontal,- le déplacement vertical,- la rotation.

Dans un premier temps, les données de base sont rassemblées : masses, vitesses, charges, cadencesde démarrage, temps de fonctionnement, géométrie des roues et des arbres. A l’aide de ces données,la puissance est calculée en tenant compte des rendements et la vitesse de sortie est définie.En fonction des résultats obtenus, le motoréducteur est sélectionné dans le catalogue SEW. Le typede motoréducteur retenu est fonction des critères de choix précités. Les caractéristiques defonctionnement étant différentes pour chaque type de motoréducteur, nous vous proposons unedescription détaillée de celles-ci dans les chapitres suivants.

Nous avons défini les types :

- Entraînements triphasés à une ou plusieurs vitesses fixes- Entraînements triphasés pilotés par convertisseur de fréquence- Servo-entraînements- Entraînements à courant continu- Entraînements triphasés avec variateurs mécaniques- Réducteurs

Introduction 1


2 Entraînements triphasés à une ou plusieurs vitesses fixes

Des informations détaillées concernant les moteurs asynchrones triphasés à rotor en court-circuitfigurent dans les catalogues “Motoréducteurs” et “Motoréducteurs à pôles commutables”.

2.1 Fonctionnement du moteur asynchrone triphasé à rotor en court-circuit

De par sa constitution simple ne demandant aucun entretien, sa grande fiabilité et son prix modéré,le moteur asynchrone triphasé à rotor en court-circuit est le moteur électrique le plus fréquemment utilisé.

Son comportement au démarrage est conforme lacourbe couple / vitesse.Comme les résistances rotoriques dépendent de lavitesse, nous obtenons pour ce type de moteur desvaleurs de couple pendant l’accélération variant enfonction de la vitesse (ou en fonction du glissement).La figure 2 représente les courbes du couple d’unmoteur à pôles commutables et ses principales ca-ractéristiques. Les motoréducteurs à pôlescommutables sont la version la plus économiquedes motoréducteurs à vitesse variable ; ils sontfréquemment utilisés comme entraînement de cha-riot de translation ou de levage. La grande vitessesert pour le déplacement rapide, la petite vitessepour le positionnement précis.

A chaque mise sous tension, le moteur parcourt cette courbe de couple jusqu’à parvenir au point destabilisation. Les points de travail correspondent aux points d’intersection entre la courbe en chargeet la courbe du moteur. Le point de stabilisation correspond au point où le moteur revient systéma-tiquement après sa phase de démarrage lorsque le couple en charge est inférieur au couple dedémarrage et au couple minimal.

Lors du passage de 2 pôles en 8 pôles, le moteur freine momentanément en générateur en raison desa vitesse synchrone (→ fig. 2). La transformation de l’énergie mécanique en énergie électriquepermet le passage de grande en petite vitesse sans occasionner d’usure mécanique. Le couple decommutation disponible pour le freinage correspond approximativement à :

MA1 = Couple de démarrage de la petite vitesse

Pour réduire le couple de commutation, nous mettons à disposition des limiteurs de couple decommutation électroniques (type WPU).

Moteurs à pôles commutables couramment utilisés :

Nombrede pôles

Vitesse synchrone(min-1 pour 50 Hz)

Branchement

4/2 1500/3000 ∆/ΥΥ (Dahlander)8/2 750/3000 Υ/Υ (enroulements sép.)6/4 1000/1500 Υ/Υ (enroulements sép.)8/4 750/1500 ∆/ΥΥ (Dahlander)

MA = Couple de démarrageMS = Couple de démarrage minimumMK = Couple de décrochageMN = Couple nominal du moteurML = Couple en charge (point d’équilibre)

M MU A≈ •( ... )2 4 1

00624AXXFig. 1 : Moteur asynchrone triphasé à rotor en court-circuit

0

1000 2000 3000

M

MN

MA

MA

MSMK

ML

n / min-1

Point defonctionnementstable

n8 pôles

N n2 pôles

N

Fonctionnementen moteur

Freinage engénératrice

M = f (n) 8 pôles

M = f (n) 2 pôles

00625AFRFig. 2 : Courbes d’un moteur triphasé à pôles commutables

Entraînements triphasés àplusieurs vitesses fixes2


2.2 Caractéristiques nominales du moteur asynchrone triphasé à rotor en court-circuit

Les caractéristiques spécifiques au moteur asyn-chrone triphasé à rotor en court-circuit sont sa taille,sa puissance nominale, sa durée de service, savitesse nominale, son intensité nominale, sa tensionnominale, son cosinus ϕ, son mode de protection etsa classe d’isolation. Ces caractéristiques sont indi-quées, éventuellement avec d’autres données, sur laplaque signalétique du moteur. Ces données sontconformes à EN 60034 et sont valables pour unetempérature ambiante de 40 °C et une altitude de1000 m maximum au-dessus du niveau de la mer.

Les motoréducteurs asynchrones triphasés à rotoren court-circuit monovitesse sont généralement en4 pôles ; le niveau sonore des moteurs 2 pôles étantplus élevé et l’usure du réducteur plus importante.Les moteurs à nombre de pôles important (6, 8pôles, etc.) pour une même puissance, sont d’unencombrement supérieur et ont un rendement et uncos ϕ moins avantageux. Le tableau ci-contre donneles vitesses synchrones pour les différentes polari-tés (pour 50 et 60 Hz).

La vitesse nominale du moteur nN sous puissance nominale est, sous fonctionnement en moteur,toujours inférieure à la vitesse synchrone nS. La différence entre la vitesse synchrone et la vitesseeffective est le glissement qui se définit comme suit :

Pour les petits moteurs d’une puissance de sortie de 0,25 kW, le glissement est égal à env. 10 % ;pour une puissance de sortie de 15 kW, il n’est que de l’ordre de 3 % par rapport à la vitesse synchrone.

2.3 Rendement η et cosinus ϕ

La plaque signalétique des moteurs donne selon EN 60034 la puissance de sortie, c’est-à-dire lapuissance mécanique disponible à l’arbre. Le rendement et le cosinus des gros moteurs sontsupérieurs à ceux des petits moteurs. Ils varient en outre avec la charge du moteur.

La puissance effective absorbée PS est donnée par la formule :

La puissance utile P1 est donnée par la formule :

D’où la puissance mécanique disponible à l’arbre PN :

Sn n

nS N

S

= − •100%

P U IS rés phase= • •3

P PS1 = •cos ϕ

P PN = •1 η

SEW-EURODRIVE

TypNr.r/min

kWV

IM

DFT80K-43150067601.0001.961360

0,55230 /400Y

B5∆

Bremse V

Schmierstoff

Bruchsal / Germany3 ~ IEC 34

Nmcosϕ 0,77

A 3,0/1,75kg

Nm

Made in Germany 181 868 6.13

Gleichrichter

IP 54HzIso.Kl.

50B

00626AXXFig. 3 : Plaque signalétique moteur

Vitesses synchrones pour 50 et 60 Hz :Nombrede pôles

nS pour 50 Hz[min-1]

nS pour 60 Hz[min-1]

2 pôles 3000 36004 pôles 1500 18006 pôles 1000 12008 pôles 750 90012 pôles 500 60016 pôles 375 45024 pôles 250 300

Entraînements triphasés àplusieurs vitesses fixes 2


2.4 Classes d’isolation selon EN 60034

La classe d’isolation B est la plus courante. Celasignifie qu’en partant d’une température ambiantede 40 °C, l’augmentation de température du bobi-nage ne doit pas dépasser 80 K. Les classesd’isolation sont définies par la norme EN 60034-1.Les moteurs à pôles commutables à enroulementsséparés sont livrés d’office en classe d’isolation F.Dans le tableau ci-contre figurent les échauffementsadmissibles selon EN 60034-1.

Un ohmmètre permet de déterminer l’élévation de température d’un moteur avec bobinage en cuivrepar l’élévation de la résistance.

q1 = Température initiale en °Cq2 = Température du bobinage en fin d’essai en °Cqa = Température du liquide de refroidissement en fin d’essai en °CR1 = Résistance du bobinage sous température q1 en ΩR2 = Résistance du bobinage en fin d’essai (q2) en Ω

qa est négligeable si la température ambiante reste stable lors des mesures, d’où la formulesimplifiée :

2.5 Tolérances

Les moteurs électriques fonctionnant sous tension nominale sont conformes aux tolérancessuivantes selon EN 60034 :

Tension et fréquence : Tolérance ARendement η : pour PN ≤ 50 kW → - 0,15 • (1 - η)

pour PN > 50 kW → - 0,1 • (1 - η)Facteur de puissance cos ϕ : - (1 - cos ϕ) / 6Glissement : ± 20 % *Intensité de démarrage : + 20 % *Couple de démarrage : - 15 ... + 25 % *Couple maximum : - 10 % *Moment d’inertie : ± 10 % * * suivant indications plaque signalétique

En cas de sous-tension due à de faibles réseaux ou des sections de câble insuffisantes, les valeurscataloguées telles que puissance, couple et vitesse, ne peuvent plus être garanties.Ceci est surtout valable dans la phase de démarrage du moteur, le courant de démarrage étantplusieurs fois supérieur au courant nominal.

ϑ ϑ ϑ ϑ ϑ22 1

11 1235− = − + + −a a

R RR

( )

ϑ ϑ ϑ ϑ22 1

11 1235= − + + −R R

R a( )

Echauffements :Classed’isolation

Température limitepour flux d’air derefroidissement de40°C

Température dedéclenchementdes sondes ther-miques moteur

B 80 K 120°CF 105 K 145°CH 125 K 165°C



2.6 Réduction de la puissance

La puissance nominale PN d’un moteur dépend de la température ambiante et de l’altitude. Lapuissance nominale est valable jusqu’à une altitude de 1000 m au-dessus du niveau de la mer et pourune température ambiante de 40 °C. En cas de dépassement des valeurs maximales, il faut réduirela puissance nominale du moteur selon la formule suivante :

2.7 Conditions de service selon EN 60034

La puissance nominale est toujours liée à un mode et une durée de service. Normalement, les moteurssont prévus pour un service continu (S1), c’est-à-dire travail sous charge constante dont la duréesuffit pour atteindre l’état d’équilibre thermique.S2 est un service intermittent, c’est-à-dire travail sous charge constante pendant une durée limitéedéterminée suivie d’un arrêt permettant le refroidissement du moteur.Le service intermittent S3, sans tenir compte du processus de démarrage, est un service constituéde plusieurs cycles identiques dont chaque cycle inclut un temps sous charge constante et un arrêt.Le courant de démarrage ne doit pas influencer l’échauffement de façon notable.La nature du service S4 tient compte du processus de démarrage ; il se définit par le serviceintermittent et le nombre de démarrages par heure.D’autres natures de service de S5 à S8 sont également disponibles ; avec en partie des conditionsanalogues aux services S1 - S4.Si un moteur a été déterminé pour un service à 100 % S1 et si un service inférieur est souhaité, lapuissance du moteur peut être augmentée selon les valeurs indiquées dans le tableau ci-dessous :

Nature du service Coefficient multiplicateur Kde puissance

S2 Durée deservice

60 min30 min10 min

1,11,21,4

S3 Serviceintermittent

60 %40 %25 %15 %

1,11,151,31,4

S4-S10 Pour définir la nature du service et la puissance du moteur, indiquernombre et mode des démarrages/heure, durée de démarrage, temps decharge, mode de freinage, temps de freinage, durée de marche à vide, duréed’un cycle de fonctionnement, durée d’arrêt et puissance requise

Sur demande

P P f fN réd N T H= • •

30 40 50 60 °C 1000 2000 3000 4000 m

0,7

0,8

0,9

1,0

fT

0,7

0,8

0,9

1,0

fH

Température ambiante Altitude par rapport au niveau de la mer00627AFR

Fig. 4 : Réduction de la puissance en fonction de la température ambiante et de l’altitude d’utilisation



Service intermittent (SI)

Rapport de la durée du fonctionnement sous charge par rapport à la durée du cycle (durée du cycle= somme de la durée des fonctionnements sous charge et des arrêts).

La durée du cycle est de maximum 10 min.

2.8 Protection du moteur

Le choix du dispositif de protection adéquat détermine essentiellement la fiabilité du moteur. Unedistinction est faite entre les dispositifs de protection en fonction du courant ou en fonction del’échauffement. Les dispositifs de sécurité dépendant du courant sont par ex. des fusibles ou desdisjoncteurs thermiques ; les dispositifs de sécurité dépendant de la température sont des sondesthermométriques ou des relais thermiques (thermostats).

Trois sondes thermométriques (dénomination SEW : TF) sont couplées en série et raccordées à unrelais spécial dans l’armoire de commande. Deux thermostats (dénomination SEW : TH) égalementbranchés en série sont, à partir de la plaque à bornes, reliés directement au circuit de contrôle dumoteur. Les sondes thermométriques ou les thermostats sont déclenchés à la température maximumadmissible par le bobinage. Ils présentent l’avantage de mesurer les températures là où ellesapparaissent.

Les fusibles ne protègent pas les moteurs contre les surcharges. Ils servent uniquement à laprotection en cas de courts-circuits.

Les disjoncteurs à relais thermique confèrent une protection suffisante contre les surcharges pourun service normal avec de faibles cadences de démarrage, de courtes mises en route et des courantsde démarrage pas trop élevés. Ces disjoncteurs ne conviennent pas pour un service à démarragesfréquents, ni pour des cadences de démarrage élevées (> 60 d/h *) ou des démarrages sous fortescharges. Lorsque les constantes de temps thermiques diffèrent entre moteur et relais, un réglage surl’intensité maximale du moteur fait déclencher le disjoncteur trop tôt. Le tableau ci-dessous montrel’efficacité des différentes protections.

s= pas de protectiong = protection relatived = très bonne protection

Protection en fonction du courant Protection en fonction del’échauffement

Fusible Disjoncteur thermique Protection intégrale

1. Surtensions jusqu’à 200 % IN s d d

2. Démarrages sous charge s g d

3. Service intermittent :jusqu’à 30 d/h *

s g d

4. Blocage g g g

5. Marche sur 2 phases s g d

6. Modification de la tension s d d

7. Modification de la fréquence s d d

8. Ventilation du moteurinsuffisante

s s d

9. Paliers endommagés s s d

* d/h = démarrages par heure

SI Somme des temps de fonctionnement sous ch eDurée du cycle

= •arg %100



2.9 Indices de protection des moteurs et motoréducteurs-frein asynchrones triphasés

En fonction des caractéristiques de l’environnement où ils seront installés (atmosphère humide, corpscorrosifs, projections ou jets d’eau, dépôt de poussières, etc.), les moteurs et motoréducteurs-freinsasynchrones triphasés sont livrés avec l’un des indices de protection suivants : IP 54, IP 55 ou IP 65selon EN 60529.

IP Premier chiffre Deuxième chiffre= Protection contre les contactsaccidentels

ou Protection contre les corpsétrangers

= Protection contre les eaux

0 Pas de protection contre lescontacts accidentels

Pas de protection Pas de protection contre les eaux

1 Protection contre le contactaccidentel à grande surface

Protection contre les corpsétrangers solides de grande taille

Protection contre l’eau d’égouttage(gouttes d’eau verticales)

2 Protection contre le contact avec lesdoigts

Protection contre les corpsétrangers solides de taille moyenne

Protection contre des gouttes d’eauinclinées (jusqu’à 15° par rapport àla verticale)

3Protection contre le contact avecdes outils

Protection contre les corpsétrangers coniques solides de petitetaille

Protection contre pulvérisationd’eau (jusqu’à 60° par rapport à laverticale, protection contre la pluie)

4 Protection contre la projection d’eau(de tous les côtés)

5 Protection contre le contact avecdes objets de tous types (protectiontotale)

Protection contre le dépôts depoussière à l’intérieur

Protection contre les jets d’eau detous les côtés

6 Protection totale contre la poussière(étanche à la poussière)

Protection contre inondationtemporaire (par ex. pont de bateau)

7 - - Protection contre courte immersion8 - - Protection contre l’eau sous pression

En plus de la protection anticorrosion accrue pour les éléments métalliques et de l’imprégnationsupplémentaire des bobinages (protection contre l’humidité et les acides), la livraison de moteurs etmoteurs-frein antidéflagrants dûment homologués est possible. Ces moteurs sont disponibles entrois exécutions : EExe (sécurité augmentée), EExed (moteur à sécurité augmentée et frein àenveloppe antidéflagrante) et EExd (à enveloppe antidéflagrante).

2.10 Choix du moteur en fonction du couple résistant, de l’inertie et de la cadence de démarrage

Chaque moteur est finalement choisi en fonction de sa charge thermique. Le cas d’applicationrencontré fréquemment est le moteur ne démarrant qu’une fois, ce dernier n’ayant pas à accélérerdes masses importantes et n’étant pas soumis à de grandes variations de charge (S1 = service continu= 100 % SI). La puissance nécessaire définie à partir du couple résistant est égale à la puissancenominale du moteur.

Le cas d’application d’un moteur avec démarrages fréquents ayant d’importantes masses à entraîneravec couple résistant faible, est presque aussi fréquent. Dans ce cas, la puissance nécessaire n’estpas déterminante pour le choix du moteur, mais le nombre de démarrages. Par les nombreuses misesen route, il y a échauffement important du moteur du au fort courant de démarrage. Si la ventilationest trop faible par rapport à l’échauffement du moteur, les enroulements chauffent anormalement.Par un choix adéquat de la classe d’isolation, la tolérance thermique du moteur peut être augmentée(→ chapitre 2.4 Classes d’isolation).

La cadence de démarrage admissible donnée par le fabricant est le nombre de démarrages à vide Z0sous SI = 50 %. Le nombre de démarrages à vide signifie la fréquence du moteur pour accélérerl’inertie de son rotor à la vitesse maximale sans tenir compte du couple résistant avec 50 % SI parheure. S’il faut entraîner un moment d’inertie additionnel ou si un couple résistant apparaît pendantla phase d’accélération, le temps de démarrage du moteur augmente. De ce fait, la demande decourant (courant de démarrage) est plus importante pendant cette phase de démarrage. Le moteursubit un échauffement plus important et la cadence de démarrage est ainsi réduite.



Les cadences de démarrage admissibles des moteurs sont déterminées selon la formule suivante :

Z0 = Cadence de démarrage à vide du moteur pour 50 % SI KJ = f(JX, JZ, JM)KM = f(ML, MH) KP = f(PX, PN, SI)

Les facteurs KJ, KM et KP sont à définir en fonction de chaque cas d’application à l’aide des diagrammesde la figure 5 ci-dessous.

2.11 Démarrage doux et commutation des vitesses des moteurs asynchrones triphasés

Par l’adjonction de selfs de lissage ou de résistances, il est possible d’agir sur le couple d’un moteurasynchrone triphasé. Une réduction de la tension permet également d’obtenir un couple réduit. Lasolution la plus simple est le branchement Υ/∆. Dans le cas où le bobinage du moteur est prévu pourun branchement triangle (∆), par ex. pour une tension réseau de 400 V et qu’il est raccordé en Υpendant sa phase de démarrage à un réseau 400 V, le couple résultant sera égal à 1/3 du couplenominal. Les courants, en particulier le courant de démarrage, n’atteignent que 1/3 du couranthabituel en branchement.

Une réduction de l’accélération et de la décélération, donc un démarrage doux et un freinageprogressif peuvent pour certains cas d’application être également obtenus par addition du momentd’inertie d’un ventilateur lourd. Dans ce cas, une vérification des cadences de démarrage s’impose.

En insérant des transformateurs de démarrage, des selfs de lissage adéquates ou des résistances,on obtient le même effet qu’avec un branchement Υ/∆, la grandeur des selfs et des résistances faitvarier le couple.

Pour les moteurs à plusieurs vitesses, il est éventuellement nécessaire lors du passage de grande enpetite vitesse de réduire le couple, car en règle générale, les couples de commutation sont souventsupérieurs aux couples de démarrage. Une autre solution économique est la commutation sur 2phases. La commutation sur 2 phases signifie que le moteur, lors du passage d’une vitesse à l’autre,travaille pendant un temps donné (réglable par un relais temporisé) uniquement sur 2 phases dansl’enroulement petite vitesse. Par ce mode de branchement, le champ magnétique, à l’originesymétrique, subit une déformation et le couple de commutation du moteur est réduit.

Z Z K K KchJ M P= • • • LNM

OQP0

1 2 3 4 50 0 0 15 25 40 60 100J + JJ

X Z

M

MM

L

H

KJ KM KP

0 0 0

PP

stat

N

= 0

= 0,8

= 1= 1,2

= 0,4

= 0,6

= 0,2

0,2 0,4 0,6 0,8 1,0

1,0 1,0 1,00,8 0,8 0,8

0,6 0,6 0,6

0,4 0,4 0,40,2 0,2 0,2

% SI

en fonction du momentd'inertie des masses entraînées

en fonction du momentrésistant lors du démarrage

en fonction de la puissance sta-tique et de la durée de service SI

00628AFRJX = Somme de tous les moments d’inertie externes ML = Moment résistant lors du démarrage

rapportée à l’axe moteur MH = Moment de démarrage du moteurJZ = Moment d’inertie du ventilateur lourd Pstat = Puissance requise après démarrage (puissance

statiqueJM = Moment d’inertie du moteur PN = Puissance nominale du moteur

Fig. 5 : Cadence de démarrage conditionnée



Mu2ph =Couple de commutation moyen sur 2 phasesMu = Couple de commutation moyen sur 3 phasesMA1 = Couple de démarrage de l’enroulement pour

la petite vitesse

Attention

Pour des raisons de sécurité, la commutation sur 2 phases est proscrite sur les dispositifs de levage !

L’emploi d’un limiteur de couple de commutation électronique (dénomination SEW : WPU) quiinterrompt électroniquement la 3ème phase à la commutation et qui la resynchronise exactement aubon moment.

2.12 Moteurs-frein

Des informations détaillées sur les caractéristiques des freins et les différents redresseurs etcommandes de frein figurent dans les catalogues SEW et dans le fascicule 4 de “Pratique de latechnique d’entraînement”.

M M ou M Mu ph u u ph A2 2 112

1 1 25= • ≈ •( ... , )

a) b) c)

L1L2L3

M

Contacteurs de direction

Redresseur de frein

Frein

Cont

acte

urs

devi

tess

e

Réduction desà-coupslorsde l'inversion par :a) selfdecommutationb) résistanceKusac)commutation sur

2 phases

petite / grandevitesse

00629AFRFig. 6 : Commutation de pôles

00630AXXFig. 7 : Moteur-frein triphasé et frein à disque



2.12.1 Structure et fonctionnement

Pour bon nombre d’applications exigeant un positionnement précis, le moteur doit être équipé d’unfrein mécanique. Outre les installations où le frein mécanique sert de frein de travail, les moteurs-freinsont également utilisés dans tous les cas où un freinage mécanique assure la sécurité. Sur lesdispositifs de levage par ex., où le moteur doit s’arrêter sur une certaine position, le “frein d’arrêt”sert à maintenir le moteur à cette position. De telles exigences de sécurité sont également valablesen cas de défaut de fonctionnement “Coupure réseau”. Dans ces cas-là, seul un frein mécanique surun moteur peut garantir l’arrêt d’urgence.

- A la mise sous tension, les freins se débloquent électromagnétiquement,- A la coupure de l’alimentation, ils retombent automatiquement par action de ressorts.

2.12.2 Temps de réaction des freins

Grâce à leur système de freinage à deux bobines commandées électroniquement, les moteurs-freinSEW bénéficient de temps de réaction très courts. Il est ainsi possible de remplacer complètementdes dispositifs d’excitation rapide de frein encore largement répandus.

Souvent, le temps de retombée du frein est trop long parce que le redresseur de frein dans la boîteà bornes du moteur est directement alimenté depuis la plaque à bornes du moteur. En cas de coupurede l’alimentation, le moteur fournit en effet une tension génératrice (tension résiduelle) jusqu’à l’arrêttotal qui temporise la retombée du frein. Mais la coupure exclusive de l’alimentation du frein côtécourant alternatif génère également une temporisation importante en raison de l’auto-induction dela bobine de frein. Dans ces cas-là, seule la coupure côté courant continu, c’est-à-dire dans le circuitde courant de la bobine de frein permet une retombée rapide du frein.

2.12.3 Couples de freinage

Le couple de freinage des freins à disque SEW est réglable grâce à la variation du nombre de ressorts.Lors de la commande du moteur, il est donc nécessaire de définir le couple de freinage souhaité àl’aide des indications des catalogues. Sur des dispositifs de levage, il faut par ex. prévoir un couplede freinage au double du couple nominal moteur nécessaire. Si aucune indication n’est donnée à lacommande, l’ensemble sera livré avec le couple de freinage maximal disponible.

2.12.4 Charge maximale

Lors du dimensionnement du frein, et plus particulièrement pour des freins d’arrêt d’urgence, il fautimpérativement tenir compte de la cadence de démarrage maximale admissible par cycle. Lesdiagrammes donnant ces valeurs en fonction de la cadence de démarrage et de la vitesse moteurfigurent dans le catalogue “Motoréducteurs” et dans le fascicule 4 de “Pratique de la techniqued’entraînement”.



2.12.5 Freinage et précision d’arrêt

Le temps total d’arrêt comprend :1. Le temps de réponse du frein2. Le temps de freinage mécanique

Durant la phase de freinage mécanique, le régime ou la vitesse du moteur diminue. Durant la phasede réponse du frein, la vitesse reste à peu près constante, elle peut même augmenter ; par ex. pourles mouvements de levage en cas de descente lorsque le moteur est déjà coupé, alors que le freinn’a pas encore réagi.

Sous des conditions extrêmes, la tolérance de stabilité de la distance de freinage est de ± 12 %. Encas de temps de freinage très courts, le freinage peut être influencé par des organes électriquesextérieurs (temps de réaction de relais, de cellule ou de contacteurs), la distance de freinage setrouvant alors rallongée. Avec les systèmes de commande programmables (automates), des retards,dus au temps de déroulement du programme et aux priorités de sortie peuvent apparaître.

2.12.6 Déblocage mécanique du frein

Le frein peut également être débloqué par voie mécanique. Le dispositif de déblocage mécanique seprésente sous forme d’un levier de déblocage (à retour automatique) ou d’une tige filetée.

2.12.7 Préchauffage du frein

Pour certaines applications “extérieures” ou en cas d’utilisation en chambre froide, il est nécessaired’empêcher le gel du frein. Pour cela, il faut prévoir une commande de frein adaptée (disponible dansle programme SEW).

2.12.8 Relais de freinage

Comme la bobine de frein est alimentée en courant continu avec une certaine inductivité, lescontacteurs doivent être choisis en conséquence. Il est donc nécessaire d’utiliser des relais deprotection du frein adaptés, disponibles dans le commerce. Les relais pour courant alternatif triphaséclasse AC3 donnent également de bons résultats. La charge admissible des contacts classe AC3 selonEN 60947-4-1 pour moteurs triphasés à rotor en court-circuit est donnée pour 6x le courant nominalau démarrage et pour 1x le courant nominal à la coupure.

Les contacteurs auxiliaires pour relais de puissance sont inaproppriés pour la commande avecinductivité élevée. Il en résulte des pannes par détérioration des contacts.

2.12.9 Freinage par inversion de courant - Freinage par injection de courant continu

Le freinage par inversion de courant, c’est-à-dire inversion de la tension du moteur à vitessemaximale, représente pour le moteur une importante contrainte mécanique et thermique. Cettecontrainte mécanique se répercute également sur les réducteurs associés et les éléments detransmission. Dans tous les cas, il faut étudier la question avec le constructeur de la machine.

Le freinage par injection de courant continu permet aux moteurs sans frein un freinage plus ou moinsrapide suivant la valeur du courant. Ce mode de freinage entraînant un échauffement supplémentairedu moteur asynchrone triphasé, il faut également consulter le constructeur de la machine.



