PARTIE A: GENERALITES SUR LE SOUDAGE PAR POINTS

Des erreurs de typographie se sont glissées dans le sujet, mais les candidats n’ont pas
été pénalisés.
Ces erreurs seront mentionnées le moment venu dans le corrigé
PARTIE A: GENERALITES SUR LE SOUDAGE PAR POINTS
A-1-
Fusion des tôles sous les électrodes :
A partir des propriétés géométriques du volume concerné et des propriétés des
matériaux donnés dans le dossier technique
A-1-1. Donner l’expression de la résistance électrique que présentent les tôles au
passage du courant: Rt1+ Rt2 en fonction des paramètres électriques et
géométriques de l’ensemble « tôles+électrodes »
On appellera le diamètre de l'électrode d et l'épaisseur d'une tôle e
e
e
Rt1Rt 2  2 .  .  2..
d2
S
.
4
A-1-2. Courbe de réglage Ieff = f(Dt)
Q   . 2 . e . S . [c . Tfusion  Tambiante   Qfusion ]  Rt 1  Rt 2  . Ieff 2 .t  2 .  .
Ieff 2  . 2 . e .[ c . Tfusion  Tambiante   Qfusion ]

S2
2 .  . e . t
Ieff  S .
e
. Ieff 2 . t
S
 . 2 . e . [c . Tfusion  Tambiante   Qfusion]
1
 S .K .
2 .  . e . t
t
d2
avec S=  .
4
application numérique :
*** le sujet conduisait à considérer que l’on fait fondre toute la masse avec un Qf
de 272 J/kg, le résultat qui en découle est
masse de fer à chauffer : 0,443g
quantité de chaleur à apporter : 312 J
I²t = 29,64 .106 A²s
En réalité, Qf=272 10 3 J/kg
Ce qui nous donne les valeurs suivantes :
Quantité de chaleur à apporter : 428,6 J
I²t = 43,28.106 A²s
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Comportement de la zone de contact tôle – tôle.
Justifier sans calcul les affirmations suivantes.
A-1-3. La résistance de contact Rc3 a une valeur importante par rapport à la
résistance des tôles.
A cause de la rugosité de la surface des tôles, les surfaces ne se touchent que
par quelques points de contact qui représentent une surface très petite
(environ 10%, la section réelle de passage de courant est très faible donc la
résistance de cette zone est plus élevée)
A-1-4. La fusion commence toujours dans cette zone.
L'effet Joule produit est proportionnel à la résistance dans laquelle passe le courant, il
est donc beaucoup plus grand dans cette résistance de contact que dans les tôles,
l'échauffement de cette zone sera beaucoup plus conséquent et le fer atteindra sa
température de fusion très vite à cet endroit.
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A-1-5. La résistance de contact décroît très vite et la durée de cette phase est
très courte (en pratique inférieure à 20 ms).
Cette diminution de résistance est due à deux phénomènes:
- Le phénomène de micro-constriction dure très peu de temps, en effet dès que le
courant passe, la section de passage du courant augmente et s'étale rapidement
à toute la surface de contact
- Dès que le métal entre en fusion, cette zone se liquéfiant disparaît et la
résistance de contact disparaît
A-1-6. Il faut appliquer un effort de serrage déterminé (ni trop fort ni trop faible)
sur les tôles.
La résistance de contact a une valeur à peu près inversement proportionnelle à l’effort
de serrage.
- Si l’effort de serrage est trop important, la résistance de contact produit un effet
joule trop faible pour déclencher la fusion à cet endroit. Le point de soudure sera
de mauvaise qualité
- Si l’effort de serrage est trop faible, la résistance de contact produit un effet joule
trop important, la fusion sera très brutale et risque de projeter du métal en fusion.
Le point de soudure sera défectueux
- Si l’effort de serrage est vraiment trop faible, la résistance de contact est telle
que la régulation de courant efficace arrive en limite de fonctionnement,
l’intensité sera trop faible et la fusion ne sera pas atteinte.
Comportement de la zone de contact électrode - tôle
Justifier sans calcul les affirmations suivantes.
A-1-7. Les résistances de contact Rc1 et Rc2 ont une valeur faible par rapport à
Rc3
Le phénomène est le même que pour l'espace tôle - tôle mais l'électrode, en
cuivre légèrement allié, est très malléable, la surface de contact est donc très
grande, la résistance est donc très faible.
A-1-8. En cours de soudage, la température superficielle peut atteindre quelques
600°C, la structure de l'électrode en cuivre va se modifier au fur et à mesure
des soudures qu'elle réalise:
- la surface de contact va augmenter
- la résistivité va augmenter à cause de la présence du zinc à la surface
des tôles à souder.
Préciser les incidences de ces phénomènes sur la qualité des points de soudure
et sur la durée de vie des électrodes.
-
la malléabilité du cuivre augmente avec la température, les efforts de serrage
successifs que subit l'électrode chaude va la déformer en augmentant la surface
de contact
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-
le zinc fond à 418°C et se vaporise à 906°C, ce métal fondu (voire vaporisé) va
diffuser (constitution d'un alliage par interpénétration des molécules) à l'intérieur
de l'électrode pour former du laiton, l'extrémité de l'électrode voit donc sa
résistivité augmenter au fur et à mesure des points de soudure qu'elle réalise
l'intensité efficace est constante, la section de passage du courant augmente il faut
pour réaliser le point de soudure dans les mêmes conditions, augmenter l'intensité
efficace au fur et à mesure des points de soudures pour garder une densité de courant
constante: correction de Ieff en fonction du nombre de points de soudure réalisés
le laiton étant plus résistif que le cuivre, l'électrode va devenir de plus en plus résistive,
elle va chauffer plus, se déformer plus et la tension d’alimentation finira par atteindre la
valeur maximum : il faudra donc supprimer cette pellicule de laiton en surface de
l'électrode par rodage périodique (tous les 300 points de soudure), ceci ne pouvant se
faire que 3 fois, on change les électrodes tous les 1000 à 1200 points de soudure
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Tension entre électrodes:
A-1-9. Calculer la valeur efficace de la tension à appliquer entre les électrodes
pour réaliser un point de soudure en supposant que les tôles ne sont que
résistives.
U  Rc1 Rt1 Rc3  Rt 2  Rc2. Ieff =(20+5+200+5+20).10.10-3= 2,5V
La qualité du point de soudure:
En pratique, une certaine tolérance de réglage des 3 paramètres (Ieff, Dt et effort de
serrage) est possible.
A-1-10. Remplir le tableau du document réponse DR1 en indiquant les effets
indésirables observés lorsqu’on s’écarte trop des réglages optimaux.
Dt et effort de serrage
corrects
Ieff trop important
Tôles trouées et éjection
de matière
Ieff trop faible
Tôles collées, point de
soudure non fiable
Ieff et effort de serrage
corrects:
Tôles trouées et éjection
Dt trop important
de matière, risque
d’écrouissage des tôles
Tôles collées, point de
Dt trop faible
soudure non fiable
Ieff et Dt corrects:
un effort de serrage trop
Tôles collées, point de
important
soudure non fiable
un effort de serrage trop
Tôles collées, point de
faible
soudure non fiable
A-2- Procédé
A partir du chronogramme (cf DTA fig 4 et page 3/8) détaillant les différentes phases du
procédé, construire un Grafcet de macrodescription.
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A-3-
Le refroidissement en soudage par résistance
A-3-1 Justifier la présence de deux circuits de refroidissement par soudeuse
(cf DTA fig 8).
Dans la soudeuse, les deux électrodes sont des zones à échauffement important
Le moteur de serrage et le transformateur le sont un peu moins
Les électrodes ne sont pas dans les mêmes conditions de refroidissement, il faut donc
pouvoir régler indépendamment le débit d’eau dans chacune d’ elles d’où deux circuits
indépendants
Un circuit de refroidissement est constitué de l'électrode mobile et le transformateur
L'autre circuit de refroidissement est constitué de l'électrode fixe et le moteur
L'eau froide passe d'abord dans les électrodes
Le réglage de débit est indépendant pour chacun de ces circuits
A-3-2 Calculer la puissance évacuée par l'eau de refroidissement pour chaque
soudeuse (cf DTA )
m
12
Q  m.c.(T2  T1 ) : P  .c.(T2  T1 )  Qm .c.(T2  T1 ) 
.4180.10  8360 W
t
60
A-3-3 En déduire la puissance totale dissipée par l’ensemble des soudeuses
P max  800 .P  800 .8360  6688 kW  6,688 MW
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PARTIE B: LE CIRCUIT DE PUISSANCE DE LA SOUDEUSE
PARTIE B1: ETUDE DU MODULATEUR D'ENERGIE DE LA SOUDEUSE "50 HZ":
B1-I
MODELISATION de l’ensemble « TRANSFORMATEUR + ELECTRODES »

