Filtre actif parallèle, stratégie de commande, régulation et dimensionnement

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Compensation de l’énergie réactive :

La solution usuelle est l’utilisation de batteries de condensateurs afin de fournir de la puissance réactive. Cette compensation peut être locale où le compensateur est placé directement à proximité des charges ayant un mauvais facteur de puissance ou globale où l’installation du compensateur est proche du transformateur d’alimentation. Dans ces deux cas, une puissance réactive non réglable est fournie au réseau. Pour y remédier, des statocompensateurs ont été utilisés, mais ces dispositifs sont très encombrants et sont eux même des générateurs d’harmoniques [10]

solutions modernes :

Le développement récent des semi-conducteurs de puissance entièrement commandables, les thyristors, les GTOs et les IGBTs en particulier, a permis de répondre aux problèmes de perturbations des réseaux. Parmi-celles-ci, les redresseurs MLI et les filtres actifs.

Redresseur à MLI :

Le prélèvement sinusoïdal est une technique qui permet aux convertisseurs statiques d’absorber un courant sinusoïdal.
Les convertisseurs propres, tel que les redresseurs MLI, figure 1.12, sont formés par des semi-conducteurs à fermeture et ouverture commandée, auxquels sont associées des diodes. Ils utilisent de façon générale la technique de commutation dite MLI qui a pour rôle de repousser les harmoniques vers les fréquences élevées. Deux grandes applications
Utilisant ces convertisseurs qui sont les suivants:
☼ Fonctionnement en convertisseur d’énergie à faible taux de pollution harmonique et à consommation de puissance réactive nulle. Ce convertisseur permet une consommation ou un renvoi d’énergie active sur le réseau [10,16].
☼ Fonctionnement en compensateur d’énergie réactive à forte dynamique et à encombrement réduit. L’application principale et la compensation de la fluctuation rapide de la tension (flicker) et la stabilisation de réseau à haute tension.

filtre actif :

Deux raisons principales ont conduit à concevoir une nouvelle structure de filtrage moderne et efficace appelée filtre actif. La première raison est due aux inconvénients inhérents des solutions traditionnelles de dépollution qui ne répondent plus à l’évolution des charges et des réseaux électriques. La seconde raison fait suite à l’apparition de nouveaux composants semi-conducteurs, comme les thyristors GTO et les transistors IGI3T. Le but de ces filtres est de générer soit des courants, soit des tensions harmoniques de manière à compenser les perturbations responsables de la dégradation des performances des équipements et installations électriques Nous citerons trois topologies possibles de filtres actifs [4,5 ,10,13,14]:
● Le filtre actif parallèle (FAP) : conçu pour compenser toutes les perturbations de courant comme les harmoniques, les déséquilibres et la puissance réactive.
● Le filtre actif série (FAS) : conçu pour compenser toutes les perturbations de tension comme les harmoniques, les déséquilibres et les creux de tension.
● La combinaison parallèle-série actifs: solution universelle pour compenser toutes les perturbations en courant et en tension.

Le filtre actif parallèle:

Appelé aussi compensateur shunt, il est connecté en parallèle sur le réseau de distribution (figure I.13). Il est le plus souvent commandé comme un générateur de courant. Il restitue dans le réseau électrique les courants harmoniques Iinj égaux à ceux Absorbés par la charge non linéaire mais en opposition de phase, de telle sorte que le courant fourni par le réseau Is soit sinusoïdal et en phase avec la tension simple correspondante. Son indépendance vis-à-vis de la source et de la charge lui assure auto-adaptabilité, fiabilité et performance.
Le filtre actif parallèle empêche les courants harmoniques, réactifs et déséquilibrés de circuler à travers l’impédance du réseau. Il améliore ainsi les taux de distorsion en courant et en tension.

Le filtre actif série:

Le filtre actif série est connecté en série sur le réseau (figure I.14). Il se comporte comme une source de tension qui engendre des tensions harmoniques dont la somme avec la tension réseau est une onde sinusoïdale. Il est destiné à protéger les installations sensibles aux tensions perturbatrices (harmoniques, creux, déséquilibres) provenant de la source et également celles provoquées par la circulation des courants perturbateurs à travers l’impédance du réseau. Cette structure est proche, dans le principe, des conditionneurs de réseau. Toutefois, cette topologie présente quelques difficultés et inconvénients lors de sa mise en oeuvre: elle ne permet pas, par exemple, de compenser les courants harmoniques consommés par la charge.

