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DESCRIPTION DE LONDULEUR TRIPHASE
Onduleur de tension triphasé, il est constitué de trois bras, chaque bras est formé de deux interrupteurs commandés de manière complémentaire afin d’éviter un court-circuit de la source et d’assurer une continuité du courant de la charge.
Chaque interrupteur est formé d’un semi-conducteur contrôlable (IGBT, GTO,…..etc.) et une diode connectés en anti-parallèle, les six diodes de roue libre assurent la protection des transistors et la récupération de l’énergie vers la source.
Pour simplifier l’étude, on supposera que: la commutation des interrupteurs est instantanée, la chute de tension aux bornes des interrupteurs est négligeable, la charge est équilibrée liée en étoile avec neutre isolé.
VARIATION DE LA TENSION STATORIQUE
L’équation nous donne les caractéristiques couple/vitesse de la machine asynchrone. La figure suivante représente les caractéristiques électromécaniques d’une machine asynchrone pour trois valeurs de la tension.
La figure montre qu’une diminution de la tension à couple résistant constant provoque une diminution de la vitesse, mais aussi une diminution du couple maximal.
Cette technique présente beaucoup d’inconvénients : Limitation de la plage de réglage, Diminution du flux et augmentation du courant statorique, ce qui provoque une augmentation des pertes Joules, Diminution de la tenue en couple, ce qui nécessite un surdimensionnement de la machine, Les caractéristiques ne sont pas parallèles, ce qui est néfaste pour le réglage de la machine, Rendement faible.
De plus, la variation de la tension est généralement obtenue par un gradateur générant beaucoup d’harmoniques sur le réseau et sur la machine. Cela pose de gros problème de compatibilité électromagnétique.
PRINCIPE DE LA COMMANDE DIRECTE DU COUPLE
La commande directe du couple est basée sur la détermination directe de la séquence de commande à appliquer à un onduleur de tension. Ce choix est généralement basé sur l’utilisation de régulateurs à hystérésis dont la fonction est de contrôler l’état du système, à savoir ici l’amplitude du flux statorique et le couple électromagnétique.
L’état de ces grandeurs nous permet de définir le vecteur tension statorique à appliquer à la machine asynchrone pour maintenir au mieux le couple te le flux dans leurs bandes d’hystérésis. Une variable intervenant également dans le choix des tensions est la position du vecteur statorique dans le plan complexe. Pour cela, le plan est divisé en six secteurs et quelquefois en douze. Sur cette figure sont représentés les estimateurs de flux et de couple, ainsi que les régulateurs par hystérésis du couple et du flux. La position du vecteur flux est calculée à partir de leurs composantes dans le plan complexe αβ. Le régulateur de flux est à deux niveau et celui du couple à trois niveaux initialement proposés par Takahashi.
CHOIX DU VECTEUR TENSION
Le choix du vecteur tension statorique Vs dépend de la position du vecteur flux statorique dans le plan complexe αβ, de la variation souhaitée pour le module du fluxϕ s, de la variation souhaitée pour le couple, et du sens de rotation du flux. L’espace d’évolution du flux est divisé en six zone appelées secteurs. Lorsque le flux ϕ s : se trouve dans une zone i, le contrôle du flux et du couple peut être assuré en sélectionnant l’un des six vecteurs suivants : Si Vi+1 est sélectionné alors ϕ s croit et Ce croit. Si Vi−1 est sélectionné alors ϕ s croit et Ce décroît. Si Vi+2 est sélectionné alorsϕ s décroît et Ce croit. Si Vi−2 est sélectionné alors ϕ s décroît et Ce décroît. Si V0 ou V7 est sélectionné la rotation de ϕ s est arrêtée, d’où une décroissance du couple alors que le module du couple reste inchangé. Le niveau d’efficacité des vecteurs tensions appliquées dépend également de la position du vecteur flux dans la zone i.
En effet, en début de la zone, les vecteurs Vi+1 et Vi−2 sont perpendiculaires à ϕ s d’où une évolution rapide du couple mais une évolution lente de l’amplitude du fluxϕ s, alors qu’en fin de zone, l’évolution est inverse. Avec les vecteurs Vi−1 etVi+2, il correspond une évolution lente du couple et rapide de l’amplitude de ϕ s en début de la zone, alors qu’en fin de la zone c’est le contraire.
