LES CCM, une famille de composants magnétiques dédiés aux applications spatiales et optimisés pour les convertisseurs Flyback multi sorties
INTRODUCTION
Au milieu des années 2010s, EXXELIA a décidé de développer une famille de produits capables de résister aux environnements sévères de l’aéronautique et surtout du spatial, et complémentaire à nos familles SESI et TT existantes. Nous avons décidé de développer les Chameleon Concept Magnetics (CCM).
La gamme se compose pour l’instant de 5 formats, CCM4/5/6 et CCM20/25. La puissance maximale transférable dans la CCM25 est d’environ 200W, fonction des conditions d’utilisation du transformateur. Une CCM30 est en cours de développement. Elle permettrait d’approcher 350W. La construction interne des CCM est proche de celles des SESI, mais il y a quelques différences. Nous avons souhaité optimiser la reproductibilité des caractéristiques électriques. Nous avons défini des formats avec beaucoup de connexions, pour privilégier les applications multi sorties. Les CCM sont plus compactes et plus hautes que les SESI. Aujourd’hui, les matières utilisées ont toutes une classe thermique de 180°C.
Figure 1 : Vue de l’ensemble de la gamme actuelle CCM
PARTIE 1 : QUALIFICATION SPATIALE AVEC L'ESA/CNES
La qualification des SESI concernait des gammes standard d’inductances de mode différentiel et d’inductances de mode commun QPL. Au fil des années, nous avons constaté que de plus en plus de développements concernaient des produits spécifiques, donc non QPL. Dans ces cas, la technologie utilisée était compatible spatial, puisque les inductances l’étaient et que les matières et le processus de fabrication étaient presque identiques. Cependant, ces produits n’avaient pas le statut QPL.
Pour les 5 formats de la famille CCM, nous avons choisi de faire différemment afin d’avoir une qualification valable pour tous types de fonctions, inductances et transformateurs. Nous avons choisi de demander et passer un Agrément de Savoir-Faire technologique (ASF), devenu depuis Technology Flow (TF).
Le principe de l’ASF/TF est de définir précisément la technologie avec laquelle on va fabriquer les produits, d’y associer des règles de conception, d’évaluer cette technologie puis de la qualifier. Une fois que l’ASF/TF est obtenue, n’importe quel produit respectant la technologie et les règles de conception a le statut de qualifié et peut être utilisé sans test complémentaire. C’est une économie d’argent et de temps.
L’ASF/TF est constitué de deux phases successives dont l’objectif est de démontrer la fiabilité de la technologie vis-à-vis de toutes les contraintes que le composant de cette famille aura à subir durant sa vie. La première phase est celle d’évaluation, la deuxième est la qualification proprement dite.
La phase d’évaluation est la plus importante, car c’est elle qui doit montrer la robustesse de la technologie dans tous les domaines de contraintes. Elle est à l’initiative d’EXXELIA. La qualification, encadrée par le CNES et l’ESA, ne fait que confirmer, sur un nombre d’essais et de composants plus limités représentatifs de l’ensemble de la gamme, la compatibilité de la technologie avec le milieu spatial.
Avant de démarrer les tests, EXXELIA a défini le cadre de la technologie CCM, c’est-à-dire deux listes détaillées et exhaustives, une pour les matières premières et une pour les opérations de fabrication. En ce qui concerne les matières, toutes les catégories ont été bien définies :
Circuit magnétiques : fabricant(s) et matériau(x),
Carcasses : dimensions et matières,
Fils de bobinages : fabricant(s), grade de l’émail isolant, classe thermique, et diamètres,
Isolants solides : fabricants et matières,
Colles, résines vernis : fabricant(s) et références,
Soudures et flux,
Emballages ESD.
Pour ce qui est de la fabrication, toutes les opérations, depuis le bobinage jusqu’à l’emballage ont été également détaillées. Ainsi, avec ces deux listes, le cadre de la technologie CCM est parfaitement clair. En plus de ces contraintes de fabrication, EXXELIA a défini un cadre qualité comprenant des méthodes de travail, des documents et un niveau de traçabilité compatible avec les exigences du spatial.