3 Entraînements triphasés avec variateurs de fréquence

Des informations détaillées concernant les entraînements triphasés avec variateurs de fréquencefigurent dans le catalogue technique pour convertisseurs de fréquence MOVITRAC® et dans lefascicule 5 de “Pratique de la technique d’entraînement” (nous consulter).

Les variateurs de fréquence sont principalement utilisés pour la variation de la vitesse en continu demoteurs et motoréducteurs triphasés. Les convertisseurs de fréquence fournissent une fréquencede sortie réglable avec une tension de sortie variable en conséquence.

3.1 Types de convertisseurs

Les convertisseurs pour les moteurs asynchrones triphasés peuvent être divisés en 3 groupes :1. Convertisseur sans circuit intermédiaire (convertisseur direct)2. Convertisseur avec circuit intermédiaire à tension continue (convertisseur U)3. Convertisseur avec circuit intermédiaire à courant continu (convertisseur I)

De par son utilisation universelle, le convertisseur U est celui qu’on utilise le plus souvent : il peutalimenter un seul ou un groupe de motoréducteurs. Vu la nature caractéristique de la tension fixe ducircuit intermédiaire, le convertisseur est délestable et peut donc être déconnecté de la charge sansrisque de le détériorer.

Caractéristiques générales :Fonctionnement 1 quadrant, fonctionnement 4 quadrants par inversion électronique du sens duchamp tournant, freinage par frein-hacheur avec résistance de freinage ou par réinjection sur réseau.

Domaines d’application :Tous les secteurs de construction de machines et d’installations ; surtout lorsqu’il faut une vitesseconstante indépendante de la charge, un entretien minimum et/ou un indice de protection élevé et/ouune vitesse élevée.

Principe de fonctionnement :Ces convertisseurs sont équipés d’un pont-redresseur d’entrée non commandé. Le condensateur ducircuit intermédiaire est chargé à la valeur de la tension redressée du réseau. L’onduleur assure lavariation de la fréquence et de la tension.

Quelles que soient les caractéristiques du moteur raccordé, le convertisseur U charge le réseau aveccos ϕ > 0,95, ce qui signifie qu’il absorbe à peine la puissance apparente. La puissance apparentenécessitée par le moteur est échangée avec le circuit intermédiaire par les diodes en roue libre del’onduleur.

Mtriphasé

Réseautriphasé Redresseur Circuit

intermédiaireOnduleur Moteur

00638AFRFig. 8 : Schéma de principe simplifié d’un convertisseur avec tension de circuit intermédiaire

Entraînements triphasésavec variateurs de fréquence3


Freinage avec les convertisseurs avec circuit intermédiaire à tension continue :Lors du freinage, le moteur devient générateur et réinjecte de l’énergie dans le circuit intermédiaire.Pour empêcher une augmentation dangereuse de la tension de circuit intermédiaire, cette énergiedoit être évacuée. Pour cela, on utilise un frein-hacheur qui s’enclenche automatiquement lors dufonctionnement en générateur et qui charge le circuit intermédiaire par une résistance de freinage.Dès que la valeur de tension atteint le seuil inférieur, la résistance de freinage est coupée par lehacheur ; ainsi la tension de circuit intermédiaire reste à un niveau admissible. L’énergie superflueest transformée en chaleur.

Un autre moyen pour évacuer le trop plein d’énergie du circuit intermédiaire est la réinjection surréseau. Un onduleur travaillant en mode antiparallèle au redresseur d’entrée assure la réinjectionautomatique du courant dans le réseau en cas d’augmentation de la tension du circuit intermédiaire.

3.2 Courbes de fonctionnement / Plage de fréquence

a) Par variation de la fréquence et de la tension avec le convertisseur, la courbe caractéristiquevitesse/couple du moteur asynchrone peut être variée sur l’axe de vitesse (→ fig. 10). Dans laplage de proportionnalité entre U et f (plage A), le moteur est alimenté sous flux constant et peutêtre chargé sous couple (nominal) constant. Dès que la tension maximum est atteinte et qu’oncontinue à augmenter la fréquence, le flux ainsi que le couple utile diminuent proportionnellementà cette dernière (sous excitation, plage F). Dans cette plage, le couple de décrochage MK diminueau carré de la fréquence ce qui implique qu’à une fréquence donnée, par ex. pour fbase = 50 Hz,MK devient inférieur au couple demandé(pour MK = 2 • MN à partir de 100 Hz ; pour MK = 2,5 MN à partir de 125 Hz).Le cas échéant, le moteur devra être dimensionné dans une taille supérieure.

b) Mais il est également possible d’alimenter le moteur, pour des fréquences faibles, avec un rapportU/f réduit pour que la tension maximum soit atteinte en même temps que la fréquence maximum.En raison d’un rapport U/f plus faible, le flux magnétique est réduit et le moteur sous-excité, lecouple ainsi obtenu est également réduit (→ fig. 11). Pour ce mode de fonctionnement, le moteuraura sur toute la plage, un couple de décrochage réduit au carré par rapport au couple dedécrochage pour un fonctionnement sur réseau 50 Hz(par ex., pour fmax = 70 Hz : MK70 = 502/702 • MK50 = 0,51• MK50).

00639AXXFig. 9 : Convertisseur de fréquence MOVITRAC 31

Entraînements triphasésavec variateurs de fréquence 3


L’avantage de cette utilisation du convertisseur est que dans la plage inférieure à 50 Hz, le moteurpeut être compensé en tension jusqu’à l’obtention du couple nominal (50 Hz) sans pour autantdépasser le flux nominal et qu’il peut développer des couples de démarrage et de surcharge supérieursau couple constant réduit Mréduit.

c) Une autre alternative est le fonctionnement avec une tension et une fréquence supérieures auxvaleurs nominales, comme par ex. :Moteur : 230 V / 50 Hz (branchement ∆)Convertisseur : UA = 400 V à fmax = 400/230 • 50 Hz = 87 Hz

Par cette augmentation de fréquence, le moteurdévelopperait une puissance supérieure de .

En raison de l’exploitation supérieure du moteur,SEW-USOCOME conseille l’utilisation de la puis-sance nominale du moteur catalogué de puissanceimmédiatement supérieure (classe d’isolation F).

Par ex. : Puissance moteur cataloguée : PN = 4 kWPuissance utilisable avec un branchement ∆ etfmax = 87 Hz ; PN = 5,5 kW.

Le moteur pourra quand même être utilisé à unepuissance de 1,37 x supérieure à la puissancecataloguée. Sous fonctionnement à flux constant,le couple de décrochage restera le même qu’enfonctionnement sur le secteur.

Il est à noter que le moteur sera plus bruyant en raison de la vitesse supérieure du ventilateur et dela puissance supérieure transmise par le réducteur (prévoir un fU suffisant).Le convertisseur devra être sélectionné en fonction de la puissance supérieure (pour l’exemple5,5 kW) car le courant absorbé sera plus important en cas de branchement ∆ qu’en cas debranchement Υ.

3

0 1 20

0

P

A F

MN

PN

M1

f/fN

f/fNP, M

UN

U fbase

00640AFRFig. 10 : Courbes de fonctionnement avec coupleconstant et puissance constante (plage de désexcitation)

0 1 20

0

P

PN

f/fN

f/fNP, M

Mréduit

UN

U

00641AFRFig. 11 : Courbes de fonctionnement avec coupleconstant réduit

0 1 20

0

P

MN

PN

f/fN

f/fNP, M

0 1

400 V

230 VUN

UA

U

00642AFRFig. 12 : Courbes de fonctionnement avec couplenominal constant



3.3 Dimensionnement / Refroidissement du moteur

La condition pour conserver un couple constant est une ventilation constante, même à basse vitesse.Ceci n’est cependant pas possible pour les moteurs auto ventilés dont le refroidissement diminueavec la vitesse décroissante. Si une ventilation forcée n’est pas prévue, il faudra réduire le couple.Pour éviter l’utilisation d’une ventilation forcée avec un couple constant, on peut surdimensionner lemoteur : la surface du moteur étant plus grande par rapport à la puissance utile, la chaleur est évacuéeplus facilement même à basse vitesse.

Une autre influence sur le dimensionnement du moteur est la forme de la tension de sortie : pluscette forme se rapproche de la sinusoïde, meilleure sera l’exploitation du moteur.

Lors du choix de la fréquence maximum, il faudra également tenir compte des contraintes imposéespar le réducteur : la vitesse circonférencielle du premier train d’engrenages et ses conséquences(échauffement, influence sur les roulements et les joints d’étanchéité ainsi que l’augmentation dubruit) limite la vitesse maximum du moteur. La limite minimum de la plage de fréquence est imposéepar le groupe d’entraînement complet.

La régularité de rotation à basse vitesse dépend de la qualité de la forme de la tension de sortie, lastabilité de vitesse dépend des valeurs de compensation du glissement et de IxR ou alternativementde la régulation de vitesse par dynamo tachymétrique montée sur le moteur.

3.4 Détermination de motoréducteurs SEW alimentés par convertisseur de fréquenceMOVITRAC

Le principe de fonctionnement des convertisseurs MOVITRAC est décrit au chapitre 3.1, les courbesde fonctionnement utilisées par SEW pour les motoréducteurs triphasés alimentés par convertisseurMOVITRAC au chapitre 3.2. D’autres renseignements pour la détermination figurent dans lescatalogues MOVITRAC et dans le fascicule 5 de “Pratique de la technique d’entraînement” (nousconsulter).

Pour la détermination des systèmes d’entraînement SEW, tenir compte des points suivants :

a) Prévoir au minimum la classe d’isolation F et monter des sondes thermométriques TF ou desthermostats TH.

b) Prévoir le fonctionnement des moteurs avec une puissance réduite Préduite (déclassement d’untype, c’est-à-dire utiliser le moteur avec la puissance du moteur de taille inférieure) ou avec uneventilation forcée.

Compte-tenu de leur plage de vitesse, de leur rendement et de leur cos ϕ, on n’utilisera que desmoteurs 4 pôles. Les possibilités suivantes sont disponibles :

Plage de réglage Exécution moteur

(pour fmax = 50 Hz) Puissance Mode derefroidissement 1)

Classe d’isolation Sondes thermo-métriques TF

1 : 5 Pr Auto ventilation F X

1 : 20 et plus PN Ventilation forcée F X

PN = Puissance moteur cataloguée 1) Pour les moteurs-frein, veiller à un refroidissementPréduite = Puissance réduite = Utilisation à la puissance suffisant de la bobine de frein (voir fascicule 4 de

du moteur catalogué de taille immédiatement Pratique de la technique d’entraînement”)inférieure



Par plage de réglage, on entend la plage dans laquelle le moteur est utilisé en continu. Si des vitessesfaibles sont utilisées ponctuellement (par ex. pour le démarrage ou pour le positionnement), on n’entient pas compte lors de la détermination de la plage de réglage.

Lors du choix de la vitesse maximum sur la plage de désexcitation par le biais de la fréquencemaximum, il faut noter que le couple nominal MN (rapporté à la fréquence nominale, par ex. 50 Hz)diminue proportionnellement et que le couple de décrochage MK chute au carré. Pour assurer unfonctionnement sans décrochage, il est impératif que le rapport MK/MN soit supérieur à 1 (au moins1,25 conseillé)(→ fig. 13).

Le raccordement en parallèle de plusieurs moteurs raccordés à un seul convertisseur ne garantit pasun fonctionnement identique et synchronisé. En fonction de la charge de chaque moteur, la vitessepeut chuter jusqu’à env. 100 min-1 entre le fonctionnement à vide et en charge. Cette chute de vitesseest à peu près constante sur toute la plage de réglage et ne peut pas être compensée par les réglagesde IxR et du glissement qui affecteraient tous les moteurs, en l’occurence également ceux qui ne sontpas chargés.

La mise hors circuit individuelle de moteurs ou d’un groupe de moteurs durant le fonctionnementest possible à condition de veiller à ce que la somme des courants nominaux moteur ne dépasse pasle courant nominal du variateur ou 125 % du courant nominal du variateur sous charge au carré ouen fonctionnement avec couple constant sans surcharge.

En cas d’utilisation de moteurs à pôles commutables et s’ils doivent être commutés durant lefonctionnement, veiller à ce que le moteur travaille en générateur lors du passage de la petite à lagrande vitesse. Prévoir à cet effet, une résistance de freinage suffisante sinon le convertisseur peutdétecter une surtension du circuit intermédiaire et se verrouiller.

Lors du fonctionnement en parallèle de plusieurs moteurs raccordés à un seul convertisseur, chaquemoteur doit être protégé individuellement par un relais thermique (ou contacteur associé à un élémentde protection thermique), la limitation de courant devant tenir compte de la somme des courants desmoteurs.

0 50 60 70 80 90 100 110 1200

f / Hz

+25%

0,5

1

1,5

2

2,5

3

MN 50 Hz

MMN

M = 1,8 MK N

M = 2,2 MK N

M = 2,5 MK N

M = 2,8 MK N

M = 3,0 MK N

00643AXXFig. 13 : Diminution au carré du couple de décrochage



3.5 Raccordement au réseau

Le type de raccordement au réseau est spécifié dans les tableaux de caractéristiques techniques desMOVITRAC. Un auto-transformateur n’est pas nécessaire pour adapter la tension réseau à celle desconvertisseurs puisque ceux-ci sont prévus pour des larges plages de tension.

3.6 Options

Les convertisseurs de fréquence MOVITRAC peuvent si nécessaire, être équipés d’options complé-mentaires ; ils sont ainsi capables de répondre à un grand nombre de besoins d’applications.

Pour des MOVITRAC 31C, nous mettons à disposition toute une palette d’accessoires et d’options :régulations de vitesse, entrées/sorties supplémentaires, synchronisation, commandes de position-nement, résistances de freinage, modules CEM, filtres-réseau, filtres de sortie, selfs de sortie,consoles de programmation, liaisons-série, liaisons bus de terrain, etc.



4 Servo-entraînements

Des informations détaillées concernant les servo-entraînements triphasés figurent dans le cataloguetechnique pour variateurs MOVIDYN® et dans le fascicule 7 de “Pratique de la technique d’entraîne-ment” (nous consulter).

4.1 Définition d’un servo-entraînement

Les systèmes d’entraînement sont en perpétuelle évolution et sur de nombreuses applications, lesexigences sont de plus en plus sévères, particulièrement en matière de :

• Précision de positionnement

• Précision de vitesse

• Plage de réglage

• Constance du couple

• Capacité de surcharge

• Dynamisme

Les besoins en matière de dynamisme, soit le comportement temporel d’un entraînement, résultentde cycles de transformation toujours plus rapides, de l’augmentation des fréquences de cycle et doncde la productivité d’une machine.

La précision élevée conditionne très souvent les possibilités d’adaptation d’un système d’entraîne-ment. Et un système d’entraînement moderne se doit de satisfaire à ces exigences.

Les servo-entraînements sont des systèmes d’entraînement dont les capacités de dynamisme, deprécision et de surcharge sont importantes sur une large plage de vitesse.

Le mot “servo” vient du latin “servus” qui signifie serviteur, esclave ou assistant. Dans la branchedes machines-outils, les servo-entraînements étaient surtout utilisés comme dispositifs auxiliaires.De nos jours, ceci a considérablement évolué, les servo-entraînements sont maintenant des systèmesd’entraînement à part entière.

4.2 Le moteur synchrone à aimants permanents

Le moteur synchrone à aimants permanents, également appelé moteur à commutation électroniqueou moteur à courant continu sans balais, répond parfaitement aux exigences faites à un servomoteur.Le stator est quasi identique à celui d’un moteur asynchrone ; le rotor feuilleté est garni d’aimantsqui assurent un champ magnétique rotorique constant. Ces moteurs sont la plupart du temps fermés(IP 65) et auto ventilés.

Le moteur peut fonctionner selon différents procédés d’application de courant. Dans les pagessuivantes, nous vous proposons la description du mode par commutation sinusoïdale ; ce mode étantcelui utilisé pour les servomoteurs SEW.

Servo-entraînements4


Les 3 phases sont alimentées en courant simultanément par un variateur MOVIDYN adapté. Courant,tension induite et flux ont une allure sinusoïdale, ce qui permet d’obtenir une constante de couple etde vitesse même en cas de très petites vitesses. Des mesures complémentaires sur l’exécutionmécanique du moteur peuvent amplifier ces performances.

Généralement, les codeurs pour moteurs à alimentation sinusoïdale sont des resolvers. Un resolverest un capteur rotatif intégrant une électronique de mesure puissante pour la lecture de la vitesse etde la position absolue du rotor. A partir de ces mesures, l’électronique génère un “sous-produit”, dessignaux incrémentaux, qui est délivré à un émetteur d’impulsions. Ces signaux sont alors exploitablespar un système de positionnement. Comme un émetteur d’impulsions supplémentaire n’est plusnécessaire, on peut réaliser de substantielles économies au niveau de l’achat du matériel et ducâblage.

iU

iW

iV

iW

φU

φV

φW

iU

iV

γel

γel

γel

γel

γel

γel

γel

γel

γel

t1 t2

N

S

W2U1

V2

V1

W1 U2

N

S

W2U1

V2V1

U2W1

u1

v1

w1

u2

v2

w2

360°

~

~

~UL W

UL V

UL U

~

~

~

Uind W

Uind V

Uind U

Uind U

Uind V

Uind W

Position du rotor au momentt t1 2

Schéma d'équivalence

Courant, tension et flux en fonction du tempsà vitesse constante

U : Tension induite par la rotation du rotor (EMK)

U : Chute de tension au niveau de l'inductivité

ind

L

MD0106BFFig. 14 : Commutation sinusoïdale, courant d’enroulement et tension induite sont maintenus en phase

MD0090AFFig. 15 : Structure de la régulation par codeur sur un moteur à commutation sinusoïdale

Servo-entraînements 4


4.2.1 Structure et fonctionnement

Les moteurs synchrones sont des moteurs à champ magnétique rotatif dans lesquels le champstatorique tourne de manière synchrone au champ rotorique. La disposition spécifique des enroule-ments statoriques et la suite chronologique des phases du courant d’entrée créent un champmagnétique.

La vitesse du champ nd se calcule à l’aide de la formule suivante :

f = fréquence de la tension appliquéep = nombre de paires de pôles du stator

Les moteurs synchrones SEW sont toujours fournis en version 6 pôles (p = 3). Le tableau ci-dessousdonne la vitesse en fonction de la fréquence pour p = 3 :

f [Hz] 100 150 225nd [min-1] 2000 3000 4500

Les raisons essentielles pour l’exécution 6 pôles des moteurs synchrones à aimants permanentsSEW sont les pertes réduites en fer à une vitesse de 3000 min-1 (150 Hz) et une constante de coupleélevée pour un besoin magnétique faible. Le bobinage des moteurs synchrones SEW est prévu pourun branchement étoile ; le point étoile n’étant pas accessible.

Comme sur un moteur asynchrone, le stator est composé du carter, du paquet de tôles et du bobinagestatorique. Le rotor est composé d’un arbre, de tôles rotoriques et d’aimants permanents collés. Pourassurer une meilleure dynamique au moteur, les tôles du rotor ne sont pas pleines, mais usinéesavec des évidements. Ceci permet de diminuer le moment d’inertie de masse du rotor et donc deraccourcir la phase d’accélération du moteur.

n fpd = • −60 1min

00037AXXLégende : 1. Stator 4. Rotor avec aimants permanents

2. Enroulement statorique 5. Resolver3. Paquet de tôles statoriques 6. Frein

Fig. 16 : Vue en coupe d’un moteur synchrone à aimants permanents avec frein



Si le moteur synchrone fonctionne avec une fréquence constante de la tension d’alimentation, lavitesse du rotor est identique à la vitesse du champ tournant. Si le moteur est soumis à une charge,on observe un décalage du champ tournant du rotor par rapport au champ tournant du stator. Lespôles de la roue polaire (rotor) sont ainsi déphasés par rapport à ceux du champ statorique, cedéphasage ayant une valeur précise symbolisé par α. Le couple augmente tout d’abord proportion-nellement à l’augmentation de l’angle de déphasage. Lorsque ce déphasage est exactement à 90°, etque les pôles du rotor sont positionnés exactement au milieu de 2 pôles du stator, la force agissantsur le rotor est maximale. Au-delà de cette valeur, c’est-à-dire lorsque le moteur est surchargé, lecouple diminue à nouveau ; le moteur se trouve alors dans une situation instable et s’arrête.

4.2.2 Pilotage du moteur

Pour pouvoir faire fonctionner le moteur synchrone à son couple maximal, il est indispensable quel’angle de déphasage α soit maintenu électriquement à 90°. En régime moteur, le champ statoriquedoit toujours être en avance de 90° ; en régime générateur, en retard de 90°. Pour piloter le moteur,le variateur MOVIDYN devra donc calculer les consignes pour les 3 courants de phase du moteurà partir de la valeur de couple pour ensuite, à l’aide d’une base de données de consignes de courant,assurer l’alimentation correcte du bobinage statorique.

Pour cela, la position du rotor est constamment enregistrée par un codeur. Pour chaque position eten fonction du sens de rotation et du sens du couple, le variateur MOVIDYN additionne ou soustraitalors électriquement 90° et calcule les courants correspondants. Pour chaque position du rotor, laposition correspondante du champ tournant statorique est automatiquement déterminée, ce quisignifie que le rotor détermine le sens du champ statorique. L’angle de déphasage α dont il estquestion ici correspond toujours à l’angle électrique ; pour un moteur 6 pôles, un angle électrique de90° équivaut à un angle mécanique de 30°.

Comme représenté dans la figure 17, le couple auniveau de l’arbre moteur dépend de l’angle dedéphasage, c’est-à-dire à l’angle électrique entreles lignes de champ magnétique du stator et durotor. La position du rotor, et donc le champrotorique, est mesurée par le codeur (resolver).L’alimentation en courant est amenée par le varia-teur MOVIDYN en fonction des besoins decouple.BS : Champ magnétique généré par alimentation en

courant du statorBR : Champ magnétique généré par les aimants

permanents

-180 °

-90 °

M

0 +90 ° +180°

α

M = f(sin )α

MD0092AXFig. 17 : Couple d’un moteur synchrone en fonction de l’angle de déphasage sous fréquence fixe

N

S

W2U1

V2

V1

W1 U2BS

BR

00760AXXFig. 18 : Sens des champs magnétiques BS et BR



4.2.3 Courbe caractéristique vitesse-couple

La courbe caractéristique vitesse-couple du servomoteur DFY montre 3 limites qui doivent être prisesen compte pour la détermination d’un système d’entraînement.

1) Le couple maximal d’un moteur est limité entre autre par la capacité de charge des aimantspermanents. En effet, si la charge du moteur est trop importante et que la valeur de courant esttrop forte, les aimants sont démagnétisés et le moteur “perd son couple”. Le bon choix du moteuret du variateur adapté empêche la démagnétisation.

2) Dans la plage des vitesses élevées, le couple peut également être limité par la tension au niveaudes bornes. Cette tension est fonction de la tension de circuit intermédiaire et de la chute detension par les câbles d’alimentation. En raison de la force contre-électromotrice (tension induitedans le moteur), le courant maximal ne peut ainsi plus être appliqué au moteur, ce qui entraînela réduction du couple maximal.

3) La 3ème limite est générée par la charge thermique du moteur. Pour la détermination, le coupleeffectif doit être calculé ; celui-ci doit être plus petit que le couple disponible à l’arrêt M0. Ledépassement de la limite thermique peut provoquer la démagnétisation des aimants ou ladétérioration de l’isolation du bobinage.

U = UNRéduction pour U = 0,9 UN

S3 (25 % SI)

S3 (40 % SI)

S3 (60 % SI)

S1 (100 % SI)

n = 2000 minN–1 n = 4500 minN

–1n = 3000 minN–1

[min ]–10

10

20

30

40

50

60

70

n

M

[Nm]

Mmax

DFY 112ML

80

500040003000200010000

1)

2) 2)2)

3)

00226AFRFig. 19 : Courbe caractéristique vitesse-couple d’un servomoteur SEW de type DFY 112ML



4.2.4 Resolver

Le resolver fonctionne selon le principe du transformateur rotatif dont le rotor se compose d’unebobine (enroulement rotorique) pour former un transformateur avec l’enroulement statorique. Leresolver est conçu sur la même base, avec comme seule différence que le stator est composé de 2enroulements décalés de 90°. Le resolver sert à mesurer la position angulaire absolue de l’arbremoteur. A partir du signal obtenu, le resolver génère une mesure de vitesse et une simulation codeur,utilisées pour la régulation de position.

Le rotor du resolver est fixé sur l’arbre du moteur. Pour la transmission sans contact de la tensiond’alimentation, le stator et le rotor sont chacun dotés d’un bobinage auxiliaire. A partir des tensionsde sortie U1 et U2, décalées de 90°, on peut ainsi déterminer le sens de rotation du rotor, la vitesseet un signal de position incrémental (simulation codeur incrémental).

4.3 Le variateur SEW type MOVIDYN

MD0116AXFig. 20 : Resolver

MD0108AXFig. 21 : Principe du resolver

MD0061AXFig. 22 : Variateur en version modulaire

MD0104AXFig. 23 : Variateur en version compacte



Les variateurs numériques de type MOVIDYN servent à la régulation de la vitesse et du couple desservomoteurs synchrones SEW. Les MOVIDYN sont disponibles en version compacte, maiségalement en version modulaire, généralement utilisée pour le pilotage de plusieurs entraînements.

Les versions compactes regroupent tous les éléments d’un variateur en une seule unité à l’inversedes variateurs en version modulaire. Il n’y a donc pas besoin de réaliser les câblages entre lesdifférents modules.

Les versions modulaires (module-puissance et module d’axe) présentent des avantages surtout dansles applications avec plusieurs moteurs. En effet, un seul module-puissance permet l’alimentation deplusieurs modules d’axe. La puissance du module-puissance dépend alors de la puissance globalede tous les modules d’axe raccordés et de leur charge.

4.3.1 Modules-puissance MOVIDYN

Les modules-puissance MOVIDYN intègrent le redresseur d’entrée, le circuit intermédiaire à courantcontinu du variateur, le frein-hacheur ou le système de réinjection sur réseau, un élément pour lebranchement sur le réseau, les dispositifs de protection nécessaires et les interfaces de communi-cation.

Energie de freinage excédentaire

Lors du freinage d’un entraînement, l’énergie cinétique transformée en énergie électrique estréinjectée dans le circuit intermédiaire. Comme les condensateurs du circuit intermédiaire n’ontqu’une capacité limitée, la tension du circuit intermédiaire augmente. Pour que le moteur puisse êtrefreiné, il faut donc veiller à ce que l’énergie excédentaire soit évacuée.

Cette énergie excédentaire sera soit stockée, soit transformée en d’autres formes d’énergie.

Pour cela, on utilise généralement l’une des 3 méthodes suivantes :

1. La réinjection sur réseau (pour utilisation de l’énergie électrique par d’autres usagers)

2. Le frein-hacheur ou la résistance de freinage (transformation de l’énergie en chaleur)

3. Echange d’énergie entre plusieurs moteurs (utilisation de l’énergie électrique des autres moteursraccordés)

Les modules-puissance MOVIDYN en exécution adaptée peuvent fonctionner selon la méthode 1,2 ou 3.



4.3.2 Modules d’axe MOVIDYN

Le raccordement du module d’axe au module-puissance est réalisé à l’aide d’une barre omnibus etd’un bus de données. Les modules d’axe contiennent l’onduleur via lequel les servomoteurs serontalimentés.

Les modules d’axe peuvent fonctionner dans les modes “Régulation de vitesse” ou “Régulationde couple”. Ils délivrent des courants de sortie de forme sinusoïdale de sorte que, même à petitesvitesses, une rotation régulière avec une variation minimale du couple puisse être assurée. Ce quipermet des pertes minimales au niveau du moteur et une utilisation optimale de la puissance moteur.

