Oscillation électromécanique et la stabilité angulaire

Oscillation électromécanique et la stabilité angulaire

Oscillation électromécanique et la stabilité angulaire

Le réseau électrique est un grand système dynamique comprenant des milliers d’éléments. L’instabilité d’un réseau peut donc être causée par différents facteurs. Le système de protection et de la commande du réseau comprent plusieurs éléments qui fonctionnenet à plusieurs échelles de temps. Par exemple, suite à un défaut triphasé dans un réseau, la stabilité du réseau et la continuité de service sont assurées, grâce à plusieurs éléments : Le système de protection pour isoler le défaut, les contrôleurs d’amortissement pour amortir les oscillations transitoires, le système d’excitation pour rétablir le niveau de tension, et finalement, les régulateurs de vitesse qui amène le réseau à un nouveau point de fonctionement. Une classification détaillée des phénomènes et les problèmes de stabilité est présentée dans (IEEE/CIGRE, 2004) (figure 1.1). Trois types de stabilité dynamique ont été définis :

Stabilité angulaire (rotor angle stability ) C’est la capacité des machines génératrices à rester en synchronisme, après une perturbation. Il y a deux types de stabilité angulaire, soient la stabilité transitoire (transient stability) et la stabilité petits signaux (small signal stability). La stabilité transitoire représente la capacité des machines à rester en synchronisation après des grandes et sévères perturbations. La stabilité petits signaux est la capacité des générateurs de demeurer en synchronisation après des faibles perturbations comme des changements de la charge. La stabilité petits signaux est caractérisée par les oscillations électromécaniques des rotors (Kundur, 1994). Ces oscillations seront amorties si le système fournit suffisamment de couple électromécanique pour réduire la variation de vitesse du rotor. Le couple électromécanique est composé de deux parties : i) Couple de synchronisation, qui est en phase avec la variation d’angle du rotor ; ii) Couple d’amortissement, qui est en phase avec la variation de vitesse du rotor. Une manque du couple de synchronisation cause la séparation des angles des générateurs. Ceci est un phénomène causé par des grandes contingences. D’ailleurs une manque du couple d’amortissement est la cause des oscillations mal amorties.

Stabilité de tension La stabilité de tension implique une échelle de temps plus longue que la stabilité angulaire. Cette catégorie de stabilité représente la réponse des tensions aux barres du réseau, suite à des perturbations. La stabilité de tension est étroitement reliée à la caractéristique des charges électriques. Après la perte d’une ligne d’interconnexion importante, si la demande de puissance réactive des charges n’est pas réduite, les générateurs doivent augmenter leurs puissances générées. Cette augmentation des transits de puissance rend le réseau plus affaibli et, par conséquent, les tensions continuent à baisser. Le mécanisme ci-dessus amène à un écroulement de tension, un phénomène commun dans les pannes en cascades (NAERC, 2003).

Stabilité de fréquence Ce type de stabilité représente la capacité du réseau de maintenir sa fréquence nominale (60Hz) suite à des perturbations. L’instabilité de fréquence peut être causée par la perte d’un générateur important, suivie par un rejet de production ou un délestage de charge inefficace. L’oscillation électromécanique n’est pas le problème le plus critique, parmi les phénomènes de stabilité ci-haut mentionnés. Cependant ces oscillations se produisent souvent lorsque les réseaux sont trop chargés. Dans certains cas, ces oscillations peuvent également causer une panne en cascade, tel que l’incident de 10 Août, 1996 au réseau WECC (Kosterev et al., 1999). Comme les réseaux électriques doivent fonctionner de plus en plus près de leurs limites de stabilité, l’amélioration de l’amortissement des oscillations devient de plus en plus importante.

