Synthèse des compensateurs PI utilisées dans la commande vectorielle

COMMANDE DE LA MSAP

En littérature il existe deux types de commandes destinées aux machines a courant alternatif. La premiere technique, dite commande scalaire, consiste a controler le couple par regulation de l’amplitude de la tension du stator. Son but est de maintenir constant le rapport tension frequence [V/Hz] (Prasad & Srivastava (2015)). Le principal avantage de cette technique est sa facilite de mise en oeuvre et qu’elle produit des resultats satisfaisant surtout en regime permanent. Son plus grand inconvenient est qu’elle est moins performante en regime transitoire, car elle ne prend pas en charge la dynamique des machines a courant alternatif. Ainsi, la commande scalaire a ete delaissee au profit de la commande vectorielle (Zarrop (1994); Blanchette (2003); Yin et al. (2016)). La deuxieme technique est la commande vectorielle qui est la technique la plus utilisee jusqu’a present pour controler les machines a courant alternatif (Boileau et al. (2011); Zhu et al. (2016, Apr); Chen & Sun (2017)). Elle a ete developpee dans le but d’ameliorer les performances en regime dynamique des machines a courant alternatif. Les courants injectes dans la machine ne sont pas directement controles comme dans la commande scalaire, mais la commande calcule des grandeurs intermediaires, qui sont des images de la projection du champ statorique sur l’axe du champ rotorique et sur un axe perpendiculaire au champ rotorique.

Le controle de ces grandeurs permet un controle precis de la position du champ magnetique statorique, notamment en regime transitoire. Cette commande permettant un decouplage entre les variables de commande reste la plus utilisee en raison de performances dynamiques elevees qu’elle offre pour une large gamme d’applications (Yan et al. (2016)).

Commande vectorielle

L’objectif de la commande vectoriel appliquee aux machines AC est d’obtenir des performances elevees par le decouplage et le controle separe du couple et du flux, d’une maniere similaire aux machines CC a excitation separee. Pour realiser ceci, la position instantanee du rotor doit etre connue afin de forcer le courant de phase de la MSAP a maintenir l’angle requis. Les trois courants de phase de la MSAP sont calcules en tenant compte de ces zones d’exploitation, a savoir la zone ou le couple est constant et la zone ou le flux est faible. Ces zones sont basees sur les limites physiques des controleurs et sont definies par la valeur de la vitesse nominale du moteur (Yang et al. (2013); Łuczak & Siembab (2014)). La commande vectorielle est une methode de commande qui repose essentiellement sur la transformation de Park. Cette transformation permet de convertir les courants statoriques triphases d’une machine electrique a courants alternatifs en deux composantes cartesiennes directes et en quadrature de nature continues plutot que sinusoidales.

La premiere composante permet le reglage du flux magnetique de la machine, tandis que la seconde le couple. Cette caracteristique permet l’utilisation de simple compensateur PI pour asservir le courant des phases du stator (Siembab & Zawirski (2016); Bose (2002)). La figure 3.1 presente la structure de base de la commande vectorielle destinee aux machines synchrones.

DIMENSIONNEMENT ET MODÉLISATION DU CONVERTISSEUR CC/CC

Les convertisseurs de puissance CC/CC sont parmi les composants les plus utilises en énergies renouvelables, car ils assurent a leur sortie une tension continue regulee et stable a partir d’une tension d’entree regulee ou non. Suivant l’amplitude de la sortie, le convertisseur CC/CC peut etre de type elevateur (Boost) ou abaisseur (Buck). La topologie des convertisseurs CC/CC se compose de deux parties: lineaire (resistance, inductance et condensateur) et non lineaire (diode et commutateur actif). En raison des proprietes de commutation des elements de puissance, le fonctionnement des convertisseurs CC/CC varie en fonction du temps. Etant donne que le fonctionnement des convertisseurs CC/CC est non lineaire, il est necessaire de developper un modele alternatif petit signal complet du convertisseur CC/CC incluant tous les parametres du systeme (tension d’entree, element actif et passif, frequence de commutation, etc …), pouvant etre linearises autour d’un point de fonctionnement (Chen & Ngo (2000); Vorperian et al. (1989); Lehman & Bass (1995); Witulski & Erickson (1989)). Avoir un modele du convertisseur CC/CC est la principale etape dans la conception d’un controleur robuste.

Ce chapitre a donc pour objectif d’extraire les fonctions de transfert du convertisseur CC/CC dans ces deux modes de fonctionnement Boost et Buck, ceci afin d’etudier sa stabilite et ainsi elaborer un controle robuste en boucle fermee. Pour cela, une etude du rapport de conversion du convertisseur CC/CC sera faite pour les deux modes Buck et Boost et dans les deux modes de conduction continue et discontinue, ensuite le modele alternatif petit signal sera derive (Cuk (1977); Sanders & Verghese (1990); Krein et al. (1989)).

Rapport de conversion

Cette section traitera l’analyse du rapport de conversion _ M(D) =Vs/Vg _ du convertisseur en mode Boost en mode de conduction continue (CCM). La figure 4.1a represente le circuit pratique du convertisseur en mode Boost utilisant des interrupteurs reels (MOSFET et diode). La figure 4.1b represente le circuit du convertisseur en mode Boost utilisant des interrupteurs ideaux ainsi que les polarites affectees aux courants dans les inductances et aux tensions aux bornes des condensateurs. Lorsque le convertisseur fonctionne en regime permanent et d’apres le principe de la balance des Volts-secondes, les formes d’ondes des tensions aux bornes des inductances L1 et L2 doivent avoir des composantes continues nulles sur un cycle de commutation complet.

