Protection Thermique des Moteurs MT: Sondes PT100 et CTP dans les Enroulements

Thermodynamique et Dynamique Thermique du Stator dans les Moteurs Moyenne Tension

Le comportement thermique des machines asynchrones et synchrones moyenne tension (généralement de $2.3 kV$ à $13.8 kV$) est régi par la génération interne de pertes par effet Joule ($I^2 R$), de pertes magnétiques dans le circuit ferromagnétique (pertes par hystérésis et courants de Foucault), de pertes mécaniques par frottement et ventilation, ainsi que de pertes supplémentaires en charge (stray load losses). L'équation différentielle fondamentale de conduction thermique en régime transitoire, spatialement distribuée dans le domaine tridimensionnel du stator, s'exprime selon la formulation de Fourier-Poisson :

où $\rho(\mathbf{r})$ représente la masse volumique des différents matériaux constitutifs ($kg/m^3$), $c_p(\mathbf{r})$ est la capacité thermique massique ($J/(kg \cdot K)$), $k(\mathbf{r})$ est le tenseur de conductivité thermique orthotrope ($W/(m \cdot K)$), $T(\mathbf{r}, t)$ est le champ scalaire de température ($K$), et $q'''(\mathbf{r}, t)$ est la densité volumique de génération de chaleur ($W/m^3$).

Hétérogénéité des Matériaux et Anisotropie de la Conduction Thermique

Le stator moyenne tension présente une structure composite hautement anisotrope. Les enroulements sont constitués de barres de cuivre préformées (form-wound coils), isolées par des rubans de mica agglomérés avec des résines époxydes sous des procédés d'imprégnation sous vide et pression (VPI, Vacuum Pressure Impregnation). La conductivité thermique du cuivre pur ($kCu \approx 380 à 400 W/(m \cdot K)$) contraste sévèrement avec la conductivité orthotrope du complexe isolant mica-époxy :

• Conductivité thermique longitudinale (parallèle aux couches de ruban) : $k_{\parallel} \approx 0.8 à 1.2 W/(m \cdot K)$.
• Conductivité thermique transversale (perpendiculaire à l'épaisseur de l'isolation d'encoche) : $k_{\perp} \approx 0.2 à 0.35 W/(m \cdot K)$.
• Conductivité de l'empilage de tôles d'acier au silicium : $k_{lam, axial} \approx 1.5 à 4.0 W/(m \cdot K)$ à travers la couche de vernis isolant interlaminaire (C-5), contre $k_{lam, radial/azimutal} \approx 25 à 40 W/(m \cdot K)$ dans le plan du grain magnétique.

Cette divergence marquée des conductivités thermiques génère un gradient de température prononcé à travers l'épaisseur de l'isolation principale de masse (groundwall insulation). La chute de température stationnaire $\Delta Taisl$ à travers une isolation d'épaisseur $\delta_{\text{aisl}}$ soumise à un flux surfacique de chaleur $q''$ est quantifiée par la loi unidimensionnelle de Fourier :

Dans les moteurs de $6.6 kV$ ou $13.8 kV$, où $\delta_{\text{aisl}}$ oscille entre $1.8 mm$ et $4.5 mm$, la chute thermique $\Delta Taisl$ à pleine charge peut atteindre des valeurs comprises entre $15 K$ et $35 K$. Par conséquent, la mesure superficielle du paquet magnétique ou de l'air de refroidissement sous-estime de manière critique la température interne du conducteur en cuivre, justifiant l'obligation d'intégrer des capteurs de température directement noyés à l'intérieur de l'encoche statorique.