Comparatif et choix du FAP :

Le tableau I.3 montre un récapitulatif des avantages et inconvénients de cinq schémas de dépollution: renforcement de la puissance de court-circuit, filtrage passif, filtrage actif série, filtrage actif parallèle et le filtrage parallèle-série actifs.
Le filtre parallèle-série actifs compense toutes les perturbations liées à la tension et au courant. Néanmoins, cette solution dite universelle reste difficilement réalisable en pratique.
Le filtre actif parallèle génère des composantes harmoniques aux mêmes fréquences et en opposition de phase aux perturbations mesurées. Il compense les courants harmoniques engendrés par une charge non linéaire, tout en s’adaptant aux évolutions du récepteur. Cependant, la compensation des harmoniques de tension n’est toujours pas évidente avec cette approche.
En raison de la législation des normes de qualité de l’énergie (plutôt portée sur la compensation des harmoniques de courant) et les bonnes performances obtenues par le FAP, nous avons retenu cette topologie de compensation pour notre stratégie de dépollution des perturbations harmoniques. Le filtre actif parallèle a été divisé en deux : la partie puissance et la partie contrôle commande. (Chapitre III).

Modélisation de l’onduleur de tension :

Pour la modélisation de l’onduleur, on considère un fonctionnement idéalisé :
☼ Interrupteurs parfaits : La commutation des interrupteurs est instantanée (temps de fermeture et ouverture nul) et sans pertes. Enfin, la chute de tension dans les interrupteurs est considérée nulle en conduction.
☼ Sources parfaites : La tension aux bornes du dipôle continu est constante et ne varie pas avec la puissance échangée. L’objectif de la modélisation est de trouver une relation entre les grandeurs de commande et les grandeurs électriques de la partie alternative et continue de l’onduleur. Ainsi, comme les grandeurs de commande agissent sur les interrupteurs commandables, on peut définir la fonction de commutation suivante pour définir l’état des interrupteurs (k = a, b, c) :
● dk = 1 quand Kk est fermé et dk = 0 quand Kk est ouvert.
● dk = 0 quand K’k est fermé et dk = 1 quand K’k est ouvert.
Ainsi, on peut calculer les tensions de la partie alternative de l’onduleur en fonction de ces fonctions de commutation. La tension de branche de l’onduleur par rapport à la borne négative du bus continu sera[16] : V 1 0 0 d a (II.6)

commande d’un onduleur triphasé :

Commande à la fréquence des grandeurs de sortie (pleine onde)

Une fois analysée la relation entre les différentes grandeurs électriques de l’onduleur et les fonctions de commutation, on étudie les techniques pour déterminer ces fonctions de commutation, ou autrement dit, la commande rapprochée.

Dans la commande en pleine onde, on ferme les interrupteurs d’une même branche de façon complémentaire pendant une demi-période et en décalant la commande de chaque bras d’un tiers de la période (2π/3). Par conséquent, on obtient trois ondes carrées de tension décalées de 2 π /3 aux bras de l’onduleur, dont l’amplitude est égale à la tension continue (VDC), et de même période que la tension du réseau [16,23]. (Voir la figure II.5)

La valeur efficace du fondamental de la tension de phase est (Vk) 1 : (Vk )1 = 2 .VDc (II.12)

Le développement en série de Fourier de la tension de phase contient tous les harmoniques impairs sauf ceux de rang 3. La valeur efficace des harmoniques est inversement proportionnelle à leur pulsation : (Vk ) 2 h+1 = 1 (II.13)

Commande à des fréquences supérieures :

On a montré que la commande en pleine onde ne permet qu’un contrôle direct de la phase du fondamental de la tension de l’onduleur, et ne permet donc pas un contrôle découplé de l’échange de puissance active et réactive avec le réseau.
On peut régler l’amplitude et la phase des composantes basse fréquence de la tension d’onduleur (fondamental + harmoniques basse fréquence) tout en repoussant les harmoniques non désirés, et ce, en augmentant la fréquence de commutation des interrupteurs par rapport à la fréquence des grandeurs fondamentales ; on réalise ainsi une véritable source de tension contrôlée qui sera le cœur de la plupart des compensateurs de basse et moyenne puissances.

