Brevet FR2565432A1 — publié le 19851206

La présente invention concerne un procédé pour commander la capacité de charge de turbo-alternateurs refroidis par air et fonctionnant à grande vitesse, ainsi qu'un dispositif pour la mise en oeuvre du procédé. Il est bien connu dans l'art antérieur que la capacité de charge de turboalternateurs refroidis par air et fonctionnant à grande vitesse, c'est-à-dire des généra- teurs synchrones à 2 ou 4 pôles, est limitée essentielle- ment par l'échauffement de l'enroulement de rotor dans lequel passe du courant continu. Dans le cas d'un refroi- dissement indirect, l'enroulement est noyé dans une matière isolante et la chaleur perdue s'écoule, sous l'effet des différences de température existantes, au travers de la matière isolante et de la matière environnante de noyau en direction de la surface de dissipation de chaleur formée par la surface d'enveloppe du rotor, cette chaleur perdue étant transmise,avec baisse de température en surface, à l'écoulement d'air de refroidissement passant dans l'entrefer de la machine. La température de l'enroulement est définie par la résultante de l'échauffement de l'air de refroidissement et de la valeur correspondante de la baisse de température individuelle dans la voie de passage de la chaleur. Un moyen connu pour obtenir un refroidissement intensifié consiste dans le refroidissement direct des conducteurs, en introduisant de l'air de refroidissement d'une manière appropriée à l'intérieur du rotor de façon qu'il entre en contact direct avec la matière d'enroulement nécessitant un refroidissement. De cette façon, une grande partie de la baisse de température nécessaire dans le refroidissement indirect pour transférer la chaleur perdue au milieu de refroidissement cesse d'exister et la tempéra- ture du conducteur est définie précisément par la valeur de la baisse de température en surface au delà de l'échauffe- ment du milieu de refroidissement. De cette manière, si la même limite supérieure de température définie par les propriétés de résistance à la chaleur des matières isolantes est considérée dans les deux voies de refroidissement, il est alors possible, dans le cas du refroidissement direct des conducteurs, de dissiper la plus forte chaleur perdue, c'est-àdire que la machine peut fonctionner avec une charge supérieure. Il existe de nombreux moyens classiques pour refroidir directement l'enroulement d'un rotor. Dans un mode avantageux de refroidissement de ce genre, l'enroule- ment de rotor est conçu de telle sorte que, du point de vue de l'écoulement de l'air de refroidissement, l'enroulement puisse être considéré comme formant plusieurs canaux courts parallèles comportant des parois au travers desquelles passe un courant électrique. Le gaz de refroidissement peut être introduit dans un tel enroulement d'une manière connue par l'intermédiaire de l'entrefer et un système de refroidisse- ment de ce genre est décrit dans l'article de P.Asztalos " Direct Cooling Systems for Turboalternator Rotors in view of the Maximum Rating of Hydrogen Cooling ", page 1936, figures 1 à 3 ( IEEE Transactions of Power Apparatus and Systems, Vol. PAS-89, n' 8, 1970, pages 1935- 1945). Dans un autre procédé de refroidissement, le gaz de refroidissement est introduit dans l'enroulement de rotor par dessous et au travers de la partie située en dessous des encoches. Ce mode de refroidissement est décrit dans le même article à la page 1937, figures 4 et 5. La combinaison de ces deux modes d'alimentation en gaz, c'est-à-dire au travers de l'entrefer et au travers de la partie située en dessous des encoches, est également connue et décrite par exemple dans le brevet britannique n' 1 456 068 délivré à la Demanderesse. Une caractéristique commune des enroulements de rotors refroidis directement conformément à ce type préféré de refroidissement consiste en ce que, en cours de fonctionnement, la température le long de chacun des canaux de refroidissement est uniforme et est supérieure au maximum de quelques degrés à celle de l'air de refrddissement sortant du canal associé. Dans un but de clarification