Localisation du Point Chaud (Hotspot) Statorique

Le point le plus chaud de l'enroulement (hotspot) n'est pas distribué de manière homogène le long du stator. Son emplacement dépend de la topologie du circuit de ventilation (radiale, axiale, axiale-radiale symétrique ou asymétrique selon les normes CEI 60034-6 et IEEE 620). Dans un système de refroidissement symétrique à double entrée d'air par les extrémités et refoulement radial central (IC01, IC611 ou IC81W), le profil longitudinal de température du conducteur $TCu(z)$ présente une allure parabolique avec un maximum absolu situé au centre axial du stator ($z = L/2$) :

où $\dot{m}$ est le débit massique de fluide frigorigène, $hconv$ est le coefficient de transfert convectif superficiel ($W/(m^2 \cdot K)$), et $P_{p\acute{e}rim}$ est le périmètre mouillé exposé au fluide de refroidissement.

Physique de l'État Solide et Principes Transducteurs : PT100 contre PTC

La protection thermique du stator en moyenne tension fait appel à deux technologies fondamentales basées sur les semi-conducteurs et les métaux de transition : les détecteurs thermométriques résistifs en platine (RTD PT100) et les thermistances à coefficient de température positif (PTC).

Détecteurs Résistifs en Platine (PT100)

Le transducteur PT100 fonde son principe de fonctionnement sur la diffusion des électrons de conduction par les vibrations du réseau cristallin (phonons) dans le platine pur ($99.99\%$), décrite microscopiquement par la règle de Matthiessen. La résistivité $\rho(T)$ augmente linéairement sur une large plage de température.

Conformément à la norme internationale CEI 60751 (et son équivalent ASTM E1137), la relation résistance-température pour le platine avec un coefficient thermique $\alpha = 0.00385055 ^\circ C^{-1}$ (norme DIN/CEI) est formalisée analytiquement par l'équation de Callendar-Van Dusen :

où $R_0 = 100.00 \Omega$ à $0^\circ C$, et les coefficients normalisés sont :

• A = 3.9083 \times 10^{-3} ^\circ C^{-1}
• B = -5.7750 \times 10^{-7} ^\circ C^{-2}
• C = -4.1830 \times 10^{-12} ^\circ C^{-4}

La sensibilité ou coefficient de variation thermique différentiel $SPT100(T)$ s'obtient en dérivant l'équation quadratique :

À $T = 100^\circ C$, $SPT100 \approx 0.379 \Omega/^\circ C$, conférant une réponse de haute linéarité avec une incertitude typique inférieure à $\pm 0.3 K$ pour les sondes de Classe A (selon la CEI 60751 : $\Delta Ttol = \pm (0.15 + 0.002 |T|) ^\circ C$).

Thermistances à Coefficient de Température Positif (PTC)

Les thermistances PTC sont des céramiques semi-conductrices polycristallines dopées à base de titanate de baryum ($BaTiO_3$). À des températures inférieures à la température de Curie ($T_C$), le matériau se trouve dans une phase ferroélectrique tétragonale dotée d'une polarisation spontanée élevée aux joints de grains, compensant les pièges de potentiel et maintenant une faible résistivité.

Lors du dépassement de la température critique $T_C$ (métallurgiquement définie entre $110^\circ C$ et $180^\circ C$ pour les classes d'isolation électrique B, F ou H), la structure cristalline subit une transition de phase vers un état paraélectrique cubique. La permittivité diélectrique relative $\varepsilon_r$ s'effondre selon la loi de Curie-Weiss :

Cet effondrement détruit la compensation de charge aux joints de grains, élevant exponentiellement la hauteur de la barrière de potentiel électrostatique de Schottky ($\Phi_b$). La résistivité globale de la thermistance $\rho(T)$ présente un saut abrupt modélisé par l'équation de Heywang :

où $N_s$ est la densité surfacique des états de piège au joint de grain, $N_d$ est la concentration volumique des donneurs, $e$ est la charge élémentaire et $k_B$ est la constante de Boltzmann.