Commande en MLI (Modulation de Largeur d’Impulsion) :

Cette commande consiste à adopter une fréquence de commutation (fm) suffisamment élevée par rapport à la fréquence maximum du signal de sortie souhaité (xréf), et de reproduire la valeur moyenne de ce signal à chaque période de commutation en jouant sur la durée d’application des tensions positives et négatives
par rapport au point milieu du bus continu (VkN’).
La méthode classique pour déterminer les instants de commutation des interrupteurs (et donc d’application de tensions positives ou négatives) est la MLI intersective.
Elle se base sur la comparaison d’une onde de modulation (Xm), qui est en général un signal triangulaire de fréquence élevée (Fm) chargée d’imposer les périodes de modulation, avec une onde de référence (Xréf), qui représente la tension de sortie souhaitée (qui peut être sinusoïdale ou non en fonction de l’application). Le signal de commutation (Xcom) est déterminé à partir de l’intersection de ces deux signaux (voir figure II-7). Dans le cas de l’onduleur triphasé on aura 3 signaux de référence (un pour chaque bras de l’onduleur) [16].

MLI vectorielle :

En se basant sur la théorie des phaseurs et à partir des tensions de phase, on peut calculer le phaseur de tension qui représente la tension de sortie souhaitée. Si le phaseur souhaité correspond à un système équilibré de tensions sinusoïdales, il tournera à vitesse constante et avec une amplitude également constante. Très souvent dans les Compensateurs, la tension à injecter peut contenir des harmoniques et des séquences inverse ou homopolaire ; dans ce cas, ni l’amplitude ni la vitesse du phaseur ne seront constantes.
Du fait de la nature discrète des onduleurs de tension, on ne peut pas reconstruire instantanément le phaseur de tension souhaité, mais indirectement, en le remplaçant à chaque période de modulation par un phaseur équivalent. Ce phaseur équivalent est construit à partir des 8 phaseurs spatiaux disponibles dans un onduleur.

Système de stockage d’énergie

Le stockage de l’énergie du côté continu se fait souvent par un système de stockage capacitif représenté par un condensateur Cdc qui joue le rôle d’une source de tension continue Vdc, comme le montre la Fig. III.2. Le choix des paramètres du système de stockage (Vdc et Cdc) se répercute sur la dynamique et sur la qualité de compensation du filtre actif parallèle. En effet, une tension Vdc élevée améliore la dynamique du filtre actif. De plus, les ondulations de la tension continue Vdc, causées par les courants engendrés par le filtre actif et limitées par le choix de Cdc, peuvent dégrader la qualité de compensation du filtre actif parallèle. Ces fluctuations sont d’autant plus importantes que l’amplitude du courant du filtre est grande et que sa fréquence est faible. Pour cette raison, nous pouvons estimer que seuls les premiers harmoniques sont pris en compte dans le choix des paramètres du système de stockage. Pour démontrer ceci, deux méthodes peuvent être utilisées :

◘ La première méthode se base sur le calcul de l’énergie fournie par le filtre actif pendant une demi-période de la pulsation de puissance liée aux deux premiers harmoniques (5 et 7 pour un pont redresseur de Graetz) En choisissant un taux d’ondulation acceptable (ε), généralement de l’ordre de 5% de Vdc, nous pouvons calculer la capacité Cdc à partir de la relation suivante : c=vsI 2+ I 2− 2 II7cos(5α − 7α ) 575(III.1)

Avec Vs la tension simple du réseau, Ih le courant harmonique du rang h et α l’angle d’allumage des thyristors du pont Graetz. Puisque l’augmentation de la valeur de la tension continue améliore la commandabilité du filtre actif (Cf. Tab. III.1 et Fig. III.3) et sachant que le choix de cette tension se répercute en grande partie sur le choix des interrupteurs, la tension continue Vdc doit être choisie comme la plus grande tension respectant les contraintes des interrupteurs.

Etude de la partie contrôle-commande

Introduction à la stratégie de commande

La stratégie de commande se base sur la détection des courants perturbateurs dans le domaine temporel. Trois possibilités d’identification des courants perturbateurs ont déjà été proposées
◙ Identification à partir de la détection du courant de la charge polluante, ◙ Identification à partir de la détection du courant de la source, ◙ Identification à partir de la détection de la tension de la source.
La première méthode est la plus appropriée au filtre actif parallèle installé par le consommateur pour compenser les courants perturbateurs causés par ses charges polluantes. C’est pourquoi cette méthode de détection sera employée dans ce travail.