Pour la phase d’évaluation, un grand nombre de tests a été planifié et effectué, dans les domaines suivants : thermal shocks, burn in, life test, dielectric strength, internal component heating (Rth), résistance mécanique aux chocs et vibrations, tenue à la chaleur de brasage/soudage, soudabilité, tenue à l’arrachement des pattes, tenue du marquage, résistance à la chaleur humide. Dans chaque domaine, une procédure de tests a été définie ainsi que le nombre de composants concernés. La norme ESCC3201, qui elle-même s’appuie sur plusieurs normes MIL, a servi de guide tout au long de cette campagne d’évaluation qui a duré plusieurs années. Plusieurs centaines de pièces ont été fabriquées, testées, voire détruites. En effet, dans plusieurs domaines, nous avons poussé les composants au-delà de leurs limites, afin de déterminer les marges de sécurité dont nous disposons. Sur tous les aspects, thermiques, mécaniques, fiabilité long terme notamment, nous avons constaté qu’elles sont suffisantes vis-à-vis des besoins du spatial.
Cette campagne d’évaluation a été un succès. Elle a fait l’objet d’un rapport [1] communiqué à l’ESA. La phase de qualification a ensuite pris le relais. Elle aussi a été un succès. Un document complémentaire a été créé pour suivre les évolutions de qualification de cette famille technologique.
Nous disposions alors d’une famille technologique qualifiée spatial permettant de concevoir une large gamme de composants pour les applications de nos clients. Il fallait maintenant connaitre en détails le comportement de nos composants dans l’environnement des clients.
PARTIE 2 : COMPORTEMENTS THERMIQUES, DE FRÉQUENCE ET DE SATURATION
Pour que nos clients puissent choisir le composant qui correspond le mieux à leur application, nous devons leur fournir un ensemble d’informations sur le comportement de nos composants. Nous avons donc décidé d’effectuer trois campagnes de caractérisation : en thermique, en fréquence et en saturation.
Caractérisation thermique
L’échauffement des composants devient un aspect de plus en plus dimensionnant, compte tenu de l’augmentation des ratios puissance massique et puissance volumique dans les équipements. EXXELIA a donc lancé plusieurs actions dans ce domaine. L’une d’elles est d’améliorer notre connaissance du comportement thermique de deux de ses familles de composants standards, les CCM et les TT. Lors de la qualification des CCM, une campagne avait déjà été effectuée dans ce domaine. Elle avait donné des résultats mais qui n’étaient ni suffisamment précis, ni suffisamment complets pour notre besoin d’information et de conseil auprès des clients. L’idéal aurait été de pouvoir disposer rapidement de modèles mathématiques des résistances thermiques dans le vide ou de réaliser des mesures dans le vide. L’un comme l’autre sont prévus mais demandent beaucoup de temps car l’étude mathématique met en jeu la physique de la mécanique des fluides, et réaliser des mesures thermiques dans le vide est complexe. Dans un premier temps, nous avons décidé de réaliser une campagne de caractérisation en convection naturelle dans l’air, qui servira de référence pour les études en cours dans le vide. La conduction et le rayonnement, qui ont un rôle significatif dans le drainage des calories, sont en effet présents à la fois dans l’air et dans le vide.
En plus de la dépendance aux caractéristiques des composants, les Rth varient en fonction de plusieurs paramètres extérieurs, en particulier :
La température ambiante,
L’environnement (support PCB/autre, milieu air/vide, la disposition horizontale/verticale, etc)
La valeur de puissance à dissiper dans le composant, autrement dit les pertes,
L’endroit où se situent ces pertes, les enroulements (le cuivre), ou le circuit magnétique (le fer).
EXXELIA a déjà effectué ce type de caractérisation expérimentale dans les années 2000s pour la famille de composants SESI. L’objectif de cette étude était d’effectuer le même travail sur les familles CCM et TT. Nous ne détaillons que la partie CCM.