Pour des températures $T < TTNF - 20 K$ (température nominale de fonctionnement selon DIN 44081/44082), la résistance typique d'une sonde PTC se situe entre $20 \Omega$ et $250 \Omega$. Aux abords de $TTNF$, la résistance dépasse $1\,000 \Omega$ (seuil d'alarme standard) et franchit $4\,000 \Omega$ pour $T = TTNF + 15 K$ (seuil impératif de déclenchement), agissant fonctionnellement comme un interrupteur thermique à semi-conducteur à logique binaire.

Paramètre Technique / Opérationnel	Sonde RTD PT100 (CEI 60751)	Sonde Thermistance PTC (DIN 44081 / 44082)
Principe Physique	Variation résistive linéaire par phonons dans un métal noble (Platine)	Transition de phase ferroélectrique-paraélectrique dans $BaTiO_3$
Plage de Linéarité	Excellente ($-50^\circ C$ à $+250^\circ C$, $\alpha = 0.00385$)	Extrêmement non linéaire ; comportement en échelon (fonction step)
Fonction Primaire dans le Relais de Protection	Surveillance continue, tendance, calcul de gradients $dT/dt$, ANSI 49	Protection catastrophique contre les surchauffes ponctuelles à déclenchement direct
Temps de Réponse Thermique ($\tau_{63.2\%}$)	Modéré ($1.5 s$ à $5.0 s$ noyée en encoche)	Rapide ($0.5 s$ à $2.0 s$ grâce à une masse thermique très réduite)
Immunité aux Bruits EMI / Transitoires	Moyenne-Basse (requiert un filtrage analogique actif et une topologie 3/4 fils)	Élevée (l'amplitude de variation de résistance minimise l'impact du bruit)
Mode Typique de Défaillance	Dérive positive par contrainte mécanique, circuit ouvert par vibration	Circuit ouvert par rupture de la céramique ou dégradation par surtension

Conception et Intégration Mécanique et Diélectrique des Sondes Noyées

L'insertion physique de capteurs dans les enroulements statoriques moyenne tension introduit des discontinuités mécaniques et des concentrateurs de champ électrostatique au sein du système d'isolation classe F ($155^\circ C$) ou classe H ($180^\circ C$).

Architecture d'Installation dans l'Encoche Statorique

Conformément aux préconisations des normes IEEE Std 620, CEI 60034-11 et IEEE Std 1434, trois méthodologies d'installation des capteurs thermiques sont mises en œuvre dans le stator :

1. Sonde Noyée en Encoche (Slot RTD - Entre-barres) : Emplacement normalisé obligatoire en moyenne tension. La sonde, encapsulée sous forme de réglette rigide en fibre de verre/époxy (Grade NEMA G-10 ou G-11) de dimensions standard $2 mm \times 10 mm \times 150 - 500 mm$, est insérée dans le plan radial médian de l'encoche, intercalée mécaniquement entre la barre supérieure (top coil side) et la barre inférieure (bottom coil side). À cette interface, le capteur mesure une température pondérée :
   $$Tsensor \approx \frac{k_{\perp, sup} T_{Cu,sup} + k_{\perp, inf} T_{Cu,inf}}{k_{\perp, sup} + k_{\perp, inf}}$$
2. Sondes en Têtes de Bobine (End-Winding RTD/PTC) : Fixées mécaniquement et frettées à l'aide de rubans en fibre de verre/Nomex directement sur l'isolation externe des développantes de bobines avant imprégnation VPI. Elles détectent l'échauffement causé par un défaut local de ventilation ou la circulation de courants harmoniques de séquence inverse ($I_2$).
3. Sondes dans les Dents du Circuit Magnétique (Stator Core RTDs) : Logées dans des perçages usinés au sein du paquet de tôles magnétiques pour surveiller les pertes par courants de Foucault interlaminaires générées par l'altération du vernis isolant des tôles.