B1-I-a.
Déterminer Zs , module de l’impédance du modèle équivalent de la
soudeuse représenté figure 2 du DTB1
U
Zs  20
I 2n
avec
U20 valeur efficace de la tension secondaire du transformateur à vide = 13,5V sous
tension primaire nominale de valeur efficace U1n = 400V
I2n valeur efficace nominale relevée lors de l'essai « électrodes serrées » pour le point
de fonctionnement suivant :
-pleine conduction
-tension primaire nominale de valeur efficace U1n = 400V
AN :
13,5
Zs 
 0,587m
23000
B1-I-b.
En déduire Zp , module de l’impédance du modèle équivalent de la
soudeuse représenté figure 3 du DTB1
Le rapport de transformation du transformateur m est donné par la relation :
m
U 20
U 1n
AN :
13,5
 0,03375
400
Par ailleurs
Z
Zp  s 2
(m)
AN :
0,587.10 3
Zp 
 0,515
(0,03375) 2
m
B1-I-c. - Montrer que l’expression du courant primaire i1 (t) peut se mettre sous la
forme :
  Rp  t   
i1 (t )   Ae Lp      B sin t   




- Exprimer A et B en fonction de U1m , Zp , ψ et φ
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L’expression du courant i1 en fonction du temps est la somme de 2 termes :
- un terme iL(t) résultant du fonctionnement en régime libre du système
- un terme iF(t) résultant du fonctionnement en régime forcé du système
* iL(t)
R Pi L  LP
di L
0
dt
soit
i L (t)  A.e

RP
LP

(t  )

Pour une conduction à partir de l’angle ѱ
*iF(t)
Une solution particulière de l’équation différentielle s’écrit :
U
i F (t )  1M sin( t   )
ZP
avec :
-U1M valeur maximale de la tension u1(t)
L 
R
-   arctg( P ) ou   ar cos( P )
RP
ZP
RP


(t )
U
Soit i 1 (t )  ( 1M sin(t  ))  Ae L P 
ZP

U
A t  , le courant i1(t) s’annule, soit A  1M sin(    ) =0

ZP
Par suite :
R
i1(t )  (

 P (t  )
U1M
U
sin(t   ))  ( 1M sin(   )e LP  )
ZP
ZP
B
B1-I-d.
  ar cos(
A
Exprimer φ en fonction de Rp et Zp
RP
)
ZP
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B1-I-e. En déduire la valeur de ψ pour laquelle la conduction des thyristors
devient continue.
Pour ѱ = φ, le terme sin (ѱ - φ) est nul et l’expression du courant i1(t) devient :
U 1M
sin(t   )
ZP
La conduction des thyristors devient continue et le courant i1(t) est sinusoïdal pour

i1 (t ) 
B1-I-f.
Relever φ
En déduire les valeurs de Rp et Lp à 50 Hz
Lors de ce relevé, la limite de la conduction continue est obtenue pour ѱ = φ =24°
(réglage par la console)
D’après l’expression établie en B1-I-d , on a :
R P  Z P cos() avec φ = 24°
AN :
R P  0,515. cos(24 )  0,47
LP 
Z 2P  R 2P
AN :
LP  0,5152  0, 472  0, 21 à 50 Hz
B1-I-g.
Relever la valeur maximale de ψ
Justifier la nécessité de cette butée vis-à-vis du courant de maintien
Ithhold ) des thyristors.
(
La butée ѱ =153° est donnée par la courbe %Imax(ψ) ; elle permet d’assurer la mise
en conduction des thyristors en garantissant une valeur du courant principal supérieure
à la valeur du courant de maintien de ceux-ci.
B1-II VERIFICATION DES PERFORMANCES DE SOUDAGE
B1-II-a. Calculer Rpt et Lpt à 50 Hz, respectivement résistance et inductance
totales ramenées au primaire du transformateur
R
R pt  RP  to2
m
Lpt   LP 
car Lto est négligeable
AN :
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0, 265.103
 0, 733
0, 033752
L pt  0, 2
R pt  0,5 
B1-II-b.
En déduire :
- Zpt , module de l’impédance totale ramenée au primaire
- φ, argument de Zpt
2
* Z pt  R pt
 (L pt ) 2
AN ;
Z pt  0,733 2  0.2 2  0,76
*   arctan(
L pt 
R pt
)
AN :
  arctan(
0,2
)  15 
0,733
B1-II-c. Montrer que la valeur de  1 est régie par la relation :
sin( 1   )e
1

tg
 sin(   )e
tg
Pour t= 1, le courant i1 s’annule, par suite :
sin( 1   )  ((sin(   ))e
1
sin( 1   ) 
e
1
tg
en posant tg 
soit

R pt
L pt 
((sin(   )e
( 1   )
)0

tg
L pt 
sin( 1  )e
R pt
1
tg
 sin(  )e

tg
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B1-II-d. Etablir l’expression de UT , valeur efficace de la tension primaire du
transformateur en fonction de :
-U1 valeur efficace de la tension d’alimentation réseau
- 1
-ψ
D’après la figure 6 du document DTB1
2 1
1 1
U T2    ( U 1M sin  t ) 2 dt   ( U 1M sin  ) 2 d
T 
 