dans les parties de la présente description qui vont suivre, le système de refroidissement satisfaisant aux critères précités sera considéré comme un système de " refroidissement direct intensif des conducteurs ". En relation avec le fonctionnement normal de turbo-alternateurs, il est un fait bien connu que, en fonction des variations de la charge du réseau, la charge momentanée du turbo-alternateur varie, en fonction du type des machines d'entraînement et du type de combustible utilisé dans la centrale thermique associée. Lorsqu'un turbo-alternateur devant fonctionner à grande vitesse est installé, il est conçu pour une charge nominale qui corres- pond à la charge maximale à laquelle il sera soumis. Dans de nombreuses applications, la charge maximale se produit seulement dans une partie du temps total de fonctionnement, par exemple pendant 10 à 15 % de celui-ci. Il résulte de cela que, dans de telles applications, pendant une grande partie du temps de fonctionnement, il serait suffisant d'utiliser un turbo-alternateur présentant une moins grande capacité de charge, c'est-àdire de plus petites dimensions et un coût d'investissement plus petit. Lorsqu'un turbo- alternateur refroidi par air et conçu pour une charge donnée est utilisé avec une charge plus petite, le rendement diminue à cause des pertes permanentes inévitables qui ne suivent pas la diminution de la charge. Dans des réseaux électriques, les crêtes de charge peuvent être absorbées soit en utilisant des machines conçues pour de telles crêtes, soit en installant des machines de réserve qui sont utilisées seulement pendant les périodes de crêtes. Dans les deux cas, on doit faire inter- venir des turbo-alternateurs qui peuvent absorber la pleine charge. L'objet de l'invention est de créer un procédé et un dispositif permettant de régler la capacité de charge de turbo-alternateurs refroidis par air et fonction- nant à grande vitesse et pouvant être adaptés de façon souple à des fluctuations de la charge effective. L'invention est basée sur la connaissance que, dans le cas de turboalternateurs comportant un rotor à refroidissement direct intensif des conducteurs, la température de l'enroulement de rotor qui constitue le paramètre de limitation concernant la capacité de charge peut être réglée par modification de la pression de liair de refroidissement. Cela s'explique par le fait que, dans de tels rotors, l'échauffement de l'enroulement du rotor est pratiquement identique à celui de l'air de refroidissement et ce dernier est fonction de la capacité thermique de l'air de refroidissement qui s'écoule au travers du rotor. Il est également connu que la capacité thermique de l'air est proportionnelle à sa pression. Il est évident que les pertes par ventilation et par frottement d'air dans le turbo-alternateur augmentent proportionnellement avec l'augmentation de la pression d'air. Cependant, l'effet économique négatif calculé d'une telle augmentation, notamment dans le cas d'un turbo-alternateur comportant un enroulement de rotor à refroidissement direct intensif des conducteurs et une alimentation d'air combinée, est sensiblement inférieur aux avantages économiques résul- tant de la possibilité d'un réglage de la capacité de charge, notamment en ce qui concerne son augmentation. Conformément à l'invention, il est prévu un procédé pour commander la capacité de charge de turbo- alternateurs refroidis par air et fonctionnant à grande vitesse, dans lequel l'enroulement de rotor comporte un refroidissement direct intensif des conducteurs, ce procédé comprenant l'étape consistant à augmenter la pression de l'air de refroidissement jusqu'à environ 2 x 105 Pa, si la charge est augmentée. Lorsque la charge diminue, la pression est réduite en correspondance et par conséquent la pression de l'air de refroidissement est commandée en correspondance à la charge réelle. Dans un mode préféré de mise en oeuvre du procédé, la température de l'enroulement de rotor est mesurée et la pression est commandée de telle sorte que cette température reste constante dans une gamme de tolé- rances de + 5'C. La température de