Isolation Galvanique, Concentration du Champ Électrique et Décharges Partielles

La tension nominale phase-terre aux bornes d'un moteur de tension nominale $U_n$ est définie par $V_{ph-g} = U_n / \sqrt{3}$. Pour un moteur de $13.8 kV$, la valeur crête nominale appliquée à l'isolation principale atteint :

Les câbles d'instrumentation des sondes fonctionnent au potentiel de terre de la salle de contrôle ou de l'armoire de relayage (PE, $0 V$). Si la sonde est positionnée entre des barres de phases distinctes dans une même encoche (zone de croisement de phases, où la tension entre conducteurs peut atteindre $U_n$), la barrière isolante de la sonde doit supporter simultanément la contrainte diélectrique et les contraintes de cisaillement thermomécanique.

L'épaisseur du blindage diélectrique intégré à la sonde plane ($tsonde$) présente une permittivité relative $\varepsilon_{r, sonde} \approx 4.5$, tandis que la résine époxyde d'encoche présente $\varepsilon_{r, epoxi} \approx 3.8$. En présence de microvacuoles non imprégnées ($\varepsilon_{r, air} = 1.0$) à l'interface barre-corps de sonde, la composante perpendiculaire du champ électrostatique $Eair$ s'intensifie de manière inversement proportionnelle à la permittivité :

Si $Eair$ dépasse la rigidité diélectrique critique de l'air ($EPaschen \approx 3.0 kV/mm$ à pression atmosphérique), des Décharges Partielles (DP) internes de haute énergie s'amorcent. Ce phénomène provoque un bombardement ionique destructeur sur le substrat époxydique de la sonde, générant une arborescence électrique (electrical treeing), le claquage de la gaine protectrice du capteur et l'injection catastrophique de la haute tension de ligne ($13.8 kV$) directement dans les cartes d'entrées analogiques des relais de protection numériques.

Par prescription normative (IEEE 43, CEI 60034-1 et CEI 60255-27), les sondes noyées pour moyenne tension doivent intégrer une isolation diélectrique renforcée testée individuellement à une tension de tenue à fréquence industrielle non inférieure à :

De plus, les câbles d'interconnexion sortants doivent impérativement intégrer un blindage par tresse de cuivre étamé, raccordé à la terre de protection exclusivement du côté du relais numérique pour dériver les courants capacitifs parasites.

Modélisation Mathématique de la Chaîne de Mesure et Compensation des Erreurs

La précision de mesure d'une PT100 requiert l'élimination de deux sources majeures d'erreur métrologique : la résistance parasite des conducteurs de liaison ($R_L$) et l'auto-échauffement intrinsèque (self-heating) induit par le passage du courant d'excitation ($Iexc$).

Analyse des Circuits de Raccordement : Pont de Wheatstone et Conditionnement Analogique

La distance filaire séparant l'intérieur du stator de la boîte à bornes auxiliaires (junction box) puis de la salle de contrôle peut excéder $100 m$. Avec des câbles d'instrumentation standard de $0.75 mm^2$ ($\rho_{Cu,20} \approx 0.024 \Omega/m$), la résistance de boucle aller-retour $2 R_L$ peut atteindre $6.4 \Omega$, introduisant une erreur systématique inadmissible de :

Pour éliminer cette divergence, des configurations de câblage multifilaire associées à des techniques de mesure ratiométrique sont appliquées :

Topologie à Trois Fils (Compensation 3 Fils)

Dans un circuit équilibré à 3 fils raccordé à un convertisseur analogique-numérique (CAN) différentiel alimenté par deux sources identiques de courant constant $I_1 = I_2 = Iexc$ :

En admettant une stricte symétrie physique et thermique des conducteurs ($RL1 = RL2 = R_L$) :

La tension résultante devient indépendante de la longueur du câble. Néanmoins, en cas d'asymétrie induite par la dégradation d'un bornier ou un gradient thermique différentiel entre conducteurs ($\Delta R_L = |RL1 - RL2| \ne 0$), une erreur résiduelle directe subsiste :

Topologie à Quatre Fils Kelvin (Mesure Absolue 4 Fils)

La topologie à 4 fils injecte le courant d'excitation $Iexc$ via la paire de conducteurs externes (1 et 4) et mesure la chute de tension strictement aux bornes de la PT100 par un amplificateur d'instrumentation à très haute impédance d'entrée $Zin \ge 10 G\Omega$ via la paire interne (2 et 3) :

L'annulation de l'erreur de ligne est totale et totalement insensible aux déséquilibres résistifs des conducteurs.