Le paramétrage des modules d’axe et des cartes option se fait depuis un PC via l’interface-sériestandard RS-232, par une commande amont via l’interface-série RS-485 ou via une liaison bus deterrain disponible en option.

Simulation de codeur incrémental

Générés à partir des signaux de sortie du resolver, les 6 canaux sont utilisés par les commandesamont pour le positionnement. Ces canaux sont les voies A, B et C et les voies inversées A, B et C.

La simulation de codeur incrémental délivre 1024 impulsions par tour dont la résolution pourra êtredoublée ou quadruplée par les commandes de positionnement. Un tour moteur sera ainsi convertien 4096 impulsions. Les impulsions des canaux A et B sont décalées de 90°. En cas de rotation àdroite, les flancs positifs des impulsions du canal A sont en avance sur celles du canal B ; en cas derotation à gauche, c’est l’inverse. Pour chaque tour complet du moteur, le canal C délivre un signalqui servira de signal de référence.

4.3.3 Options

Selon les besoins, les variateurs MOVIDYN peuvent être dotés de fonctions supplémentaires. Grâceà de nombreuses options, il est ainsi possible de satisfaire aux exigences de multiples applications.Et grâce à l’intégration directe des options dans les logements du variateur, d’éviter l’adjonction d’unappareil complémentaire.

Pour les variateurs MOVIDYN, nous proposons des options pour l’extension des fonctions (en-trées/sorties supplémentaires, positionnement), des résistances de freinage et des accessoires CEM(filtre-réseau, self de sortie) et des modules de communication (liaisons-série, liaisons bus deterrain).

MD0114AFFig. 24 :Simulation de codeur incrémental



4.3.4 Modules compacts MOVIDYN

Les variateurs MOVIDYN en version compacte sont généralement utilisés pour le pilotage d’unentraînement simple de petite puissance. Ces modules sont dotés de toutes les fonctionnalitésdisponibles sur la version modulaire, sauf de la réinjection sur réseau. Les options complémentairessont également adaptables.

4.4 Détermination d’un variateur SEW de type MOVIDYN

Définir- les données techniques- les conditions environnantes- les conditions de raccordement

Calculer les cycles de travailDiagramme vitesse/temps

Déterminer le réducteurDéfinition- de la vitesse de sortie du réducteur- du couple statiquePrécision de positionnement nécessaireDéfinition du rapport de réduction

Déterminer le moteur- Définition du couple moteur et de

la vitesse au niveau de l'arbre moteur- Définition des moments d'inertie de masse- Définition du couple dynamique nécessaire

Vérifier si- le couple max. développé M < 3 x M- la vitesse moteur nécessaire < n- le rapport des masses J /J < 10- la charge thermique M < M

max 0

N

ext Mot

eff 0

Contrôler la charge du réducteur

Variateurcompact

Variateursystème modulaire

Sélectionner le variateur MOVIDYN®

- Correspondance moteur-variateur- Courant-crête nécessaire- Capacité de charge I = f(n , t )max max a

Sélectionner le module d'axe MOVIDYN®

- Correspondance moteur-variateur- Courant-crête nécessaire- Capacité de charge I = f(n , t )max max a

Accessoires- Options (USS, AIO, NF.. , ...)

Sélectionner lemodule-puissance MOVIDYN®

-Courant/puissancecircuit interm.nécessaire-Nombred'axes raccordés-Facteurdesimultanéité

Sélectionner le radiateur- en fonction du calcul des

pertes- en fonction du nombre de modules

Accessoires- Self-réseau- Câble de transfert de données DBK- Options (USS, AIO, NF.. , ...)

Sélectionner la résistance de freinage- en fonction de la puissance de freinage

calculée et du mode de service

Composer le groupe d'entraînement final

Modulaire /Compact

?

00787AFRFig. 25 : Logique de détermination



5 Entraînements à courant continu

Des informations détaillées concernant les entraînements à courant continu figurent dans le catalogue“Motoréducteurs à courant continu” et dans le fascicule 2 de “Pratique de la technique d’entraîne-ment” (nous consulter).

5.1 Fonction du moteur à courant continu

Pour son fonctionnement, le moteur à courantcontinu nécessite un redresseur-régulateur à ten-sion de sortie continue. Il est composé de diffé-rents bobinages tels que l’induit, l’excitation, lespôles de commutation et pôles de compensationqui sont attribués tant au stator qu’au rotor. Latension et le courant sont transmis au rotor parl’intermédiaire de balais et du collecteur. Commeles balais sont des pièces d’usure, le moteur àcourant continu demande un minimum d’entretienà des intervalles réguliers.

5.2 Moteur à excitation séparée ou série

Selon le mode de branchement de l’excitation, on distingue deux variantes fondamentalementdifférentes dans leurs caractéristiques couple / vitesse.

Les moteurs à courant continu à excitation séparée ont, comme les moteurs triphasés à rotor encourt-circuit, une vitesse stable. Les moteurs à courant continu série par contre, ont un comporte-ment plus variable ; sous charge réduite, ils atteignent une vitesse très élevée qui diminue fortementau fur et à mesure que la charge augmente.En raison de leurs bonnes capacités de régulation, les moteurs à courant continu à excitation séparéesont les types les plus utilisés ; les moteurs série ne trouvent des débouchés que sur des applicationsbien particulières.Les informations des pages suivantes sont valables pour des moteurs CC à excitation séparée.

00644AXXFig. 26 : Moteur à courant continu à excitation séparée SEW

+

-

M

+

-

M

1. Moteur à courant continuà excitation séparée

2. Moteur à courant continuà excitation série

00645AFRFig. 27 : Branchements des moteurs à courant continu

n

00 IA

nN

IAN

Moteur àexcitation série

Moteur àexcitation séparée

00646AFRFig. 28 : Courbes de vitesse des moteurs CC

Entraînements àcourant continu 5


5.3 Réglage de la vitesse

La variation de la vitesse du moteur à courant continu est obtenue par une tension continue variable.On définit la plage de fonctionnement de l’induit avec un courant d’excitation constant (flux constant)ou la plage de fonctionnement de l’excitation avec une tension d’induit constante. La figure 29présente le courant d’excitation, le couple, la puissance, la tension et le courant d’induit en fonctionde la vitesse. En général, la variation de vitesse par la tension d’induit variable avec un courantd’excitation constant est utilisée.

5.4 Puissance, taux d’ondulation, facteur de forme

La plaque signalétique du moteur comporte les données nominales telle la puissance nominale, lavitesse nominale, la tension et le courant d’induit, la tension et le courant d’excitation, etc.

La puissance nominale de la plaque signalétique est valable pour un moteur à courant continu avecun courant uniforme. En fonctionnement sur batteries ou sur un réseau courant continu pur, lapuissance-crête correspond à la puissance nominale. Avec un fonctionnement du moteur à courantcontinu raccordé à un redresseur-régulateur, on obtient selon le type du variateur (1, 2, 3 ou 6alternances) un courant redressé pulsé (→ fig. 30).

0 ng nk nh n

IA

UA

P

M

IErr

I , U ,P, M, IA A

Err

Plage de réglagede l'induit

Plage de réglagedu champ aveccourant d'induitconstant

Plage de réglagedu champ aveccourant d'induitréduit

00647AFRIA = Courant d’induit UA = Tension d’induitIErr = Courant d’excitation ng = Vitesse de référencenk = Vitesse de commutation nh = Vitesse maximum admissible en désexcitation

Fig. 29 : Courbes caractéristiques

Entraînements àcourant continu5


Un courant continu pulsé, traversant un moteur à courant continu, engendre un couple réduit parrapport à un courant continu pur. Les pertes du moteur augmentent en fonction des ondulationssuperposées au courant continu (exprimé par le taux d’ondulation w et le facteur de forme F), ce quiaugmente l’échauffement du moteur.

Un lissage du courant continu par une inductance appropriée, résout ce problème aisément. Le circuitd’induit du moteur à courant continu a sa propre inductivité, mais cette dernière est trop faible pourobtenir un taux d’ondulation minimum du courant et de la tension. Dans ce cas, il faudra rajouter uneself de lissage dans le circuit d’induit.

La puissance nominale des moteurs à courant continu SEW peut être maintenue jusqu’à un tauxd’ondulation de 32 % ou un facteur de forme de 1,05 (→ fig. 31). Pour des facteurs de forme ou destaux d’ondulation supérieurs, il faudra procéder à une réduction de couple ou de puissance. Commeles moteurs sont rarement utilisés sous couple nominal, une détermination pour un facteur de formede 1,11 est conseillée dans les conditions les plus défavorables.

0

0 0

0T

T T

T2T

2T 2T

2T

î

î î

î

t

t t

t

I

I I

I

I = 0,5 îI = 0,318 îw = 121%F = 1,57

d

I = 0,953 îI = 0,952 îw = 4,2%F = 1,0009

d

I = 0,707 îI = 0,636 îw = 48,2%F = 1,11

d

I = 1,0 îI = 1,0 îw = 0%F = 1,0

d

Monophasé : redressementmono-alternance (1pulsation)

Triphasé : redressement doublealternance (6 pulsations)

Monophasé : redressementdouble alternance (2 pulsations)

Fonctionnement sur batterie(à titre de comparaison)

00648AFRT = Période Id = Valeur moyenneF = Facteur de forme I = Valeur efficacew = Taux d’ondulation î = Valeur-crête

Fig. 30 : Forme du courant continu selon différents branchements du redresseur-régulateur

M/MN M/MN

0 0F 0 40 80 120 160 200

w[%]

0,2

0,4

0,6

0,8

1,0

0,2

0,4

0,6

0,8

1,0

1,0 1,2 1,4 1,6 1,8 2,000649AFR

Fig. 31 : Réduction du couple en fonction du facteur de forme f ou du taux d’ondulation w



Dans les cas d’utilisation de ponts redresseurs triphasés, la self de lissage n’est pas indispensable.Dans tous les cas, il faudra procéder à un calcul de contrôle. L’inductivité de la self de lissagesupplémentaire et d’un facteur de forme de 1,11 peut être déterminée par la formule suivante :

IAN = Courant d’induit nominal du moteur en ALD = Inductivité de la self en mHLA = Inductivité du circuit d’induit en mHC = Facteur selon mode de branchement et tension réseau

du redresseur-régulateur sous 50 Hz(pour frés = 60 Hz, réduire C d’environ 17 %)

Mode de branchement C pour raccordement réseau (50 Hz)

vEB = Pont monophasé complethEB = Pont monophasé mixtevDB = Pont triphasé complet

230 VDC 400 VDC 500 VDC

vEB 630 1090

hEB 400 690

vDB 85 145 190

Facteur C selon mode de branchement

Pour une self de lissage sélectionnée, le taux d’ondulation est déterminé en % selon la formule :

Le facteur de forme est déterminé comme suit :

La puissance du moteur à courant continu est calculée comme suit :

Pabs = Puissance absorbée en WPu = Puissance utile (crête, nominale) en WUA = Tension d’induit (moyenne) en VIA = Courant d’induit (moyen) en Aη = Rendement moteur

Les balais des moteurs à courant continu SEW ont un rendement optimum dans la plage 50 - 100 %du courant nominal. Des pointes intempestives jusqu’à 2 x l’intensité nominale sont acceptables. Unfonctionnement continu inférieur à 50 % du courant nominal, est d’une part peu rentable et peutd’autre part, conduire à une usure anormale des balais (commutation sèche). Un surdimensionne-ment du moteur à courant continu est à éviter pour des raisons de sécurité.

LC

IL mHD

ANA= −

wC

L L ID A AN

= •+ •

48 2,%b g

FII

weff

D

= = +1 2d i

P U I P W

P P W

abs A A u

u abs

= • = •

= •

1η

η



5.5 Mise sous tension et capacité de surcharge des moteurs à courant continu

Les moteurs à courant continu SEW d’une puissance jusqu’à 0,5 kW peuvent être raccordés sur unréseau courant continu fixe. Les moteurs de puissance supérieure doivent être démarrés selon unprocessus de démarrage adéquat. Le courant de démarrage est limité avec l’utilisation de redres-seurs-régulateurs. Quel que soit le mode de fonctionnement, les moteurs à courant continu doiventpouvoir supporter 1,6 x le couple nominal pendant 15 secondes à la tension nominale.

5.6 Régulation de la tension d’induit, régulation de vitesse

Les moteurs à courant continu à excitation séparée ont un comportement similaire aux moteursasynchrones triphasés (→ fig. 28). A mesure que la vitesse chute, la charge du moteur augmente ;cette différence de vitesse est plus importante pour les petits moteurs que pour les grands. Pour desplages de réglage jusqu’à 1:40, cette différence peut être compensée par le réglage IxR du redres-seur-régulateur en régulation de la tension d’induit. La compensation IxR compense la chute detension aux bornes de la résistance d’induit IA • RA, dépendante de la charge, par un apport de tensionsupplémentaire délivrée par le redresseur-régulateur. Pour des plages de réglage supérieures à 1:40ou pour une précision de vitesse plus importante, la vitesse réelle ne peut être mesurée qu’avec unegénératrice tachymétrique montée sur le moteur.

5.7 Refroidissement

Les moteurs à courant continu SEW sont généralement livrés auto ventilés, l’effet de refroidissementdiminue donc à mesure que la plage de réglage augmente. Pour des plages de réglage élevées, il fautdonc procéder à une réduction de puissance ou rajouter une ventilation forcée.

Pour une température du milieu de ventilation supérieure à 40°C ou pour une altitude supérieure à1000 m, il faudra procéder à la même réduction de puissance que pour les moteurs triphasés.

5.8 Cadence de démarrage

Le nombre de démarrages admissibles des moteurs à courant continu est limité par :

- l’échauffement du bobinage- la charge du collecteur

5.8.1 Echauffement du bobinage

Selon son utilisation, le moteur à courant continu démarre avec un courant de démarrage de 1 à 2 xle courant nominal. L’échauffement du moteur à courant continu dû aux démarrages est donc moinsimportant que celui du moteur asynchrone qui absorbe, lors d’un démarrage direct, 5 à 6 x l’intensiténominale. Une ventilation forcée assure, même à basse vitesse, une bonne évacuation de la chaleur.



5.8.2 Sollicitation du collecteur

Si l’échauffement du moteur n’est pas limité par la cadence de démarrage souhaitée, cette dernièrepeut être limitée par le collecteur. Lors de cadences de démarrage élevées, des traces de brûlurepeuvent apparaître au niveau du collecteur qui ne seront pas lissées par le court fonctionnement souscharge nominale. Une usure anormale du collecteur en sera le résultat. En cas de doute, consulter leconstructeur du moteur.

5.9 Indices de protection, isolations, tolérances

Les indices de protection et les classes d’isolation des motoréducteurs à courant continu sontidentiques à ceux des motoréducteurs asynchrones, à l’exception de l’indice de protection IP 65 etde la protection antidéflagrante.

Pour les tolérances de vitesse, consulter le tableau suivant :

P2/nN x 1000 Tolérances

< 0,67 ± 15 %

≥ 0,67 à 2,5 ± 10 %

≥ 2,5 à 10 ± 7,5 % P2 = Puissance nominale en kWnN = Vitesse nominale en min-1

≥ 10 ± 5 %



6 Entraînements triphasés avec variateurs mécaniques

Des informations détaillées concernant les variateurs mécaniques sont données dans le catalogue“Motovariateurs”.

6.1 Types de variateurs

Différents types de mouvement nécessitent des entraînements à vitesse variable pour de faiblesplages de variation, sans exigence de vitesse constante, par ex. : bandes transporteuses, mélangeurs,agitateurs, etc. Sur ces applications, la vitesse d’avance de chaque machine sera réglée en fonctionde la vitesse optimale de production.

Les variateurs de vitesse mécaniques sont souvent accouplés à un réducteur de vitesse. Cesvariateurs mécaniques sont entraînés par des moteurs asynchrones triphasés à rotor en court-circuit.

SEW-USOCOME livre deux types de variateurs mécaniques :1. Variateurs à disque de friction avec plage de réglage jusqu’à 1:52. Variateurs à courroie trapézoïdale large avec plage de réglage jusqu’à 1:8.

Les plages de réglage peuvent être augmentées par l’utilisation de moteurs à pôles commutables(par ex. : 4/8 pôles).

6.2 Possibilité de réglage et temps de réglage

Le temps de parcours de la plage de réglage étant relativement long, de 20 à 40 secondes, il ne permetpas l’utilisation de ces variateurs en régulation. De ce fait, ces entraînements ne sont utilisés quepour de la variation de vitesse. Le réglage de la vitesse de sortie se fait soit manuellement par volantà main ou roue d’entrée, soit à distance par servomoteur. L’affichage du réglage ou de la vitesse sefait soit directement sur le variateur, soit par un instrument de mesure dans l’armoire de commande.

6.3 Choix du motovariateur

Le choix d’un variateur mécanique dépend non seulement de la puissance nécessaire et de la plagede réglage de la vitesse, mais également de la température ambiante, de l’altitude d’utilisation et dumode de fonctionnement.La figure suivante représente la puissance de sortie Pa, le rendement et le glissement en fonction dela plage de vitesse.

00631AXXFig. 32 : Motoréducteur à arbres parallèles SEW avecvariateur à disque de friction VARIMOT

00632AXXFig. 33 : Motoréducteur à couple conique SEW avecvariateur à courroie trapézoïdale large VARIBLOC

Entraînements triphasésavec variateurs mécaniques 6


Comme les variateurs de vitesse permettent de varier la vitesse et le couple, ils doivent être définissuivant différents critères :

- à couple constant- à puissance constante- à couple et puissance constants (respectivement plage de réglage partielle)

La figure 34 présente les courbes Pa, s et η de variateurs mécaniques sous charge. Le diagrammemontre la relation étroite entre le rendement et le glissement en fonction de la plage de vitesse réglée.On ne constate aucun rapport linéaire, ce qui est principalement dû à des causes mécaniques telsque la friction entre les disques et la vitesse circonférentielle maximales. Pour obtenir un entraînementavec variateur mécanique optimal, il est nécessaire de considérer chaque cas d’application indivi-duellement.

6.3.1 Détermination pour entraînement à couple constant

La plupart des cas d’application nécessitent sur toute l’étendue de la plage de réglage un momentsensiblement constant. Des motovariateurs déterminés d’après ces critères peuvent transmettre lemoment maximum calculé d’après la formule suivante :

Avec ce mode de détermination ou ces conditions d’utilisation, le réducteur de vitesse est uniformé-ment chargé sur toute la plage de réglage. Le variateur ne travaille à pleine charge qu’à sa vitessemaximale. La puissance admissible est réduite à petite vitesse. La puissance transmissible à la petitevitesse se calcule selon l’équation :

R = Plage de réglage de la vitesse

La figure 35 ci-après donne le couple et la puissance en fonction de la vitesse :

MP

ncons t Nma

a

a

=•

=max

max

tan9550

PR

P kWa amin max= •1

0 1 2 3

η

000

3

0,3

Sen %

Pa

0,9Puissance Pa

Rendement η

Glissement s

inn

a

e0

0

0= =

Vitesse de sortie sans chargeVitesse d'entrée sans charge

00633AFRFig. 34 : Courbes caractéristiques des variateurs mécaniques

Entraînements triphasésavec variateurs mécaniques6


6.3.2 Détermination pour entraînement à puissance constante

La puissance de sortie Pa est disponible sur toute la plage de réglage et se calcule d’après la formulesuivante :

Le variateur ne travaille à pleine charge qu’à vitesse minimale. Le réducteur de vitesse monté à lasortie du variateur doit être capable de transmettre les couples résultants. Les couples peuventdépasser de 200 à 600 % ceux d’un ensemble déterminé pour transmission sous couple constant(voir abaques).

PM n

cons t kWaa a=

•=max min tan

9550

0 00 0

na min na minna max na maxna na

M

Ma

Pa

Pa min

Pa max

M = constanta

Moment de sortie M = moment max.transmissible M au réducteur entraîné

a

a max

Puissance max.suivant essai

00634AFRFig. 35 : Valeurs caractéristiques des variateurs sous couple constant

0 00 0

na min na minna max na maxna na

Pa

P = P = constanta a min

Ma

Ma min

Ma max

Puissance max.suivant essai Moment max. transmissible

M au réducteur entraînéa max

Moment de sortie déterminé (M )a

00635AFRFig. 36 : Valeurs caractéristiques des variateurs sous puissance constante



6.3.3 Détermination pour puissance et couple constants

Dans ces conditions de charge, le variateur est utilisé de façon optimale. Le réducteur de vitesse estdéterminé de façon à ce qu’il puisse transmettre les moments correspondants à la puissancetransmise entre na min et na’. Dans la plage na’ à na max, la puissance reste constante. Dans la plagena min à na’, le couple reste constant.

Si l’on ne veut pas utiliser toute la plage de réglage disponible, il est conseillé, compte tenu durendement, de se placer aux vitesses supérieures de la plage. Dans cette partie, le glissement est leplus faible et la puissance à transmettre la plus importante.

6.4 Facteurs d’utilisation

Outre la détermination des critères d’utilisation d’un variateur et le choix d’un groupe dans les tableauxde sélection, il faut tenir compte des facteurs d’utilisation suivants :

1. fU = Facteur d’utilisation en fonction de la nature de charge (voir tableau ci-dessous)2. fT = Facteur d’utilisation en fonction de l’influence de la température ambiante (→ fig. 38).

Le facteur total est le résultat de la multiplication de fU • fT.

Nature descharges

fU Explications Exemples

I 1,0 Uniforme, marchesans à-coups

Ventilateurs, bandestransporteuseslégères, machinesde remplissage

II 1,25 Fonctionnementvariable avec à-coups

Monte-charges,machines àéquilibrer,translation de grues

III 1,5 Charge très variéeavec à-coupsimportants

Malaxeurs lourds,cylindres delaminoirs,presses, broyeurs

Facteurs d’utilisation fU

0 00 0

Courbe de coupleadmissible

Pn

nPa

a

aamin

minmax'

= ×

na min n'a na min n''an'ana max na maxna na

Pa

Pa max

Pa min

Ma

Ma max

M x i'a

M x i''a

Puissance max.suivant essai

Moment max. transmissible Mau réducteur entraîné

a max

00636AFRFig. 37 : Valeurs caractéristiques des variateurs sous puissance et couple constants

0 20 40 600

1

2

3

°C

A B

fT

Température ambiante

A = VU/VZ, D16 - D46B = D26 - D46

00637AFRFig. 38 : Facteurs d’utilisation fT

Entraînements triphasésavec variateurs mécaniques6


6.5 Protection contre les surcharges

La protection du moteur, quelle qu’en soit la nature, ne protège pas le réducteur.

Un contrôle électronique protège les réducteurs accouplés aux variateurs mécaniques contre lessurcharges. La protection électronique contrôle la puissance du moteur et la vitesse de sortie duvariateur. Sous couple constant, la puissance varie proportionnellement à la vitesse, c’est-à-dire quesi la vitesse décroît, la puissance du moteur doit également être réduite. Le cas échéant, il y asurcharge et l’ensemble est arrêté. Cette protection contre les surcharges n’est pas adaptée pour uneprotection contre les blocages.

Les limiteurs de couple sont efficaces comme protection contre les blocages.

6.6 Conseils de détermination

Comme indiqué, le choix d’un variateur mécanique est fonction de différents paramètres. Dans letableau ci-dessous sont regroupés les principaux points dont il faudra tenir compte pour la sélectiond’un VARIBLOC ou d’un VARIMOT.

Critère VARIBLOC (variateur à courroie) VARIMOT (variateur à disque de friction)

Plage de puissance 0,25 ... 45 kW 0,25 ... 11 kW

Plage de réglage 1:3, 1:4, 1:5, 1:6, 1:7, 1:8 selon le nombre depôles du moteur et la puissance d’entrée

1:4, 1:5 selon le nombre de pôles du moteuret la puissance d’entrée

Réglage à l’arrêt Réglage à l’arrêt interdit car la tension de lacourroie ne s’ajuste automatiquement que sil’entraînement est en marche

Réglage à l’arrêt possible ; mais ne doit pasêtre utilisé trop souvent

Mode de charge Egalement adapté à des charges variables (à-coups suite à alimentation, etc.),amortissement par la courroie

Uniquement adapté à une charge constante(par ex. bande transporteuse) ; en cas d’à-coups de charge, les disques peuvents’entrechoquer et leurs surfaces s’abîmer

Protection Ex Pas d’exécution à sécurité augmentée définiepour les variateurs mécaniques. Toutes lescourroies sont des conducteurs électriques etempêchent toute charge statique par deséléments en rotation. Préférer desentraînements avec convertisseursélectroniques en environnement explosible

Pas d’exécution à sécurité augmentée définiepour les variateurs mécaniques. Toutes lesbagues de friction sont des conducteurs élec-triques et empêchent toute charge statiquepar des éléments en rotation. Préférer desentraînements avec convertisseursélectroniques en environnement explosible

Usure La courroie est une pièce d’usure à remplaceraprès environ 6000 h de fonctionnement souscharge nominale. En cas de charge moindre,la durée de vie est considérablement rallongée

Peu d’usure ; des indications plus précisesquant aux intervalles de remplacement nepeuvent être fournies

Dispositif de réglage Volant à main ou roue à chaîne, commande àdistance électrique ou hydraulique

Volant à main, commande à distanceélectrique

Indicateur Indicateurs analogiques ou numériques ;indicateur analogique avec échelle spécialecourant

Indicateurs analogiques ou numériques ;indicateur analogique avec échelle spécialecourant, affichage sur boîtier



7 Réducteurs

Des informations détaillées concernant les réducteurs SEW figurent dans le catalogue“Motoréducteurs”.

00651AXXFig. 40 : Motoréducteur FA... à arbres parallèles SEW

00653AXXFig. 42 : Motoréducteur S... à vis sans fin SEW

00650AXXFig. 39 : Motoréducteur R... à engrenages cylindriques SEW

00655AXXFig. 44 : Motoréducteur Spiroplan W... SEW

00652AXXFig. 41 : Motoréducteur K... à couple conique SEW

00654AXXFig. 43 : Motoréducteur planétaire PSF... SEW

Réducteurs7


7.1 Motoréducteurs

Le motoréducteur SEW comprend un moteur électrique assemblé à un réducteur de vitesse ; cesdeux organes constituent une unité compacte. La détermination correcte d’un réducteur ou motoré-ducteur exige une parfaite connaissance de l’emplacement, des possibilités de fixation et del’adaptation sur la machine. SEW-USOCOME propose des réducteurs à engrenages cylindriques, desréducteurs à arbres parallèles, des réducteurs à couple conique (également à jeu réduit), desréducteurs à roue et vis sans fin, des réducteurs planétaires à jeu réduit et des réducteurs Spiroplan.

7.2 Vitesse de sortie, couple de sortie

La taille du réducteur est fonction de son couple de sortie. Le couple de sortie Ma est calculé à partirde la puissance de sortie du moteur PN et de la vitesse de sortie du réducteur na.

PN en kWna en min-1

η = rendement du réducteur

Les motoréducteurs SEW sont définis par leur puissance utile ou leur couple utile pour une vitessede sortie donnée. Un autre paramètre est le facteur d’utilisation.

7.3 Facteur d’utilisation (réducteur à engrenages cylindriques, à couple conique, à vissans fin et Spiroplan)

Les réducteurs sont déterminés normalement pour une charge uniforme et pour une faible cadencede démarrage. Dans le cas contraire, il est nécessaire de multiplier le couple de sortie et la puissancede sortie déterminés par calcul par un facteur d’utilisation. Ce dernier est défini par la cadence dedémarrage, le facteur d’accélération des masses et le temps de fonctionnement journalier (→ dia-gramme fig. 45). Le réducteur sera sélectionné à partir du couple de sortie déterminé. Le couple desortie admissible au réducteur doit être supérieur ou égal au couple calculé à l’origine.