l'enroulement de rotor peut être déterminée en mesurant le courant passant dans celui-ci ainsi que la chute de tension. Puisque les pertes dans le rotor sont détermi- nées essentiellement par les pertes Joule et puisque la résistance électrique de l'enroulement de rotor à la tempé- rature de fonctionnement est connue, il suffit de connaître le courant ou la tension pour la commande de la pression de l'air derefroidissement de façon à maintenir la température de conducteurs constante. Le signal de commande est alors proportionnel au carré de l'une ou l'autre des deux quantités précitées. Lors de l'utilisation du procédé conforme à l'invention, il est possible d'installer un turbo-alterna- teur ayant une capacité de charge nominale ( dans le cas o l'air de refroidissement se trouve à la pression atmosphéri- que), qui correspond seulement à 70 à 80 % de la charge de crête se produisant dans le domaine d'application correspon- dant. Cette possibilité fait en sorte qu'on réalise une économie substantielle concernant les frais d'investissement par comparaison à des frais analogues affectant un turbo- alternateur conçu pour la charge de crête. Il est également prévu un dispositif pour la mise en oeuvre du procédé, dans lequel le turbo-alternateur comporte un volume intérieur fermé et scellé, qui est relié à un système de refroidissement par recirculation d'air qui comprend une source d'air associée à un compresseur, un réservoir de stockage d'air et, en correspondance à l'inven- tion, le dispositif comprend des moyens pour faire varier de façon continue la pression d'air dans le volume intérieur entre environ 1,01 et 2 x 105 Pa. D'autres caractéristiques et avantages de l'invention seront mis en évidence dans la suite de la description, donnée à titre d'exemple non limitatif, en référence aux dessins annexés dans lesquels: la fig. 1 est une vue en coupe schématique d'une encoche d'enroulement de rotor d'un turbo-alternateur à refroidisse- ment direct intensif des conducteurs ( art antérieur), la fig. 2 est une vue en perspective à échelle agrandie d'un détail de l'enroulement de la figure 1, montrant une courbe de distribution de température, la fig. 3 est un schéma à blocs du dispositif conforme à l'invention, la fig. 4 représente une série de diagrammes illustrant les variations de température de l'enroulement de rotor en fonction de la puissance perdue dissipée dans l'enroulement, et la fig. 5 représente une autre série de diagrammes en rela- tion avec ceux de la fig. 4 et montrant les variations du rendement en fonction de la charge réelle. Pour la compréhension du procédé conforme à l'invention, l'analyse de la transmission de chaleur entre le cuivre formant l'enroulement de rotor d'un turbo- alternateur et l'air de refroidissement entourant le cuivre a une influence déterminante. Dans ce but, on a représenté sur la figure 1 une vue en coupe schématique d'une partie d'un enroulement de rotor placée dans une encoche, o on utilise un système de refroidissement direct intensif des conducteurs et o l'enroulement se compose de courts canaux de refroidissement avec alimenta- tion combinée en air, comme décrit dans le brevet britanni- que n 1 456 068. L'enroulement en cuivre comporte des spires qui sont séparées par des isolateurs et, pour chaque spire, un ou plusieurs canaux de refroidissement 1 sont prévus de façon à s'étendre dans une direction transversale. En considérant l'écoulement d'air de refroidissement, les canaux de refroidissement 1 sont tous branchés en parallè- le et leurs entrées communiquent avec un canal 2 placé sur le côté gauche de l'encoche. L'air de refroidissement est introduit dans le canal 2 à la fois par le haut dans la direction de l'entrefer 3 et par dessous à partir de la partie 4 située en dessous de l'encoche. Les sorties des canaux de refroidissement 1 sont en communication avec un canal 5 placé dans le côté droit de l'encoche, et l'air chauffé est déchargé dans l'entrefer 3. L'écoulement de l'air de refroidissement est illustré sur la figure 1 par des flèches. Dans le cas d'un simple refroidissement par l'entrefer, l'alimentation