Effet d'Auto-échauffement (Erreur de Self-Heating)

La puissance électrique dissipée par effet Joule dans l'élément sensible sous l'action du courant de mesure génère un flux thermique qui élève la température du platine au-dessus de celle du milieu environnant :

L'accroissement artificiel de température stationnaire $\theta_{\text{self}}$ dépend du coefficient de dissipation thermique du capteur encapsulé $\delta_{th}$ ($mW/^\circ C$) :

Pour une sonde noyée sous résine époxy ($\delta_{th} \approx 2.0 mW/^\circ C$) à $150^\circ C$ ($RPT100 \approx 157.3 \Omega$) :

• Si $Iexc = 5.0 mA$ : $P = (5 \times 10^{-3})^2 \times 157.3 = 3.93 mW \implies \theta_{\text{self}} = 3.93 / 2.0 \approx +1.97 K$ (erreur inacceptable).
• Si $Iexc = 1.0 mA$ : $P = (1 \times 10^{-3})^2 \times 157.3 = 0.157 mW \implies \theta_{\text{self}} = 0.157 / 2.0 \approx +0.08 K$ (négligeable).

Pour cette raison, les modules de mesure RTD de haute précision limitent le courant d'excitation à $Iexc \le 1.0 mA$ (fréquemment injecté sous forme d'impulsions discrètes synchronisées afin de minimiser l'intégrale temporelle de dissipation).

Stratégies de Protection Numérique et Paramétrage (ANSI 49, 49S, 49R)

La protection thermique du stator dans les relais multifonctions numériques (IED, Intelligent Electronic Devices) associe un modèle mathématique d'image thermique dynamique basé sur le courant (ANSI 49 / 49S) au recalage en temps réel assuré par les sondes RTD/PTC noyées (ANSI 49R).

Couplage de l'Image Thermique Numérique avec Polarisation RTD (RTD Biasing)

Le modèle standard d'image thermique de premier ordre implémenté dans les relais numériques selon la norme CEI 60255-149 résout récursivement l'équation différentielle du bilan thermique :

où $\theta(t)$ représente l'état thermique calculé ou l'échauffement relatif ($0 \le \theta \le 1.0$ ou $100\%$), $\tau_{th}$ est la constante de temps thermique globale du stator, et $Ieq$ est le courant équivalent intégrant l'échauffement supplémentaire généré par les harmoniques et la composante inverse de courant ($I_2$) :

L'algorithme de RTD Biasing exploite la température réelle mesurée par la sonde la plus chaude du stator ($T_{max,RTD}$) pour réajuster dynamiquement l'état interne de l'intégrateur de l'image thermique. La capacité thermique recalculée par polarisation RTD ($\theta_{\text{RTD}}$) est définie par une fonction linéaire par morceaux articulée autour de trois seuils de température :

Le relais sélectionne dynamiquement la valeur dominante pour la prise de décision de déclenchement : $\theta_{\text{final}} = \max\left( \theta_{\text{courant}}, \theta_{\text{RTD}} \right)$. Ce mécanisme compense les anomalies thermiques invisibles pour l'image basée uniquement sur le courant, telles que le colmatage des filtres de ventilation, l'élévation anormale de la température ambiante ou les défaillances du circuit de refroidissement eau-air (échangeurs CACW / CACA).