La méthode d’identification des courants perturbés

Généralités sur les méthodes d’identification

Les différentes méthodes d’identification de courant perturbateur peuvent être regroupées en deux familles d’approche.
La première utilise la transformée de Fourier rapide dans le domaine fréquentiel, pour extraire les harmoniques du courant. Cette méthode est bien adaptée aux charges où le contenu harmonique varie lentement. Elle donne aussi l’avantage de sélectionner les harmoniques individuellement. Il est à noter que cette méthode nécessite une grande puissance de calcul afin de réaliser, en temps réel, toutes les transformations nécessaires Pour extraire les harmoniques [4, 26,27]
La deuxième famille est basée sur le calcul des puissances instantanées dans le domaine temporel. Certaines de ces méthodes se basent sur le calcul des puissances harmoniques de la charge non linéaire D’autres peuvent être utilisées pour compenser à la fois les courants harmoniques et la puissance réactive, en se basant sur la soustraction de la partie fondamentale active du courant total.
Récemment, des nouvelles méthodes d’identification ont été présentées pour donner le choix de compenser un, plusieurs ou voire même tous les types de courants perturbateurs. En effet, en se basant sur la régulation de la tension continue et sur celles du réseau électrique aux points de raccordement, nous pouvons compenser à la fois tous les courants perturbateurs, tout en offrant la possibilité de réguler la tension de la charge.
Cette méthode, qui ne peut être implantée que numériquement, ne garantit pas une compensation parfaite de la puissance réactive de même que la régulation de tension n’assure pas toujours une bonne qualité à la tension de la charge.
Enfin, la méthode d’identification la plus utilisée est celle appelée méthode des puissances réelles et imaginaires instantanées. Cette méthode offre l’avantage de choisir la perturbation à compenser avec précision, rapidité et facilité d’implantation. Pour toutes ces raisons nous avons retenu cette méthode d’identification pour le reste de notre étude.
En effet, afin de pouvoir compenser les courants harmoniques, les courants déséquilibrés et la puissance réactive conjointement ou individuellement, cette méthode nous a semblé la mieux appropriée. [4, 17, 26,27]

Principe du fonctionnement de la méthode des puissances instantanées

Généralités sur les puissances instantanées

En présence des harmoniques, la puissance apparente est composée de trois parties : active (P), réactive (Q) et déformante (D) comme le montre la relation (III.4) S = (P2 + Q2 + D2 ) (III.4).

La commande de l’onduleur

Le but de la commande de l’onduleur est de permettre la meilleure reproduction des courants perturbés de référence, à travers les ordres de commande appliqués aux drivers Interrupteurs de puissance. Les deux principales familles de commande des convertisseurs statiques sont [21,22] :
□ la commande par hystérésis,
□ la commande par modulation de largeur d’impulsion (MLI).

Commande par hystérésis

La commande par hystérésis, appelée aussi commande en tout ou rien, est une commande non linéaire qui utilise l’erreur existant entre le courant de référence et le courant produit par l’onduleur L’erreur est comparée à un gabarit appelé bande d’hystérésis. Dès que l’erreur atteinte la bande inférieure ou supérieure, un ordre de commande est envoyé de manière à rester à l’intérieur de la bande. La simplicité de la mise en œuvre, comme le montre la Fig. III.7, est le principal atout de cette technique. En revanche, les commutations évoluant librement à l’intérieur de bande d’hystérésis, on ne peut maîtriser correctement le spectre haute fréquence dû aux fréquences de commutations.
Afin de résoudre ce problème de la maîtrise des fréquences de commutation et de sa répercussion sur les interrupteurs, une autre stratégie de commande peut être proposée à savoir la commande par hystérésis modulée. Mais dans cette stratégie de commande, il est difficile de définir la largeur de la bande de l’hystérésis. De plus, le fonctionnement avec une fréquence de commutation quasi fixe nous empêche de conserver l’avantage d’une rapidité illimitée obtenue par la commande par hystérésis[4,21].