1
U 12M  1  sin 2  
1 1 2 1  cos 2


U   ( U 1M )(
)d 
  
 
2
2 
 
 2   
2
T
     sin 2 1  sin 2 
U T2  U 12  1


2
 

U T  U1
 1     sin 2 1  sin 2 

2
B1-II-e. A l’aide de la figure 7 du DTB1, déterminer la plage de réglage de ѱ
permettant d’atteindre la valeur efficace du courant de soudage de 12 kA
quelque soit U1
AN :
U T  0, 76. 12000.0, 03375   307,8V
La tension d’alimentation réseau peut subir des fluctuations en valeur efficace de +/-10%
La valeur efficace minimale U1m de la tension primaire U1 vaut :
U1m = 0,9.400 = 360V soit
UT
 0,855 et un angle ѱ m lu sur la courbe figure 7 du document DTB1
U 1m
de 68°.
La valeur efficace maximale U1M de la tension primaire U1 vaut :
U1M = 1,1.400 = 440V soit
UT
 0,7 et un angle ѱ M lu sur la courbe figure 7 du document DTB1 de
U 1M
91°.
La plage de réglage de ѱ donc de 68 à 91° pour compenser les fluctuations du réseau
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1
UT/U1
0,9
0,8
0,7
0,6
0,5
0,4
0,3
0,2
0,1
Ym
0
0
10
20
30
40
50
60
Y
YM
70
80
90
100
110
120
130
140
150
160
170
180
ѱ m (B1-II-f) ѱ m (B1-II-e) ѱ M
B1-II-f. Déterminer l'évolution de cette plage de réglage en tenant compte de la
loi de compensation d’usure des électrodes (cf DTB1).
La valeur maximale du courant de soudage après compensation est obtenue après
300 points de soudure (entre 2 rodages) ; elle vaut :
N
I 2S max  I 2S (1  0,1(
)) avec I2S = 12kA et N = 300 points
300
AN :
I 2S max  12.(1,1)  13,2kA
-la butée minimum est obtenue pour I2Smax= 13,2kA et U1m = 360V ,
U
UT = Zpt . I2Smax = 338,6V , T  0,94 et ѱ m=50°
U 1m
-La butée maximum est obtenue pour I2S = 12 kA et U1M = 440V soit ѱ M=91° (cf
question précédente)
La plage de réglage de ѱ est de [50° , 91°]
B1-II-g. Le cycle de soudage décrit figure 5 du DTB1 prévoit 15 alternances
maximum pour 1 point de soudure.
Vérifier que les conditions de fonctionnement imposées par ce cycle
n’entraînent pas un échauffement excessif du transformateur (cf DTB1).
La contrainte thermique I2t imposée au transformateur par le cycle de soudage
ne doit pas dépasser celle imposée par le fonctionnement du transformateur en
régime permanent, ce qui implique :
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I 22P T  I S2 t on avec
I2P : valeur efficace du courant secondaire du transformateur en régime
permanent (7,4 kA)
IS : valeur efficace du courant de soudage imposé par le cycle (12kA)
T : période du cycle de soudage (3s)
ton : durée de passage du courant de soudage de 0,3s (15 périodes secteur)
soit un courant de soudage:
T
ton
I S  I 2P
AN :
3
kA
0, 3
I S  12kA  23,4kA
Le transformateur ne subira pas d’échauffement excessif.
I S  7 ,4
B1-II-h. A l’aide du DTB1
- calculer le facteur de marche FM de la soudeuse ;
- vérifier que l’intensité du courant équivalent thermique Ith est inférieure à la
valeur nominale du courant secondaire I2np du transformateur.
* Le temps de repos correspond au rodage et à l’évacuation des pièces entre 2
cycles de 300 points : il est en moyenne de 30 s.
* On négligera l’effet de la compensation d’usure d’électrodes.
Le facteur de marche FM est à calculer dans le cas d’un fonctionnement discontinu
(300 points , 1 point d’une durée maximale de TS=0,3s toutes les 3s), soit :
-un temps de cycle TC = 300x3s + 30 s = 930 s
-des temps de soudage TS identiques de 0,3 s .
soit
300.0,3
FM 
 9 ,7 %
930
L’intensité équivalente thermique du courant secondaire est calculée sur 60s de
fonctionnement (cf document technique DTB1), ce qui donne :
I th 

20. I 22S .TS
60

AN :
I th 
20.(12000 2 .0,3)
 3,8kA < 7,4 kA
60
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B1-III GENERATION D’HARMONIQUES DE COURANT
Remarque du jury de correction : la partie sous harmoniques n’a pas été abordée
volontairement.
B1-III-a. - Déterminer les valeurs du fondamental et des harmoniques de tension
de la tension uT relatifs à la valeur efficace de la tension U1=400 V et appelés
F% , H3% , H5% , H7% et H9% pour les valeurs de ѱ suivantes : 60°, 70°,
80°et 90°.
- Reporter les valeurs dans le document réponse DR2
On relève sur la figure 9 du document technique DTB1 les valeurs suivantes pour
une valeur efficace de la tension d’alimentation U1 = 400V:
ѱ en °
60
70
80
90
Valeur
efficace
UT (V)
360
339
313
284
Fondamental H3 (V)
F (V)
335
305
271
234
H5 (V)
96
115
129
139
63
60
49
38
H7 (V)
H9 (V)
30
24
34
46
18
31
36
27
Le même tableau établi en valeurs relatives donne
ѱ en °
60
70
80
90
Valeur
efficace
UT (%)
90
84,75
78,3
71
Fondamental H3 (%)
F (%)
83,75
76,25
67,75
58,5
24
29
32.25
33.75
H5 (%)
H7 (%)
H9 (%)
15,75
15
12,25
9,5
7,5
6
8,5
11,5
4,5
7,75
9
6.75
B1-III-b. - En déduire, pour la valeur de ѱ égale à 80° (valeur efficace U1 ≈ 400
V) et pour une valeur efficace du courant I1 de 405 A, les valeurs du
fondamental et des harmoniques de courant appelés IF , IH3 , IH5, IH7 et IH9.
- Reporter les valeurs dans le document réponse DR3.
- Tracer le spectre harmonique de courant.
I 1  m.I 2S
AN :
I1  0,03375.12000  405A
et une valeur efficace de la tension aux bornes du transformateur
U T  Z pt .I 1 
R   L 
2
pt
2
pt
.I 1
AN :
UT 
0,75 2  0,2 2 .405  314 V
L’angle ѱ suit les fluctuations du réseau : pour calculer la valeur efficace du
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fondamental et des harmoniques de tension , il faut tenir compte des variations de
U1, d’où le tableau suivant :
ѱ en °
UT (V)
60
70
80
90
314
314
314
314
UT/U1
(cf
figure
7 du
DTB1)
0,9
0,85
0,78
0,71
U1 (V)
F (V)
H3(V)
H5(V)
H7(V)
H9(V)
349
369
403
442
292
281
273
259
84
107
130
149
55
55
49
42
26
22
34
51
16
29
36
30
Pour le fondamental, la valeur efficace du courant est :
F
IF 
Z pt
Pour les harmoniques, la valeur efficace du courant est :
H
2
2
IH n  n avec Z ptn  R pt  nL pt 
Z ptn
  