inférieure en air est omise alors que dans le cas d'un simple refroidissement par la partie inférieure à l'encoche, l'alimentation supérieure est omise. La figure 2 représente une partie de l'enrou- lement o la ligne en trait interrompu indique un des canaux de refroidissement 1 tandis que le parallélépipède dessiné autour par des lignes en trait plein désigne le volume de cuivre refroidi par le canal de refroidissement 1 représenté. Le diagramme placé directement au-dessus du canal de refroi- dissement montre la variation de la température de l'air de refroidissement t t et du cuivre tr le long du canal 1. g r Puisque le cuivre est un très bon conducteur: de la chaleur, sa température le long du court canal de refroidissement 1 est constante ou bien elle peut être considérée comme étant constante à cause du flux intense de conduction de chaleur dans le cuivre. L'écoulement d'air entrant s'échauffe dans le canal de refroidissement 1 et, quand il quitte le canal 1, sa température est seulement légèrement inférieure à celle du cuivre. A l'extrémité du canal 1, la température de l'air est augmentée d'une valeur A tgm et la température du cuivre est supérieure, d'une gm valeur A trm à celle de l'air entrant. rm' Bien que le cuivre puisse être refroidi de plusieurs autres manières que celle illustrée sur les dessins, l'utilimtion du procédé conforme à l'invention nécessite un refroidissement dans lequel la température du cuivre est sensiblement constante le long des canaux de refroidissement, c'est-à-dire qu'elle est au maximum compri- se dans une gamme de tolérances de + 5SC et cette températu- re est pratiquement identique à la température de l'air sortant, c'est-àdire qu'elle est au maximum plus chaude d'environ 10 C que l'air. Cela correspond aux caractéristi- ques des systèmes de refroidissement direct intensif de conducteurs définis ci-dessus. Pour réduire les pertes par frottement, les rotors des turbo-alternateurs qui comportent un système de refroidissement direct intensif de conducteurs sont conçus généralement avec une longueur accrue et un diamètre réduit, le rapport longueur/diamètre étant typiquement compris entre environ 3 et 5. On va maintenant se référer à la figure 3 qui représente un schéma synoptique d'un dispositif permettant la mise en oeuvre du procédé conforme à l'invention. Un turbo-alternateur 10, qui comporte un rotor à système de refroidissement direct intensif de conducteurs, est équipé d'échangeurs de chaleur 11 et 12 qui comprennent une entrée 13 et une sortie 14 reliées à un appareillage de circulation d'eau de refroidissement, non représenté sur le dessin. Les parties extrêmes du rotor du turbo-alternateur 10 sortent du carter et sont pourvues de joints d'étanchéité , 16 qui peuvent être constitués par des joints d'arbre classiques avec lubrification par huile, généralement utilisés dans des turbo-alternateurs avec refroidissement par hydrogène ou bien qui sont constitués par des joints d'arbre en voie sèche comprenant par exemple des bagues en carbone. Un conduit 17 est relié au système de refroi- dissement qui est raccordé par l'intermédiaire de soupapes de régulation de pression 18 et 19 à un réservoir d'air 20. De l'air peut être introduit en provenance de l'atmos- phère dans le réservoir d'air 20 par l'intermédiaire d'un filtre 21, de deux compresseurs 22 et 23 pacés en parallèle et d'un pécheur 24. La pression dans le réservoir d'air 20 est typiquement d'environ 10 bars et elle est mesurée et affi- chée par un manomètre 25. La pression régnant dans le conduit 17, qui est égale à la pression interne du turbo- alternateur 10, est mesurée par un manomètre 26. Une électro- vanne 27 sert à commander la soupape de régulation de pression 18. Au moyen des soupapes de régulation de pression 18 et 19, la pression dans le turbo-alternateur peut être commandée d'une façon continue entre environ 1,01 et 2 x 105 Pa. Le réglage peut être effectué soit manuellement soit au moyen d'une commande automatique appropriée. Dans le but d'une simplification du dessin, les instruments utilisés pour la mesure et l'affichage des