M Pn

Nma Na

= • •η 9550

0 200 400 600 800 1200 14001000

24*III

16*

II

8*

I

0,8

0,9

1,0

1,1

1,2

1,4

1,5

1,6

1,0

1,1

1,2

1,3

1,4

1,5

1,6

1,7

1,2

1,3

1,4

1,5

1,6

1,7

1,8

fU

Démarrages / heure **

00656AFR* Durée d’utilisation en h/jour** Les démarrages comprennent les mises sous tension et les freinages ; pour les moteurs à pôles commutables

et les moteurs à courant continu les passages de petite en grande vitesse et inversement

Fig. 45 : Facteur d’utilisation nécessaire fU

Réducteurs 7


Facteur de choc

I uniforme, facteur d’accélération des masses ≤ 0,2II varié, facteur d’accélération des masses ≤ 3III très varié, facteur d’accélération des masses ≤ 10

Exemple : Facteur de choc I avec 200 dém./h et fonctionnement 24 h/jour, la valeur de fU = 1,35.

Sur certaines applications, on peut obtenir un facteur d’utilisation > 1,8 qui peut être engendré soitpar un facteur d’accélération des masses > 10, soit par un jeu important au niveau des éléments detransmission de la machine entraînée, soit par des charges radiales élevées. Dans ces cas-là, prièrede nous consulter.

Les facteurs de choc I à III sont choisis à partir de la valeur la moins favorable de l’un ou de l’autredes paramètres ou des deux. Il est également possible de choisir une valeur intermédiaire entre lescourbes I à III.

Le catalogue SEW précise pour chaque type de réducteur le facteur d’utilisation. Ce dernier résultedu rapport entre la puissance nominale du réducteur et la puissance nominale du moteur.

Le mode de détermination du facteur d’utilisation n’est pas normalisé ; les renseignements concer-nant le facteur d’utilisation peuvent donc varier d’un constructeur à l’autre et ne peuvent donc êtrecomparés entre eux.

Deux facteurs complémentaires sont à prendre en considération pour les réducteurs à roue et vissans fin : la température ambiante et la durée d’utilisation. Le diagramme ci-dessous donne lesfacteurs d’utilisation des réducteurs à roue et vis sans fin.

Le facteur d’utilisation global se calcule comme suit :

fU = Facteur d’utilisation déterminé selon fig. 45fU1 = Facteur d’utilisation pour température ambiantefU2 = Facteur d’utilisation pour service intermittent

Facteur d accélération des massesMoment d inertie desmasses entraînéesMoment d inertie de la masse dumoteur

'''

=

f f f fUtot U U U= • •1 2

-20 0-10 200 4010 6020 8030 10040 °C

I

II

III

60

fU2

% SI

fU1

1,0 0,6

1,2 0,8

1,4 1,0

1,6

1,8

Pour des températures < -20°C, nous consulter

SI (%) = x 100Temps de charge (min/h)

00657AFRFig. 46 : Facteurs d’utilisation supplémentaires pour réducteurs à roue et vis sans fin

Réducteurs7


7.4 Détermination de motoréducteurs planétaires à jeu réduit, série PSF...

Pour la détermination correcte d’un motoréducteur planétaire PSF, les indications suivantes sontindispensables :

- Couple de sortie Mamax

- Vitesse de sortie namax

- Charge radiale / charge axiale FRa / FAa

- Jeu α < 3’, 5’, 6’, 10’ (voir tableau ci-après)- Position de montage- Température ambiante- Charge exacte, c’est-à-dire indication de tous les couples nécessaires et temps de cycle ainsi

que des moments d’inertie de masses externes à accélérer et à ralentir.

Les réducteurs à jeu réduit PSF sont disponibles soit en version à jeu réduit N (normal), soit en versionà jeu très réduit R :

N R

PSF 201 ... 901 α < 6’ α < 3’

PSF 202 ... 902 α < 10’ α < 5’

En cas de montage de grands moteurs sur un réducteur PSF, un support moteur est nécessaire àpartir des rapports de masses suivants :

PSF à 1 train : mmot / mPSF > 4PSF à 2 trains : mmot / mPSF > 2,5

D’autres informations pour la détermination des réducteurs PSF figurent dans les catalogues“Réducteurs planétaires à jeu réduit” et “Motoréducteurs”.

7.5 Charges radiales, charges axiales

Pour le choix des réducteurs, il faut également tenir compte des charges radiales et axiales. Lacontrainte maxima de l’arbre et la charge admissible par les roulements sont déterminantes pour lacharge radiale admissible. Les valeurs maxima admissibles indiquées dans le catalogue concernenttoujours le point d’application de la charge à mi-bout d’arbre avec l’angle d’attaque le plus défavorable.Lorsque le point d’application de la charge est déporté, les charges radiales admissibles sont plusou moins importantes. En se rapprochant de l’épaulement de l’arbre, les charges radiales admissiblespeuvent être augmentées et inversement diminuées. Les formules pour la détermination du pointd’application de la charge sont données dans le catalogue “Motoréducteurs” au chapitre “Introduc-tion”. La charge axiale ne peut être fixée qu’après détermination de la charge radiale.

La charge radiale sur le bout d’arbre lors de la transmission du couple de sortie par roue à chaîne ouroue dentée, résulte du couple de sortie et du diamètre de la roue à chaîne et de la roue dentée.

F Mr

N=

Réducteurs 7


Pour déterminer la charge radiale, il faut tenir compte du coefficient correcteur fZ. Ces facteursdépendent des modes de transmission (roue dentée, roue à chaîne, courroie ou à courroie plate).Pour les poulies, il faut tenir compte de la tension de la courroie. Les charges radiales calculées avecle facteur additionnel ne doivent pas être supérieures aux charges radiales admissibles par leréducteur.

Elément de transmission Facteur additionnel fZ Remarques

Roues dentées 1,15 < 17 dents

Roues à chaîne 1,40 < 13 dents

Roues à chaîne 1,25 < 20 dents

Poulies à gorges 1,75 Influence de la tension de la courroie

Poulies plates 2,50 Influence de la tension de la courroie

7.6 Rendement du réducteur

Les pertes au niveau des réducteurs sont les pertes par frottement au plan d’action des dents, dansles roulements et aux joints d’étanchéité ainsi que les pertes par barbotage pour la lubrification parbain d’huile. Des pertes plus importantes apparaissent sur des réducteurs à roue et vis sans fin etdes réducteurs Spiroplan® .

Les pertes augmentent proportionnellement avec la vitesse d’entrée.

Pour les réducteurs à engrenages cylindriques, à couple conique, à arbres parallèles et planétaires,le rendement de la denture par train d’engrenages est de 97 à 98 %. Pour les réducteurs à roue etvis sans fin et Spiroplan® intervient l nombre de filets de la vis, le rendement varie entre 30 et 90 %.Lors de la phase de démarrage, le rendement des réducteurs à roue et vis sans fin ou Spiroplan®

peut encore être réduit de 15 %. Si le rendement est inférieur à 50 %, le réducteur est statiquementauto-bloquant. Des réducteurs ayant de telles caractéristiques ne peuvent être utilisés qu’en l’absencede couples de réversibilité ou avec des couples suffisamment faibles pour que le réducteur ne puissepas être endommagé.

7.7 Pièces d’usure

Pour les réducteurs, les éléments d’usure sont l’huile, les roulements et les joints d’étanchéité. Enraison de l’altération de l’huile, il est nécessaire de procéder à une vidange dans un intervalle plus oumoins rapproché. L’utilisation d’huile synthétique à la place d’une huile minérale courante permetd’espacer ces intervalles (au maximum 5 ans). La durée de vie des roulements dépend des roulementsutilisés, de leur charge et de la vitesse.

L’usure des joints d’étanchéité dépend de la vitesse de glissement au niveau des lèvres et del’ambiance. Cette dernière ne pouvant être définie avec précision, la durée de vie des jointsd’étanchéité ne peut pas être déterminée.

Pour les réducteurs à roue et vis sans fin, la roue à vis en bronze est également une pièce d’usure.Il faut tenir compte de cet élément pour la définition de la durée de vie.

Réducteurs7


7.8 Vitesse

Il n’existe pratiquement aucune limite au niveau réduction de la vitesse. Les réducteurs jumeléspermettent d’obtenir des vitesses de sortie de 0,01 min-1 et même inférieures.

Pour les assemblages de motoréducteurs non catalogués, avec moteurs 2 pôles ainsi qu’uneutilisation à 60 Hz, veuillez nous consulter.

7.9 Positions de montage, quantités d’huile

La plaque signalétique indique la position de montage de l’ensemble de la motorisation. La quantitéd’huile dépend de la position de montage. Si le groupe n’est pas monté dans la position de montageindiquée, il peut y avoir excès ou manque d’huile. Trop d’huile peut engendrer une surpression oudes fuites ; un manque d’huile peut entraîner l’usure des roues dentées ou des roulements et unéchauffement plus important.

Remplacement de l'huile

Huile PAO

Température constante du bain d'huile

Duré

e de

fonc

tionn

emen

t

Valeur moyenne pour 70°C selon type d'huile

Huile CLP

Huile PG

00935AFRFig. 47 : Intervalles de remplacement pour réducteurs standards sous conditions environnantes normales

Réducteurs 7


8 Formules de calcul

Pour une question de facilité, les unités SI n’ont pas été prises en compte. Les unités utilisées sontdétaillées dans la légende (→ chap. 18).

A l’aide des formules suivantes, il est possible de déterminer la majorité des cas d’application. Desdonnées plus précises pour le dimensionnement des systèmes d’entraînement se trouvent dans leschapitres précédents.

8.1 Force

Force d’accélération

Poids

Force de frottement (par glisse-ment)

Force normale (agit perpendiculaire-ment sur la surface de frottement)

Résistance au roulement (frotte-ment)

Force centrifuge

8.2 Couple

résultant de la force périphérique

résultant de la puissance

résultant du moment d’inertie demasse

pour l’accélération

8.3 Puissance

pour mouvement de translation

pour mouvement de rotation

F m a N= •

F m g NG = •

F F NR N= •µ

F F NN G= •cos α

F m gD

df c NF L= • • • • +F

HGIKJ +

FHG

IKJ

22

µ

F m rm v

rN n

sZ = • • = • = • • LNM

OQPω ω π2

22

1

M F rF d

Nm= • = • 0

2000

MP W P kW

nNm= =

•ω

9550

M J Jn

tNm

A= • = •

•α

9 55,

MJ J n

tM NmH

M L M

AL=

+ • •

•+

1

9 55η,

P F v W= •

P M W= • ω

P M n kW= •9550

Formules de calcul8


8.4 Moments d’inertie de masse

Calcul du moment d’inertie de la charge ramenée à l’arbre moteur

pour mouvement de translation

pour mouvement de rotation

Formules pour le calcul du moment d’inertie de différents solides en rotation

Solide Position de l’axe de rotation Symbole Moment d’inertie de masse J

Couronne fineCylindre creux à parois fines

Perpendiculaire à l’axe de lacouronne

Cylindre plein Dans l’axe de la longueur

Cylindre creux à paroisépaisses

Dans l’axe de la longueur

Plateau ou disque Perpendiculaire à la surface

Plateau ou disque Axe dans le plan cercle

Sphère pleine Par le centre de la sphère

Sphère creuse à paroisfines

Par le centre de la sphère

Barre fine et longue Perpendiculaire à l’axe àmi-longueur

Cylindre excentré

JS Moment d’inertie de masse d’un solide dont lecentre de gravité est situé sur l’axe passant parle point S

JA Moment d’inertie de masse de ce même solideramené à l’axe de rotation passant par le point A

a Distance entre les 2 axesm Poids du solide

J mv

nkgmX

M= • •

FHG

IKJ91 2

22,

J Jn

nkgmX

M= •

FHG

IKJ

22

J m r= • 2

J m r= • •12

2

J m r r= • • +12 1

222d i

J m r= • •12

2

J m r= • •14

2

J m r= • •25

2

J m r= • •23

2

J m l= • •112

2

J J m aA S= + • 2

AS

a

00659AXXFig. 48 : Cylindre excentré

8Formules de calcul


8.5 Cinématique

Mouvement horizontal Rotation

v = const. a = const. v = const. a = const.

s = v • t w = v • t

a = 0 a = 0

Rapporté à l’arbre moteur, on obtient

D = Diamètre en mm de la roue menée

i = Rapport de réduction de l’application

s v t a t va

= • = • =•2 2 2

2 2

v st

= v a s st

a t= • • = • = •2 2 ω ϕ=t

ω α ϕ ϕ α= • • = • = •2 2t

t

a vt

st

vs

= = • =•

222

2α ω ϕ ω

ϕ= = • =

•t t2

22

2

t sv

= ts

ava

sv

= • = = •2 2t = ϕ

ωt = • = = •2 2ϕ

αωα

ϕω

n vD

i= • • • −19 1 103 1, min

ϕ = • • °115 sD

i

α = • • LNM

OQP2000 2

aD

irads

Formules de calcul8


8.6 Formules spécifiques

Mouvement horizontal + rotationMouvement vertical en montée

Mouvement vertical en descente

Temps de démar-rage [s]

Temps de commu-tation [s]

Temps de freinage[s]

Distance de démar-rage [mm]

Distance de com-mutation [mm]

Distance de frei-nage [mm]

Précision de frei-nage

Accélération [m/s2]

Temporisation decommutation [m/s2]

Décélération [m/s2]

Cadence de démar-rage [c/h]

Travail du frein [J]

Temps avant ré-glage du frein [h]

tJ J n

M MA

MX

M

H L=

+FHG

IKJ •

• −η

9 55, b g tJ J n

M MA

MX

M

H X

=+F

HGIKJ •

• + •η

η9 55 2, e j

tJ J n n

M MU

M X

U L

=+ • • −

• + •η

ηb g b g

e j2 1

29 55,t

J J n n

M MU

M X

U X

=+ • • −

• − •η

ηb g b g

e j2 1

29 55,

tJ J n

M MB

M X

B L

=+ • •

• + •η

ηb g

e j9 55 2,t

J J n

M MB

M X S

B X

=+ • •

• − •

η

ηb g b g

e j9 55 2,

s t vA A= • • •12

1000 s tnn

vA AS

M= • • • •1

21000

s t vnnU U= • • +

FHG

IKJ

12

1000 121

2s t

nn

vnnU U

S S

S= • • +

FHG

IKJ

12

1000 12

22

1

2

s v t tB B= • • + •FHG

IKJ1000

122 s v t tB B= • • + •F

HGIKJ1000

122

X sB B≈ ± •0 12, X sB B≈ ± •0 12,

avtA

A= a

vt

nnA

A

S

M= •

avt

nnU

U

M

M= • −

FHG

IKJ1 1

2a

vt

nn

nnU

U

M

M

S

S= • −

FHG

IKJ •1 1

2

1

2

avtBB

= avtBB

=

Z Z

MM

J J J

J

Kadm

X

H

M ZX

M

P= •−

+ +•0

1

η

Z Z

MM

J J JJ

Kadm

X

H

M Z X

M

P= •−

+ + •0

1

η

WM

M MJ J J n

BB

B X

M Z X M=+ •

•+ + •

ηη

2

2

182 5b g

,W

MM M

J J J nB

B

B X

M Z X M=− •

•+ + •

ηη

2

2

182 5b g

,

LW

W ZBN

B néc=

•L

WW ZB

N

B néc=

•

8Formules de calcul


9 Exemple de calcul d’un chariot de translation

9.1 Caractéristiques

Données d’un chariot avec motoréducteur à engrenages cylindriques avec moteur-frein triphasé :

Poids du chariot : m0 = 1500 kg Poids de la charge : mL = 1500 kgVitesse de translation : v = 0,5 m/s Diamètre des roues : D = 250 mmDiamètre de l’axe des roues : d = 60 mm Matières en présence : Acier/AcierPuissance de frottement : acier sur acier f = 0,5 mmFrottement des joues et latéral : palier c = 0,003 (→ chap. 17, Annexe tableaux)Frottement des roulements : palier µL = 0,005Transmission intermédiaire : Transmission par chaîne, iv = 27/17 = 1,588Diamètre de la roue à chaîne (roue menée) : d0 = 215 mmRendement : ηL = 0,90Conditions de service : 40 % SICadence de démarrage : 75 parcours / heure avec charge et

75 parcours / heure à vide

2 roues motorisées

9.2 Détermination du moteur

9.2.1 Résistance au roulement

En charge :

A vide :

Pour le calcul de la résistance au roulement, le nombre de roues en action n’est pas déterminant.

F m gD

df c NF L= • • • • +F

HGIKJ +

FHG

IKJ

22

µ

F kgms mm

mmmm NF = • • • • +F

HGIKJ +

FHG

IKJ =3000 9 81

2250

0 00560

20 5 0 003 2412, , , ,

F kgms mm

mmmm NF = • • • • +F

HGIKJ +

FHG

IKJ =1500 9 81

2250

0 00560

20 5 0 003 120 52, , , , ,

00777AXXFig. 49 : Chariot de translation

Chariot de translation9


9.2.2 Puissance statique

La puissance statique tient compte de toutes les forces qui interviennent hors phase d’accélération,par ex.

- Frottement de roulement- Forces de friction- Force de levage en montée- Force due au vent, etc.

Rendement

η représente le rendement global de l’application ; il est composé du rendement du réducteur ηG etdu rendement des éléments de transmission externes ηL. Les rendements des éléments de trans-mission figurent au chapitre “Annexe” (→ chap. 17).

Pour un réducteur à engrenages cylindriques ou à couple conique, on admet un rendement η = 0,98par train d’engrenages (par ex. un réducteur à 3 trains ⇒ ηG = 0,94). Les rendements des réducteursà roue et vis sans fin sont fonction du rapport de réduction et sont donnés dans le catalogue“Motoréducteurs” de SEW.

Comme le réducteur n’est pas encore déterminé à ce stade du calcul, on admet une valeur moyennede η = 0,95 pour les réducteurs à 2 et 3 trains d’engrenages.

Le rendement de la charge est fonction des éléments de transmission montés derrière le réducteur(par ex. chaîne, courroie, poulies, engrenages, ...).

Le rendement d’une chaîne est tiré du chapitre 17 “Annexe” : η = 0,90 - 0,96.

Si aucune valeur précise n’est donnée, on effectue le calcul avec la valeur la plus petite, soit η = 0,90.

Les rendements inverses peuvent être calculés à l’aide de la formule :

Ce qui montre qu’avec un rendement de 50 % (0,5) ou moins, le rendement inverse est nul(auto-blocage statique).

En charge :

A vide :

La puissance statique calculée se rapporte à l’arbre moteur.

Cette valeur ne représente qu’une partie de la puissance moteur nécessaire car dans le casd’entraînements horizontaux, c’est la puissance d’accélération (= puissance dynamique) qui estdéterminante.

PF v

statF= •η

η η ηtot G L= • = • =0 95 0 90 0 85, , ,

ηη

' = −21

PN m

s W kWstat =•

= =241 0 5

0 85142 0 142

,

,,

PN m

s W kWstat =•

= =120 5 0 5

0 8571 0 071

, ,

,,

9Chariot de translation


9.2.3 Puissance dynamique

La puissance dynamique est la puissance qui entraîne le système complet (charge, éléments detransmission, réducteur et moteur). Dans le cas d’entraînements non régulés, le moteur met àdisposition un couple d’accélération avec lequel ce système est accéléré. Plus le couple d’accélérationest élevé, plus l’accélération sera forte.

En règle générale, les moments d’inertie de masse des éléments de transmission et des réducteurssont négligeables. Le moment d’inertie du moteur n’est pas encore connu puisqu’il faut encore définirle moteur adéquat. La seule possibilité au stade actuel est donc la détermination approximative d’unmoteur à partir de la puissance dynamique nécessaire pour l’accélération de la charge. Et commenormalement la relation entre la charge et le moment d’inertie de masse du moteur est particulière-ment forte dans le cas d’un chariot de translation, la détermination sera déjà très précise ; il faudracependant confirmer ce choix.

Il reste à calculer l’accélération admissible aadm ; le critère essentiel étant que les roues ne patinentpas.

Accélération admissible

Les roues patinent lorsqu’au niveau de la roue, la force périphérique FU devient plus importante quela force de frottement FR.

Si a < aadm ⇒ les roues ne patinent pas.

En charge :

A vide :

Il faut absolument éviter le patinage des roues suite à une accélération trop importante. C’estpourquoi, on choisit un moteur 2 pôles ; le rapport moindre entre le moment d’inertie de masseexterne et le moment d’inertie du moteur entraîne en effet un besoin accru en énergie pour amenerle moteur à une vitesse élevée. La phase d’accélération est donc plus “douce”.

P P P Ptot dyn ch e dyn mot stat= + +_ arg _d i

Pm a v

PF v

tottot

dyn motF= • • = + •

η η_d i

Valeur F m a F m gU Rmax. : = • = = • • µ0

Pkg m

sms

N ms Wtot =

• •+

•=

3000 0 74 0 5

0 85

241 0 5

0 851448

2, ,

,

,

,

Pkg m

sms

N ms Wtot =

• •+

•=

1500 0 74 0 5

0 85

120 5 0 5

0 85724

2, ,

,

, ,

,



Pour des moteurs 2 pôles de cette catégorie de puissance, le couple d’accélération MH est 2 xsupérieur au couple nominal. Comme l’accélération indiquée représente l’accélération maximaleadmissible, on sélectionne tout d’abord un moteur dont la puissance de référence est inférieure à lapuissance totale Ptot définie pour une marche à vide.

Moteur sélectionné : DT 71 D 2 BMPN = 0,55 kWnN = 2700 min-1

MH/MN = 1,7JM = 5,51 • 10-4 kgm2 Données du catalogue “Motoréducteurs”

9.2.4 Validation du calcul

La définition a été réalisée sans données moteur précises. Pour avoir un résultat totalement fiable, ilconvient d’effectuer un contrôle détaillé en intégrant les caractéristiques moteur.

Comportement au démarrage

Moment d’inertie de masse externe ramené à l’arbre moteur pour un fonctionnement à vide :

Couples :

Temps de démarrage à vide :

Accélération au démarrage à vide :

L’accélération au démarrage à vide est trop élevée. Pour réduire cette accélération, on peut augmenterle moment d’inertie de masse du moteur, par ex. en montant un ventilateur lourd. Ce qui par contrebaissera la cadence de démarrages admissible. Le choix d’un moteur de taille inférieure permetégalement de réduire l’accélération.

J mv

nkg

ms kgmX

M= • •

FHG

IKJ = • •

F

H

GGG

I

K

JJJ

=−91 2 91 2 15000 5

27000 0047

2

1

2

2, ,,

min,

MP

nkW

Nm

M M Nm M est une donnée cata ue qu il faudra redéfinir

M MP

n

kgm kgm

Nm Nms

NN

M

H N H

L statstat

M

= • = • =

= • =

= = • =+

FHG

IKJ •

• −=

−

−

9500 0 55 95502700

1 95

1 7 3 3

95500 000551 0 0047

0 852700

9 55 3 3 0 250 56

1

22

1

,min

,

, , log '

, ,,

min

, , ,,b g

tJ J n

M M

kgm kgm

Nm NmsA

MX

M

H L=

+FHG

IKJ •

• −=

+FHG

IKJ •

• −=

−

η9 55

0 000551 0 00470 85

2700

9 55 3 3 0 250 56

22

1

,

, ,,

min

, , ,,b g b g

avt

mss

msA

A= = =

0 5

0 560 89 2

,

,,



Validation du calcul à vide avec ventilateur lourd (JZ = 0,002 kgm2) :

L’accélération pour le démarrage à vide se situe dans la plage admissible ; le moteur sélectionné estdonc adapté.

Temps et accélération de démarrage en charge :

Distance de démarrage :

Cadence de démarrage admissible en charge :

tJ J J n

M M

kgm kgm

Nm Nms

avt

mss

ms

A

M ZX

M

H L

AA

=+ +F

HGIKJ •

• −=

+ +FHG

IKJ •

• −=

= = =

−

η9 55

0 000551 0 002 0 00470 85

2700

9 55 3 3 0 250 75

0 5

0 750 67

22

1

2

,

, , ,,

min

, , ,,

,

,,

b gb g

b g

tJ J J n

M M

kgm kgm

Nm Nms

avt

mss

ms

A

M ZX

M

H L

AA

=+ +F

HGIKJ •

• −=

+ +FHG

IKJ •

• −=

= = =

−

η9 55

0 000551 0 002 0 00940 85

2700

9 55 3 3 0 51 37

0 5

1 370 36

22

1

2

,

, , ,,

min

, , ,,

,

,,

b gb g

b g

s t v s ms

mmA A= • • • = • • • =12

1000 12

1 37 0 5 1000 343, ,

Z Z

MM

J J J

J

K Zch

cadence à vide du moteur selon cata ue

avecPP

kWkW

et SI K

Zch

NmNm

kgm kgm

kgm

ch

adm

X

H

M ZX

M

P

L

NP

adm

= •−

+ +• =

= ≈ =

= •−

+ +• =

0 0

22

2

14600

0 1420 55

0 25 40 0 7

46001 0 5

3 3

0 000551 0 002 0 00940 85

0 000551

0 7 110

η

log

,,

, % , ,

,,

, , ,,

,

,

b g

b g



Cadence de démarrage admissible à vide :

La formule suivante permet la détermination de la cadence de démarrage admissible pour unecombinaison de mouvements en charge et à vide par cycle :

75 déplacements par heure sont donc possibles avec le matériel choisi.

Comportement au freinage

Couple de freinage :

Les valeurs d’accélération et de décélération doivent être identiques. Il faut tenir compte du fait quela résistance au roulement, donc le couple en résultant, influence le couple de freinage.

Temps de freinage :

Décélération :

Distance de freinage :

t2 = t2II = 0,005 s pour une coupure côté courant continu et côté courant alternatif du frein(→ catalogue “Motoréducteurs”, chap. Moteurs-frein triphasés).

avecPP

kWkW

et SI K

Zch

NmNm

kgm kgm

kgm

ch

L

NP

adm

= ≈ =

= •−

+ +• =

0 0710 55

0 13 40 0 85

46001 0 25

3 3

0 000551 0 002 0 00470 85

0 000551

0 85 2462

2

2

,,

, % , ,

,,

, , ,,

,

,b g

ZZ Z

Z Zcc

chcycle

adm en ch e adm à vide

adm en ch e adm à vide=

•

+= •

+=arg

arg

b g b g

b g b g

110 246110 246

76

M M M Nm Nm NmB H stat≈ − • • = − • • ≈2 3 3 2 0 5 0 85 2 52 2η , , , ,

tJ J J n

M M

kgm

NmsB

mot Z X M

B stat

=+ + • •

• + •=

+ + • •

• + •=

−η

ηb g

e jb g

e j9 55

0 000551 0 002 0 0094 0 85 2700

9 55 2 5 0 5 0 851 0

2

2 1

2,

, , , , min

, , , ,,

avt

mss

msB

B= = =

0 5

1 00 5 2

,

,,

s v t tms

s s mmB B= • • + •FHG

IKJ = • • + •F

HGIKJ =1000

12

0 5 1000 0 00512

1 0 252 52 , , , ,



Précision de freinage :

L’énergie de freinage est transformée en chaleur au niveau des garnitures de frein et permet égalementun contrôle de l’usure de ces garnitures.

Energie de freinage en charge :

Energie de freinage à vide :

Le chariot se déplaçant alternativement en charge et à vide, il faut déterminer une énergie moyennede freinage pour déterminer la durée de vie des freins.

Durée de vie des freins (avant réglage) :

WN = Travail nominal du frein (→ Annexe, chap. 17).