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Table des matières

Introduction générale
CHAPITRE I : perturbation des réseaux électrique et principes de compensation actifs.
I.1.Introduction
I.2 .Les perturbations électriques
I.2.1 Fluctuation de tension
I.2.2. Creux et coupures de tension
I.2.2. Creux et coupures de tension
I.2.3. Déséquilibre de tension
I.2.4. Variation de fréquence
I.2.5. Surtensions
I.2.6. Consommation de la puissance réactive
I.2.7. Harmonique
I.3. Caractérisation des perturbations harmoniques
I.3.1. le facteur de puissance
I.3.2. Taux de distorsion harmonique
I.4. Réglementation
I.5.Solutions aux problèmes engendrés par les perturbations
I.5.1. solutions traditionnelles
I.5.1-1 Réduction de la pollution harmonique
I. 5.1-1-1 Agir sur la structure de l’installation
I. 5.1.1.2 Transformateur à couplage spécial
I. 5.1.1.3 Filtrage passif
I.5.1.1.3.a Filtre passif amorti
I. 5.1.1.3.b Filtre passif résonnant
I .5.1-2 Compensation de l’énergie réactive
I.5.2. solutions modernes
I.5.2.1 Redresseur à MLI
I.5.2.2 filtre actif
I.5.2.2-a. Le filtre actif parallèle
I.5.2.2-b. le filtre actif série
I.5.2.2-c. La combinaison parallèle-série actifs
I.5.3 Comparatif et choix du FAP
I.6.Conclusion
CHAPITRE II : modulation et commande de l’onduleur de tension
II.1.Introduction
II .2. Configurations de l’onduleur de tension
II.3.Modélisation de l’onduleur de tension
II.4. commande d’un onduleur triphasé
II.4.1 Commande à la fréquence des grandeurs de sortie (pleine onde)
II.4.2 Commande à des fréquences supérieures
II.4.2.1 Commande en MLI (Modulation de Largeur d’Impulsion)
II.4.2.2 MLI vectorielle
II.5.Exemple de simulation d’un onduleur de tension avec neutre raccordé
II.6. Conclusion
CHAPITRE III : Filtre actif parallèle, stratégie de commande, régulation et dimensionnement
III.1. Introduction
III.2. structure générale du filtre actif parallèle
III.2.1 Topologie générale
III.2.2 Etude de la partie puissance
III.2.2.1 Onduleur de tension
III.2.2.1.1 Structure générale
III.2.2.1.2 Tension fournie par l’onduleur
III.2.2.1.3 Représentation vectorielle
III.2.2.2 Système de stockage d’énergie
III.2.2.3 Filtre de sortie
III.2.3 Etude de la partie contrôle-commande
III.2.3.1 Introduction à la stratégie de commande
III.2.3.2 La méthode d’identification des courants perturbés
III.2.3.2.1 Généralités sur les méthodes d’identification
III.2.3.2.2 Principe du fonctionnement de la méthode des puissances instantanées
III.3.3.2.2.1 Généralités sur les puissances instantanées
III.2.3.2.2.2 Séparation des puissances perturbatrices
III.2.3.2.2.3 Calcul des courants perturbateurs
III.2.3.2.2.4 Algorithme d’identification
III.2.3.4 Régulation de la tension continue
III.2.3.5 La commande de l’onduleur
III.2.3.5.1 Commande par hystérésis
III.2.3.5.2 Commande par modulation de largeur d’impulsion
III.2.3.6 La Régulation du courant du filtre actif parallèle
III.3. Conclusion
CHAPITRE IV : Etude de la puissance apparente du filtre actif et simulation
IV.1. Introduction
IV.2. étude de la puissance apparente
IV.2.1.Compensation des courants harmoniques
IV.2.2. Compensation des courants harmoniques et de puissance réactive en même temps
IV.3. séparation des puissances perturbatrices
IV.4.Simulation par matlab
IV.4.1 : Modèle de la source (réseau)
IV.4.2 : Modèle de la charge polluante
IV.4.3 : une résistance et inductance (Rc – Lc)
IV.4.4 : Modèle du filtre actif parallèle
IV.4.5 : Résultat de simulation et analyse
IV.4.5.1 compensation des courants harmoniques
IV.4.5.1.1 filtre passe haut
IV.4.5.1.2 filtre passe bas
IV.4.5.2 compensation des courants harmoniques et la puissance réactive en même temps
IV.5.2.1 filtre passe haut
IV.5.2.2 filtre passe bas
IV.5.3. Analyse des résultas
IV.6.Conclusion.
Conclusion générale
Référence bibliographique