Classe d'Isolation (CEI 60085)	Limite Thermique Maximale ($Tmax$)	Échauffement Admissible ($\Delta T$ par Résistance)	Seuil d'Alarme Recommandé (Slot RTD)	Seuil de Déclenchement / Trip Recommandé (Slot RTD)
Classe B	$130^\circ C$	$80 K$ (avec $Tamb = 40^\circ C$)	$115^\circ C$	$125^\circ C à 130^\circ C$
Classe F (Exploitée en B)	$155^\circ C$	$80 K$ (conception conservatrice avec marge de vie $2\times$)	$120^\circ C$	$130^\circ C à 135^\circ C$
Classe F	$155^\circ C$	$105 K$	$140^\circ C$	$150^\circ C à 155^\circ C$
Classe H	$180^\circ C$	$125 K$	$160^\circ C$	$170^\circ C à 175^\circ C$

Logique de Vote et Filtrage des Artéfacts de Mesure

Une anomalie survenant sur le circuit d'instrumentation (court-circuit ou rupture de conducteur) génère des valeurs numériques aberrantes ($-50^\circ C$ ou $+300^\circ C$), susceptibles d'entraîner des déclenchements intempestifs de l'unité de production. Par conséquent, le micrologiciel du relais exécute une matrice de validation de cohérence physique préalablement à toute action de protection :

• Détection de Sonde en Circuit Ouvert : Si $Rmesure > 390 \Omega$ ($T > 850^\circ C$), l'entrée analogique est automatiquement invalidée avec émission de l'état Sensor Fault.
• Détection de Sonde en Court-Circuit : Si $Rmesure < 18 \Omega$ ($T < -200^\circ C$), la voie de mesure est verrouillée et déclassée.
• Vérification du Gradient Thermique ($dT/dt$) : La constante d'inertie thermique du stator interdit toute élévation instantanée supérieure à $2 K/s$. Si $\left| \frac{dT}{dt} \right| > 5 K/s$, la mesure est rejetée comme transitoire d'origine électromagnétique.
• Logique de Vote Croisé (2ooN) : Pour l'activation de l'ordre d'ouverture irréversible du disjoncteur (ANSI 86), l'algorithme exige qu'au moins deux sondes indépendantes franchissent simultanément le seuil de déclenchement ($T_{d\acute{e}clenchement}$) dans la même encoche ou dans des encoches associées à la même phase ($2 oo 3$ ou $2 oo 6$), ou bien la concomitance d'une alarme d'image thermique par surintensité (ANSI 49) avec le dépassement de seuil d'une sonde RTD individuelle.

Analyse Légiste des Défaillances et Modes de Dégradation Diélectrique-Thermique

L'expertise post-avarie des moteurs moyenne tension met en évidence des mécanismes critiques dans lesquels les sondes noyées interviennent soit comme victimes, soit comme initiateurs directs du claquage de l'isolation statorique.

Mécanisme d'Usure Mécanique par Vibration Électrodynamique (Fretting)

Sous tension à fréquence industrielle ($50 Hz$ ou $60 Hz$), les barres conductrices subissent des forces électrodynamiques radiales oscillant au double de la pulsation réseau ($100 Hz$ ou $120 Hz$), proportionnelles au carré du courant traversant l'encoche :

Lors d'un démarrage direct en ligne où $I_{d\acute{e}m} \approx 6.0 à 7.5 I_n$, ces efforts électrodynamiques sont multipliés par un facteur compris entre $36 et 56$. Si le calage d'encoche subit un relâchement de précontrainte avec le vieillissement :

1. Les barres supérieure et inférieure subissent des micro-mouvements relatifs axiaux et radiaux.
2. Le corps de la sonde RTD se retrouve soumis à des phénomènes d'abrasion mécanique continue par frottement (fretting wear).
3. La matrice en fibre de verre de l'enveloppe du capteur s'érode jusqu'à mettre à nu les pistes de mesure ou le filament de platine.
4. Le contact métallique direct entre les conducteurs de mesure et l'isolation dégradée de la barre entraîne le percement diélectrique complet, initiant un amorçage phase-terre ($I_{sc,ph-g}$) via la ligne d'instrumentation vers le châssis basse tension.