Après 2600 heures de fonctionnement (correspond à environ 8 heures par jour sur 1 an), le frein doitêtre réglé et les portes-garnitures contrôlés.

X s mm mmB B= ± • = ± • = ±0 12 0 12 252 5 30 3, , , ,

WM

M M

J J J n

WNm

Nm

kgmJ

B en chB

B stat

mot Z X M

B en ch

.

.

,

,

, , ,

, , , , min,

b g

b g

b g

e jb g

=+ •

•+ + • •

=+ •

•+ + • •

=−

ηη

2

2

2

2 2 2

182 5

2 5

2 5 0 25 0 85

0 000551 0 002 0 0047 0 85 2700182 5

368

WNm

Nm

kgmJB àvideb g d i

b g=

+ ••

+ + • •=

−2 52 5 0 25 0 85

0 000551 0 002 0 0047 0 85 2700182 5

2442

2 2 2,, , ,

, , , , min,

WW W J J

JB moyenB en ch e B à vide

b gb g b g=

+= + =arg

2368 244

2306

LW

W ZJ

J ch

hBN

B moyen néc=

•= •

•=

b g

120 10

306 1502600

6



9.3 Détermination du réducteur

Vitesse de sortie :

Rapport de réduction :

Facteur d’utilisation :

Pour une utilisation de 8 heures/jour et 150 déplacements/heure, soit 300 phases d’accélération etde décélération par heure, on obtient, à l’aide de la figure 45 au chapitre 7 “Réducteurs”, le facteurde service suivant :

Avec un facteur d’accélération des masses > 20, ce qui n’est pas exceptionnel pour des chariots detranslation, il faut veiller à ce que l’installation ait le moins de jeu possible. En cas de fonctionnementavec alimentation directe sur réseau, le réducteur risque d’être endommagé.

Couple de sortie :

La puissance de référence pour la détermination du réducteur est en principe la puissance nominaledu moteur.

Réducteur adapté : R43 avec na = 64 min-1 et Mamax = 160 Nm

D’où un couple de sortie Ma (rapporté à la puissance nominale moteur) et un facteur d’utilisation fU :

Charge radiale :

Nombre de dents < 20, donc fZ = 1,25 (→ tableau au chapitre 7.5 “Charges radiales et axiales”).Pour des entraînements à courroie, tenir compte de la tension de la courroie :

Ce qui donne le motoréducteur : R43 DT 71D 2 BMG

nv

Di

msmma V= •

•• =

•• = −60000 0 5

2502717

60 7 1

π π

,, min

inn

M

a= = =

−

−270060 7

44 51

1min

, min,

Facteur d accélération des masses JJ J

kgmkgm

Facteur de choc III

f

ext

mot Z

U néc

' ,, ,

,

,_

=+

=+

= ⇒

=

0 00940 000551 0 002

3 68

1 5

2

2b g

Couple de sortie MP

nkW

NmaN

a= • = • =−

9550 0 55 955060 7

86 51,

, min,

M kW Nm

fNmNm

a

U

= • =

= =

−0 55 9550

6182

16082

1 95

1,

min

,

FM

di

f Nmmm NQ

a

v

Z= • • = • • =2000 82 2000215

1 59

1 25 15160

,

,

F NRa adm = 4910



9.4 Chariot de translation à 2 vitesses

Le chariot de translation de l’exemple précédent doit se déplacer en mode automatique à une vitesse4 x inférieure (moteur 8/2 pôles). De plus, la précision d’arrêt doit être limitée à ± 5 mm. Les élémentsstatiques restent identiques.

Caractéristiques : Repris de l’exemple précédent :

Poids du chariot : m0 = 1500 kg Résistance au roulement : FF = 241 NPoids de la charge : mL = 1500 kg Puissance statique : Pstat = 0,14 kWVitesse de translation : v = 0,5 m/sDiamètre de la roue : D = 250 mm

La méthode de calcul est la même que pour l’exemple précédent ; le point critique dans le cas demoteurs à pôles commutables n’étant pas l’accélération au démarrage, mais la commutation lors dupassage de la grande à la petite vitesse. Les moteurs bi-vitesse développent en effet 2,5 x le coupled’accélération de la “petite vitesse” sous forme de couple de commutation.

Le couple d’accélération de la “petite vitesse” représente env. 1,7 x le couple nominal des moteursde la plage de puissance considérée, d’où un couple de commutation de :

C’est pourquoi, on sélectionne tout d’abord un moteur dont la puissance nominale en 8 pôles estd’au moins 4,25 x inférieure à la puissance dynamique définie en fonction de la charge pour uneaccélération admissible.

Moteur sélectionné : DT 71 D 8/2 BMGPN = 0,25/0,06 kWnN = 2670/675 min-1

MH/MN =1,8/1,4JM =5,27• 10-4 kgm2 Données du catalogue “Motoréducteurs”

ce qui donne un couple nominal moteur pour la vitesse 2 pôles :

M M MU N pôles N pôles= • • = •2 5 1 7 4 258 8, , ,b g b g

Pkg m

sms

P P P W W W

PW

W

dyn ch e

tot dyn ch e stat

tot PU

_ arg

_ arg

_

, ,

,

,

=• •

=

= + = + =

= =

3000 0 74 0 5

0 851300

1300 140 1440

14404 25

340

2

M Pn

kW Nm

M M Nm

MP

nkW

Nm

NN

N

H N

LL

N

= • = • =

= • =

= • = • =

−

−

9550 0 25 95502670

0 9

1 8 1 69550 0 14 9550

26700 5

1

1

,min

,

, ,,

min,



Moment d’inertie de masse externe :

Temps de démarrage :

Accélération au démarrage :

Le point essentiel avec un moteur à pôles commutables est le temps de commutation :

En cas de commutation sans charge, la valeur se situe autour de 1,22 m/s2. Comme défini dansl’exemple précédent, l’accélération maximale admissible est de aadm = 0,74 m/s2. Le comportementà la commutation ne peut être amélioré que de 2 manières :

1. Ventilateur lourd

Le ventilateur lourd permet d’augmenter la durée de commutation grâce à sa masse d’inertieimportante. Mais il entraîne cependant une réduction significative de la cadence de démarrageadmissible ainsi qu’une usure plus importante du frein de par l’augmentation de l’inertie.

J mv

nkg

ms kgmX

M= • •

FHG

IKJ = • •

F

H

GGG

I

K

JJJ

=−91 2 91 2 30000 5

26700 0096

2

1

2

2, ,,

min,

tJ J n

M M

tkgm kgm

Nm Nms

A

MX

M

H L

A

=+F

HGIKJ •

• −

=+

FHG

IKJ •

• −=

−

η9 55

0 00053 0 00960 85

2670

9 55 1 6 0 52 95

22

1

,

, ,,

min

, , ,,

b g

b g

avt

mss

msA

A= = =

0 5

2 950 17 2

,

,,

tJ J n n

M M

avec M M Nm

tkgm

Nms

av n

nt

ms

sms

UM X

U L

U H pôles

U

U

M

M

U

=+ • • −

• + •

= • =

=+ • • −

• + •=

=• −FHG

IKJ

=• −FHG

IKJ

=

−

−

−

ηη

b g b ge j

b g b ge j

b g

2 12

8

2 1

2

1

2

1

1

2

9 55

2 5 3

0 00053 0 0096 0 85 2670 675

9 55 3 0 5 0 850 54

1 0 5 1 6752670

0 540 69

,

,

, , , min

, , ,,

, minmin

,,



2. Limiteur de couple de commutation (WPU)

Le limiteur WPU réduit le couple de commutation (environ 50 %) par une alimentation sur 2 phasesavant la mise en circuit automatique de la 3ème phase.

Cette 2ème solution est à privilégier par rapport au ventilateur lourd car elle n’entraîne pas de réductionde la cadence de démarrage. Dans des cas extrêmes, il est possible de combiner les 2 méthodes.

Pour obtenir en fonctionnement à vide :

Ainsi, même à vide, l’accélération se situe dans la plage admissible.

Cadence de démarrage admissible :

Pour tenir compte de l’échauffement généré par la commutation, il faut prévoir un facteur de 0,7.Ainsi le moteur sera capable d’entraîner le chariot plein 180 • 0,7 = 126 fois.

La cadence de démarrage admissible augmente lorsque le moteur est prévu en classe d’isolation Hou lorsqu’il est équipé d’une ventilation forcée.

Une autre alternative pour augmenter la cadence de démarrage admissible est d’effectuer ledémarrage en petite vitesse (à partir du bobinage à polarité élevée).

Pour le démarrage en petite vitesse et une commutation en grande vitesse, la cadence de démarragecalculée peut être augmentée d’environ 25 %.

Il n’est cependant pas possible avec cette configuration d’éviter des à-coups pendant la phase dedémarrage sur certains types d’application. Les temps de démarrage sont également augmentés.

tkgm

Nms

a

ms

sms

U

U

=+ • • −

• + •=

=• −FHG

IKJ

=

−

−

−

0 00053 0 0047 0 85 2670 675

9 55 1 5 0 25 0 850 56

0 5 1 6752670

0 560 67

2 1

2

1

1

2

, , , min

, , , ,,

, minmin

,,

b g b ge j

Z Z

MM

J J J

J

K

Zch

NmNm

kgm kgm

kgm

ch

adm

L

H

M ZX

M

P

adm

= •−

+ +•

= •−

+• =

0

22

2

1

90001 0 5

1 6

0 00053 0 00960 85

0 00053

0 65 180

η

,,

, ,,

,

,



Calcul de la cadence de démarrage pour plusieurs cycles

Le chariot se déplace chargé dans un sens et à vide dans l’autre sens. La cadence de démarrageadmissible en charge a été définie à 136 c/h. A l’aide des formules précédentes et du poids à vide, ilest maintenant possible de calculer la cadence de démarrage admissible à vide.

Après 126 c/h en charge et 320 c/h à vide, le moteur atteint sa charge thermique.

Pour exprimer ces données en cycles, il ne suffit cependant pas de faire la moyenne. Le calcul dunombre de cycles admissible est comparable au calcul pour le “branchement en parallèle derésistances” :

F m gD

df c

F kgms mm

mmmm N N

PN m

s W

MP

nkW

Nm

Zch

NmNm

kgm kgm

kgm

ch

F L

F

stat

statstat

M

adm

= • • • • +FHG

IKJ

FHG

IKJ +

= • • • • +FHG

IKJ

FHG

IKJ + =

=•

=

= • = • =

= •−

+• • =

−

22

1500 9 812

2500 005

602

0 5 0 003 120

120 0 5

0 8570

9550 0 07 95502670

0 25

90001 0 25

1 6

0 00053 0 00480 85

0 00053

0 7 0 7 320

2

1

22

2

µ

, , , ,

,

,,

min,

,,

, ,,

,

, ,

ZZ ZZ Z

ch

ch

ch

ch

chadm

adm à vide adm en ch e

adm à vide adm en ch e=

•+

=•

+=_ _ arg

_ _ arg

320 126

320 12690



Calcul pour plus de 2 types de charge différents

En cas de plus de 2 types, les différentes charges doivent être converties en mouvement à vide.

Description

Le chariot se déplace sur un plan incliné.

Un cycle correspond à :1er déplacement : en charge en montée2ème déplacement : en charge en descente3ème déplacement : à vide en montée4ème déplacement : à vide en descentepuis le cycle reprend depuis le début.

La conversion avec la formule adéquate permet alors d’obtenir 4 cadences de démarrage :

en charge enmontée

en charge endescente

à vide en montée à vide en descente

Cadence de démarrage [c/h] 49 402 289 181

Valeurs choisies de façon arbitraire.

La cadence de démarrage admissible à vide du moteur est donnée à 1200 c/h dans le catalogue.

On détermine combien de déplacements à vide correspondent à un déplacement en charge.

1200/49 = 24,5 en charge en montée (24,5 dépl. à vide = dépl. en charge)+1200/289 = 4,2 en charge en descente+1200/49 = 24,5 à vide en montée+1200/181 = 6,6 à vide en descente

59,8

Soit

Des 1200 c/h admissibles pour le moteur, un cycle nécessite 59,8 démarrages à vide.

Il en résulte que 1200/59,8 = 20,1 cycles par heure sont admissibles.



Calcul de la précision d’arrêt

Les calculs se rapportent à un déplacement en charge car pour ce type, la distance de freinage et lavariation de précision d’arrêt sont plus importantes que pour un déplacement à vide.

Couple de freinage :

Comme dans l’exemple précédent, le couple de freinage est fixé à 2,5 Nm.

Durée de freinage :

Décélération :


t2 = t2II = 0,005 s pour coupure côté courant continu et côté courant alternatif du frein

Précision d’arrêt :

La précision d’arrêt nécessaire est respectée.

tJ J J n

M M

tkgm

Nms

BM Z X M

B L

B

=+ + • •

• + •

=+ • • •

• + •=

−

ηη

b ge j

b ge j

9 55

0 00053 0 0096 0 85 675

9 55 2 5 0 5 0 850 21

2

2 1

2

,

, , , min

, , , ,,

avt

mss

msB

B= = =

0 13

0 210 62 2

,

,,

s v t tB B= • • + •FHG

IKJ1000

122

sms

s s mmB = • • + •FHG

IKJ =0 13 1000 0 005

12

0 21 14, , ,

X s mm mmB B≈ ± • = ± • = ±0 12 0 12 14 1 7, , ,



9.5 Chariot de translation à vitesse variable

9.5.1 Caractéristiques

Un chariot dont le poids à vide m0 = 500 kg doit déplacer une charge mL de 5 t sur une distance destot = 10 m en un temps ttot = 15 s. Au retour, le chariot n’est pas chargé et doit donc se déplacer àvide au double de la vitesse.

Pour l’accélération, on admet pour a = 0,5 m/s2.Après la temporisation, il faut de plus prévoir unephase de positionnement de 0,5 s pour l’améliora-tion de la précision d’arrêt.Diamètre de la roue : D = 315 mmDiamètre de l’axe de la roue : d = 60 mmµL = 0,005 c = 0,003 f = 0,5 mmTransmission par chaîne : iv = 27/17 = 1,588Diamètre de la roue à chaîne : d0 = 215 mmRendement : ηL = 0,90Rendement du réducteur : ηG = 0,95

Conditions de service : 60 % SICoefficient correcteur : fZ = 1,25Plage de réglage : 1:10Cadence de démarrage : 50 dépl./heure

9.5.2 Optimisation du diagramme vitesse/temps

Dimensionnement avec accélération minimale

Dimensionnement par rapport à la vitesse

L’accélération est pré définie.

Remarque : ici, s en [m]

Comme la durée du positionnement n’est pas prise en compte, le résultat sera suffisamment précissi la durée totale est calculée en soustrayant la durée de positionnement.

as

tv

st

tt

ss

a a

= • = •

= =

4 2

2 2

2

va t a t a s

=• − • − • •b g2 4

2

v

ms

s ms

s ms

mms

=• − •F

HGIKJ − • •

=0 5 14 5 0 5 14 5 4 0 5 10

20 77

2 2

2

2, , , , ,,

v

t

00780AXXFig. 50 : Diagramme vitesse/temps

v

t

00782AXXFig. 52 : Dimensionnement par rapport à la vitesse

v

t

00781AXXFig. 51 : Dimensionnement avec accélération minimale



Ce qui donne :

Le cycle de déplacement est à présent défini.

9.5.3 Détermination de la puissance

Résistance au roulement, puissance statique et couple statique

tva

ms

ms

s

s v tms

s m

tv

a

ms

ms

s

s tv

v s

ms m

sm

s v tms

s m

s s s s s m

a

a a

u

u u pos

pos

dépl tot a u pos

= = =

= • • = • • =

= =−

=

= • +FHG

IKJ = •

−+

F

H

GGG

I

K

JJJ

=

= • = • =

= − − − =

0 77

0 51 54

12

12

0 77 1 54 0 593

0 77 0 077

0 51 39

21 39

0 77 0 077

20 077 0 588

0 077 0 5 0 0385

8 78

2

2

,

,,

, , ,

, ,

,,

,, ,

, ,

, , ,

,

∆

∆

b g

b g

tsv

mms

s

t t t t t s

dépl

tot a dépl u pos

= = =

= + + + =

8 78

0 7711 4

14 8

,

,,

,

F m gD

df c

F kgms

mmmm N

PF v N m

s kW

MP

nkW

Nm

F L

F

statF

statstat

N

= • • • • +FHG

IKJ +

FHG

IKJ

= • • • • +FHG

IKJ +

FHG

IKJ =

= ••

=•

•=

= • = • =−

22

5500 9 812

3150 005

602

0 5 0 003 385

1000

385 0 77

1000 0 850 35

9550 0 35 95501400

2 39

2

1

µ

η

, , , ,

,

,,

,min

,



Puissance dynamique sans tenir compte du moment d’inertie du moteur, pour évaluation de lapuissance moteur

La puissance totale nécessaire (sans puissance d’accélération pour le moteur qui n’est pasencore déterminée) se situe autour de

Comme le convertisseur de fréquence peut développer 150 % du courant nominal, on sélectionneraun moteur de 2,2 kW.

Moteur sélectionné : DT 100LS4 BMG2,2 kW 1400 min-1 JM = 48,1 • 10-4 kgm2 (frein inclus)

Puissance d’accélération

Le couple moteur n’étant pas proportionnel dans les plages de petite vitesse (< 25 % de la vitessemaximale), les 150 % d’intensité moteur (association convertisseur) détermineront un couplemoteur de 130 % du MN.

Dans le cas considéré, on a besoin de 132 % MN, le moteur est donc tout juste admissible.

Pm a v kg m

sms kWdyn ch e_ arg

, ,

,,= • •

•=

• •

•=

1000

5500 0 5 0 77

1000 0 852 49

2

η

P P P kW kW kWtot stat dyn ch e= + = + =_ arg , , ,0 35 2 49 2 84

MJ J

tM

J mv

nkg

ms kgm

Mkgm kgm

sNm Nm

MkW

Nm

MM

NmNm

H

M X

Astat

XM

H néc

N

H néc

N

=+ +F

HGIKJ

•+

= • •FHG

IKJ = • •

F

H

GGG

I

K

JJJ

=

=+ •F

HGIKJ •

•+ =

= • =

= =

−

−

−

1

9 55

91 2 91 2 55000 77

14000 1517

0 00481 10 85

0 1517 1400

9 55 1 542 39 19 8

2 2 95501400

15

19 815

132

2

12

2 2 1

1

η,

, ,,

min,

,,

, min

, ,, ,

,min

,%

_

_



9.5.4 Plage de réglage

Plage de désexcitation

Si le moteur fonctionne au-delà de la fréquence debase fbase (dans la plage de désexcitation), il fautveiller à ce que le couple nominal réciproque dé-croissant et le couple de décrochage quadratiquedécroissant soient supérieurs au couple de chargenécessaire.

Vitesse réduite sous couple constant

A vitesse réduite, les moteurs avec auto ventilation ne sont pas capables d’évacuer correctement lachaleur générée en raison d’une vitesse de ventilation moins importante. Pour le dimensionnementcorrect, la connaissance précise de la durée de fonctionnement maximale et du couple maximal estdonc primordiale. Souvent, il faudra monter une ventilation forcée ou installer un moteur d’une taillesupérieure qui sera capable, grâce à une surface plus importante, de dissiper plus de chaleur.

Règles fondamentales pour l’utilisation dans une plage de réglage

• Prévoir au minimum, la classe d’isolation F

• Prévoir des sondes thermométriques (TF) ou des thermostats (TH) dans le moteur

• Privilégier des moteurs 4 pôles, plage de vitesse, rendement et cos ϕ plus favorables

Des renseignements détaillés pour la détermination sont donnés dans le fascicule 5 de “Pratique dela technique d’entraînement” (nous consulter).

Pour des mouvements retour à faible charge, le moteur peut fonctionner à 100 Hz dans la plage dedésexcitation. Ceci oblige cependant à recalculer le couple.

Couple nominal moteur sous fréquence de base : MN = 15 NmCouple de décrochage sous fréquence de base : MK = 35 Nm

Pour fonctionnement 100 Hz :

Pour m0 = 500 kg (mouvement à vide), le couple de charge (phase d’accélération comprise)correspond à 0,22 Nm + 2 Nm = 2,22 Nm. Le fonctionnement en plage de désexcitation est doncpossible.

M NmHzHz

Nm

M Nm HzHz

Nm

N Hz

K Hz

100

100

2

1550

1007 5

35 50100

8 75

b g

b g

= • =

= •FHG

IKJ =

,

,

M

f

Couple dedécrochage MK

Couple nominal MN

Couple de charge ML

fbase

Plage de désexcitation

00783AFRFig. 53 : Plage de désexcitation



9.5.5 Fonctionnement sous 87 Hz

En cas de fonctionnement sous 87 Hz (→ chap. 3.2), il est possible de monter un moteur d’une tailleinférieure à celui déterminé dans l’exemple précédent.

Moteur sélectionné : DT 90LS4 BMG1,5 kW pour 1410 min-1 maintenant 2,2 kW pour 2440 min-1

JM = 39,4 • 10-4 kgm2 (frein inclus)

En fonctionnement 87 Hz, ce moteur associé à un convertisseur de 2,2 kW, peut développer unepuissance de 2,2 kW en service continu. Le couple de charge, rapporté à la nouvelle vitesse nominalenN = 2440 min-1, est de Mstat = 1,25 Nm. Le nouveau couple nominal moteur, rapporté ànN = 2440 min-1 et PN = 2,2 kW, correspond à MN = 8,6 Nm.

Le fonctionnement à 87 Hz est admissible.

9.5.6 Régulation de vitesse

Les capacités d’un moteur triphasé alimenté par convertisseur de fréquence sont améliorées parl’option “Régulation de vitesse”.

Pour cela, les composants optionnels suivants sont nécessaires :

• un codeur monté sur le moteur

• un régulateur de vitesse intégré au convertisseur

La régulation de vitesse permet d’obtenir les performances suivantes :

• Plage de réglage de la vitesse jusqu’à 1:100 sous fmax = 50 Hz

• Relation de vitesse avec la charge < 0,3 %, rapportée à nN avec saut de charge ∆M = 80 %

• Temps de régulation en cas de variation de charge ramené à env. 0,3 - 0,6 s

Avec un convertisseur adapté, le moteur pourra même générer des couples de courte durée quidépassent le couple de décrochage en fonctionnement direct sur réseau. L’accélération maximale estatteinte si le moteur est déterminé pour fmax < 40 Hz et si la fréquence de base est réglée à 50 Hz.

J mv

nkg

ms kgm

MJ J n

tM Nm

MM

NmNm

XM

H néc

MX

M

astat

H néc

N

= • •FHG

IKJ = • •

F

H

GGG

I

K

JJJ

=

=+F

HGIKJ •

•+ =

= = <

−91 2 91 2 55000 77

24400 0497

9 559

98 6

105 130

2

1

2

2, ,,

min,

,

,% %

_

_

η



9.5.7 Mode synchronisation

L’option “Synchronisation” permet le fonctionnement d’un groupe de moteurs asynchrones selonune synchronisation relative ou selon un rapport de vitesse pré-réglés.

Pour cela, les composants optionnels suivants sont nécessaires :

• un codeur monté sur le moteur

• un régulateur de vitesse/une option de synchronisation intégré(e) au convertisseur

Cette option permet la résolution des tâches suivantes :

• Fonctionnement en synchronisme de 2 à 10 moteurs (“onde électrique”)

• Fonctionnement selon un rapport défini (rapport de réduction synchrone réglable, “réducteurélectronique”)

• Synchronisation temporaire avec mesure interne du décalage angulaire pendant la marchedésolidarisé (“cisaille volante”)

• Fonctionnement synchronisé avec décalage sans nouveau point de référence (bancs d’essai detorsion, génération de balourd dans vibreurs)

• Fonctionnement synchronisé avec décalage avec nouveau point de référence (bandes de trans-bordement)

Exemple : “Cisaille volante”

Une bande en matière synthétique déroulante doitêtre estampée à des intervalles précis de 1 m.

Caractéristiques :

Vitesse de déroulement : 0,2 m/sDéplacement max. du tampon : 1 mPoids du tampon : 50 kgDurée phase d’estampage : 1 s → 0,4 m

Pour des raisons de simplicité, les diamètres des roues à chaîne sont tous identiques. Un entraîne-ment de type R63 DT71D4 (i = 42,98) associé à un convertisseur de fréquence fonctionnant à 30 Hz,a été défini. Si possible, le même motoréducteur doit entraîner l’avance du tampon.

Explication :

Le fonctionnement à 30 Hz du motoréducteur a été choisi pour que le tampon puisse, sans avoir à modifierle rapportde réduction, rattraper rapidement labande ;cecin’étantpas impératifdupointdevue technique.En effet, il était possible de programmer la synchronisation électronique de rapports différents.

Déroulement :

Après la phase de synchronisation des motoréducteurs, l’entraînement du tampon se désolidarisependant une courte phase. L’écart des axes continue d’être mesuré en interne. Il est en plus possiblede programmer un compteur esclave. Celui-ci calcule à partir du nombre d’impulsions défini, unnouveau point de référence qui est précisément décalé de la valeur de l’écart. L’axe d’estampage sesert de la phase désolidarisée pour revenir au point 0. Un barrage photoélectrique interrompt lefonctionnement en mode désolidarisé par l’envoi d’un signal binaire à la carte de synchronisation.L’axe d’estampage se positionne alors sur le nouveau point de référence. L’estampage lui-même estdéclenché par un signal programmé (esclave en position) sur un relais de sortie dans le convertisseur.

00784AXXFig. 54 : “Cisaille volante”



Le chemin du retour (800 mm, 200 mm de réserve) doit débuter au bout de 2 secondes.

D’après les formules cinématiques connues, il faudra donc prévoir une vitesse de 0,55 m/s pour uneaccélération de 1 m/s2, ce qui correspond pour le convertisseur à une fréquence de :

Cela signifie qu’il est possible d’utiliser le même entraînement que celui de la bande transporteuse,toutefois en fonctionnement sous 87 Hz. Il convient de vérifier la puissance comme dans les exemplesprécédents.

Le rattrapage doit se faire en environ 1 seconde ; le convertisseur prévoit pour cette phase, lefonctionnement sous fmax.

L’accélération est fonction du facteur de régulation KP réglé. Il reste ensuite environ 2 secondes, cequi laisse un peu de réserve.

Comme on peut le constater sur le diagramme distance/temps, il est important que la phase de retourtermine peu avant la phase d’estampage pour éviter des parcours de synchronisation trop longs.

f

ms

ms

Hz Hz= • ≈0 55

0 230 85

,

,

s [m]

2

1

0

-1

-2

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 t [s]

1 m

Retour

Synchroni-sation

(estampage)

00785AFRFig. 55 : Diagramme distance/temps de la “cisaille volante”



10 Exemple de calcul d’un entraînement en levage


Les entraînements en levage utilisent déjà la plus grande partie de leur couple à l’état (quasi)stationnaire. Pour le déplacement des charges, seule une part de couple est nécessaire (exception :dispositif de levage avec contre-poids).

Poids à vide : m0 = 200 kgPoids de la charge : mL = 300 kgVitesse de levage : v = 0,3 m/sDiamètre de la roue à chaîne : D = 250 mmRendement : ηL = 0,90Rendement du réducteur : ηG = 0,95η = ηL • ηG < 0,85Conditions de service : 50 % SI

1 moteur en entraînement direct

Un moteur à pôles commutables avec un rapportde vitesse de 1:4 est prévu.


La puissance du moteur sélectionné devrait être supérieure à la puissance statique (quasi station-naire) calculée.

En raison de la puissance nécessaire, le moteur est choisi en fonction de sa grande vitesse. Le rapportde vitesse de 1:4 est optimal pour un moteur 8/2 pôles.