Les composants sont CMS. Ce sont des inductances à un seul enroulement. Pour une question de simplicité de calcul des pertes, sources de l’échauffement, nous avons choisi d’alimenter les inductances par un courant continu. Les résistances de l’enroulement des composants sont entre 5mΩ et 2Ω à la température ambiante. Les conditions d’excitation sont telles que les élévations de températures maximales amènent les composants à une température d’environ 180°C, qui est la classe thermique de toutes les matières utilisées dans les CCM.
La température du composant est mesurée via la mesure de résistance de l’enroulement. On tient compte de la loi de variation de la conductivité du cuivre fonction de la température et on fait l’hypothèse que le gradient de température dans les différentes parties du composant, moulage et circuit magnétique, est faible devant l’élévation globale par rapport à la température ambiante. On alimente le composant pendant un temps suffisant pour atteindre le régime thermique permanent stabilisé.
Pour chaque format, on fait les mesures de Rth à 6 températures ambiantes différentes : 25, 50, 75, 100, 125 et 150°C. Pour chaque température ambiante, on détermine d’abord le point de puissance amenant le composant aux alentours de 180°C. Pour la courbe à 25°C de température ambiante, on fait quinze mesures de Rth à des puissances injectées équitablement réparties entre 0 et la puissance maximale déterminée précédemment. Pour les courbes à températures ambiantes supérieures, on reprend les mêmes points de puissances, exceptés ceux conduisant à des températures max supérieures à 180°C. On caractérise 2 valeurs d’inductance pour chacun des 5 formats, soit 10 composants à tester.
Tous les composants sont soudés sur un PCB similaire à celui utilisé pour la caractérisation des SESI. On mesure la température du PCB tout au long des tests afin d’identifier une éventuelle augmentation de celle-ci.
Une étuve ventilée de 112 litres a été utilisée. On a fait en sorte de mettre les composants à l’abri de la ventilation à l’intérieur d’une boite. On a défini une boite suffisamment grande par rapport au volume du plus grand composant à caractériser. Elle était percée dessous et dessus afin d’autoriser la convection naturelle entre la boite et le flux d’air à l’extérieur soumis à la ventilation. On a mesuré la température à l’intérieur de cette boite afin d’identifier une éventuelle élévation de sa température moyenne.
Nous n’allons pas détailler plus ici la mise au point du banc expérimental, mais elle a constitué une part importante du travail. Nous avons notamment analysé en détails l’étude et la mise en place de la boite à l’intérieur de l’étuve, le monitoring des différentes températures ainsi que toute la métrologie utilisée, en particulier les précisions des résultats. Nous avons aussi fait des mesures comparatives à 22°C dans l’étuve et sur table afin de vérifier que l’étuve avait une influence suffisamment faible sur les résultats. La figure 1 ci-dessous présente le synoptique du banc.
Figure 2 : Synoptique du banc de test
La figure 4 ci-dessous présente un exemple de courbe obtenue pour une CCM20 6K8. Les valeurs de Rth en ordonnée ont été enlevées.
Figure 4 : Courbes de Rth dans l’air fonction de la puissance dissipée d’une CCM20 6K8
Une fois toutes les courbes obtenues, plusieurs vérifications ont été faites, d’abord sur la forme d’une courbe. La Rth diminue avec la puissance dissipée ainsi qu’en fonction de la température ambiante, ce qui semble cohérent par rapport aux lois de la thermique. On a aussi comparé les courbes d’un format à l’autre. Nous sommes convaincu que les courbes obtenues sont proches de la réalité du comportement thermique du composant placé dans cet environnement. Rappelons que le rôle de l’environnement est fondamental. Une conclusion provisoire de toutes les actions en cours dans ce projet thermique est qu’un composant a autant de Rth que d’environnements dans lequel il est placé.