paramètres de fonctionnement du turboalternateur 10 n'ont pas été représentés sur la figure 3. La nouvelle caractéristique du dispositif représenté sur la figure 3 consiste en ce que la pression d'air régnant à l'intérieur du turboalternateur 10 de grande puissance peut être modifiée de façon continue depuis une valeur correspondant à la pression atmosphérique normale jusqu'à environ 2 x 105 Pa et on peut également maintenir toute valeur réglée de la pression. Il a déjà été signalé que, du fait du diamètre comparativement petit du rotor, les pertes par frottement d'air dans le turbo-alternateur 10 sont d'un niveau assez bas. Ce fait, ainsi que la température uniforme et réglable du cuivre à cause du refroidissement direct intensif des conducteurs, permettent d'envisager raisonnablement que, en vue d'augmenter la capacité de charge, la pression d'air de service soit augmentée. Dans la description qui va suivre, qui est basée sur des résultats de mesures réelles, on va mettre en évidence différentes caractéristiques impor- tantes du turbo-alternateur 10 dans le cas de différentes pressions de l'air de refroidissement. Les mesures ont été effectuées pour un turbo- alternateur 10 refroidi par air et présentant une capacité nominale de charge de 75 MVA et, pour obtenir des résultats comparables, les mesures ont également été effectuées en utilisant trois autres turbo-alternateurs de 80 MVA, conçus pour un refroidissement par hydrogène et ayant les mêmes dimensions et la même structure interne que la première machine; en outre dans les mesures on a utilisé de l'air comme agent de refroidissement à la place d'hydrogène. La pression a été modifiée dans la gamme comprise entre 1 et 2,2 x 10 Pa en environ 50 valeurs de réglage. L'analyse détaillée des résultats d'essais a montré que les augmenta- tions de températures de conducteurs obtenues dans les différentes machines ont été pratiquement les mêmes, ce qui a offert la possibilité d'établir des relations d'un caractère plus général. On s'est rendu compte que, dans le cas d'un refroidissement par air, la capacité de charge de la machine est limitée de façon nette et est définie par l'augmentation de température de l'enroulement de rotor. Avec ces machines, en prenant en considération toutes les valeurs de charges, l'augmentation de température du rotor peut être exprimée par la relation suivante: Ltt= 6+ 0,017 lPe + 0 25 x P r z] Fe+z 0 p,92 r o: p = la pression absolue de l'air (10 5Pa) PFe = la perte dans le fer (kW) PFe P = la perte par court-circuit (kW) z P = la perte dans le cuivre du rotor (kW). r Les diagrammes de la figure 4 donne l'augmenta- tion de température de l'enroulement de rotor en fonction de la perte engendrée dans celui-ci pour des pressions d'air différentes, pour la tension nominale de la machine ( pour des pertes constantes dans le fer) et pour un écart de quelques degrés centigrades à cause de la variation de la perte par court-circuit. A titre de sujet intéressant et pour servir de guide, la figure représente également l'aug- mentation de température des rotors, mesurée dans de l'hydrogène de puretés différentes ( partie hachurée). Dans le cas d'une charge de 75 MVA des machines, et d'un cosinus I = 0,85, en fonction de la température de l'air de refroidissement et de la pression d'air, la perte dans le rotor en fonctionnement varie entre environ 230 et 250 kW. On peut voir sur la figure que, dans le cas d'une augmentation de la pression d'air de 25 %, la perte dans le rotor peut également être augmentée d'environ 25 % pour la même augmentation de température. Cette augmentation de 25 % de la perte correspond, à son tour, approximative- ment à une augmentation de 12 % du courant de champ et à une augmentation d'environ 20 % de la charge à la sortie, c'est- à-dire que la machine de 75 MVA peut être chargée avec approximativement 90 MVA ( pour une augmentation de tempéra- ture inchangée de l'enroulement de rotor.). Comme le montre la figure 4, la capacité de charge de la machine peut encore être augmentée par augmenta- tion de la pression de l'air ( jusqu'à approximativement MVA pour