d’où les tableaux de résultats suivant :
Rang de
Fondamental Rang 3
l’harmonique
0,776
0,96
Zptn ()
ѱ (°)
80
Rang 5
Rang 7
Rang 9
1,25
1,59
1,95
I1 (A)
IF (A)
IH3 (A)
IH5 (A)
IH7 (A)
IH9 (A)
405
348
134
39
21
19
Et le spectre harmonique suivant pour ѱ = 80° (U1 # 400V)
IF(en A)
350
Harmoniques de courant pour U1= 400V (Y =80°)
300
250
200
IH3
150
100
IH5
IH7
50
IH9
0
1
2
3
4
5
Page 15 sur 36
B1-III-c. Calculer pour ѱ= 80°, le taux de distorsion harmonique TDHI% relatif à
la valeur efficace I1
IH32  IH52  IH72  IH92
on rappelle que TDHI%  100.
I1
Le taux de distorsion harmonique relatif à la valeur efficace I1 est donné par l’expression
IH32  IH52  IH72  IH92
TDHI%  100.
I1
AN :
ѱ (°)
TDHI%
80
35,2
B1-III-d.
Les dispositions constructives prises par l’entreprise pour
- réduire les harmoniques renvoyés au réseau
- relever le facteur de puissance global d’une ligne de soudage
Sont :
 l’alimentation 400 V des soudeuses entre phases
 la répartition équilibrée des soudeuses d’une ligne de production
sur les 3 phases
 une compensation globale par batterie de condensateurs au
secondaire du transformateur d’alimentation HTA/BTA.
Justifier ces dispositions.
Les 2 premières dispositions associent des groupements similaires de soudeuses en
triangle : de ce fait et dans le cadre d’un fonctionnement statistiquement régulier, les
harmoniques 3 et multiples de 3 présents dans la ligne d’alimentation (qui sont ici
prépondérants) sont atténués.
Le taux d’harmoniques TDHI% est réduit au minimum à 11% pour ѱ = 80° ‘au lieu de
35%
Dès lors, une compensation globale de facteur de puissance
-par condensateurs
-basée sur le fondamental des tensions et courants
est mise en place.
Page 16 sur 36
PARTIE C: SYSTEME DE SERRAGE DES ELECTRODES
PARTIE C1: MOTORISATION PAR VERIN
C1-I
A l’aide du DTC1, déterminer le diamètre et la section du piston du vérin.
L’effort de serrage maximum est de 640 daN sous 10 bars ; d’après le document
technique, on choisit le vérin :
-de diamètre 100mm
-de section de piston 78,5cm2
-d’effort dynamique 750 daN sous 10 bars
C1-II
Déterminer :
- le taux de charge moyen du vérin: Tcm en %
- le taux de charge maximum du vérin TcM en %
- la valeur maximale de la tension de commande du régulateur UcM.
On rappelle que:
Effort moyen
Tcm% 
.100
Effort max imum disponible
TcM % 
Effort max imum
.100
Effort max imum disponible
AN :
400
.100  53,3%
750
Le taux de charge maximum vaut
Tcm% 
AN :
640
.100  85,3%
750
La valeur maximale de la tension de commande régulateur vaut :
TcM % 
ucM 
Effort max imum
.10  8,53V
Effort max imum disponible
C1-III
- Construire la fonction de transfert de l'effort de serrage en fonction de la
tension de commande Fs = f(uc) pour la plage de réglage (130-525 bars).
- En déduire l’incertitude maximale ΔFs en daN liée au réglage de Fs.
La plage de réglage d’effort 130-525 daN correspond à une variation de uc de 1,73-7V
Page 17 sur 36
Effort
750 daN
525 daN
Tension de
commande uc issue
de la CPC
130 daN
0
1,73V
7V
10V
L’incertitude pour 5V vaut +/-10% soit 37,5 daN
L’incertitude pour 6V vaut +/-9% soit 40,5 daN
L’incertitude pour 7V vaut +/-7,5% soit 39,4 daN
L’incertitude maximale est donc de 40,5 daN
C1-IV
Etablir le schéma de raccordement pneumatique du régulateur, de l’électrodistributeur et du vérin.
C1-V
Proposer une solution technique industrielle qui permet d'atteindre la précision
requise (5%) sur toute la plage de fonctionnement.
Le moyen d'obtenir une plus grande précision dans l'effort de serrage est d'insérer une
boucle de régulation d'effort de serrage avec un capteur d'effort situé sur le bras mobile,
un régulateur de type PID avec une sortie 0-10V qui commande un régulateur de
pression
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PARTIE C2: MOTORISATION PAR MOTEUR ELECTRIQUE
Ce moteur est du type synchrone autopiloté d'indice de protection IP55 refroidi à
l'eau
C2-I
Le cycle de fonctionnement.
Déplacement de l’électrode mobile
Position
L
t
Vitesse
t
T1 T2
T3
T4
T5
T6
T7
Accélération
t
Effort de
serrage
Fermeture
Serrage
Ouverture
Attente
t
Tc
Durées maximales pour respecter le cycle de soudage ;Tc = 3s
T1 = T3 = T5 = T7 = 0,1s
T2 = T6 = 0,1s
T4 = 0,9s
C2-II Les caractéristiques du mouvement de la pince,
C2-II-a Calculer la longueur L du déplacement de l'électrode (cf DTC2 fig, 3),
D'après la fig 3 du document DTC, l'angle de rotation de la pince est α = 30° d’où une
longueur d'arc de L  D 1 .
L = 390 * 30 / 180 * π = 204,2 mm
Pour la suite des calculs, on prendra L=200 mm,
C2-II-b Calculer l'accélération et la vitesse de croisière de l'électrode pour
respecter le cycle de fonctionnement imposé,
Le mouvement est uniformément accéléré pendant les périodes d'accélération et de
décélération
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1
l  .a.t 2  v0 .t  l0
2
Le mouvement est linéaire pendant la phase de vitesse constante
l  v0 .t  l0
Les temps T1, T2 et T3 sont connus
D’où
,
a = 10000 mm/s² et Vm = 1000 mm/s
50 mm parcouru pendant l'accélération et la décélération et 100 mm à vitesse
constante
C2-III Les caractéristiques mécaniques du moteur,
C2-III-a Définir les grandeurs qui permettront de choisir le moteur parmi les deux
propositions du constructeur (cf DTC2),
-
Un moteur est caractérisé par
la vitesse maximale
le couple équivalent thermique
le couple maximum toléré en fonction du facteur de marche
C2-III-b Donner les expressions littérales des grandeurs définies dans la question
précédente,
Calculer les valeurs numériques correspondantes,
En déduire le moteur le mieux adapté (cf DTC2),
Le moteur fonctionne suivant 4 régimes différents:
- Régime dynamique: accélération et décélération de la pince
- Régime établi : vitesse constante de la pince
- Régime statique: serrage de la pince:
- Régime de repos: machine à l’arrêt entre deux points de soudure
Vitesse maxi du moteur
La soudeuse est en phase d'approche (vitesse positive)
* Déplacement X qui provoque la fermeture complète de la pince
X  2.D1.sin( / 2)
X = 2.195.sin (30/2) = 100,9 mm
* Nombre de tours correspondant du moteur
X
Nt  , p: pas de la vis
p
Nt = 100,9/ 5 = 20,18 tours
Page 20 sur 36
* Vitesse de déplacement de l'extrémité de la vis:
D
V1  Vmax . 1
D2
V1=1000.195/390=500mm/s soit 0,5 m/s
* Vitesse de rotation maxi du moteur
V
nmax  1
p
nmax = 500/5=100 tr/s soit 100*60 = 6000 tr/min
Couple moteur
On applique le principe fondamental de la dynamique
d
C m  C r  J eq .
dt ,
L’énoncé précisait que le moment d’inertie équivalent à l’ensemble des pièces en
mouvement ramené sur l’arbre moteur (rotor compris) Jeq était de 1400 10-3 kg.m²
Les candidats pouvaient se rendre compte que cette valeur donnait un résultat
inacceptable , la valeur réelle de Jeq était 1,400 10-3 kg.m²
Les candidats ayant fait le calcul avec 1400 10-3 kg.m² n’ont bien sûr pas été
pénalisés
* Pendant la phase de vitesse constante:
Le couple résistant est nul donc le couple moteur vaut 0
* Pendant la phase d'accélération:
d 1 nmax .2. 100.2.