Comme dit plus haut, ces courbes en convection naturelle d’ans l’air sont à considérer comme une référence. La caractérisation dans le vide ainsi que la construction d’un modèle mathématique des résistances thermiques des CCM sont en cours. Les résultats devraient être connus courant 2023.
Les aspects fréquence et saturation ont été étudié ensemble. Il s’agissait donc concrètement de tracer pour chaque composant sélectionné :
Une courbe d’inductance fonction de la fréquence sous excitation constante à température ambiante,
Deux courbes d’inductances fonction du courant d’excitation, sous courant DC+AC, l’une à 25°C d’ambiante, l’autre à 125°C, puisque l’induction de saturation Bsat diminue avec la température.
Pour chacun des 5 formats, on caractérise 3 valeurs différentes d’inductance. On choisit les 2 valeurs déjà caractérisées thermiquement, plus une dont la valeur se situe entre les 2 précédentes. Les inductances sont mesurées avec un appareil ayant une précision variant entre 0.5 et 2% suivant les conditions de mesures. Tous les composants sont soudés sur le même PCB utilisé pour la caractérisation thermique. Pour les composants nouveaux, on réalise le même type de PCB.
Caractérisation en fréquence
Il s’agissait concrètement de tracer pour chaque composant sélectionné une courbe d’inductance fonction de la fréquence sous excitation constante à température ambiante.
Pour chacun des 5 formats, on caractérise 3 valeurs différentes d’inductance. On choisit les 2 valeurs déjà caractérisées thermiquement, plus une dont la valeur se situe entre les 2 précédentes. Les inductances sont mesurées avec un appareil ayant une précision variant entre 0.5 et 2% suivant les conditions de mesures. Tous les composants sont soudés sur le même PCB utilisé pour la caractérisation thermique. Pour les composants nouveaux, on réalise le même type de PCB.
Tous les composants sont alimentés sous induction constante, donc à V/F constant. Nous avons choisi une tension d’excitation sinus de 10mVrms à 10kHz. Cela correspond à une tension de 10Vrms à 10MHz, fréquence de caractérisation maximale définie. Le niveau d’induction correspondant varie suivant la section fer du format, mais vaut en moyenne quelques centaines de µT, ce qui correspond à l’ordre de grandeur avec lequel les fabricants de Ferrites, Ferroxcube par exemple, caractérisent les perméabilités de leurs circuits. Pour chaque composant de chaque format, on fait les mesures de L à 15 fréquences différentes réparties de façon logarithmique entre 10kHz et 10MHz, soit 5 points de mesure par décade. Dans certains cas, le composant résonne avant 10MHz. On se limite alors à cette fréquence de résonance. Dans d’autres cas, lorsque les variations de l’impédance sont importantes, cette répartition a été modifiée afin de mieux tenir compte de ces variations.
La figure 5 ci-dessous présente deux exemples de résultats, pour la CCM5 3.3µH et la CCM20 6.8µH. Il s’agit de la partie imaginaire série Ls calculée via un analyseur d’impédances.
Figure 5 : Partie imaginaire série Ls de l’impédance d’inductances CCM5 3K3 et CCM20 6K8
On constate que les fréquences de résonance sont aux alentours de 10MHz, ce qui est logique puisque, comme les valeurs d’inductances sont faibles, les nombres de spires le sont également et les capacités parasites aussi. Ces inductances peuvent donc être utilisées jusqu’à des fréquences bien au-delà de 500kHz.
Caractérisation en saturation
Il s’agissait concrètement de tracer pour chaque composant sélectionné deux courbes d’inductances fonction du courant d’excitation, sous courant DC+AC, l’une à 25°C d’ambiante, l’autre à 125°C, puisque l’induction de saturation Bsat diminue avec la température.
Les composants testés et les conditions de tests sont les mêmes que pour la caractérisation en fréquence.