De la meme maniere, d’apres le principe de la balance de la charge du condensateur les courants 57 dans les condensateurs C1 et C2 doivent avoir des composantes continues nulles sur un cycle de commutation complet lorsque le convertisseur fonctionne en regime permanent. Le systeme d’equation suivant est obtenu en egalisant la valeur moyenne des formes d’ondes de la figure 4.3 a zero. L’equation (4.6) contient deux termes. Le premier terme 1/D_, represente le rapport de conversion ideal, pour (RL = 0). Le deuxieme terme _ 1+RL/RD_2 , represente l’effet de la resistance RL de l’enroulement des inductances L1 et L2. Si RL _ RD_2 ceci permet d’estimer que le termine _ 1+RL/RD_2 1, par consequent le rapport de conversion est approximativement egale a la valeur ideale 1/D_ .

Cependant si la valeur de RL RD_2, alors la valeur du deuxieme terme diminue ce qui entrainera la diminution de la valeur du rapport de conversion M(D). Lorsque le rapport de conversion s’approche de 1, la resistance de l’inductance produit un changement qualitatif majeur sur la caracteristique M(D). Plutot que de tendre vers l’infini a D = 1, la courbe tend vers zero comme le montre la figure 4.4. Alors que se passe-t-il si D = 1? L’inductance n’est jamais reliee a la sortie, donc l’energie ne sera pas transferee a la sortie, et la tension de sortie tend vers zero. Une grande quantite d’energie est donc perdue dans la resistance de l’inductance egale a V2 g /RL, alors qu’aucune puissance n’est delivree a la charge, par consequent, on peut s’attendre que le rendement du convertisseur tend vers zero a D = 1. Une autre consequence de la figure 4.4 est que la resistance des inductances limite la tension maximale que le convertisseur peut produire. Par exemple, pour RL/R = 0.02, le rapport de conversion maximal est d’environ 3.5. Si un rapport de conversion M = 5 est desire, alors la resistance de l’inductance doit etre reduite a moins de 1% de la resistance de la charge. Le seul probleme est que la diminution de la resistance de l’inductance necessite la construction d’une plus grande inductance qui sera plus lourde et plus couteuse.

Table des matières

INTRODUCTION
CHAPITRE 1 MISE EN SITUATION
1.1 Introduction
1.2 Modèle de l’hydrolienne
1.2.1 Puissance exploitable
1.2.2 Fonctionnement de l’hydrolienne Idénergie
1.3 Conclusion
CHAPITRE 2 MODÉLISATION DE LAMACHINE SYNCHRONEÀAIMANT PERMANENT ET DU PONT TRIPHASÉ À DEUX NIVEAUX
2.1 Introduction
2.2 Modèle mathématique de la MSAP
2.2.1 Modèle mécanique de la MSAP
2.2.2 Modèle électrique triphasé de la MSAP
2.2.3 Modèle équivalent d’une MSAP dans le repère de Park
2.3 Modèle équivalent de la MSAP et l’unité de traction dans le repère de Park
2.4 Conclusion
CHAPITRE 3 COMMANDE DE LA MSAP
3.1 Introduction
3.2 Commande vectorielle
3.2.1 Description
3.2.2 Principe de fonctionnement
3.2.3 Synthèse des compensateurs PI utilisées dans la commande vectorielle
3.2.3.1 Synthèse du compensateur de courant dans l’axe d
3.2.3.2 Synthèse du compensateur de courant dans l’axe q
3.2.4 Modulation vectorielle
3.2.4.1 Principe de fonctionnement
3.2.4.2 Calcul des temps d’application
3.3 Validation de la modélisation de la MSAP
3.3.1 Calcul théorique
3.3.2 Résultats de simulation
3.4 Conclusion
CHAPITRE 4 DIMENSIONNEMENT ET MODÉLISATIONDUCONVERTISSEUR CC/CC
4.1 Introduction
4.2 Convertisseur CC/CC: Mode Boost
4.2.1 Étude en mode de conduction continue
4.2.1.1 Rapport de conversion
4.2.1.2 Ondulation Tension/Courant
4.2.1.3 Modèle alternatif petit signal
4.2.2.1 Origine de la conduction discontinue
4.2.2.2 Rapport de conversion
4.2.2.3 Modèle alternatif petit signal
4.3 Convertisseur CC/CC: Mode Buck
4.3.1 Rapport de conversion
4.3.2 Ondulation Courant
4.3.3 Modèle alternatif petit signal
4.4 Conclusion
CHAPITRE 5 STRATÉGIE DE CONTRÔLE DU CONVERTISSEUR CC/CC
5.1 Introduction
5.2 Solution 1: Deux compensateurs PI en parallèle
5.2.1 Convertisseur CC/CC: Mode Boost
5.2.2 Convertisseur CC/CC: Mode Buck
5.3 Solution 2: Deux compensateurs entrelacés
5.4 Conclusion
CHAPITRE 6 RÉSULTAT DE SIMULATION
6.1 Introduction
6.2 Système 1: hydrolienne + convertisseur AC/CC et CC/CC + Batteries
6.3 Système 2: 6*hydrolienne + 6*convertisseur AC/CC et CC/CC + Batteries
6.4 Conclusion
CONCLUSION ET RECOMMANDATIONS
ANNEXE I
BIBLIOGRAPHIE

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