 6283 rad / s ²
0,1
dt
T1
d
Cacc  J eq . 1  1400.10 6.6283  8,8 Nm
dt
* Pendant la phase de décélération:
d
Cdec  J eq . 1  1400.10 6. 6283  8,8 Nm
dt
* Pendant la phase de serrage:
F1
Vis au pas de 5mm
C1
D1
D2
F2: serrage
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- le couple moteur que doit fournir le moteur pour développer une force de
serrage de 550 daN au niveau des électrodes,
D
390
 1100 DaN
F1  F2 . 2  550.
D1
195
D’où un couple moteur
p
p
où r est le rayon primitif de la vis sans fin
Cms  F1.
.r  F1.
2..r
2.
0, 005
Cms  11000.
 8, 75 Nm
2.
- la vitesse maximale que doit fournir le moteur est de 6000 tr/min
- le couple nominal du moteur doit être supérieur ou égal au couple équivalent
thermique
La constante de temps thermique du moteur étant de 2 min, on peut considérer que le
couple équivalent thermique permettra de dimensionner le moteur
Couple équivalent thermique:
 C .t
t
n
Ceqth 
1
n
2
i
i
i
Cacc .T1  Cdec .T3  C ms .T4  Cacc .T5  Cdec .T6
Tc
2

2
2
2
2
1
(8,8)2 .0,1  (8,8)2 .0,1  8,752.0,9  (8,8)2 .0,1  (8,8)2 .0,1
 5,77 Nm
Ceqth 
3
Cn  5,77 Nm
Choix du moteur :
La documentation constructeur donnait la vitesse nominale des moteurs mais omettait
la vitesse maximale qui est en réalité de 6000 tr/min , le couple permanent admissible
étant alors réduit de moitié.(9,5/2 Nm)
Les deux moteurs conviennent.
Le choix se fera donc par rapport à la tension d’alimentation du moteur 345 V
Le variateur est alimenté en triphasé 400 V , la plage d’utilisation du variateur sera
plus importante et le courant consommé plus faible.
On choisit le moteur B.
Vérification du régime impulsionnel
- le couple maxi ne doit pas engendrer une intensité supérieure à l'intensité maxi
admissible par le moteur .
- L’intensité maximale que peut supporter le moteur est 6,4A en régime permanent ou
2,5 .6,4A si le facteur de marche ne dépasse pas 30%
Lors des phases d’accélération et de décélération , on atteint 6000 tr/min avec un
couple maxi de 8,8Nm , l’intensité absorbée est 8,8/1,48=5,95Aqui est inférieure à
8A :.
Page 22 sur 36
C2-IV Les caractéristiques du codeur de position
La position finale de l'électrode mobile doit être précise (+ / - 0,2 mm)
Cette précision est définie par le codeur de position placé sur le rotor du
moteur,
1.
Choisir le codeur parmi les 2 propositions du constructeur (cf DTC2),
La course totale est de 200mm, ce qui correspond à une rotation du rotor de
20,18 tours
Une distance de 0,2 mm correspond à 20,18*0,2/200=0,02018 tour, il faut
donc que le codeur ait plus de que 1/0,02018=50 pas, un codeur de 512 pas
suffit largement
2.
En déduire la fréquence maxi des impulsions,
la fréquence maximale des impulsions est atteinte quand le rotor tourne à
6000 tr/min soit une fréquence de 100*512=51200 impulsions / s
C2-V Solution adoptée par le constructeur de la soudeuse,
Pour la suite du problème, on admettra que c'est le moteur B qui est
choisi,
C2-V-a Le moteur,
Recenser les avantages de ce type de moteur dans cette application,
De par son principe de construction, ce moteur synchrone supporte bien les
surintensités et il évacue bien la chaleur dégagée essentiellement au stator
Ce qui lui permet de produire
- des accélérations importantes,
- des cycles de fonctionnement très courts
- un couple à l’arrêt
C2-V-b La structure du variateur de vitesse: circuit de puissance,
Onduleur MLI
Filtre
Onduleur MLI
M
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C2-V-c La structure du variateur de vitesse: circuit de contrôle
Valeur de consigne
en mode
régulation
de vitesse
Filtre de
référence
régulateur
de vitesse
Action directe
sur la vitesse
Valeur de consigne
vitese supplémentaire
Générateur
de profil
Consignes
et
validation
profil
Limitation
de saut
Ctrl_TAUrefp
Ctrl_Kfp
Ctrl_Kpp
Ctrl_nmax
Filtre valeur
de référence
de courant
Ctrl_TAUrefi
Ctrl_TAUrefn
Régulateur
de courant
Valeur de consigne
en mode
régulation de courant
_consI_ext
Régulateur
de vitesse
Sel_2
Ctrl_Kpn Ctrl_Imax
ctrl_KTn
Ampli de
puissance
Id,iq
Analyse
du codeur
Vitesse
Position
M
3
R
Valeur
réelle
position
vitesse
Resolver
C
Codeur
C2-V-c-1 Autopilotage:
- Préciser la fonction du resolver
Il permet de connaître la position du rotor et ainsi de commander l'onduleur pour
alimenter correctement le stator du moteur pour avoir un couple moteur maximum
C2-V-c-2 Régulation du courant:
- Localiser par un trait de couleur la boucle de régulation du courant sur DR5,
- Indiquer le type d'action du régulateur,
- Préciser la valeur de la limitation de courant qu'il faut programmer dans
cette application pour un couple max de 10 Nm,
Le régulateur est du type PI afin d'avoir une erreur nulle
Le moteur consomme au maximum 5,9 A, la limitation de courant est réglée à 6 A
C2-V-c-3 Régulation de la vitesse:
- Identifier sur DR5 la boucle de régulation de vitesse,