une pression absolue de 1,5 x 105 Pa). L'enroulement de stator, conçu en fonction de la puissance de sortie correspondant au refroidissement par hydrogène, offrirait une possibilité pour obtenir ce résultat. Cependant, l'échauffement ( en fonctionnement proche de cos q = 1) des parties extrêmes du noyau stratifié du stator ne peut pas être influencé par la pression d'air au même degré que celui de l'enroulement de rotor. A cause des pertes par frottement d'air, qui augmentent proportionnellement à la pression d'air, la diminution graduelle du rendement impose en pratique des limites à l'augmentation de la pression d'air. Ces phénomènes sont illustrés par les courbes de la figure 5. La courbe a représente le rendement de la machine examinée pour une pression absolue de 1 x 105 Pa tandis que la courbe b offre le rendement obtenu pour une pression absolue de 1,5 x 105 Pa et finalement la courbe c donne le rendement pour une pression absolue d'air de 1,5 x 105 Pa. A cause des phénomènes rencontrés dans les extrémités du noyau, la capacité de charge, déterminée par l'enroulement du rotor et qui est de 90 MVA pour une pression absolue de 1,25 x 105 Pa et de 100 MVA pour une pression absolue de 1,5 x 105 Pa, a été limitée respectivement à 88 MVA et 95 MVA. Avec une commande continue de la pression de l'air, au moyen d'un remplissage de la partie interne de la machine en fonction de la charge, la courbe d représentée en trait mixte donne le rendement résultant dans la gamme de charges de sortie supérieures à 75 MVA. Il est à noter que le diamètre du rotor du turbo-alternateur examiné a été de 930 mm et que sa longueur a été de 2850 mm. Les courbes e et f de la figure 5 donne les valeurs de rendements de deux autres turboalternateurs différents qui ont tous deux été conçus pour une puissance nominale de 95 MVA dans le cas d'air à la pression atmosphé- rique. En ce qui concerne la courbe e, le rotor a présenté un diamètre de 930 mm et une longueur de 3700 mm alors que dans le cas de la courbe f, le diamètre a été de 1000 mm et la longueur de 3250 mm. Dans les deux cas, la masse du rotor a été pratiquement la même. En comparant les rendements correspondant à des charges communes, c'est-àdire en comparant les courbes a et b, ainsi que e, on peut voir que, en ce qui concerne le rendement résultant, le facteur décisif est en relation, dans une période donnée de fonctionnement ( par exemple une année) de la valeur et de la durée d'application de la charge qui s'est produite en fonctionnement réel. Si dans la partie dominante du temps de travail ( par exemple dans % de tous les temps) la charge moyenne a été de 75 MVA alors que la charge de crête de 95 MVA s'est produite seulement rarement, alors le rendement résultant de la machine opérant avec une pression d'air accrue est plus favorable que celui d'autres machines. Jusqu'à une charge de MVA, le rendement de la machine comportant un rotor de diamètre accru et de longueur réduite ( en correspondance à la courbe f) est plus petit que celui obtenu avec une autre machine conçue pour une charge de 75 MVA. Cette comparaison ne tient pas compte du fait que les frais d'investissement d'une machine conçue pour une charge de 95 MVA sont sensiblement supérieurs aux frais concernant une machine conçue pour une charge de 75 MVA. On peut par conséquent se rendre compte que, en augmentant la pression d'air dans le turbo-alternateur, il est possible d'augmenter la capacité de charge d'une machine, conçue pour une charge donnée, de telle sorte que les crêtes temporaires de charge puissent être absorbées sans avoir à installer d'autres machines ou à utiliser des machines plus coûteuses conçues pour absorber les charges de crête. On considère que l'utilisation de turbo- alternateurs conçus pour des charges de sortie comprises entre 70 et 80 % des charges de crête peut être justifiée et préférable si la commande est effectuée conformément à la présente invention. Par comparaison à des turbo-alternateurs classiques à refroidissement par air, on obtient des avantages substantiels qui résultent du fait que, dans la gamme contrôlée, la