La définition de l’excitation a été relativement complexe. Nous souhaitons que la caractérisation soit proche des conditions réelles d’utilisation chez nos clients. Les composants sont donc alimentés sous un courant DC+AC. Dans les convertisseurs, la composante AC est souvent triangulaire avec un ripple faible mais non négligeable, par exemple 10% du DC « pleine échelle ». La fréquence de mesure a été choisie à 300kHz, valeur qui correspond aux besoins du marché spatial. Nous avons défini un dispositif de test similaire à un convertisseur de type Buck en mode continu. Le choix que nous avons fait est de garder constants le ripple et la fréquence, quel que soit le courant DC. Le ripple a été fixé à ±15% du courant DC max avant le début de la saturation dans chaque composant. Le courant DC était variable entre 0 et une valeur amenant à une baisse d’inductance de 50%. L’inductance a été mesurée par la pente de montée de courant. Pour chaque composant testé, nous avons vérifié si la pente de montée était une droite, ce qui montre qu’il n’y a pas de saturation. Dans le cas contraire, on a défini une valeur moyenne près de la valeur crête de courant obtenue. La saturation amène deux phénomènes. En premier, l’apparition d’harmoniques qui vont dégrader les performances CEM de l’équipement. Ensuite, lorsque la saturation augmente, la baisse d’inductance devient importante et l’énergie stockée baisse. Notre mesure d’inductance privilégie le premier phénomène avec un temps de mesure court de la montée de courant, afin de bien détecter le début de la saturation.
Nous avons également fait attention à ce que les temps de mesures soient suffisamment faibles et les mesures suffisamment espacées les unes des autres pour que les élévations de températures soient négligeables afin de ne pas impacter le Bsat.
Pour chaque composant de chaque format à 25°C d’ambiante, on a d’abord déterminé la valeur d’inductance à vide. Puis on a déterminé la valeur de courant DC conduisant à une baisse d’inductance de 50%. On a décidé de réaliser quinze mesures de L à des courants DC injectés non équitablement réparties entre 0 et le courant max déterminé précédemment, de façon à représenter correctement le coude de saturation. Pour les courbes à 125°C, on a repris le même raisonnement, mais avec douze points de mesure au total, puisque la saturation arrive plus tôt.
La figure 6 ci-dessous présente un exemple de courbe obtenue à température ambiante.
Figure 6 : Courbe d’inductance fonction du courant pour la CCM5 M33
La baisse d’inductance est bien définie. La courbe ne présente pas une forme arrondie, mais plutôt une rupture de pente. C’est en bonne partie dû à notre choix de privilégier le début de la saturation qui apparait uniquement à la fin de la montée de courant, plutôt qu’une saturation globale avec baisse de l’énergie stockée, qui apparaitrait à un courant un peu plus élevée et ferait apparaitre une baisse d’inductance plus douce.
On constate que le courant max avant le début de la saturation est un peu supérieur à celui figurant dans le catalogue et le site internet EXXELIA. Ce phénomène concerne l’ensemble des valeurs et des formats. Les documents seront mis à jour prochainement.
PARTIE 3 : OPTIMISATION POUR LES APPLICATIONS FLYBACK MULTI-SORTIES
La famille CCM a été conçue et qualifiée afin de réaliser à la fois des composants standard, essentiellement des inductances, et des composants spécifiques, surtout des transformateurs. Dans les équipements des satellites, le convertisseur Flyback est largement utilisé depuis longtemps. Il est simple et comprend un nombre minimum de composants, ce qui le rend fiable. L’augmentation du nombre de fonctions dans les équipements a entrainé une augmentation du nombre de sorties. On a alors été confronté de plus en plus au problème souvent appelé de cross régulation, mais qui est en fait une déviation de tensions de certaines sorties non régulées par rapport à leur valeur théorique calculée lors de la conception du transformateur et du convertisseur. EXXELIA a acquis la conviction que le transformateur, notamment au travers des choix faits lors de la construction des enroulements, est majoritairement à l’origine de ce problème. Nous avons donc décidé d’entreprendre une thèse sur ce sujet avec notre partenaire scientifique, le laboratoire G2Elab à Grenoble.