Le sujet de cette recherche est l’amortissement des oscillations électromécaniques, ou des oscillations de puissance (dans ce travail, ces deux termes sont synonymes). Les oscillations électromécaniques peuvent être divisées en deux catégories (Kundur, 1994) : i) Oscillation locale, dans laquelle le rotor d’une machine oscille contre le reste du réseau ; ii) Oscillation interzone, dans laquelle un groupe des générateurs oscillent contre un autre groupe dans un autre région. Les oscillations locales ont des fréquences entre 0,7 et 2 Hz, et sont relativement faciles à contrôler. Ce type d’oscillation peut être étudié en modélisant en détail seulement des éléments du réseau se situant à proximité du générateur (Klein et al., 1991). Les oscillations interzones, ayant les fréquences entre 0,1 et 0,8 Hz, sont plus difficiles à stabiliser, car elles impliquent des générateurs dans des régions différentes. De plus, la structure de ces oscillations peut changer, dépendamment de la structure du réseau d’interconnexion et de la demande des charges. Ces oscillations, si elles sont mal amorties, persistent dans une longue période et limite la capacité de transmission de puissance. Dans la pratique, chaque réseau électrique possède un ou deux modes dominants (signature), qui peuvent être identifiés assez facilement, suite à des grandes contingences. Par exemple, le réseau WECC possède un mode autour de 0.3 Hz (Kosterev et al., 1999), le réseau d’Hydro- Québec a un mode dominant près de 0.6Hz (Heniche et Kamwa, 2008).

Amortissement des oscillation par FACTS

Dans les récentes années, les réseaux électriques ont connu une prolifération des dispositifs FACTS (Flexible AC Transmission System ). Un dispositif FACTS est basé sur des circuits de puissance à ouverture/fermeture électronique (thyristor). Les deux types les plus communs des FACTS, soit le SVC et TCSC, se basent sur des circuits commandés par thyristor. Les plus récents FACTS, comme STATCOM, SSSC ou UPFC se basent sur les convertisseurs de tension/courant (Mathur et Varma, 2002). Les FACTS ont pour principal objectif d’améliorer les écoulements de puissance active et réactive dans le réseau. D’ailleurs l’usage des FACTS dans le but d’améliorer l’amortissement des oscillations est aussi possible, grâce à des circuits de commande auxiliaires. La méthode d’utilisation des SVC et TCSC pour atténuer les oscillations transitores a été proposée dans (Hammad, 1986; Lerch et al., 1991; Olwegard et al., 1981). L’idée clé de ces travaux consiste à trouver une loi de commande qui permette de réduire l’accumulation de l’énergie cinétique des rotors durant le régime transitoire. L’utilisation des FACTS pour améliorer la stabilité angulaire aux petits signaux est aussi possible. L’approche de conception des contrôleurs d’amortissement basés sur FACTS est très similaire à celle de conception des PSS. Pour étudier l’influence d’un contrôleur FACTS sur des oscillations, on peut se baser sur les notions comme le couple électromécanique, la technique de compensation de phase ou sur l’analyse modale (Larsen et al., 1995).

Une étape importante dans la conception d’un contrôleur d’amortissement basé sur FACTS est le choix du signal d’entrée. Les meilleurs signaux d’entrées pour un contrôleur d’amortissement sont souvent les vitesses et les puissances actives des générateurs. Pour les PSS, ces signaux peuvent être obtenus localement, alors que pour les FACTS qui se trouvent en général loin des centrales de production, il s’agit des mesures à distance. Il est à noter qu’un signal local peut être utilisé pour le contrôleur d’amortissement du FACTS. Cependant, une boucle de commande locale pour FACTS contient souvent un zéros près d’un mode interzone, ce qui limite son efficacité (Martins et Lima, 1990; Mhaskar et Kulkarni, 2006). De nos jours, les contrôleurs avec les mesures à distance sont possibles, grâce à la maturité des technologie de communication. Dans la littérature de commande du réseau, le terme “commande globale » (About-Ela et al., 1996) est utlisé pour les circuits de commande avec des mesures à distance. Un des premiers travaux portant sur le sytème de commande globale pour FACTS est rapporté dans (About-Ela et al., 1996). Ce travail propose une structure hiérarchique, dans laquelle le signal de commande globale est superposé à un signal de commande locale. La même approche est utilisée dans plusieurs études sur ce sujet (Kamwa et al., 2001; Okou et al., 2005). 10 En effet la commande d’amortissement par FACTS peut être généralisée comme une forme de modulation de charge active/réactive. Cette dernière est aussi le sujet d’un grand nombre de recherches (Kamwa et al., 1999; Samuelsson et Akke, 1999; Samuelsson et Eliasson, 1997).