température du rotor est constante ( indépendante de la charge réelle). Cette propriété élimine tout problème qui résulterait de la différence entre les dilatations thermiques du fer et du cuivre. Un autre avantage résulte d'une recirculation de l'air de refroidissement dans un système fermé du fait que, de cette manière, l'humidité de l'air peut être maintenue dans une gamme désirée. Il est connu qu'une forte humidité réduit la durée de service et la fiabilité de turbo-alternateurs, ce qui peut par conséquent être éliminé. La pression de l'air de refroidissement peut être commandée par le dispositif conforme à l'invention, soit sur la base de la résistance de l'enroulement du rotor, soit avec la connaissance des courbes caractéristiques de la machine sur la base de la mesure des pertes dans le rotor. La température de l'enroulement de rotor peut être déterminée à partir de la résistance du rotor et, quand la charge augmente ou diminue, la pression devrait être modifiée de telle sorte que l'enroulement ait une température constante. La perte dans le rotor peut être déterminée sur la base de la tension du rotor ou du courant du rotor. La commande peut cependant être manuelle mais les conditions de réglage de la pression permettent aussi l'utilisation d'une commande automatique. REVENDICATIONS 1. Procédé pour commander la capacité de charge de turbo-alternateurs refroidis par air et fonctionnant à grande vitesse, o l'enroulement de rotor comporte un système de refroidissement direct intensif de conducteurs, caractérisé par l'étape consistant à augmenter la pression de l'air de refroidissement jusqu'à une pression absolue d'environ 2 x 105 Pa si la charge réelle augmente. 2. Procédé selon la revendication 1, caractérisé en ce que la température de l'enroulement de rotor est mesurée et, pendant ladite étape de réglage de pression, cette température est maintenue dans une gamme de tolérances au maximum de + 5 C. 3. Procédé selon la revendication 2, caractérisé en ce que la température de l'enroulement de rotor est mesurée en se basant sur la mesure du courant de rotor et de la chute de tension dans l'enroulement du rotor. 4. Procédé selon la revendication 2, caractérisé en ce que le réglage basé sur la mesure de température de l'enroulement de rotor est effectué sur la base du carré de la valeur mesurée pour le courant de rotor ou la tension de rotor. 5. Procédé selon la revendication 1, caractérisé en ce que le turbo-alternateur (10) est conçu pour une charge correspondant à environ 70 à 80 % de la charge de crête se produisant dans le lieu d'installation dudit turbo- alternateur (10). 6. Dispositif pour la mise en oeuvre du procédé selon la revendication 1, dans lequel ledit turbo-alternateur (10) comprend un volume intérieur scellé (15, 16) et isolé de l'atmosphère libre et le dispositif comporte un moyen de refroidissement d'air (11, 12) assurant la circulation de l'air en boucle fermée, ledit moyen étant relié audit volume intérieur du turbo-alternateur, et un moyen d'alimentation en air comprenant un compresseur (22, 23) et un réservoir d'air (20), caractérisé en ce qu'il est prévu un moyen (18, 19, 26, 25) pour régler de façon continue la pression d'air dans ledit volume intérieur du turbo-alternateur (10) dans une gamme de pressions absolues comprises entre environ 1,ol et 2 x 105Pa. 7. Dispositif selon la revendication 6, caracté- risé en ce qu'il comprend un moyen (25, 26) pour mesurer la pression d'air dans ledit volume intérieur du turbo-alterna- teur et un moyen pour détecter la résistance électrique de l'enroulement de rotor par captage de sa température. 8. Dispositif selon la revendication 7, caracté- risé en ce que ledit moyen de réglage de pression (18, 19, 25, 26) assure un réglage de ladite pression en fonction d'une variation de la charge réelle par maintien de la température de l'enroulement de rotor constante pendant ledit réglage. 9. Dispositif selon la revendication 6, caracté- risé en ce qu'il comprend un sécheur (24) réglant l'humidité de l'air introduit dans ledit réservoir d'air (20) à une valeur constante prédéterminée.