Deux phases ont été définies dans ce travail :
Phase 1 magnétique / transformateur : Comprendre le problème magnétique à l’intérieur du transformateur, identifier un modèle théorique permettant de représenter le phénomène, trouver un circuit électrique équivalent du transformateur compatible avec les logiciels classiques de type circuit, et enfin trouver une ou plusieurs règles de conception permettant de minimiser ou éviter le problème.
Phase 2 électronique de puissance / convertisseur : Analyser pour identifier quels composants jouent un rôle dans le problème, comprendre les interactions entre ces composants et le transformateur, trouver une méthode d’analyse permettant de calculer les déviations de tension et de choisir une configuration transformateur/environnement aboutissant à des déviations de tensions acceptables dans l’application.
Dans la phase 1, nous avons commencé par faire de la simulation par éléments finis avec le logiciel FLUX. Nous avons étudié deux transformateurs en technologie CCM5 et CCM25 ayant 3 et 4 secondaires. Nous avons calculé la matrice inductance puis introduit ces valeurs dans le logiciel Psim pour calculer les tensions de sorties. Nous avons constaté plusieurs choses :
Le nombre de configurations possible de bobinage est vite énorme lorsque le nombre d’enroulements augmente,
Le problème est très sensible à des petites variations de certains coefficients de la matrice inductance,
L’ampleur des déviations dépend de la répartition (inhomogène) de puissance entre les différents enroulements.
Moins un enroulement est puissant, plus il est sensible aux déviations.
Nous avons compris le lien entre les différents types de bobinage et les déviations de tensions. Ensuite nous avons cherché un modèle mathématique pour représenter l’énergie magnétique entre les différents enroulements bobinés dans la fenêtre cuivre. Nous avons identifié une méthode à base de potentiel vecteur en faisant deux hypothèses simplificatrices : 1 on ne tient compte que du comportement magnétostatique, en négligeant les pertes et les capacités parasites, et 2 on néglige l’énergie de fuite sortant du circuit magnétique, par exemple en face de l’entrefer, c’est-à-dire qu’on ne tient compte que des échanges d’énergies entre les enroulements de la fenêtre cuivre. Le calcul de la matrice inductance a été comparé dans plusieurs cas avec ceux issus de la simulation. Les résultats ont été très satisfaisants. Cette méthode mathématique a été publiée dans [2].
Ensuite, nous avons cherché un circuit électrique équivalent suffisamment précis pour prendre en compte les déviations de tensions et compatible avec un logiciel de simulation de circuits. Après plusieurs essais, notre choix s’est porté sur le modèle de Cantilever étendu. Un exemple de circuit est présenté à la figure 6. Nous avons calculé les valeurs des éléments de ce modèle sur plusieurs exemples puis introduit ce circuit dans le logiciel Psim pour calculer les tensions de sorties sur ces exemples. Les résultats ont été à nouveau satisfaisants. Nous avions toutes les bonnes variations, souvent des surtensions, parfois des soustensions, et les valeurs de déviations étaient correctes en relatif par rapport aux valeurs théoriques attendues. Un exemple de déviations de tensions obtenues avec un transformateur 4 sorties est présenté à la figure 7. Nous avons aussi utilisé ce circuit en le caractérisant à partir de mesures expérimentales effectuées sur un transformateur qualité « modèle de vol » existant. Les résultats ont été satisfaisants.
Figure 6 : exemple de circuit électrique équivalent de type Cantilever étendu pour un transformateur à 4 enroulements
Figure 7 : comparaison des déviations de tensions obtenues sur 2 sorties basse puissance pour 3 types de bobinages différents
Aujourd’hui, nous avons une bonne connaissance de l’impact des choix faits lors de la construction des enroulements sur les déviations de tensions. Nous avons compris que les selfs de fuite entre les secondaires ont un impact majeur sur les déviations. Nous avons pu identifier un lien entre l’ordre de bobinage et la géométrie des enroulements, et les déviations de tensions. Une règle de conception simple permettant, selon nous, d’éviter les pires cas de déviations a été éditée. L’ensemble de cette démarche a été publiée dans [3].