Table des matières

INTRODUCTION
CHAPITRE 1 REVUE DE LA LITTÉRATURE
1.1 Oscillation électromécanique et la stabilité angulaire
1.2 Amortissement des oscillation par PSS
1.3 Amortissement des oscillation par FACTS
1.4 Sélection des boucles de commande
1.5 Approche de commande robuste
1.6 Sommaire
CHAPITRE 2 MODÉLISATION DU RÉSEAU ET LES MÉTHODES D’ANALYSE
2.1 Modèle des éléments
2.1.1 Modèle du générateur synchrone et du réseau électrique
2.1.2 Les contrôleurs du générateur
2.1.2.1 Régulateur de tension
2.1.2.2 Régulateur de vitesse
2.1.2.3 Stabilisateur de puissance
2.1.3 Les dispositifs FACTS
2.2 Linéarisation du réseau électrique et analyse modale
2.2.1 Linéarisation du réseau
2.2.2 Analyse modale de la commandabilité et de l’observabilité
2.2.3 Forme de mode et taux de participation
2.2.4 Synthèse d’une commande d’amortissement par compensation de phase
CHAPITRE 3 COMMANDE PAR LA MODULATION BANG BANG
3.1 Introduction
3.2 Le principe de commande par la modulation bang bang
3.3 Schéma de commande proposé
3.4 Contrôleur à phase fixe
3.5 Les résultats de simulation
3.5.1 Réseau Kundur
3.5.2 Performance en présence des PSS
3.5.3 Réseau WSCC – 3 machines et 9 barres
3.5.4 Réseau New England
3.5.4.1 Performance avec un contrôleur
3.5.4.2 Performance avec trois contrôleurs
3.6 Sommaire
CHAPITRE 4 ANALYSE DE ROBUSTESSE
4.1 Introduction
4.2 Modèle d’analyse de robustesse basé sur l’analyse μ
4.2.1 La Transformation Linéaire Franctionnaire
4.2.2 Incertitude due aux changements du mode d’opération
4.3 Les premiers exemples
4.4 Incertitude due au délai de communication
4.4.1 Modèle du délai utilisant une perturbation complexe
4.4.2 Modèle du délai utilisant une perturbation réelle
4.5 Les résultats d’analyse
4.5.1 Réseau Kundur
4.5.2 Relation entre l’analyse μ et les méthodes conventionnelles
4.5.3 Réseau New England
4.6 Approche de réduction d’ordre
4.6.1 Méthode de réduction d’ordre
4.6.2 Les résultats d’analyse
4.7 Synthèse de commande robuste en tenant compte du délai de communication
4.7.1 Une analyse qualitative
4.7.2 Résultat de la synthèse μ et simulation
4.8 Sommaire
CHAPITRE 5 SÉLECTION DE BOUCLE DE COMMANDE OPTIMALE
5.1 Introduction
5.2 Les critères de sélection des boucles de commande globale
5.2.1 Mesure conjointe de commandabilité/observabilité
5.2.2 Valeur Singulière Hankel
5.2.3 La matrice des gains relatifs RGA
5.3 Méthode proposée pour la sélection des boucles de commande globale
5.3.1 Indice d’interaction modale
5.3.2 Indice de conflit de phase
5.4 Les résultats d’analyse
5.4.1 Réseau Kundur
5.4.2 Réseau New England
5.5 Étude de la RGA
5.6 Sommaire
CONCLUSIONS
ANNEXE I Principe de commande d’amortissement par SVC
ANNEXE II Identification par analyse Prony
ANNEXE III Modèle LFT du délai de communication basé sur approximation Padé de deuxième et de troisième ordre
BIBLIOGRAPHIE

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