DT 100LS 8/2 BMGPN = 0,45/1,8 kWnM = 630/2680 min-1

MH = 10,9/14,1 NmJM = 48,1 kgm2

Z0 = 2600/9000MB = 20 NmMU = 1,6 • MH (8 pôles) = 17,5 Nm Données du catalogue “Motoréducteurs”

Moment d’inertie de masse externe

Pm g v kg m

sms kWstat = • •

•=

• •

•=

1000

500 9 81 0 3

1000 0 851 73

2

η

, ,

,,

J mv

nkg

ms kgmX

M= • •

FHG

IKJ = • •

F

H

GGG

I

K

JJJ

=−91 2 91 2 5000 3

26800 00057

2

1

2

2, ,,

min,

00786AXXFig. 56 : Dispositif de levage

10Entraînement en levage


Couple moteur statique

Attention

La charge assiste le moteur en descente, mais agit en sens inverse en montée. Il faudra donc pourle calcul des mouvements en montée et des mouvements en descente utiliser des formules différentes(→ chap. 8.6).

10.2.1 Montée

MP

nkW

Nmstatstat

M= • = • =−

9550 1 73 95502680

6 21,

min,

Temps de démarrage

tJ J n

M M

kgm

NmsA

MX

M

H stat

:

,

, ,,

min

, , ,,=

+FHG

IKJ •

• −=

+FHG

IKJ •

• −=

−η

9 55

0 00481 0 000570 85

2680

9 55 14 1 6 20 19

2 1

b g b g

Accélération au démarrage

avt

mss

msA

A

:

,

,,= = =

0 3

0 191 58 2

Dis ce de démarrage

s t v s ms

mmA A

tan :

, , ,= • • • = • • • =12

1000 12

0 19 0 3 1000 28 5

Durée de commutation

tJ J n n

M M

tkgm

Nms

UM X

U stat

U

:

,

, , , min

, , , ,,

=+ • • −• + •

=+ • • −

• + •=

−

ηη

b g b ge j

b g b ge j

2 12

2 1

2

9 55

0 00481 0 00057 0 85 2680 630

9 55 17 5 6 2 0 850 05

Temporisation

av n

nt

ms

smsU

M

M

U

:

, minmin

,,=

• −FHG

IKJ

=• −FHG

IKJ

=

−

−1 0 3 1 6302680

0 054 6

1

2

1

1

2

Dis ce de commutation

s t vnn

sms

mmU U

tan :

, ,minmin

,= • • • • +FHG

IKJ = • • • • +

FHG

IKJ =

−

−12

1000 112

0 05 0 3 1000 16302680

9 321

2

1

1

Entraînement en levage10


Pour le calcul des valeurs de freinage, il est nécessaire de prendre en compte la variation de vitessegénérée par le “temps mort”. Ce temps mort apparaît entre la sollicitation du moteur et la retombéedu frein.

∆

∆

nM t

J Jt s

nNm s

kgm kgm

stat

M X= • • •

+ •=

= • • •+ •

= −

9 55

0 015

9 55 6 2 0 85 0 0150 00481 0 00057 0 85

121

22

22

2 21

,

,

, , , ,, , ,

min

ηη

Temps de freinage

tJ J n n

M M

tkgm

Nms

BM X

B stat

B

:

,

, , , min

, , ,,

=+ • • −• + •

=+ • • −

• + •=

−

ηη

b g b ge j

b g b ge j

∆9 55

0 00481 0 00057 0 85 630 121

9 55 20 6 2 0 850 011

2

2 1

2

Décélération

av n n

nt

ms

smsB

M

M

B

:

,min

min,

,=• −

=•

−

=

−

−1

2

1

1

2

0 3630 121

26800 011

5 2

∆ b g

Dis ce de freinage

s vnn

tn n

nt

n nn

sms

s s mm

BM

M

M

MB

M

M

B

tan :

, , , ,

= • • • •−

+ • • −F

H

GGG

I

K

JJJ

= • • • •−

+ • • −F

H

GGG

I

K

JJJ

=

10 2 12

10 0 36302680

0 015630 121

2630

12

0 011630 121

6301 3

3 1

22

1

1

1

1

3

∆∆

Pr :, , , ,

écision de freinageX s mm mmB B≈ ± • = ± • = ±0 12 0 12 1 3 0 16

Cadence de démarrage

avecPP

kWkW

et SI K

Z Z

MM

J J J

J

Kch

NmNm

kgm

kgm

ch

L

NP

adm

X

H

M ZX

M

P

:,,

, %, ,

,,

, ,,

,

,

= = = ≈

= •−

+ +• = •

−

+FHG

IKJ

• =

1 721 8

0 96 50 0 32

12600

1 6 214 1

0 00481 0 000570 85

0 00481

0 32 40902

2η



10.2.2 Descente

Comme le moteur fonctionne en générateur, on prend en compte pour le calcul des mouvements endescente une vitesse moteur synchrone de 3000 min-1 ou 750 min-1.

Temps de démarrage

tJ J n

M M

kgm

NmsA

MX

M

H L

:

,

, ,,

min

, , , ,,=

+FHG

IKJ •

• + •=

+FHG

IKJ •

• + •=

−η

η9 55

0 00481 0 000570 85

3000

9 55 14 1 6 2 0 850 09

2

2 1

2e j e j


av n

nt

ms

smsA

S

M

A

:

, minmin

,,=

•=

•=

−

−2

2

1

1

2

0 3 30002680

0 093 7

Dis ce de démarrage

s tnn

v sms

mmA AS

M

tan :

, ,= • • • • = • • • • =12

100012

0 0930002680

0 3 1000 152

2

Durée de commutation

tJ J n n

M M

tkgm

Nms

UM X S S

U L

U

:

,

, , , min

, , , ,,

=+ • • −

• − •

=+ • • −

• − •=

−

η

ηb g b g

e jb g b g

e j

2 12

2 1

2

9 55

0 00481 0 00057 0 85 3000 750

9 55 17 5 6 2 0 850 1

Temporisation

a

nn

v nn

t

ms

smsU

S

M

S

S

U

:

,

,,=

• • −FHG

IKJ

=• • −F

HGIKJ

=

2

2

1

22

1 30002680

0 3 1 7503000

0 12 5

Dis ce de commutation

s tnn

vnn

sms

mmU US

M

S

S

tan :

, , ,= • • • • • +FHG

IKJ = • • • • • +F

HGIKJ =1

21000 1

12

0 130002680

0 3 1000 17503000

20 12

2

1

2

Temps de freinage

tJ J n n

M M

kgm

NmsB

M X S

B L

:

,

, , , min

, , ,,=

+ • • +

• − •=

+ • • +

• − •=

−η

ηb g b g

e jb g b g

e j1

2

2 1

29 55

0 00481 0 00057 0 85 750 121

9 55 20 6 2 0 850 03

∆



Le nombre de cycles admissible est calculé à l’aide de la formule suivante :

L’échauffement supplémentaire généré lors du passage de la grande à la petite vitesse réduit lacadence de démarrage admissible d’un facteur variable en fonction du type de moteur. Dans l’exempleconsidéré, le facteur est de 0,7.

196 cycles (montées et descentes) maximum sont possibles.

La détermination du réducteur se fait avec les mêmes formules que pour l’exemple précédent.

Décélération

a

nn

v n nn

t

ms

smsB

S

M

S

S

B

:

,

,,=

• • +

=• • +

=

2

2

1

22

30002680

0 3 750 1213000

0 033 2

∆

Dis ce de freinage

s vnn

nn

tn n

nt

n nn

sms

s s mm

BS

M

S

S

S

SB

S

S

B

tan :

, , , ,

= • • • • •+

+ • • +F

H

GGG

I

K

JJJ

= • • • • •+

+ • • +F

H

GGG

I

K

JJJ

=

10 2 12

10 0 330002680

7503000

0 015750 121

2750

12

0 03750 121

7502 8

3 2

2

1

22

1

1

1

1

3

∆∆

Pr :, , , ,

écision de freinageX s mm mmB B≈ ± • = ± • = ±0 12 0 12 2 8 0 3

Cadence de démarrage

avecP

PkW

kWet SI K

Z Z

MM

J J JJ

Kch

NmNm

kgmkgm

ch

L

NP

adm

X

H

M Z X

M

P

:

, ,,

, %, ,

,,

, , ,,

,

• = • = = ≈

= •−

+ + • • = •−

+ •• =

η

η

2 2

0 2

2

1 72 0 851 8

0 69 50 0 55

12600

1 4 514 1

0 00481 0 00057 0 850 00481

0 55 885b g

ZZ ZZ Z

ch

chcycle

adm adm

adm adm= •

+= •

+=1 2

1 2

409 885409 885

280



10.3 Mouvement de levage à vitesse variable

L’entraînement en levage est équipé d’un entraînement piloté par un convertisseur de fréquence.

10.3.1 Caractéristiques

Poids à vide : m0 = 200 kg Poids de la charge : mL = 300 kgVitesse de levage : v = 0,3 m/s Diamètre de la roue à chaîne : D = 250 mmFréquence de base : fbase = 50 Hz Fréquence max. : fmax = 70 HzAccélération/Décélération : a = 0,3 m/s2 Conditions de service : 50 % SIPlage de réglage : 1:10 Réducteur à couple conique sans réduction

intermédiaireηL : 0,9 ηG : 0,92η = ηL • ηG = 0,83

10.3.2 Détermination de la puissance

Puissance statique :

La puissance du moteur sélectionné devra être supérieure à la puissance statique (quasi stationnaire)calculée.

Remarque :Il est recommandé de limiter la fréquence maximale à 70 Hz pour des entraînements en levageavec convertisseur de fréquence. En effet, si le moteur atteint sa vitesse maximale à 70 Hz au lieude 50 Hz, le rapport de réduction et donc le couple transmis augmente de 1,4 x (70/50). Si la fréquencede base est réglée à 50 Hz, le couple de sortie augmente de 1,4 x jusqu’à la fréquence de base, puisdécroit selon un facteur de 1,0 jusqu’à 70 Hz. Cette configuration permet d’avoir une réserve de couplede 40 % jusqu’à la fréquence de base ; ce qui augmente le couple de démarrage disponible et accroîtla sécurité du dispositif de levage.

La puissance dynamique d’un dispositif de levage sans contrepoids étant relativement faible (< 20 %de la puissance statique), le moteur peut être sélectionné par simple définition de Pstat.

Dans cet exemple : Pstat = 1,77 kWPN moteur : = 2,2 kWPN convertisseur : 2,2 kW

Pour des raisons thermiques et pour une meilleure magnétisation, il est recommandé d’installer unmoteur de taille immédiatement supérieure à celle nécessaire. Ceci est particulièrement importantlorsque la puissance statique est proche de la puissance de référence du moteur. Dans l’exempleprésent, l’écart est suffisamment important pour ne pas avoir à effectuer ce surdimensionnement.

Moteur sélectionné :

DT100LS 4 BMGPN = 2,2 kWnM = 1400 min-1 (pour 50 Hz) ; 1960 min-1 (pour 70 Hz)JM = 0,00481 kgm2

MB = 40 Nm Données du catalogue “Motoréducteurs”

Pm g v kg m

sms kWstat = • •

•=

• •

•=

1000

500 9 81 0 3

1000 0 831 77

2

η

, ,

,,



Moment d’inertie de masse externe :

Avec une accélération supposée de 0,3 m/s2, la durée de démarrage tA = 1 s.

On constate qu’avec des dispositifs de levage, le couple d’accélération ne représente qu’une partréduite du couple de charge statique.

Le couple d’accélération doit être inférieur à 130 % du couple nominal du convertisseur, calculé àpartir de la puissance nominale.

Les puissances pour chaque état de fonctionnement sont ensuite calculées avec les mêmes formulesen tenant compte du sens de rendement et du sens de marche (montée/descente) !

Montée sanscharge

Montée aveccharge

Descente sanscharge

Descente aveccharge

Puissance statique 0,71 kW 1,77 kW -0,48 kW -1,20 kW

Puissance de démarrage statique + dynamique 0,94 kW 2,02 kW -0,25 kW -0,95 kW

Puissance de freinage statique + dynamique 0,48 kW 1,52 kW -0,71 kW -1,45 kW

J m vn

kg

ms kgm

MP

nkW Nm

MJ J n

sM

XM

statstat

M

H néc

MX

M

stat

= • •FHG

IKJ = • •

F

H

GGG

I

K

JJJ

=

= • = • =

=+F

HGIKJ •

•+

−91 2 91 2 5000 3

19600 01

9550 1 77 95501960

8 6

9 55 1

2

1

2

2

1

, ,,

min,

,min

,

,_η

Mkgm

sNm NmH néc_

, ,,

min

,, ,=

+FHG

IKJ •

•+ =

−0 00481 0 0010 83

1960

9 55 18 6 9 8

2 1

MP

nkW

Nm

MM

NmNm

PM n Nm kW

NN

M

H néc

N

nécH néc M

= • = • =

= = <

=•

= • =

−

−

9550 2 2 95501960

10 7

9 810 7

92 130

95509 8 1960

95502 02

1

1

,min

,

,,

% %

, min ,

_

_



10.3.3 Résistances de freinage

Avant de pouvoir préciser la puissance nominale nécessaire de la résistance de freinage, il fautanalyser le cycle de déplacement.

Cycle considéré (2 x par minute = 4 phases de freinage par 120 s) :

Les zones ombrées correspondent au travail du frein en mode générateur. La durée de fonctionne-ment d’une résistance de freinage se rapporte à une durée de cycle de 120 secondes. Dansl’exemple ci-dessus, la résistance de freinage fonctionne pendant 7 s par cycle de déplacement etdonc pendant 28 s par période de référence. La durée de fonctionnement est donc de 23 %. Lapuissance moyenne de freinage est définie à partir des puissances par phase :

Les calculs préliminaires décrits ci-dessous concernent les différentes zones du diagramme précé-dent :

PP t P t P t

t t tB moyn n

n_ .

......

=• + • + + •

+ + +1 1 2 2

1 2

P t kW s kWs

P t kW s kWs

P t kW s kWs

P t kW s kWs

P t kW s kWs

P t kW s kWs

P t kW s kWs

P t kW

1 1

2 2

3 3

4 4

5 5

6 6

7 7

8 8

0 252

1 0 125

0 48 1 0 48

0 0450 71 0 045

20 9 0 34

0 048 0 5 0 024

0 952

1 0 475

1 2 1 1 2

0 121 45 0 12

20 9 0 707

0 12 0

• = • =

• = • =

• = + −FHG

IKJ • =

• = • =

• = • =

• = • =

• = + −FHG

IKJ • =

• = •

,,

, ,

,, ,

, ,

, , ,

,,

, ,

,, ,

, ,

, ,5 0 06s kWs= ,

2 3 5 781

6

0

P [kW]

1 2 3 45 6 7

8 9 10 1112 13 14 15

t[s]4

Montéeavec charge

Descentesans charge

Montéesans charge

Descentesans charge

00795AFRFig. 57 : Cycle de déplacement



La puissance moyenne de freinage est donc de :

La puissance maximale de freinage PB_max est de 1,5 kW. Cette valeur ne doit pas dépasser la valeurdu tableau pour 6 % SI de la résistance choisie.

Pour un moteur de 2,2 kW piloté par un convertisseur de fréquence MOVITRAC 31C022, le tableaude sélection de la résistance de freinage est le suivant :

(extrait du catalogue technique “Convertisseurs de fréquence MOVITRAC 31C”)

Type de résistance BW200-003 BW200-005 BW100-003 BW100-005 BW100-002 BW100-006 BW068-002 BW068-004Capacité de chargepour 100 % SI1)

50 % SI25 % SI12 % SI6 % SI

0,23 kW2)

0,31 kW0,43 kW0,58 kW1,02 kW

0,45 kW2)

0,60 kW0,79 kW1,06 kW1,76 kW

0,23 kW2)

0,31 kW0,42 kW0,59 kW1,04 kW

0,45 kW2)

0,60 kW0,83 kW1,11 kW2,00 kW

0,2 kW0,4 kW0,6 kW1,2 kW1,9 kW

0,6 kW1,1 kW1,9 kW3,5 kW5,7 kW

0,2 kW0,4 kW0,6 kW1,2 kW1,9 kW

0,4 kW0,7 kW1,2 kW2,4 kW3,8 kW

Tenir compte de la limitation de puissance en génératrice des convertisseurs(= 150 % de la puissance moteur utile ; voir caractéristiques techniques)

Valeur de résistance 200 Ω ± 10 % 100 Ω ± 10 % 68 Ω ± 10 %Courant de déclen-chement de F16

0,23 A 0,45 A 0,40 A 0,79 A 0,72 A 1,8 A 0,8 A 1,4 A

Type construction Forme plate Résistance métallique cémentéesur tube en céramique

Raccords électriques Câble de raccordement,longueur max. env. 500 mm

Bornes céramiques de 2,5 mm2

Indice de protection IP 54 IP 20 (à l’état monté)Température ambiante - 20 °C ... + 45 °CMode refroidissement KS = auto ventilationUtilisation pourMOVITRAC® 31C005... 31C015 31C022 ... 31C0301) SI = Durée de service de la résistance de freinage, rapportée à une durée TD ≤ 120 s.2) La capacité de charge indiquée est valable pour un montage horizontal ; en cas de montage vertical, réduire les valeurs de 10 %.

Dans la ligne 25 % SI, on trouve une puissance effective adéquate de 0,6 kW et donc une résistanceadaptée : soit BW100-002 ou BW068-002.

D’autres renseignements pour la sélection des résistances de freinage figurent dans le cataloguetechnique “Convertisseurs de fréquence MOVITRAC 31C”.

La détermination du réducteur est faite à l’aide des formules de l’exemple précédent.

En comparant un entraînement piloté par convertisseur de fréquence à un moteur à pôles commu-tables, il en ressort les avantages suivants :

• Cadence de démarrage quasi illimitée

• Précision d’arrêt augmentée en raison d’une vitesse de positionnement plus lente.

• Comportement (accélération et décélération) optimisé et réglable.

P kWss

kWB moy_ .,

,,= =3 41

6 80 5



11 Exemple de calcul d’un transporteur à chaîne à vitesse variable


Un transporteur à chaîne doit convoyer des caisses en bois avec une vitesse de 0,5 m/s et une pentede α = 5°. 4 caisses maximum d’un poids de 500 kg chacune sont transportées simultanément. Lachaîne elle-même pèse 300 kg. Le frottement entre la chaîne et le support est de µ = 0,2. En bout detransporteur est montée une butée mécanique dont le rôle est de redresser les caisses avant leurpassage sur une autre bande transporteuse ; à ce moment, le frottement généré entre la chaîne et lacaisse est de µ = 0,7.

L’entraînement prévu est composé d’un réducteur à roue et vis sans fin, régulé en fréquence jusqu’àenviron 50 Hz.

v = 0,5 m/sα = 5°mL = 2000 kgm0 = 300 kgµchaîne = 0,2 (entre chaîne et support)µcaisse = (entre caisse et chaîne)a = 0,25 m/s2 (accélération souhaitée)D = 250 mm (diamètre de la roue à chaîne)


Forces dues aux résistances

1. Fonctionnement avec frottement

La force agit vers le haut !

La force due à la charge est composée du poids des 4 caisses et de la moitié du poids de la chaîne.

2. Frottement par glissement (caisse-chaîne) sur le plan incliné

La force agit vers le bas !

Selon le rapport de réduction, le rendement d’un réducteur à roue et vis sans fin peut être très variable.Si le couple et le rapport de réduction nécessaires n’ont pas encore été déterminés, nous recomman-dons d’utiliser à ce stade un rendement théorique de 70 %.

Un calcul complémentaire reste indispensable.

D’après le tableau, le rendement de la chaîne est de 0,9.

F F etS G= •+

= =sin

costan, arctan ,

α ρρ

µ ρb g

0 2

F kgms

NS = + • •°+ °

°=2000 150 9 81

5 11 311 3

60402b g b g,

sin ,cos ,

F F N NS G= •−

= •°− °

°= =

sincos

sincos

arctan ,ρ α

ρρ

b g b g4900

35 55

2990 0 7

00796AXXFig. 58 : Transporteur à chaîne

11 Transporteur à chaîne


Puissance statique

Comme le transporteur à chaîne fonctionne en continu, le moteur sélectionné devra avoir unepuissance nominale supérieure à la puissance statique maximale. En service intermittent, un moteurde taille inférieure peut être suffisant ; consulter cependant votre interlocuteur SEW-USOCOME pourune détermination précise.

Moteur sélectionné : DV 132M 4 BMPN = 7,5 kWnM = 1430 min-1

JM = 0,03237 kgm2

MB = 100 Nm

Moment d’inertie de masse externe et couples moteur

Pour une accélération souhaitée de 0,25 m/s2, le temps de démarrage tA = 2 s.

Dans le cas présent, le couple d’accélération est calculé pour les conditions les plus défavorables,c’est-à-dire avec 4 caisses sur la chaîne dont l’une en butée.

Comme indiqué précédemment, le couple d’accélération doit être inférieur à 130 % du couple nominaldu convertisseur, rapporté à la puissance nominale.

Convertisseur de fréquence adapté : par ex. MOVITRAC 31C075

PF v N m

s kWstat = • =•

• •=

η

9030 0 5

0 7 0 9 10007 17

,

, ,,

J mv

nkg

ms kgm

MP

nkW

Nm

MJ J n

tM

XM

statstat

M

H

MX

M

Astat

= • •FHG

IKJ = • + •

F

H

GGG

I

K

JJJ

=

= • = • =

=+F

HGIKJ •

•+

−

−

91 2 91 2 2000 3000 5

14300 026

9550 7 17 95501430

47 9

9 55

2

1

2

2

1

, ,,

min,

,min

,

,

b g

η

Mkgm

sNm NmH =

+FHG

IKJ •

•+ =

−0 03237 0 0260 63

1430

9 55 247 9 53 4

2 1, ,,

min

,, ,

MP

nkW

Nm

MM

NmNm

NN

M

H

N

= • = • =

= = <

−9550 7 5 9550

143050 1

53 450 1

107 130

1,

min,

,,

% %

11Transporteur à chaîne



Vitesse de sortie :

Rapport de réduction :

Facteur d’utilisation :

Pour une utilisation de 16 heures/jour et 10 cycles/heure, on obtient le facteur de service suivant(→ chap. 7 “Réducteurs”, fig. 45 “Facteur d’utilisation fU nécessaire”) :

Sélection du réducteur :

Un réducteur S97 avec na = 38 min-1, Mamax = 1650 Nm avec un fU = 1,7.

Contrôle du rendement :

Dans le tableau 0293604 du catalogue “Motoréducteur”, le rendement donné pour ce réducteur estde 86 %. Le choix du moteur ayant été basé sur un rendement de 70 %, il faut maintenant vérifier siun moteur de taille inférieure serait suffisant.

Le moteur de la taille immédiatement inférieure à une puissance nominale de 5,5 kW, il est donc troppetit.

Ce qui donne le motoréducteur : S97 DV132M 4 BMG

nv

Di

ms

mma v= ••

• =•

•• = −60000 0 5 60000

2501 38 2 1

π π

,, min

inn

M

a= = =

−

−143038 2

37 41

1min

, min,

Facteur d accélération des massesJJ

kgmkgm

Facteur de choc II

f

ext

mot

U

',,

,

,

= = = ⇒

=

0 0260 032

0 8

11

2

2

PN m

s kWstat =•

• •=

9030 0 5

0 86 0 9 10005 83

,

, ,,

11 Transporteur à chaîne


12 Exemple de calcul d’un transporteur à rouleaux


Des plaques en acier doivent être convoyées par des bandes transporteuses à rouleaux. Lesdimensions des plaques sont 3000 • 1000 • 100 mm. Chaque convoyeur est composé de 8 rouleauxen acier d’un diamètre de 89 mm et d’une longueur de 1500 mm chacun. 3 convoyeurs sont alimentéspar un même convertisseur de fréquence. Les roues à chaîne ont 13 dents et un module de 5. Lediamètre du tourillon des rouleaux d = 20 mm. Une seule plaque à la fois peut être convoyée par unebande.

La vitesse maximale est de 0,5 m/s, l’accélération maximale admissible est de 0,5 m/s2.

v = 0,5 m/saadm = 0,25 m/s2 (accélération souhaitée)D = 89 mm (diamètre extérieur du rouleau)dI = 40 mm (diamètre intérieur du rouleau)DK = 65 mm (diamètre de la roue à chaîne)m = 2370 kg (plaque en acier)


Résistance au roulement

Avec une densité de 7,9 kg/dm3 (acier) et un volume de 300 dm3, le poids de la plaque en acier atteint2370 kg. La résistance au roulement est calculée comme pour un chariot de translation :

Puissance statique

Le rendement est déterminant à ce niveau.

D’après le tableau en annexe, le rendement des chaînes est η = 0,9 par rouleau. Selon la figure 60,on a 7 rouleaux pour l’exemple considéré.

Le rendement total se calcule donc comme suit :

F m gD

d f c c f chap Annexe

F kgms mm

mm mm N

F L

F

= • • • • • +FHG

IKJ +

FHG

IKJ →

= • • • • • +FHG

IKJ +

FHG

IKJ =

2 12

17

2370 9 812

890 005

12

20 0 5 0 3102

µ ( , . , )

, , ,

η η

η

tot chaîneX

tot chaîne

X Nombre de rouleaux( )

( ) , ,

= = =

= =

7

0 9 0 487

00797AXXFig. 59 : Transporteur à rouleaux entraîné par plusieurs moteurs

00798AXXFig. 60 : Position de la chaîne

Transporteur à rouleaux 12


La puissance moteur statique nécessaire est donc :


Le moment d’inertie de masse externe est dans cet exemple composé du moment d’inertie de lamasse de la plaque en acier et de celui des rouleaux. Le moment d’inertie de masse des chaînes estd’une valeur négligeable.

1. Plaque

2. Rouleaux

Le moment d’inertie de masse d’un cylindre creux est donc :

Pour permettre le cumul du moment d’inertie du moteur et du moment d’inertie des masses externes,il faut “ramener” ce dernier au prorata du rapport de réduction au carré :

PF v N m

s kWstatF

G tot chaîne= •

•=

•

• •=

η η ( )

,

, ,,

310 0 5

0 95 0 48 10000 34

J mv

nkg

ms kgmX

M= • •

FHG

IKJ = • •

F

H

GGG

I

K

JJJ

=−91 2 91 2 23700 5

14000 0276

2

1

2

2, ,,

min,

m V

V D l d l

V mm mm mm mm mm dm

m dmkg

dmkg

l

= •

= • •FHG

IKJ − • •F

HGIKJ

= • •FHG

IKJ − • •F

HGIKJ = =

= • =

ρπ π

π π4 4

489 1500

440 1500 7032062 7 03

7 03 7 9 56

2 2

2 2 2 2 3 3

33

,

, ,

J m r r

J kg m kgm

a l= • • +

= • • + =

1212

56 0 0445 0 020 0 13

2 2

2 2 2 2

e j

e j, , ,

J Jn

nXM

= •FHG

IKJ

2

Transporteur à rouleaux12


La vitesse de sortie est déterminée à partir de la vitesse de la plaque et du diamètre des rouleaux.

Le moment d’inertie de masse d’un rouleau ramené à l’arbre moteur est :

Le moment d’inertie de masse externe total est donc :

Couple de démarrage dynamique nécessaire pour l’accélération de la charge (sans moteur) côtéentrée du réducteur, pour estimation de la puissance moteur.

La puissance totale nécessaire (sans la puissance d’accélération de la masse du moteur, puisque nonconnue à ce stade) se situe à

Ptot = Pstat + Pdyn_charge = 0,34 kW + 1,55 kW = 1,89 kW

Un moteur de 2,2 kW est donc adapté.