- Indiquer le type d'action du régulateur,
- Indiquer les variables de réglage affectées à ce régulateur et le rôle de
chacune d'elles,
- Identifier le capteur de vitesse,
- Préciser la nature du signal de sortie de ce capteur,
- Préciser la variable de limitation de vitesse,
Le régulateur est du type PID
Variables: Ctrl_Kpn et Ctrl_KTn, l'action dérivée n'est pas accessible
La modération de l'action P permet de garder un fonctionnement stable
L'action intégrale permet de rendre l'erreur de vitesse nulle
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L'action dérivée augmente la vitesse de réponse
Le capteur de vitesse est le codeur incrémental
Le signal qu'il fournit est un créneau dont la fréquence est proportionnelle à la
vitesse de rotation
La variable de limitation de vitesse est Ctrl_nmax
C2-V-c-4
Régulation de la position:
- Identifier sur DR5 la boucle de régulation de position,
- Indiquer le type d'action du régulateur,
- Identifier le capteur de position,
- Que se passe-t-il si le gain Kp est trop grand?
- Que se passe-t-il si le gain Kp est trop petit?
Peut-on admettre un dépassement de la réponse à un échelon de
consigne? Justifier la réponse,
Le régulateur est du type P afin d'avoir une erreur nulle, il n'est pas nécessaire
d'avoir une action intégral si on peut admettre une erreur de traînage
Variable: Ctrl_Kpp
C'est toujours le codeur incrémental
la mesure de la position est construite à partir de l'intégrale de la vitesse d'où
nécessité de traitement du signal de ce codeur
Kp trop petit: réponse molle de la régulation de position: erreur de traînage
importante: risque de ne pas respecter le temps de réponse
Kp trop grand: réponse trop rapide de la régulation qui provoquera un
dépassement de consigne et ainsi perturbera le serrage de la pince:
Réglage inadmissible
C2-V-c-5
Régulation de l'effort de serrage: solution économique
On utilise la propriété qu'a le couple moteur d'être proportionnel à
l'intensité absorbée par le moteur
pour un moteur synchrone à aimants permanents commandé à Y=0
(isd=0), la relation est :
C  Kt .i sq  3.p.v i sq
avec
p: nombre de paire de pôles
Φv: flux rotorique
- Identifier sur le DR5 ce qui fera office de boucle de régulation de l'effort de
serrage,
- Indiquer ce qui correspond au signal de mesure de l'effort de serrage,
Page 25 sur 36
- Où doit-on appliquer le signal de consigne d'effort (quand la soudeuse
fonctionne en phase serrage)?
- Après avoir rappelé la définition de la robustesse d'un asservissement,
préciser d'où peuvent provenir les dérives des paramètres,
Comme l'intensité est l'image du couple moteur et que pendant le serrage, le
fonctionnement est stable (pas de mouvement donc pas d'accélération: couple
moteur = couple résistant), l'intensité est l'image du couple résistant donc de la
force exercée par les pinces sur les tôles
Réguler l'effort de serrage revient à réguler le courant absorbé par le moteur
Le signal de mesure de l'effort est la valeur efficace de l'intensité absorbée par le
moteur
La consigne d'effort sera appliquée sur l'entrée _consI_ext et le sélecteur sel2
sera ms en position haute
La robustesse d'un asservissement est la faculté qu'il a de garder des
performances optimales malgré la dérive des paramètres des constituants de la
boucle
Dans notre cas, dérive en fonction de la température de la valeur du flux, des non
linéarités des caractéristiques magnétiques, de la température ambiante (dilatation
des matériaux de la chaîne d'action), de la température du moteur
C2-V-c-6
Régulation de l'effort de serrage: solution plus précise
Pour améliorer les performances (précision et robustesse), on ajoute un
capteur de force pièzo-électrique délivrant un signal dont la fréquence est
proportionnelle à la force mesurée,
- Préciser les endroits où ce capteur peut être installé,
- Compléter DR5 en intégrant cette solution,
Ce capteur de force s'installe à l'extrémité de la vis juste avant l'articulation 7 car il
doit être placé assez loin des électrodes pour éviter les excès de température et
es projections de métal,
Il faut prévoir un régulateur extérieur (intégré dans le microsystème de contrôle
commande) dont le signal de sortie (grandeur réglante) est connecté à l'entrée
“ _cons_Iext “ et le commutateur sel2 doit être placé en position haute
C2-V-c-7
Coefficients de mise à l'échelle "utilisateur":
cf figure 4 DTC2
Pour faciliter le réglage du variateur, les paramètres à fournir sont exprimées
en grandeurs "utilisateur", à savoir:
-l'épaisseur totale de tôles ept en mm
-la vitesse maxi de déplacement de l'électrode Vmax en mm / s
- Exprimer les variables POS et VIT en fonction de L, ept et Vmax
- En déduire les facteurs d'échelle
 pour le déplacement (Ks = Ns / Ds en impulsions / mm)
Page 26 sur 36