Couplage des Transitoires Rapides (dv/dt) induits par Variateurs VFD / MLI

Dans les installations où le moteur moyenne tension est alimenté par des variateurs de vitesse à onduleurs IGBT ou IGCT (technologie MLI multiniveaux ou deux niveaux), les fronts d'onde de tension appliqués aux bornes présentent des pentes de montée extrêmement raides ($dv/dt > 5 à 10 kV/\mu s$).

En raison de la capacité répartie parasite ($Cacopl$) existant entre le conducteur cuivre haute tension et l'élément de mesure de la sonde (typiquement $15 à 40 pF$ par sonde en encoche), l'injection transitoire de courant de mode commun ($imc$) dans l'électronique de mesure s'établit selon :

Pour un front d'onde caractérisé par $dv/dt = 10 kV/\mu s = 10^{10} V/s$ et $Cacopl = 30 pF$ :

Ce courant impulsionnel haute fréquence, en s'écoulant vers la terre à travers l'impédance des étages d'entrée du module RTD, engendre une surtension transitoire ($VGND = imc \cdot Z_{ch\hat{a}ssis}$) excédant la tenue des diodes de protection Transil (TVS), perforant les multiplexeurs analogiques et détruisant de manière irréversible les convertisseurs et processeurs de traitement du signal du système de surveillance thermique.

Ingénierie Appliquée et Validation avec Vexten Suite

Le dimensionnement thermique, la vérification des régimes transitoires de démarrage et la coordination sélective des protections sont modélisés et validés de manière intégrée à l'aide de la suite logicielle d'ingénierie Vexten Suite.

Flux de Travail Analytique dans Vexten Suite

1. Calcul de Court-Circuit et Contraintes Diélectriques (Module CEI 60909 / IEEE 141) :
   • Modélisation de l'infrastructure réseau moyenne tension afin de déterminer les courants de court-circuit symétriques initiaux ($I_k''$) et les courants de crête asymétriques ($i_p$).
   • Calcul des surtensions temporaires au neutre (TOV, Temporary Overvoltage) lors des défauts phase-terre asymétriques, permettant de vérifier que l'isolation galvanique des sondes supporte l'élévation de potentiel sans atteindre la tension d'extinction des décharges partielles.
2. Simulation Dynamique de Démarrage et Limite Thermique Moteur (Module Motor Acceleration) :
   • Établissement précis de la courbe de tenue thermique statorique et rotorique à rotor bloqué (locked-rotor thermal limit) et lors de démarrages d'entraînements à forte inertie ($Jcharge \gg Jmoteur$).
   • Superposition interactive de la caractéristique temps-courant de l'image thermique numérique (ANSI 49) avec la cinétique de montée en température simulée des sondes RTD/PTC.
   • Optimisation des fenêtres temporelles d'inhibition des déclenchements sur fort gradient thermique transitoire d'accélération, garantissant une coupure d'urgence sélective avant que le cuivre n'atteigne sa température critique de dégradation ($T_{limite,F} = 155^\circ C$).
3. Dimensionnement des Câbles et Correction Thermique (Module CEI 60287 / NEC 310) :
   • Prise en compte des pertes harmoniques induites par les alimentations VFD pour déterminer le déclassement thermique analytique des câbles d'alimentation moyenne tension et des liaisons d'instrumentation.
   • Modélisation des couplages inductifs et capacitifs mutuels entre les câbles de puissance et les câbles d'instrumentation blindés des sondes PT100, garantissant que le niveau de bruit de mode série induit demeure inférieur à $10 mV$ efficace, maintenant ainsi l'erreur de mesure sous le seuil de $\pm 0.25 K$.

Cette démarche unifiée de calcul multiphysique au sein de Vexten Suite assure une parfaite cohérence entre la conception électromagnétique de la machine tournante, la résistance diélectrique des capteurs noyés et le plan de réglage des relais numériques de protection de l'installation.