DT 100LS4 BMG

PN = 2,2 kWnN = 1400 min-1

JM = 48,1 • 10-4 kgm2

ce qui donne

nv

D

ms

mma = • ••

=• •

•= −1000 60 0 5 1000 60

89107 3 1

π π

,, min

J kgm kgmX = •FHG

IKJ

=−

−0 13107 31400

0 00076421

1

22,

, minmin

,

J J J kgm kgm kgmXtotal Xplaque Xrouleaux= + = + • =0 0276 7 0 000764 0 032952 2 2, , ,

M

J n

t

kgm

sNm

PM n Nm

kW

dyn ch e

XM

A

dyn ch edyn ch e M

_ arg

_ arg_ arg

,

,, ,

min

,,

, min,

=•

•= •

•

•=

=•

= • =

−

−

η9 55

0 032950 95 0 48

1400

9 55 110 59

955010 59 1400

95501 55

21

2

1

Mkgm

sNm Nm

M Pn

kW Nm

MM

NmNm

H

NN

M

H

N

=+

•FHG

IKJ •

•+ =

= • = • =

= = <

−

−

0 00481 0 032950 95 0 48

1400

9 55 12 3 13 6

9550 2 2 95501400

15 0

13 615 0

91 130

2 1

1

, ,, ,

min

,, ,

,min

,

,,

% %

Transporteur à rouleaux 12


En cas d’entraînement de plusieurs moteurs, tenir compte des points suivants :

• Un filtre de sortie permet la compensation des capacités de câbles.

• Le variateur est sélectionné en fonction de la somme de tous les courants moteur.

D’après le catalogue, le courant nominal du moteur choisi est de 4,95 A. Il faut donc sélectionner unvariateur avec un courant nominal de sortie de 3 • 4,95 A = 14,85 A ou plus.

Il faut donc un MOVITRAC 31C075-503-4-00 (16 A).

Le choix du réducteur se fait comme pour l’exemple précédent, ce qui donne le motoréducteur :

FA67 DT100LS4 BMGi = 11,31 PN = 2,2 kW 1400/107 min-1

MA = 187 Nm fU = 2,9 MB = 20 Nm

Transporteur à rouleaux12


13 Exemple de calcul d’un entraînement pour table tournante


4 pièces à usiner doivent tourner de 90° toutes les 30 secondes. La rotation ne doit pas durer plusde 5 secondes et l’accélération maximale ne pas dépasser 0,5 m/s2. La tolérance de positionadmissible se situe à ± 2 mm, par rapport au diamètre extérieur de la table.

Données techniques

Diamètre de la table : 2000 mmPoids de la table : 400 kgPoids de la pièce à usiner : 70 kg (écart du centre de gravité de la pièces

par rapport à l’axe tournant : IS = 850 mm)Rapport de réduction complémentaire par couronne crantée : iv = 4,4Diamètre du roulement acier/acier : 900 mmCoefficient de frottement des roulements µL : 0,01


Calcul du moment d’inertie de masse

1. Table :

2. Pièces à usiner :

JW = part en pierre de l’outilIS = écart entre le centre de gravité de la pièce à usiner et le point tournant

Les pièces à usiner étant réparties symétriquement autour de l’axe tournant, il est possible desimplifier le calcul comme suit :

J m r kg m kgmT = • • = • • =12

12

400 1 2002 2 2 2

J J m IW S S= • + •4 2

J m r kg m kgmW = • • = • • =4 4 70 0 85 202 32 2 2 2, ,

00800AXXFig. 61 : Entraînement pour table tournante

Entraînement pourtable tournante 13


Dans ce cas-là, le moment d’inertie de masse de la couronne crantée n’est pas pris en compte. Lemoment d’inertie de masse externe total est :

Détermination de la vitesse et de la durée d’accélération

L’accélération est fixée à a = 0,5 m/s2

Détermination de la puissance

Comme le moment d’inertie de masse externe de la table tournante est en règle générale bien plusélevé que le moment d’inertie de masse du moteur, il est possible dès ce stade de calculer avecsuffisamment de précision la puissance nécessaire au démarrage à partir de la puissance dedémarrage du moment d’inertie de masse externe.


DT 63K4 B03PN = 0,12 kWnM = 1380 min-1

JM = 0,00048 kgm2

MB = 2,4 Nm

J J J kgm kgm kgmX T W= + = + =200 202 3 402 32 2 2, ,

va t a t a s

scirconférence table m

m

v

ms

s ms

s ms

mms

nv

C

ms

m

tva

ms

ms

sA

=• − • − • •

= = =

=• − •F

HGIKJ − • •

=

= • =•

=

= = =

−

b g2

2 2

2

2

1

2

42

46 283

41 57

0 5 4 5 0 5 4 5 4 0 5 1 57

20 43

60 0 43 60

6 2834 1

0 43

0 50 86

,,

, , , , , ,,

,

,, min

,

,,

P P P

PJ n

tkgm

skW

Pm g d n kg m

smm

kW

P kW kW kW

tot dyn stat

dynX T

A

statL T

tot

= +

= •• •

= •• •

=

= • • • •• • •

=• • • •

• • •=

= + =

−

−

2 2 2 1

21

91200402 3 4 1

91200 0 86 0 90 096

2 1000 9550

680 9 81 0 01 900 4 1

2 1000 9550 0 90 014

0 096 0 014 0 11

η

µη

, , min, ,

,

, , , min

,,

, , ,

Σ

Entraînement pourtable tournante13



Une accélération en toute sécurité est ainsi assurée.

Contrôle de la précision d’arrêt

Le moteur doit être freiné mécaniquement à 5 Hz (R = 1:10).

Temps de freinage :

Le freinage se fait à vitesse minimale, soit v = 0,043 m/s ⇒ nM = 138 min-1.

Décélération :


Précision d’arrêt :

Cette valeur tient compte du temps de retombée du frein, mais pas de l’influence d’éléments externestels que des contacteurs, relais, etc. (par ex. temps de réponse à ajouter).

J Jn

nkgm kgm

MP

nNm

MJ J n

tM

Mkgm

sNm Nm

MkW

Nm

X XM

statstat

M

H

MX

M

Astat

H

N

= •FHG

IKJ = •

FHG

IKJ

=

= • =

=+F

HGIKJ •

•+

=+F

HGIKJ •

•+ =

= • =

−

−

−

−

22

1

1

22

2 1

1

402 34 1

13800 00355

95500 1

9 55

0 00048 0 003550 9

1380

9 55 0 860 1 0 84

0 12 95501380

0 83

,, min

min,

,

,

, ,,

min

, ,, ,

,min

,

η

tJ J

M MB

M X

B stat

=+ •

• + •

η

ηb ge j9 55 2,

tkgm

NmsB =

+ • •

• + •=

−0 00048 0 00355 0 9 138

9 55 2 4 0 1 0 90 021

2 1

2

, , , min

, , , ,,

b ge j

avt

mss

msB

B= = =

0 043

0 0212 0

2

2

,

,,

s v t tms

s s mmB B= • • + •FHG

IKJ = • • + •F

HGIKJ =1000

12

0 043 1000 0 00312

0 021 0 62 , , , ,

X s mm mmB B≈ ± • = ± • = ±0 12 0 12 0 6 0 072, , , ,

Entraînement pourtable tournante 13



Rapport de réduction

Couple de sortie

Le fonctionnement est de 16 h/jour avec une cadence de démarrage Z = 120 dém/heure (soit 360à-coups de charge générés par les démarrages, les commutations de la grande à la petite vitesse etles freinages), soit

Le facteur d’utilisation fU nécessaire est donc de 1,7.

Ce qui donne un réducteur

R40 DT63K4 B03i = 72,42fB = 1,65MA = 60 Nm

Jeu au niveau du réducteur

Avec ce type de réducteur, le jeu côté sortie est de 0,44°. Rapporté à la circonférence de la table, onobtient une distance de 1,2 mm.

Ce qui signifie que la plus grande part du jeu de l’application est générée par rapport intermédiaire.Cette valeur devra donc être demandée auprès du constructeur.

in

n iM

a réd v=

•=

•=

−

−( )

min, min ,

,1380

4 1 4 476 5

1

1

JJ

kgmkgm

Facteur de choc IIIX mot

Mot

( ) ,,

,= = ⇒0 003550 00048

7 42

2

MP

nf

kWNmA

N

a rédU= • • = •

•• =−

9550 0 12 95504 1 4 4

1 7 1081( )

,, min ,

,

Entraînement pourtable tournante13


14 Exemple de calcul d’un transporteur à courroie

14.1 Généralités

Détermination selon prescriptions de la norme DIN 22101 “Transporteur à courroie sur galets”.

Forces de résistance :

Pour pouvoir calculer l’impédance cinétique et les puissances résultantes, les forces présentes surun transporteur à courroie sont réparties comme suit :

• Résistances principales FH

• Résistances additionnelles FN

• Résistances due à la pente FSt

• Résistances spéciales FS

Résistances principales :

La résistance principale FH de la partie inférieure et de la partie supérieure est calculée en une seulefois (on suppose en effet une équivalence entre la résistance et la charge à déplacer).

L = longueur en m de la bande transporteusef = coefficient de frottement fictif (→ chap. 17 Annexe) ; on admet f = 0,2g = 9,81 m/s2

mR = masse totale des galetsmL = charge maximale à déplacer en kg/mα = inclinaison moyenne

Résistances additionnelles :

• Inertie et frottement entre produit et courroie pour l’application• Frottement de la marchandise contre les goulottes latérales• Frottement généré par un nettoyeur de bande• Résistances due à la flexion de la courroie

F L f gmL

m mHR

G L= • • • + • + •FHG

IKJ2 ' ' cose j α

00806AXXFig. 62 : Transporteur à courroie

14Transporteur à courroie


Les résistances additionnelles fN sont prises en compte par ajout d’un coefficient C :

Si la part des résistances additionnelles est minime par rapport à la valeur de résistance totale, lecoefficient C du tableau suivant peut être utilisé :

L [m] < 20 20 40 60 80 100 150 200 300C 3 2,5 2,28 2,1 1,92 1,78 1,58 1,45 1,31L [m] 400 500 600 700 800 900 1000 1500 > 2000C 1,25 1,2 1,17 1,14 1,12 1,1 1,09 1,06 1,05

La valeur du coefficient C des résistances additionnelles est fonction de la longueur de la bande L.

Résistances dues à la pente :

La résistance générée lors de la montée de la charge est calculée à l’aide de la formule suivante :

L = longueur en m de la bande transporteuseg = 9,81 m/s2

mL = charge maximale à déplacer en kg/mα = inclinaison moyenne

Résistances spéciales :

Sont considérées comme résistances spéciales, toutes les forces non énumérées ci-dessus.


Un transporteur à courroie doit déplacer 650 t de sable sec par heure. La vitesse maximale de labande est de 0,6 m/s ; la vitesse doit pouvoir être réglée mécaniquement jusqu’à 0,2 m/s. Leconvoyeur a une longueur de 30 m. La bande a une largeur de 500 mm pour un poids de 20 kg/m.Le poids total des galets est d’environ 500 kg. Le diamètre du tambour est de D = 315 mm.


Résistances principales

La résistance principale FH de la partie inférieure et de la partie supérieure est calculée en une seulefois (on suppose en effet une équivalence entre la résistance et la charge à déplacer).

CFF

N

H= +1

F L g mSt L= • • •sin α

F L f gmL

m m

F mms

kgm

kgm

kgm

N

HR

G L

H

= • • • + • + •FHG

IKJ

= • • • + • +FHG

IKJ • °

FHG

IKJ =

2

30 0 02 9 8150030

2 20 300 0 21002

' ' cos

, , cos

e j α

Transporteur à courroie14


Résistances additionnelles

Les résistances dues à la pente et les résistances spéciales n’ont besoin d’aucune détermination,puisque leur valeur est négligeable.

Puissance statique

Sans les rendements du réducteur et du variateur, on obtient


DV 112M 4 BMGPN = 4,0 kWnN = 1420 min-1

MH/MN = 2,1JM = 110,2 • 10-4 kgm2


1. Moment d’inertie de masse des composants pour un déplacement linéaire (produit et bande)

2. Rouleaux (cylindres creux : mtot = 500 kg, rA = 108 mm, rI = 50 mm)

CFF

F C F N N

N

H

N H

= +

= − • = − • =

1

1 2 4 1 2100 2940b g b g,

PF F F F v

statH N St S=

+ + + •b gη

PN N m

s Wstat =+ + + •

=2100 2940 0 0 0 6

0 93360

b g ,

,

J mv

n

J mkgm

kgm

ms kgm

XM

X

1

2

1 1

2

2

91 2

91 2 30 2 20 3000 6

14000 171

= • •FHG

IKJ

= • • • +FHG

IKJ •

F

H

GGG

I

K

JJJ

=−

,

,,

min,

J m r r

J kg m kgm

X A I

X

22 2

22 2 2 2

1212

500 0 108 0 050 3 54

= • • +

= • • + =

e j

e j, , ,



Pour permettre le cumul du moment d’inertie du moteur et du moment d’inertie des masses externes,il faut “ramener” ce dernier au prorata du rapport de réduction au carré :

Le moment d’inertie de masse externe total est donc

Couple nominal moteur et couple de démarrage

Temps de démarrage


J Jnn

nv

d

ms

mm

J kgm kgm

X XR

M

RA

X

2 2

2

1

22

1

1

22

1000 60 0 6 1000 60

108106

3 54 1061420

0 02

= •FHG

IKJ

= • ••

=• •

•=

= •FHG

IKJ =

−

−

−

π π

,min

, minmin

,

J J J kgm kgm kgmX X X= + = + =1 22 2 20 171 0 02 0 191, , ,

MP

nW

Nm

M M Nm Nm

NN

N

H N

= • = • =

= • = • =

−9550 4 0 9550

142026 9

2 1 2 1 26 9 56 5

1,

min,

, , , ,

tJ J J n

M M

tkgm

Nm Nms

A

M ZX

M

H stat

A

=+ +F

HGIKJ •

• −

=+F

HGIKJ •

• −=

−

η9 55

0 01102 0 1910 76

1420

9 55 56 5 25 21 25

2 1

,

, ,,

min

, , ,,

b g

b g

avt

mss

msA

A= = =

0 6

1 250 48 2

,

,,

Transporteur à courroie14


14.4 Détermination du réducteur et du variateur mécanique

Vitesse de sortie

Extrait du catalogue “Motovariateurs mécaniques”, VARIBLOC avec réducteur à engrenages cylin-driques :

Pm/Pa2 na1 - na2 i Ma1 Ma2 Type m[kW] [1/min] [Nm] [kg]

4.0/3.3 6.2 - 37 81.92 1450 870 R 87 VU/VZ31 DV 112M4 155

A partir de la vitesse maximale na2, on sélectionne un

R87 VU31 DV112M4 avec i = 81,92

Pa2 donne la puissance nominale côté sortie. Celle-ci doit être supérieure à la puissance en chargecalculée.

Les couples maximaux admissibles sont à contrôler par rapport aux vitesses.

La sélection de l’entraînement est terminée.

nv

Di

ms

mma v= ••

• =•

•= −60000 0 6 60000

31536 4 1

π π

,, min



15 Exemple de calcul d’un système bielle-manivelle

15.1 Généralités

Les entraînements à bielle-manivelle permettent la réalisation mécanique de mouvements complexesavec une dynamique et une précision de répétition élevées.

Comme la détermination d’un tel mécanisme articulé nécessite d’importants calculs généralementeffectués avec un programme de calcul adapté, ce chapitre traite plus particulièrement la détermina-tion d’un entraînement pour manivelle de poussée.

Ce type d’entraînement sert à la transformation d’un mouvement rotatif en un mouvement detranslation. La différence majeure avec les entraînements décrits précédemment réside dans le faitqu’un entraînement à bielle-manivelle modifie ses valeurs dynamiques à chaque point. On pourraitcomparer ce système avec un réducteur primaire qui modifierait continuellement son rapport deréduction.

Les formules approximatives utilisées sont valables pour une vitesse angulaire constante :

ω = vitesse angulaire = π • nA/30 [min-1]nA = vitesse de sortie [min-1]λ = rapport bielle = rayon de la manivelle / longueur de la bielleϕ = angle de la manivelle [degré]r = rayon de la manivelle [m]s = déplacement momentané de la charge [m]v = vitesse momentanée de la charge [m/s]a = accélération momentanée de la charge [m/s2]

ce qui donne :

Pstat = puissance statique momentanée [kW]Pdyn = puissance dynamique momentanée [kW]WK = force additionnelle [N]

s r r

v r

a r

= • − + • •

= • • • + •

= • • + •

12

1

2

2

2

cos sin

sin cos

cos cos

ϕ λ ϕ

ω ϕ λ ϕ

ω ϕ λ ϕ

b gb g

b g

PF W v

Pm a v

statvent K

L G

dynL G

=+ •• •

= • •• •

b g1000

1000

η η

η η

Entraînement pourbielle-manivelle15


Pour connaître précisément la variation de puissance, il faudrait à ce stade calculer le cycle degré pardegré : une tâche parfaitement adaptée à un programme informatique comme par exemple leprogramme de calcul utilisé par les collaborateurs SEW-USOCOME.

Une difficulté supplémentaire est engendrée par une vitesse de rotation non constante. Ce qui seproduit par ex. lors du démarrage. Si les positions de démarrage correspondent aux points zéro dela bielle, elles pourront être considérées comme valeur négigeable lors de la détermination. Mais sices positions sont différentes, il faudra contrôler séparément chaque cycle en raison de l’interférencede la dynamique de la manivelle et de celle du moteur.

L’exemple suivant est valable pour une estimation de la puissance simplifiée. Pour des applicationscomplexes, nous ne pouvons que renvoyer vers des programmes de calcul spécifiquement adaptés.


Un transbordeur de palettes doit déplacer des palettes de 500 kg chacune d’un convoyeur à rouleauxvers un autre avec une fréquence de 30 palettes/min.

Bras de levier bois sur acier : f = 1,2Rayon de la manivelle : r = 0,5 mLongueur de la bielle : l = 2 m


Pour ne avoir à faire trop de calculs, on définit 2 valeurs de référence.

1. L’angle de la puissance statique maximale (vitesse max. car P < m • g • µ • v)

2. L’angle de la puissance dynamique maximale (P < m • a • v)

L’entraînement est ensuite sélectionné à partir de la valeur de référence dominante. En règle générale,on part de la puissance statique pour un mouvement de levage et de la puissance dynamique pourun mouvement horizontal.

00810AXXFig. 63 : Entraînement pour bielle-manivelle

Entraînement pourbielle-manivelle 15


1. Normalement, la puissance statique maximale apparaît à l’endroit où la vitesse est à son maxi-mum. Ce qui correspond au point où la manivelle et la bielle forment un angle droit.

A ce niveau, la valeur importante est celle de la vitesse.

On admet :

Résistance au roulement et puissance statique

v r

n s s

r

vms

= • • • + •

= • • = • • =

= FHG

IKJ = °

=

− −

ω ϕ λ ϕ

ω π π

ϕ λ

sin cos

, ,

arctan

,

1

2 2 0 7 4 4

76

2 26

1 1

b g

F m gD

d f c

F kgms mm

mm mm N

P F v

PN m

s kW

F L

F

stat

= • • • • • +FHG

IKJ +

FHG

IKJ

= • • • • • +FHG

IKJ +

FHG

IKJ =

= •

=•

•=

2 12

500 9 812

2500 005

12

60 1 2 0 003 70

70 2 26

0 85 10000 19

2

µ

η

, , , ,

,

,,

Bielle latéraleManivelle

00811AFRFig. 64 : Point de vitesse maximale

Entraînement pourbielle-manivelle15


2. La puissance dynamique maximale apparaît au point où le produit de l’accélération et de lavitesse atteint son maximum. Par dérivation de l’angle et mise à zéro de cette fonction, cettevaleur est obtenue comme suit :

On obtient donc pour Pmax (sans le moment d’inertie des rouleaux pour simplifier) avec ϕ = 37° :

On constate que la puissance statique n’a qu’une importance mineure dans cet exemple.

S’agissant d’une simple estimation, on sélectionne donc un moteur de type DV132M4BM avec unepuissance de 7,5 kW. Pour vérification, il est conseillé de se servir du programme du calcul.

La détermination du réducteur est identique à celles des exemples précédents en tenant compte descaractéristiques suivantes :

Rapport de réduction nécessaire, env. 33Vitesse de sortie nécessaire, env. 43 min-1

4 4 9 3 4 2 0

0 52

0 25 37

2• • + • • + • − • =

= = = = °

λ ϕ λ ϕ ϕ λ ϕ

λ ϕ

cos cos cos cos

,, ,

b g b g b gPour

rl

mm

on obtient

Pm a v

v rms

a rms

Pkg m

sms kW

dynL G

dyn

= • •• •

= • • • + • =

= • • + • =

=• •

• •=

1000

1 1 6

2 9 05

500 9 05 1 6

1000 0 9 0 958 6

22

2

η η

ω ϕ λ ϕ

ω ϕ λ ϕ

sin cos ,

cos cos ,

, ,

, ,,

b g

b gc h

Entraînement pourbielle-manivelle 15


16 Exemple de calcul d’un servo-entraînement pour portique


Un portique 2 axes doit être équipé d’un servo-entraînement.

Axe de translation (axe X), transmission par courroie dentée :

mL = 100 kg (somme des masses déplacées)D = 175 mm (diamètre de la poulie)µ = 0,1 (coefficient de frottement de l’axe, selon fournisseur)s = 3 m (distance de déplacement)amax = 10 m/s2 (accélération maximale)tcycle = 4 s (durée du cycle)t = 2 s (temps de déplacement)ηL = 0,9 (rendement de la charge)

Axe de levage (axe Y), transmission par crémaillère :

mL = 40 kg (masse de la charge)D = 50 mm (diamètre du pignon)s = 1 m (distance de déplacement)amax = 10 m/s2 (accélération maximale)tcycle = 2 s (durée du cycle)t = 0,75 s (durée du levage)ηL = 0,9 (rendement de la charge)

00818AXXFig. 65 : Portique avec servo-entraînement

Portique avecservo-entraînement16


16.2 Optimisation des diagrammes de déplacement

Diagramme de l’axe de translation

On obtient donc :

Le calcul du cycle de déplacement de l’axe de translation est terminé.

va t a t a s

v

ms

s ms

s ms

m

vms

=• − • − • •

=• − •F

HGIKJ − • •

=

b g2

2 2

2

2

42

10 2 10 2 4 10 3

2

1 64,

tva

ms

ms

s

s a tms

s m

s s s m

tsv

mms

s

a

a a

dépl tot a

dépl

= = =

= • • = • • =

= − • =

= = =

1 64

100 16

12

12

10 0 16 0 128

2 2 744

2 744

1 641 67

2

22

2 2

,,

, ,

,

,

,,

v

t

00782AXXFig. 66 : Diagramme de l’axe de translation

Portique avecservo-entraînement 16


Diagramme de l’axe de levage

On obtient donc :

Le calcul du cycle de déplacement de l’axe de levage est terminé.

va t a t a s

v

ms

s ms

s ms

m

vms

=• − • − • •

=• − •F

HGIKJ − • •

=

b g2

2 2

2

2

42

10 0 75 10 0 75 4 10 1

2

1 73

, ,

,

tva

ms

ms

s

s a tms

s m

s s s m

tsv

mms

s

a

a a

dépl tot a

dépl

= = =

= • • = • • =

= − • =

= = =

1 73

100 17

12

12

10 0 17 0 145

2 0 71

0 71

1 730 41

2

22

2 2

,,

, ,

,

,

,,

2

1

0

1

2

1 2 3 t [s]

v [m/s]

Axe de translation

Axe de levage en montée

Axe de levage en descente

00819AFRFig. 67 : Diagrammes de déplacement de l’axe de translation et de l’axe de levage



16.3 Détermination de la puissance

16.3.1 Axe de translation

Résistance au roulement et couple résistant statique

Force et couple d’accélération

Couple d’accélération global

Couple de décélération dynamique et couple de décélération global

16.3.2 Axe de levage en montée

Force de levage et couple de levage statiques


F m g kgms

N

M FD

Nm

Nm

F L

stat FL

= • • = • • =

= • • = • • =

µ

η

100 9 81 0 1 98 1

21

98 10 175

21

0 99 5

2, , ,

,,

,,

F m a kg ms

N

M F D N m Nm

dyn

dyn dynL

= • = • =

= • • = • • =

100 10 1000

21 1000 0 175

21

0 997 2

2

η,

,,

M M M Nm Nm NmA dyn stat= + = + =97 2 9 5 106 7, , ,

M F D N m Nm

M M M Nm Nm Nm

dyn dyn L

V dyn stat

= − • • = − • • = −

= + = − + = −2

1000 0 1752

0 9 78 8

78 8 9 5 69 3

η , , ,

, , ,

F m g kgms

N

M FD

Nm

Nm

H

stat HL

= • = • =

= • • = • • =

40 9 81 392

21

3920 05

21

0 910 9

2,

,,

,η

F m a kgms

N

M FD

Nm

Nm

dyn

dyn dynL

= • = • =

= • • = • • =

40 10 400

21

4000 05

21

0 9111

2

η,

,,





16.3.3 Axe de levage en descente

Force de descente et couple de descente statiques




M M M Nm Nm NmA dyn stat= + = + =111 10 9 22, ,

M FD

Nm

Nm

M M M Nm Nm Nm

dyn dyn L

V dyn stat

= − • • = − • • = −

= + = − + =2

4000 05

20 9 9

9 10 9 1 9

η ,,

, ,

F m g kgms

N

M F D N m Nm

H

stat H L

= • = • =

= − • • = − • • = −

40 9 81 392

2392 0 05

20 9 8 8

2,

, , ,η

F m a kgms

N

M FD

Nm

Nm

dyn

dyn dynL

= • = • =

= • • = • • =

40 10 400

21

4000 05

21

0 9111

2

η,

,,

M M M Nm Nm NmA dyn stat= + = − =111 8 8 2 2, , ,

M FD

Nm

Nm

M M M Nm Nm Nm

dyn dyn L

V dyn stat

= − • • = − • • = −

= + = − − = −2

4000 05

20 9 9

9 8 82 17 8

η ,,

, ,



Ce qui donne une allure de courbe au couple de sortie des 2 axes comme présenté ci-dessous :


Dans le cas d’un réducteur planétaire, le couple de sortie maximum détermine la taille du réducteur(par opposition au facteur d’utilisation pour les autres réducteurs SEW).

Les tailles des réducteurs planétaires sont donc déjà fixées à ce stade de la détermination :

Axe de translation : Pour Mmax = 106,7 Nm, on prévoit une taille 4 avec Madm = 150 NmAxe de levage : Pour Mmax = 22 Nm, on prévoit une taille 2 avec Madm = 40 Nm

AttentionLes données catalogue de couples maximum pour les réducteurs planétaires sont des valeurs-crêtemaximales admissibles alors que pour les autres réducteurs SEW, nous indiquons les couplesmaximaux admissibles en permanent. La détermination des réducteurs planétaires n’est donc en riencomparable à celle des autres types de réducteurs.

En cas d’utilisation d’un autre réducteur SEW, faire la détermination telle qu’indiquée dans l’exemplepour des entraînements régulés électroniquement (facteurs d’utilisation fU).

0

20

40

60

80

100

-20

-40

-60

1 2 3 4 5 6 7 t [s]

M [Nm]

Axe de levage

Axe de translation

00820AFRFig. 68 : Allure du couple



Pour pouvoir déterminer le rapport de réduction, il faut au préalable choisir la vitesse du moteur.

Si en plus d’un encombrement moindre, les exigences en matière de régulation et de précision depositionnement sont particulièrement importantes, la vitesse du moteur devra être élevée. L’avantageréside dans un rapport de réduction important.