pour la vitesse (Kv = Nv / Dv en impulsions / s)
Remarque : Ni et Di sont des nombres entiers,
200mm ->20,18 tours soit un total de 20,18*512 impulsions=10332 impulsions
d’où Ks = 10332 / 200=2583 / 50
Vitesse maxi = 1000 mm/s pour une vitesse de rotation du moteur de 100 tr/s soit
100*512=51200 impuls/s d’où Kv = 51200 / 1000 = 512 / 10
Page 27 sur 36
PARTIE D: L'ALIMENTATION DE L'ATELIER DE SOUDAGE EN
ENERGIE ELECTRIQUE:
D-1. LE POSTE DE LIVRAISON HTB
Caractéristiques de l'installation: (cf DTD fig1),
D-1-1. Justifier la présence de deux arrivées 90 kV,
Deux lignes d'arrivée indépendantes permettent d'améliorer la continuité de service: en
cas d'avarie sur une ligne, la seconde ligne permet encore l'alimentation de l'usine, Il
aurait été plus judicieux d'avoir deux arrivées issues de deux zones géographiques
différentes,
Autre intérêt: si une ligne d'arrivée doit être coupée pour entretien, il y a possibilité
d'alimenter l'ensemble de l'usine par la deuxième arrivée,
D-1-2. Calculer et commenter la valeur du facteur de puissance de l'arrivée 1,
tg φ=Q/P = 5,3/15,7=0,338
Le cos φ est de 0,947, valeur suffisante puisque supérieure à la valeur minimale
acceptée par EDF (0,93) il n'entraîne pas de pénalités financières
D-1-3. Les transformateurs sont munis d'un régleur en charge, préciser son rôle,
Compenser les variations lentes de la tension en ajustant la tension secondaire à 20
kV par crans successifs
- Quelle que soit la valeur de la tension primaire (fluctuation)
- Quelle que soit la charge moyenne du transformateur (chute de tension interne)
- Quelle que soit la tension primaire de chaque transformateur, les primaires sont
alimentés par des lignes séparées de grande longueur et la tension primaire
n'est pas forcément la même
D-2.
EFFET D'UNE PERTURBATION
D-2-1.
Déterminer les composantes symétriques de tension simple produites
pendant ce défaut,
Nous mesurons sur le relevé de la perturbation les valeurs efficaces suivantes :
- avant la perturbation: VA = VB = VC = 53,3 kV
- pendant la perturbation: VA = 63,95 kV, VB = 61,28 kV et VC = 22,65 kV
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VA
3V0
VA
VC
3Vd
VB
VC
3Vi
La composante homopolaire V0 = (VA + VB + VC) / 3
La composante directe Vd = (VA + a VB + a²VC) / 3
La composante inverse Vi = (VA + a² VB + aVC) / 3
V0= 22,37 kV
Vd= 47,66 kV
Vi= 3,67 kV
D-2-2. En déduire les composantes directe et inverse des tensions composées Ud et
Ui,
Exprimer les en pourcentage de la valeur efficace de la tension composée
normale,
Soit Ud =Vd * 1,732 = 82,55 kV
Ui = Vi * 1,732 = 6,37 kV
Soit une baisse de tension directe de (92,3 – 82,55) / 92,3 * 100 = 10,50 %
une composante inverse de 6,37 / 92,3*100= 6,9 %
une composante homopolaire de 0 car il n'y a pas de neutre
D-2-3.
En déduire l'impact qu'a eu ce défaut sur le fonctionnement
La norme EN 50160 autorise une fluctuation de la tension de +/- 10%
- des moteurs de l'usine
Pour les moteurs alimentés par un variateur de vitesse du type redresseur / filtrage
capacitif en tête, la variation de tension n’aura aucun effet sur la vitesse, sauf une
augmentation d’intensité dans les phases d’alimentation ayant la tension la plus élevée
Pour les autres moteurs, une baisse de tension de 10,5 % implique une diminution du
couple moteur d'environ 21%: une augmentation de la composante directe de l’intensité
absorbée d’environ 10,5 % .
Par contre, la composante inverse va créer un champ tournant inverse d’où une
surintensité qui provoquera un échauffement supplémentaire du moteur
- de l'éclairage
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, il est généralement branché en phase et neutre, il faut recalculer les tensions
secondaires en tenant compte des indices horaires des transformateurs.
Remarque : dans le plus mauvais des cas où le transformateur est couplé en triangle /
étoile, les tensions simples (ramenées à 230 V pour les tensions simples et 400V pour
les tensions composées, on trouve
V1= 219 V soit 95,21% : acceptable (moins de 10%)
V2= 191,65 V soit 83,32% : inacceptable (plus de 10%)
V3= 210 V soit 91,27% : acceptable (moins de 10%)
U12= 354 V soit 88,49% : inacceptable (plus de 10%)
U23= 337,11 V soit 84,27%: inacceptable (plus de 10%)
U31= 383,84 V soit 95,96% : acceptable (moins de 10%)
la baisse de tension va entraîner une baisse d'intensité lumineuse des lampes à
incandescence et un risque pour les appareils alimentés par la phase la plus faible
d’une extinction des tubes fluorescents suivie d'un réallumage (fluctuation ressentie) et
d’une extinction des lampes luminescentes (qui ne pourront se réallumer qu'après un
refroidissement assez long): risque de gêne et de danger dans les endroits sensibles,
- des automatismes,
les automates ne vont pas réagir (alimentation continue filtrée) mais les circuits de
commande à relais et contacteurs risquent d'être perturbés si la tension descend en
dessous de 0,85 Vn et même sous 0,7 Vn pour certains contacteurs (baisse de tension
de durée semblable au temps de réponse),risque de coupures de circuits
intempestives,
D-3.
LE RESEAU BTA SOUDURE
D-3-1. Caractéristiques d'une soudeuse triphasée équivalente
S 3n  3 * Sn  3 * 60  180kVA
S 3 max 3 * S max  3 * 186  558kVA
V 20
13.5
I 3n  I 2np *
* 3  4440 *
* 3  253 A
V1
410
V 20
13.5
I 3 max  I 2 max*
* 3  13800 *
* 3  787 A
V1
410
cos   0.8
D-3-2. Puissance moyenne totale installée
S 3moyeq  S 3 max . n.a 1  n  1.a   558 * 28 .0.11  28  1.0.1  1800 kVA
D-3-3. Le facteur de puissance,
- vérifier que l'énergie réactive fournie par cette batterie de condensateurs est
suffisante pour ramener le cos  de l'ensemble à 0,92
Q3moyeq  S 3moyeq * sin  2  1800 * 0.6  1080 k var
P3moyeq  S 3moyeq * cos  2  1800 * 0.8  1440 kW
Pour avoir un cosφ1 de 0,92, il faut fournir
Qcompensat ion  P3moyeq * (tg1  tg 2)  1440 * (0.75  0.456)  423k var
Ce qui correspond aux deux batteries de condensateurs de 250 kvar
Page 30 sur 36
Justifier le fait que la compensation de cos  soit fixe bien que le fonctionnement
des soudeuses varie fortement,
Les séquences de fonctionnement des soudeuses sont très courtes (15 périodes maxi
toutes les 3 s), une compensation automatique par relais varmétrique n'a pas le temps
de réagir
La compensation se fait par valeur moyenne;
-
- Justifier l'emploi d'inductances montées en série avec ces condensateurs,
L’installation d’inductances (dites de choc ) en série avec les condensateurs permet la
réduction des courants d’enclenchement à des valeurs acceptables pour l’organe de
manœuvre correspondant
Celles-ci s’avèrent nécessaires car la puissance de court circuit du réseau est très
importante par rapport à la puissance de la batterie à connecter.
D-3-4. Schéma équivalent du tronçon étudié,
- Déterminer la position des deux points M et M',
Les points M et M' se situent au milieu de chaque canalis qui réalise la boucle
d'alimentation
- Montrer que le tronçon étudié peut se représenter par le schéma équivalent des
figures 7 et 7bis du DTD,
Les deux M et M’ correspondent aux points milieux des deux tronçons
Zréseau HTB/2
Z réseau HTB
Z T91
A
M
Z T71
Z T91
Z T71
Z Tr/2
ZZCD
AB
Z AB
Z AB
ZCD
Z AB/2
ZBC/2
Z BD/2
I7
I9 ZBC/4