Quel que soit le sens d’évolution de flux ou du couple, dans la zone i, les deux vecteurs Vi et Vi+3 ne sont jamais utilisés. En effet, ces deux vecteurs provoquent une forte croissance du flux mais son effet sur le couple dépend de la zone, avec un effet nul en milieu de zone.
Le vecteur tension statorique Vs à la sortie de l’onduleur est déduit des écarts de couple et de flux estimés par rapport à leurs références, ainsi que de la position du vecteurϕ s. Un estimateur de ϕ s en module et en position ainsi qu’un estimateur de couple sont donc nécessaires.
Table des matières
Introduction général
Chapitre I Modélisation de la machine asynchrone
I. Introduction
I.1 Présentation d’une machine asynchrone
I.2 Principe de fonctionnement d’une machine asynchrone
I.3 Equations électriques et magnétiques
I.3.1 Hypothèses simplificatrices
I.3.2 Equations des tensions
I.3.3 Equations des flux
I.4 Schéma équivalent d’une phase de la machine asynchrone en régime permanent
I.4.1 Modèle à inductances couplées
I.4.2 Modèle à inductances réparties
I.4.3 Modèle à fuites totalisées au rotor
I.4.4 Modèle à fuites totalisées au stator
I.4.5 Equation du couple électromagnétique
I.5 Transformation triphasé-biphasé
I.5.1 Transformation de Clarke
I.5.2 Transformation de Concordia
I.5.3 Transformation de Park
I.5.3.1 Principe de la transformation de Park
I.5.3.2 Matrice de passage
I.5.3.3 Transformation de Park appliquée à la machine asynchrone
I.5.3.3.1 Equations électriques
I.5.3.3.2 Equations magnétiques
I.5.3.3.3 Expression du couple électromagnétique
I.5.3.3.4 Equation de mouvement
I.6 Modèle de la machine asynchrone alimentée en tension
I.7 Résultats de simulation pour une alimentation directe
I.8 Conclusion
Chapitre II Convertisseur de fréquence
II.1 Introduction
II.2 Description de l’onduleur triphasé
II.3 Commande par hystérésis
II.3.1 Principe
II.3.2 Résultats de simulation
II.4 Commande par modulation de largeur d’impulsion (MLI)
II.4.1 modulation de largeur d’impulsion sinus triangle
II.4.1.1 Principe
II.4.1.2 Résultats de simulation
II.4.2 Modulation vectorielle
II.4.2.1 Principe
II.4.2.2 Calcul des temps de commutation
II.4.2.3 Résultats de simulation
II.5 Conclusion
Chapitre III Etude des différentes techniques de commande de la machine asynchrone
III.1 Introduction
III.2 Variation de la tension statorique
III.3 Commande scalaire des machines asynchrones
III.3.1 Commande scalaire en tension
III.3.2 Principe
III.3.3 Résultats de simulation
III.3.2 Commande en courant
III.3.2.1 Principe
III.3.2.2 Résultats de simulation
III.4 Commande vectorielle
III.4.1 Commande vectorielle en tension
III.4.1.1 Principe
III.4.1.2 Résultats de simulation
III.4.2 Commande vectorielle en courant
III.4.2.1 Principe
III.4.2.2 Résultats de simulation
III.5 Conclusion
Chapitre IV Commande directe du couple
IV.1 Introduction
IV.2 principe de la commande directe du couple
IV.3 Contrôle du flux et du couple
IV.3.1 Contrôle du flux
IV.3.2 Contrôle du couple
IV.4 Stratégie de la commande directe du couple
IV.5 Estimateurs
IV.5.1 Estimateur du flux statorique
IV.5.2 Estimateur du couple électromagnétique
IV.6 Correcteurs
IV.6.1 Correcteur de flux
IV.6.2 Correcteur de couple
IV.7 Choix du vecteur tension
IV.8 Elaboration des tables de commutation
IV.8.1 Table de commutation avec séquences nulles
IV.8.2 Table de commutation sans séquences nulles
IV.9 Résultats de simulation
IV.10 Bilan comparatif des résultats
IV.11 Conclusion
Conclusion générale et perspectives