Plus la vitesse du moteur est élevée, plus le rapport de réduction, et donc le couple de sortie, estélevé. La régulation de position est ainsi meilleure grâce à une réduction plus importante.

L’inconvénient d’une vitesse moteur élevée est la durée de vie réduite des roulements et éventuelle-ment des couples de démarrage moteur plus importants car le moteur devra dans un même intervallede temps arriver à une vitesse propre plus grande.

SEW propose des servomoteurs synchrones pour des vitesses de 2000, 3000 et 4500 min-1.

Après considération des avantages et inconvénients énumérés ci-dessus, nous sélectionnons unmoteur avec une vitesse de 3000 min-1.

Pour disposer d’une certaine réserve, le rapport de réduction choisi permettra de fonctionner aumaximum à 90 % de la vitesse nominale moteur (soit 2700 min-1 dans notre exemple).

D’où les calculs suivants pour la détermination des rapports de réduction (sans rapport intermé-diaire) :

Axe de translation

PSF 402i = 16Mamax = 150 Nmα < 10 minutes d’angle (en exécution normale)η = 0,94

Axe de levage

PSF 301i = 4Mamax = 80 Nmα < 6 minutes d’angle (en exécution normale)η = 0,97

nv

D

msm

inn

a

mot

a

= ••

=•

•=

= = =

−

−

−

max,

,min

minmin

,

60 1 64 60

0 175179

2700179

15 1

1

1

1

π π

nv

D

msm

inn

a

mot

a

= ••

=•

•=

= = =

−

−

−

max,

,, min

min, min

,

60 1 73 60

0 05660 8

2700660 8

4 1

1

1

1

π π



Ces valeurs permettent dès à présent le calcul de la précision de positionnement statique.

Axe de translation

Pour une résolution de codeur standard de 1024x4

Les jeux supplémentaires de l’installation devront être additionnés.

Axe de levage

Pour l’axe de levage, on admet que ce sont toujours les mêmes flancs de denture qui sont en contact.Il n’est donc pas nécessaire de tenir compte du jeu de denture du réducteur.

Les jeux supplémentaires de l’installation devront être additionnés.


Le moteur sélectionné doit satisfaire à 3 conditions essentielles :

1. Le couple-crête ne doit pas dépasser 3 x le couple nominal M0.

2. Le couple effectif calculé ne doit pas dépasser la valeur de M0 en fonctionnement sansventilation forcée.

3. Le rapport entre le moment d’inertie de masse externe et le moment d’inertie du moteur(partie mobile sans frein) ne doit pas dépasser le facteur 10.

Les valeurs exactes ne peuvent être déterminées avec précision qu’après sélection du moteur, maiselles sont tout de même assez précises pour servir de bases de calcul.

Axe de translation

1. Couple-crête de charge calculé (sans accélération du moment d’inertie du moteur)

MA = 106,7 Nm

Rapporté au moteur, on obtient un moment d’accélération moteur max. provisoire de :

Ce qui signifie que, selon la condition 1, le moteur ne doit pas dépasser 6,67 Nm/3 = 2,22 Nm.

∆

∆

sD D

i

smm mm

mm

= ±• •

°± •

•

= ±• • • °

°± •

•= ±

π απ

π π

2360 4096

175 102

160

360175

4096 160 14

'' ,

∆

∆

sD

i

smm

mm

= ••

= ••

= ±

π

π4096504096 4

0 01,

MM

iNm

NmHA= = =22

45 5,



2. Le couple effectif est calculé à l’aide de la formule suivante :

Selon le diagramme de couple (→ fig. 68) et après prise en compte du rapport de réduction de 16et d’une pause de 2 secondes, on obtient :

Ce qui signifie que, selon la condition 2, la puissance moteur ne doit pas être inférieure à 1,6 Nm.

3. Le moment d’inertie externe est :

Comme Jext/JMot ne doit pas dépasser 10, le moteur choisi devra être > 0,0003 kgm2.

Ce qui signifie que, selon la condition 3, le moteur sera au minimum un DY 71S (JMot =0,000342 kgm2).

Le moteur adapté est un DY 71SBnN = 3000 min-1

M0 = 2,5 NmJmot = 0,000546 kgm2

I0 = 1,85 A

Axe de levage

1. Couple-crête de charge calculé (sans accélération du moment d’inertie du moteur)

MA = 22 Nm

Rapporté au moteur, on obtient un moment d’accélération moteur max. provisoire de :

Ce qui signifie que, selon la condition 1, le moteur ne doit pas dépasser 5,5 Nm/3 = 1,83 Nm.

2. Le couple effectif est valable pour la montée et pour la descente :

Ce qui signifie que, selon la condition 2, la puissance moteur ne doit pas être inférieure à 2 Nm.

Mt

M t M t M tefftot

n n= • • + • + + •112

1 22

22...e j

Ms

Nm s Nmeff = • • + • + • =14

6 67 0 16 0 6 1 67 4 3 0 16 1 62 2 2 2, , , , , , ,e j

J mv

nkg

ms kgmX

mot= • •

FHG

IKJ = • •

F

H

GGG

I

K

JJJ

=−91 2 91 2 401 73

26430 0016

2

1

2

2, ,,

min,

MM

iNm

NmHA= = =22

45 5,

Ms

Nm s Nmeff = • + • + • + • + • + • =14

5 5 0 17 2 7 0 55 0 5 0 17 0 6 0 17 2 2 0 55 4 5 0 17 1 962 2 2 2 2 2 2, , , , , , , , , , , , ,e j



3. Le moment d’inertie externe est :

Comme Jext/Jmot ne doit pas dépasser 10, le moteur choisi devra être > 0,00016 kgm2.

Ce qui signifie que, selon la condition 3, le moteur sera au minimum un DY 56L (Jmot =0,00012 kgm2).

Le moteur adapté est un DY 71SBnN = 3000 min-1

M0 = 2,5 NmJmot = 0,000546 kgm2 (avec frein)I0 = 1,85 A

Vérification du choix du moteur

Comme ceci n’était pas possible avant ce stade, il faut maintenant vérifier la charge au démarrage enincluant le moment d’inertie de masse du moteur.

Moteur pour translation

Un moteur d’une puissance de 2,5 Nm supporte une surcharge dynamique de facteur 3 de son coupled’arrêt (M0 = 2,5 Nm) ; ce qui signifie que le moteur préalablement sélectionné est trop petit.

Moteur réellement adapté : DY 71MBnN = 3000 min-1


Moteur pour levage

J mv

nkg

ms kgmX

mot= • •

FHG

IKJ = • •

F

H

GGG

I

K

JJJ

=−91 2 91 2 401 73

26430 0016

2

1

2

2, ,,

min,

MJ J n

tM

Mkgm

sNm Nm

H

M X M

Astat

H

=+ •F

HGIKJ •

•+

=+ •F

HGIKJ •

•+ =

−

1

9 55

0 000546 10 9

0 003 2864

9 55 0 160 6 7 9

2 1

η,

,,

, min

, ,, ,

MJ J n

tM

Mkgm

sNm Nm

H

M X M

Astat

H

=+ •F

HGIKJ •

•+

=+ •F

HGIKJ •

•+ =

−

1

9 55

0 000546 10 9

0 0016 2643

9 55 0 172 7 6 5

2 1

η,

,,

, min

, ,, ,



Un moteur d’une puissance de 2,5 Nm supporte une surcharge dynamique de facteur 3 de son coupled’arrêt (M0 = 2,5 Nm) ; le moteur préalablement sélectionné est donc adapté.

Moteur adapté : DY 71MBnN = 3000 min-1


A partir des moments d’inertie de masse moteur, il faut maintenant recalculer le moment effectif.

Les calculs ayant été expliqués en détail dans les pages précédentes, nous ne donnerons ici que lesrésultats définitifs.


Moment d’accélération global : MH(mot) = 8,1 Nm

Moment de décélération global : MV(mot) = -5,8 Nm

Moment de charge statique : Mstat(mot) = 0,6 Nm

Moment moteur effectif : Meff(mot) = 2,0 Nm

Moteur pour levage (montée)



Moment de charge statique : Mstat(mot) = 2,7 Nm

Moteur pour levage (descente)



Moment de charge statique : Mstat(mot) = -2,2 Nm

Moment moteur effectif : Meff(mot) = 2,2 Nm



16.6 Détermination de l’électronique

Seules 2 variantes sont possibles :

1. 1 module-puissance alimente 2 modules d’axe qui eux-mêmes pilotent les moteurs.

2. 2 modules compacts (module-puissance et module d’axe en un) pilotent les moteurs.

La variante la plus intéressante dépend de chaque application. Dans l’exemple traité, la variante 1 estpréférée pour pouvoir expliquer plus en détail la détermination d’un tel type de matériel. En effet, pourun module compact, la détermination s’apparente plutôt à celle d’un convertisseur de fréquence.

16.6.1 Sélection des modules d’axe

Les critères essentiels pour la sélection des modules d’axe sont :

1. Le courant-crête nécessaireIl se situe à 1,5 • courant nominal de sortie sur les modules d’axe SEW (MAS).

2. La valeur moyenne de courant moteurIl ne doit pas dépasser le courant nominal de sortie du module d’axe.

Les courants peuvent être définis directement à partir des couples préalablement calculés.


Le courant nominal du moteur sélectionné DFY 71MB est de 2,7 A pour M0 = 3,7 Nm.

Le couple de démarrage max. a été calculé à 8,1 Nm, ce qui correspond à une valeur de courantabsorbé de :

Contrairement à la détermination d’un moteur pour laquelle la valeur effective est la base de calcul,la détermination d’un module d’axe est réalisée à partir de la valeur moyenne du courant.

Module d’axe sélectionné :MAS 51A 005-503-00 avec I0 = 5 A et donc Imax = 7,5 A.

IM I

MNm A

NmAmax

max , ,,

,= • = • =0

0

8 1 2 73 7

5 9

MM t M t M t

t t t

MNm s Nm s Nm s

sNm

IM I

MNm A

NmA

n n

n

mot

motmot

=• + • + + •

+ + +

=• + • + •

=

= • = • =

1 1 2 2

1 2

0

0

8 1 0 16 0 6 1 67 5 8 0 164

0 8

0 8 2 73 7

0 6

b g b g b g

b g b g b g

......

, , , , , ,,

, ,,

,



Moteur pour levage

Le courant nominal du moteur sélectionné DFY 71SB est de 1,85 A pour M0 = 2,5 Nm.

Le couple de démarrage max. a été calculé à 6,5 Nm, ce qui correspond à une valeur de courantabsorbé de :

Module d’axe sélectionné :MAS 51A 005-503-00 avec I0 = 5 A et donc Imax = 7,5 A.

16.6.2 Sélection du module-puissance

Les critères essentiels pour la sélection des modules-puissance sont :

1. Le courant-crête nécessaireIl se situe à 2,0 • courant nominal de sortie pendant 5 secondes sur les modules-puissanceSEW (par ex. MPB).

2. La valeur moyenne de courant moteurIl ne doit pas dépasser le courant nominal de sortie du module-puissance.

Les courants sont définis par addition des courants de sortie des modules d’axe raccordés :

Module-puissance sélectionné :MPB 51A 011-503-00 avec IN = 20 A

Prévoir en plus une self-réseau ND 020-013.

16.6.3 Sélection de la résistance de freinage

La résistance de freinage n’est actionnée qu’à partir du moment où le couple moteur devient négatif(mode générateur). La figure 68 montre que la durée de service se situe à env. 20 %. Le couple engénératrice max. apparaît lorsque l’axe de levage est freiné en descente et que l’axe de translationest freiné simultanément.

Les couples de freinage devront tout d’abord être convertis en puissances.

IM I

MNm A

NmA

MNm s Nm s Nm s Nm s Nm s Nm s

sNm

IM I

MNm A

NmA

mot

motmot

maxmax , ,

,,

, , , , , , , , , , , ,,

, ,,

,

= • = • =

=• + • + • + • + • + •

=

= • = • =

0

0

0

0

6 5 1 852 5

4 8

6 5 0 17 2 7 0 55 0 5 0 17 1 6 0 17 2 2 0 55 5 4 0 174

1 3

1 3 1 852 5

1 0

b g b g b g b g b g b g

I I I A A A

I I I A A A

NM mot axe de translation mot axe de levage

NM mot axe de translation mot axe de levage

max( ) max_ ( ) max_ ( )

( ) ( )

, , ,

, , ,

= + = + =

= + = + =

5 9 4 8 10 7

0 6 1 0 1 6




Puissance-crête de freinage :

Sous freinage constant, la puissance de freinage moyenne correspond à la moitié de la puissance-crête de freinage.

Soit PB_trans = 0,87 kW

Moteur pour levage

Puissance-crête de freinage :

Soit PB_lev = 0,75 kW

La puissance de freinage totale est donc :

PB_tot = PB_trans + PB_lev = 1,62 kW

Pour un module-puissance de type MPB 51A 011-503-00, le tableau de sélection d’une résistancede freinage est le suivant :

Type module-puissance MPB 51A 011-503-00 (PBRCMAX = 14 kW)Type résistance freinage BW047-004 BW147 BW247 BW347 BW547Capacité de charge pour

100 % SI50 % SI25 % SI12 % SI6 % SI

0,4 kW0,7 kW1,2 kW2,4 kW3,8 kW

1,2 kW2,2 kW3,8 kW7,2 kW

11,4 kW

2,0 kW3,8 kW6,4 kW

12,0 kW19,0 kW*

4,0 kW7,6 kW

12,8 kW24,0 kW*38,0 kW*

6,0 kW10,8 kW18,0 kW*30,0kW*45,0 kW*

Valeur de résistance 47 Ω ± 10 %Courant de déclenche-ment de F16

1,5 A 3,8 A 5,3 A 8,2 A 10 A

Type de construction Résistance métallique Résistance enacier ajouré

Raccords électriques Bornes céramiques 2,5 mm2 Goujons M8Poids 1,9 kg 4,3 kg 6,1 kg 13,2 kg 12 kg

* Limitation de puissance en génératrice

Dans la ligne 25 % SI, on trouve la résistance de freinage adaptée à une puissance effective de 3,8 kW,soit une BW 147.

$ , min,_

_PM n Nm

kWB transV mot mot=

•= • =

−

95505 8 2864

95501 74

1

$ , min,_

_PM n Nm

kWB levV mot mot=

•= • =

−

95505 4 2643

95501 50

1



16.6.4 Sélection du radiateur

Lors du montage des radiateurs, il faudra veiller à ce que les modules ne chevauchent pas 2 radiateurs.Pour cela, il faut contrôler le nombre d’unités (TE = 35 mm) pour chaque module.

1. Axe de translation : MAS 51A-005-503-00 2 TE2. Axe de levage : MAS 51A-005-503-00 2 TE3. Module-puissance : MPB 51A-011-503-00 3 TE

7 TE

On choisit donc un DKE 07 composé de 7 unités (de 35 mm).

La résistance thermique est de 0,4 K/W (selon le tableau). Cette valeur correspond à l’échauffementsupplémentaire par rapport à la température ambiante en Kelvin pour la puissance dissipée en Watt.On admet 80°C.

Contrôle thermique

1. Puissance dissipée du bloc d’alimentation :

2. Puissance dissipée de l’étage de puissance du module d’axe pour la translation :

3. Puissance dissipée de l’étage de puissance du module d’axe pour le levage :

4. Puissance dissipée de l’étage de puissance du module-puissance :

Puissance totale du radiateur :

La sécurité thermique est ainsi assurée jusqu’àune température ambiante théorique de80°C - 24,2 K = 55,8°C.

P W W Nombre d axes W W WV SNTb g = + • = + • =12 13 12 13 2 38'

P WA

I WA

A WVLMA trans effb g = • = • =14 14 1 5 21,

P WA

A WVLMA levageb g = • =14 11 15 4,

P WA

I WA

A WVLMP eff tot= • = • + =2 2 1 5 11 5 2b g b g, , ,

P P P P W

P R WKW

K

KK V SNT VLMP VLMA

KK KK

= + + =

= • = • =

∑12

60 6

60 6 0 4 24 2

b g ,

, , ,∆ϑ

1/2 PV(SNT) 1/2 PV(smps)

PVLMP

PVS1

PVS2

PVLMA (levage)

PVLMA (translation)

Electroniquesignalisation

Electroniquesignalisation

Etage depuissance

Etage depuissance

Etage depuissance

Bloc d'alimen-tation SNT

Module d'axe 2

Module d'axe 1

Module-puissance

00224BFRFig. 69 : Composition de la puissance dissipée



17 Annexe

Caractéristiques des freins et moment d’inertie du ventilateur lourd “Z”

Type MBmax Réductions du couple de freinage WN t1

t2II2)t2

t2I1)PB JZ

Moteur Frein Nm Nm kJ•103 ms ms ms W 10-4kgm2

DT 63.. B B 03 3,2 2,4 1,6 0,8 80 253)

- 3 30 32 7,2

DT 71/80.. BMG BMG 05 5 4 2,5 1,6 1,2 120 303)

20 5 35 32 20/30

DT 80.. BMG BMG 1 10 7,5 6 120 503)

20 8 40 36 30

DT 90/100.. BMG BMG 2 20 16 10 6,6 5 260 703)

30 12 80 40 100/135

DT 100.. BMG BMG 4 40 30 24 260 1303)

35 15 80 50 135

DV 112 M.. BMG BMG 8 55 45 37 30 19 12,6 9,5 600 30 12 60 57 180DV 132 S.. BMG BMG 8 75 55 45 37 30 19 12,6 9,5 600 35 10 50 57 216DV 132 M.. BM BM 15 100 75 50 35 25 1000 40 14 70 95 500DV 132 ML.. BMDV 160 M.. BM BM 15 150 125 100 75 50 35 25 1000 50 12 50 95 500

DV 160 L.. BM BM 30 200 150 125 100 75 50 1500 55 18 90 95

5)DV 180.. BM30 BM 30 300 250 200 150 125 100 75 50 1500 60 16 80 95DV 200/225.. BM31 BM 31 300 250 200 150 125 100 75 50 1500 60 16 80 95DV 180.. BM32 BM324) 300 250 200 150 100 1500 55 18 90 95DV 200/225.. BM62 BM624) 600 500 400 300 250 200 150 100 1500 60 16 80 95

Les temps d’appel et de retombée des freins sont des valeurs indicatives rapportées au moment de freinage maximal.Les caractéristiques des freins pour les moteurs à courant continu SEW sont données dans le catalogue“Motoréducteurs à courant continu”.1) t2I est le temps de retombée du frein en cas de coupure côté courant alternatif.2) t2II est le temps de retombée du frein en cas de coupure côté courant continu et côté courant alternatif.3) Temps d’appel t1 : le chiffre indiqué à la ligne supérieure correspond au fonctionnement avec redresseur BG ; les

autres valeurs sont valables pour fonctionnement avec BGE (BGH/BME/BSG).4) Frein à double disque.5) Les moteurs de taille 160 L - 225 M ne peuvent être livrés avec un ventilateur lourd.

Rendements des éléments de transmission

Câble acier par tour complet du rouleau (glissement ou roulement sur paliers) 0,91 - 0,95Courroie trapézoïdale par tour complet de la poulie (tension normale de la courroie) 0,88 - 0,93Bandes synthétiques par tour complet / rouleau avec paliers à roulement

(tension normale de la bande)0,81 - 0,85

Bandes caoutchouc par tour complet / rouleau avec paliers à roulement(tension normale de la bande)

0,81 - 085

Chaînes par tour complet / roue avec paliers à roulement(en fonction de la taille de la chaîne)

0,90 - 0,96

Réducteurs Lubrifiés à l’huile, 3 trains (engrenages cylindriques), en fonction de la qualitédu réducteur

Réducteurs à roue et vis sans fin, à couple conique : consulter le fournisseur

0,94 - 0,97

17Annexe


Coefficients de frottement des paliers

Palier sur roulements µL = 0,005Palier lisse µL = 0,08 - 1

Coefficients de frottement latéral

Roue avec palier sur roulements c = 0,003Roue avec palier lisse c = 0,005Guidage latéral des roues c = 0,002

Coefficients de frotttement entre différentes matières

Acier sur acier au démarrage (sec)en glissement (sec)

au démarrage (lubrifié)en glissement (lubrifié)

µ0 = 0,12 - 0,60µ = 0,08 - 0,50µ0 = 0,12 - 0,35µ = 0,04 - 0,25

Bois sur acier au démarrage (sec)en glissement (sec)

µ0 = 0,45 - 0,75µ = 0,30 - 0,60

Bois sur bois au démarrage (sec)en glissement (sec)

µ0 = 0,40 - 0,75µ = 0,30 - 0,50

Bande synthétique sur acier au démarrage (sec)en glissement (sec)

µ0 = 0,25 - 0,45µ = 0,25

Acier sur plaque synthétique au démarrage (sec)en glissement (lubrifié)

µ0 = 0,20 - 0,45µ = 0,18 - 0,35

Coefficient de frottement de roulement (bras de levier de la résistance au roulement)

Acier sur acier f < 0,5 mmBois sur acier (transporteur à rouleaux) f < 1,2 mmSynthétique sur acier f < 2 mmCaoutchouc dur sur acier f < 7 mmSynthétique sur béton f < 5 mmCaoutchouc sur béton f < 10-20 mmCaoutchouc moyen sur béton f < 15-35 mm

Facteurs correcteurs pour calcul de la charge radiale

Eléments de transmission Remarques Facteur correcteurRoues dentées ≥ 17 dents

< 17 dentsfZ = 1,0fZ = 1,15

Roues à chaîne ≥ 20 dents< 20 dents< 20 dents

fZ = 1,0fZ = 1,25fZ = 1,4

Poulies à gorges Influence de la tension de la courroie fZ = 1,75Poulies plates Influence de la tension de la courroie fZ = 2,5

La charge radiale effective des réducteurs se calcule à l’aide de la formule suivante :

FQ = charge radiale corrigée en N d0 = diamètre primitif de l’élément de transmission en mmM = moment de torsion en Nm fZ = facteur correcteur

FM

dfQ Z= • •2000

0

Annexe17


Selfs de lissage d’induit pour moteurs à courant continu

Type InductivitémH

Capacité de chargeADC

Type InductivitémH

Capacité de chargeADC

AD 031 170 3 AD 143 110 14AD 050 50 5 AD 161 12 16AD 051 100 5 AD 241 25 24AD 081 60 8 AD 242 37 24AD 082 95 8 AD 243 50 24AD 141 45 14 AD 281 6 28AD 142 65 14 AD 351 22 35

Indices de protection selon EN 60034, partie 5 et EN 60529

IP 5 4

Codification (International Protection)

1. Protection contre les corps solides

2. Protection contre les liquides

IP 1er chiffre 2ème chiffre= Protection contre le contact contre les corps étrangers = Protection contre les liquides

0 Pas de protection Pas de protection Pas de protection1 Protection contre le contact

accidentel et de grande surfaceProtection contre les corpsétrangers solides de grande taille

Protection contre les gouttes d’eau(tombant verticalement)

2 Protection contre le contact avec lesdoigts

Protection contre les corpsétrangers solides de taille moyenne

Protection contre les gouttes d’eau(tombant selon une inclinaisonjusqu’à 15°)

3Protection contre le contact avecdes outils

Protection contre les corpsétrangers solides de petite taille

Protection contre la pulvérisationd’eau (inclinaison jusqu’à 60°, pluie)

4 Protection contre la projection d’eau(projection de toutes les directions)

5Protection contre le contact avecdes objets de toute nature

Protection partielle contre lapénétration de poussière

Protection contre les jets d’eau detoutes les directions

6 Protection totale contre lapénétration de poussière

Protection contre inondationtemporaire (par ex. pont de bateau)

7 - - Protection contre immersion decourte durée

8 - - Protection contre eau sous pression

17Annexe


18 Légende

Légende pour les formules et les exemples de calcul

aaA

aB

AU

cdd0

DDT

ffU1/2

FFF

FQ1/2

FW

fZgiivJM

JT

JW

JX

J0

JL

JZ

KJ KM KP LA

LB

LD

mm0

mL

mG

Ma1/2

MA

MB

MH

MK

MN

MU

M0

ML

AccélérationAccélération au démarrageDécélérationDécélération à la commutationFacteur pour frottement additionnelDiamètre d’alésage de la roueDiamètre primitif du pignon ou de la roue à chaîne sur l’arbre desortie du réducteurDiamètre de la roue, du tambour ou de la roue à chaîneDiamètre de la tableBras de levierFacteur de service (1 = lent, 2 = rapide)ForceRésistance au roulementCharge radialeForce due au vent (pression du vent [N/m2] • Surface au vent [m2])Coefficient correcteur pour calcul de la charge radialeAccélération (due à la pesanteur) : 9,81 (constante)Rapport de réductionRapport de réduction complémentaireMoment d’inertie du moteurMoment d’inertie d’une table tournanteMoment d’inertie d’un outilMoment d’inertie de la charge ramenée à l’arbre moteurMoment d’inertie réduit de la masse propreMoment d’inertie réduit de la masse totaleMoment d’inertie additionnelle (ventilateur lourd)

Facteurs de calcul pour déterminer la cadence de démarrage Z

Inductivité du circuit d’induitDurée de vie du frein (avant réglage)Inductivité de la self de lissageMasseMasse propre = masse sans charge utileMasse de la chargeMasse du contre-poidsCouple de sortie (1 = lent, 2 = rapide)Couple de sortieCouple de freinageCouple de démarrageCouple de décrochageCouple nominalCouple de commutation de la grande à la petite vitesseCouple avec la masse propre ramenée à l’arbre moteurCouple avec la masse totale ramenée à l’arbre moteur

m/s2

m/s2

m/s2

m/s2

-mmmm

mmmmmm-NNNN-m/s2

--kgm2

kgm2

kgm2

kgm2

kgm2

kgm2

kgm2

---mHhmHkgkgkgkgNmNmNmNmNmNmNmNmNm

Légende18


MX

ηηL

ηG

ηG’∆nnM(1/2)

nS(1/2)

na

P’PN

Pstat

Pdyn_mot

Pdyn_charge

Ptot

rRssA

sB

sdépl

sZ

sU

t1t2tAtBttZtUµµL

vvmax

vT

WB

WN

XA

XB

zz1, z2

z0

Znéc

Zadm

Couple ramené à l’arbre moteurRendementRendement de la charge ou de la machineRendement du réducteurRendement inverse du réducteurVariation de vitesse en montée ou en descenteVitesse du moteur (1 = lent, 2 = rapide)Vitesse synchrone (1 = lent, 2 = rapide)Vitesse de sortie du réducteurPuissance avec position du chariot d’un côtéPuissance nominalePuissance moteur nécessaire (puissance statique)Puissance moteur dynamique nécessaire avec masse proprePuissance moteur dynamique nécessaire pour l’accélération de lamassePuissance moteur totale nécessaireRayonPlage de réglage (des vitesses)DistanceDistance de démarrageDistance de freinageDistance de déplacementLongueur d’un cycleDistance de commutationTemps d’appel du freinTemps de réponse du freinTemps de démarrageTemps de freinageTemps de déplacement ou de levageTemps de cycleTemps de commutation de la grande à la petite vitesseCoefficient de frottement par adhérence ou par glissementCoefficient de frottement des roulementsVitesseVitesse maximaleVitesse circonférentielle d’une table tournanteTravail du freinTravail du frein avant réglageNombre d’entraînements prévusPrécision d’arrêt (tolérance de la distance de freinage)Nombre de rouleauxNombre de dents (z1 du pignon, z2 de la roue)Cadence de démarrage admissible à videCadence de démarrage nécessaireCadence de démarrage calculée admissible

Nm----min-1

min-1

min-1

min-1

kWkWkWkWkW

kWmm-mmmmmmmmmmmmsssssss--m/sm/sm/sJJ-mm--c/hc/hc/h

18Légende


pratique de la technique d’entraînement fascicule...

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