Z BD/4
ZBC/4
Z BD/4
IA
B
ZBC/2
Z BD/2
Zréseau HTB/2
Z réseau HTB
D
Z AB
I9 ZBC/2
Z BD/2
Zréseau HTB/2
Z réseau HTB
It/2
C
ZBC/2
Z BD/2
IB
It/2
It
I7
ZBC/8
Z BD/8
It
Zc
M’
It
Page 31 sur 36
- Déterminer les impédances du réseau équivalent,
R en mΩ
X en mΩ
Ztr
0,735
4,253
Zcan
0,446
0,148
Zc
0,341
0,114
D-3-5. Chute de tension maximale en cours de soudage:
Remarque du jury : le calcul de la chute de tension a été fait avec les valeurs
données dans l’énoncé du sujet
D-3-5-a Donner la relation qui permet de déterminer la chute de tension
UP1  3 * [ p * Im ax * ( Rtr * cos   Xtr * sin  )  Ic * Xtr 
D-3-5-b Donner la relation qui permet de déterminer la chute de tension
totale "ΔUP2" au point P2
UP 2  3 * [ p * Im ax * ( Rtr * cos   Xtr * sin  )  Ic * Xtr 
p * Im ax *Rcan * cos   Xcan * sin  ]
D-3-5-c Donner la relation qui permet de déterminer la chute de tension
totale "DUP3" au point P3 (aux bornes d'une soudeuse monophasée),
UP 3  UP 2  2 * Im ax *Rc * cos   Xc sin  
D-3-5-d Exprimer la relation qui donne la tension U3 aux bornes d'une
soudeuse monophasé en fonction de "p" (on prendra U10 = 410V) DUP3
est de la forme ap+b
- Déterminer a et b
a  3 *[Im ax * ( Rtr * cos   Xtr * sin  )  Im ax *  Rcan * cos   Xcan * sin  ]
b   Ic * Xtr  2 * Im ax *Rc * cos   Xc sin  
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- Tracer la courbe d'évolution de la tension U3=f(p),,
Ic
704
Ismax
786
Rtr
0,000735
xtr
0,004253
Rcan
0,000105
Xcan
0,000035
Rc
0,0000341
Xc
0,000114
P
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
410
410
410
410
410
410
410
410
410
410
410
410
410
DUP1
-0,91
3,36
7,64
11,91
16,19
20,46
24,74
29,01
33,28
37,56
41,83
46,11
50,38
DUP2
-0,77
3,65
8,07
12,48
16,90
21,32
25,74
30,15
34,57
38,99
43,41
47,82
52,24
DUP3
-0,62
3,80
8,22
12,63
17,05
21,47
25,89
30,30
34,72
39,14
43,56
47,97
52,39
411
406
402
397
393
389
384
380
375
371
366
362
358
U10
UP3
UP3 = f(p)
450
400
350
300
250
200
150
100
50
0
0
2
4
6
8
10
12
14
16
D-3-5-e Quelle probabilité a-t-on d'avoir des mauvais points de soudure à
cause d'une tension trop faible (cf §VII,b du DTD) ?
On rappelle que le nombre total de soudeuses équivalentes est de 28
il ne faut pas dépasser 12 soudeuses triphasées équivalentes fonctionnant
simultanément (Umini = 360V)
La probabilité est de 5,64E-6 soit 12 * 5,64 points défectueux pour 1 000 000 soit 67
points défectueux pour 1 000 000
Par jour, l'ensemble des soudeuses réalisent 4000*2400 = 9 600 000 points , il faut
s'attendre à avoir 643 points de soudures défectueux par jour donc plusieurs arrêts
de production
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-
D-3-5-f De quelle réserve de puissance dispose-t-on sur ce tronçon ?
Remarque du jury : le document ressources indiquait une puissance nominale
des transformateurs de 1250 kVA dans le tableau et 1200 kVA dans le schéma
Les deux solutions ont été considérées comme exactes
La réserve de puissance est de 2* 1200 kVA – 1800kVA = 600 kVA ou 2 .12501800=700 kVA
D-3-6.
D-3-6-a
AJOUT DES 30 SOUDEUSES "1000 Hz"
Que devient la puissance moyenne installée ?
S 3moyeq  S 3max . n.a 1   n  1 .a   558* (28  5).0.11   28  5  1 .0.1  2077kVA
la puissance moyenne ne dépasse pas les 2500 kVA disponibles sur ce tronçon
D-3-6-b Que devient le facteur de puissance ?
Le facteur de puissance n'en est que meilleur car le facteur de puissance des
nouvelles soudeuses est de 0,98
D-3-6-c En déduire la probabilité d'avoir un point de soudure défectueux à cause
d'un nombre trop grand de soudeuses fonctionnant simultanément (cf §VII,b
du DTD),
La probabilité d'avoir une chute de tension trop forte (U<360V) donnée pour n=14
comme précédemment
Il faut refaire le calcul de probabilité avec n = 33 au lieu de 28
On trouve une probabilité de 3,88E-5 soit 38,8*12 points de soudure défectueux pour
1000 000 de points de soudure soit 466 points défectueux
Comme la chaîne réalise 4000 points de soudures par véhicule et 2400 véhicules par
jour, le risque de point de soudure défectueux à cause de la chute de tension est de
4474 points défectueux par jour,
D-3-6-d Conclusion: Peut-on ajouter les 30 soudeuses "1000 Hz"?
Oui sans trop de problème, ce calcul est très majorant et prend en compte le pire des
cas, ce qui en pratique n'est pas atteint
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PARTIE E : LA COMMUNICATION DANS L’ATELIER DE SOUDAGE
Questionnement :
E-I- Communication entre le robot et sa soudeuse
La figure 1 du DTE montre la communication entre le séquenceur d’un robot et la CPS
de la soudeuse associée,
E-I-1. Définir les expressions :
 liaison RS 485
 liaison point à point
 protocole INTERBUS,
-Liaison RS485 : réalisation matérielle au niveau couche physique de la
communication
-Protocole Interbus :
*Protocole : langage commun entr’équipement du réseau défini dans la couche
application (couche 7) de la communication ; il gère en particulier le canal des
données du processus et les messages,
*Interbus : réseau de communication développé par un constructeur particulier
(Phoenix Contact),qui maintenant est normalisé
E-I-2. A partir des données fournies dans le dossier technique DTE ,
caractériser la liaison RS 485 en indiquant :
 sa nature
 son type
 son type de transmission,
-Nature : liaison série
-Type : full duplex (câble 5 fils)
-Type de transmission : liaison asynchrone
-Type de connexion : multipoint
E-II- Communication entre le robot et sa soudeuse
E-II-1.
Sur le document réponse DR 6 :
- proposer un schéma architectural de l’ensemble du réseau répondant aux
caractéristiques demandées
- préciser la nature des média utilisés,
voir schéma suivant
E-II-2.
Lister les matériels de connexion nécessaires,
voir schéma suivant
E-II-3.
- Définir l’adresse exacte de l’îlot 5 au niveau du réseau d’atelier et le
masque correspondant,
Adresse IP :192,168,0,5
masque réseau :255,255,255,0
- Définir l’adresse exacte du robot 8 de l’îlot 3 et le masque correspondant,
Adresse IP :192,168,3,8
masque réseau :255,255,255,0
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Réseau de communication ETHERNET de l’atelier de soudage
Serveur 1
Serveur 2
(redondance)
Supervision 1
de l’atelier
Téléphone
portable des
techniciens de
maintenance
Supervision 2
de l’atelier
Gestion réseau
Réseau GSM
envoi de SMS
Gestion
des
défauts
Adresse IP:
192.168.0.101
Switch
Adresse IP:
192.168.0.102
Switch
Switch
Switch
Switch
Réseau ETHERNET industriel redondant 100 Mbits/s
en boucle fibre optique (adresse IP: 192.168.0.XXX)
Adresse IP:
192.168.0.i
Routeur
Routeur
Automate programmable
gestion de la chaîne
de production
Adresse IP:
192.168.0.i+1
Routeur
Routeur
Routeur
Routeur
Adresse IP
192.168.i.0
80 Switch pour 80 îlots de production
Switch
Switch
Réseau ETHERNET 100 Mbits/s
en étoile paires torsadées
Passerelle
MODBUS TCP/IP INTERBUS
Adresse IP:192.168.i.1
192.168.i.2
Automate programmable
gestion des périphériques
de l’îlot
Cellule Robot
+ soudeuse
Cellule Robot
+ soudeuse
ILOT i
Pupitre de
dialogue
local
Automate programmable
gestion des périphériques
de l’îlot
Cellule Robot
+ soudeuse
Cellule Robot
+ soudeuse
ILOT i+1
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Pupitre de
dialogue
local