Nous avons commencé la phase 2 il y a quelques mois. Dans cette phase, nous avançons dans deux directions : 1 l’analyse de l’influence de plusieurs composants du convertisseur sur les déviations, et 2 la recherche d’une méthode analytique de calcul des tensions de sorties afin d’éviter d’avoir à utiliser un logiciel de simulation de circuits. Nous avons déjà identifié certains défauts de certains composants qui ont une influence sur les déviations. Nous aimerions aller plus loin mais nous sommes confrontés à une situation délicate : en fonction des applications et des clients, le nombre et le type de composants utilisés est très variable. Pour ce qui est de la méthode de calcul des tensions, nous sommes sur une piste prometteuse.
En, résumé, nous avons compris comment le transformateur influence les déviations de tensions et sommes en mesure d’éviter les pires cas en choisissant des processus de bobinages adaptés. L’objectif final initialement défini était de convaincre nos clients que les régulateurs linéaires qu’il ajoute au cas par cas ne sont plus nécessaires. Cela entrainerait une diminution de coût, de poids et de volume, et une augmentation de la fiabilité des convertisseurs. Je pense qu’on est en mesure d’atteindre au moins partiellement cet objectif.
CONCLUSION
Initialement, la technologie CCM a été créée avec deux objectifs :
Compléter notre gamme de composants spatial avec des composants plus hauts et plus petits en surface au sol à puissance constante
Avoir une famille technologique avec carcasses de façon à faciliter le bobinage (diminution du temps et du coût) et améliorer la reproductibilité des caractéristiques des transformateurs, inductances de fuites et résistances en particulier.
La qualification ASF/TF de l’ESA a été un succès et a montré que même la CCM25, format le plus lourd (45g) qui peut accepter jusqu’à 200W, peut résister à des accélérations/chocs jusqu’à 2000g dans certaines conditions. La famille technologique permet de réaliser toutes sortes de fonctions et produits standard ou spécifiques pour tous types de projets, full space et new space.
Nous avons aujourd’hui un ensemble d’informations complet sur les comportements thermiques de tous nos composants, et en fréquence et en saturation pour nos inductances standard. Toutes ces informations nous permettent de choisir, avec le client et pour chaque application, le produit le plus léger/petit apte à transférer le niveau de puissance requis.
Enfin, en ce qui concerne les convertisseurs Flyback multi sorties, nous disposons d’une méthode d’analyse qui nous permet d’éviter les pires cas de déviations de tensions (cross régulation) en choisissant des processus de bobinages adaptés.
Tous ces résultats de travaux de recherches sont une marque de fabrique d’EXXELIA, qui a toujours à cœur de progresser dans la satisfaction et le service qu’elle apporte à ses clients, notamment dans les domaines technique et technologique.
CCM technology is well adapted for space … and we continue to improve it.
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Autor : Bruno COGITORE – Jean PIERRE
Magnetic Expert / Innovation – Space product Manager • Exxelia Magnetics
REFERENCES
[1] G. Maigron, J. Pierre, « Agrément de Savoir-Faire : phase d’évaluation », EXXELIA, 2014
[2] D. Motte-Michellon, B. Cogitore, B. Ramdane, Y. Lembeye, “Application of a multi-winding magnetic component characterization method to optimize cross-regulation performances in DCM Flyback converters”, EPE ECCE 2022 proceedings, September 2022
[3] D. Motte-Michellon1,2, B. Cogitore1, Y. Lembeye2, B. Ramdane2, “A study on the influence of the transformer on cross-regulation in DCM multi-output flybacks”, 1 EXXELIA, France 2 Univ. Grenoble Alpes, CNRS, Grenoble INP, G2Elab, F-38000 Grenoble, France, PCIM 2022 proceedings, May 2022
