Soutenance mémoire
Topologie de conversion CA-CC avec isolation galvanique
CONVERTISSEUR CC-CC ISOLÉ : ÉTUDE ET CONCEPTION
Dans le chapitre précédent, la modélisation et le contrôle du convertisseur a été traité dans son ensemble. Nous allons à présent faire la conception matérielle du convertisseur assurant l’isolation galvanique haute fréquence. La topologie DAB possède de nombreux degrés de liberté quant à la sélection des éléments de transfert d’énergie, de filtrage et de commutation.
Sa capacité d’élever ou d’abaisser la tension de sortie est, en partie, responsable de cette flexibilité de conception. À partir des spécifications générales du convertisseur, nous couvrons la sélection des composantes des interrupteurs de deux ponts, avec le calcul des pertes par commutation et des pertes par conduction. La construction du transformateur et de l’inductance est détaillée, appuyée par les équations de conception. De plus, une explication justifiant l’utilisation de deux transformateurs plutôt que d’un seul est fournie. L’étude des mécanismes de commutation douce est présentée, avec les équations de calcul des pertes et leurs limites. Cela nous permet d’optimiser la conception du convertisseur en fonction des relations entre les condensateurs de résonnance en parallèle avec les interrupteurs, la valeur de l’inductance, le courant efficace du transformateur et le courant minimum pour fermer à zéro tension les interrupteurs de l’onduleur sur toute la plage de variation de la puissance. À partir du calcul des pertes dans les interrupteurs, le radiateur est sélectionné. Finalement, à la fin du chapitre, nous présentons les résultats de simulation et les résultats d’une validation par expérimentation.
Le DAB doit pouvoir transiger 5kW à l’étage interface CC de 100V, tant en transférant l’énergie du primaire vers le secondaire que du secondaire vers le primaire. Les paramètres de conception de départ du convertisseur sont énumérés au Tableau 3.1.
Le rapport des tensions mdu transformateur est donc de quatre :
tension du bus est de 100V, les MOSFET sont un choix intéressant en vertu de leur commutation très rapide. Dans cette plage de tension, ce type d’interrupteur présente une faible résistance à l’état passant tout en étant très abordable. Pour diminuer davantage les pertes par conduction, la mise en parallèle est tout indiquée grâce à leur coefficient de température positif. Au primaire, la tension du bus est de 400V. Bien que des interrupteurs de type MOSFET soient disponibles à ces tensions, ils deviennent très rapidement onéreux. Les nouvelles générations d’IGBT présentent quant à elles des caractéristiques de commutation intéressantes tout en ayant une faible tension à l’état passant.
Optimisation de la conception de l’étage de puissance
Pertes à l’ouverture des interrupteurs
Afin de diminuer les pertes par commutation à l’ouverture des interrupteurs, nous plaçons un condensateur en parallèle avec ce dernier. Cette technique, décrite par McMurray (1980), permet de compléter la coupure du courant dans l’interrupteur, sans avoir la totalité de la tension du bus apparaissant très rapidement aux bornes de ce dernier. Lorsque commandé à l’ouverture, le courant circulant dans l’interrupteur est alors dévié vers le condensateur placé en parallèle. La tension du condensateur ne pouvant augmenter instantanément, l’interrupteur commute partiellement à zéro tension. La Figure 3.2 montre les formes d’ondes idéales des courants et tensions du condensateur et de l’interrupteur commandé à l’ouverture.
Le temps d’ouverture (toff) de l’interrupteur est une de ses caractéristiques intrinsèques. Cette information est fournie par le manufacturier. À partir de ce temps de fermeture du courant à l’état passant, on peut calculer la pente du courant di/dt, responsable du déroulement de la procédure de commutation à l’ouverture. Les pertes associées sont obtenues en intégrant le courant et la tension de l’interrupteur sur l’intervalle de commutation. Premièrement, nous trouvons l’expression de la tension du condensateur sur l’intervalle de commutation. L’équation (3.4) vérifie que les pertes de commutation seront plus faibles si un condensateur plus gros et un interrupteur plus rapide sont utilisés, tel que le dicte notre intuition. Le pire cas est à pleine charge, lorsque le courant crête de l’inductance est au maximum. La puissance moyenne associée à cette énergie est obtenue en multipliant par la fréquence de commutation.
Mécanisme de commutation à la fermeture, pont en avance de phase
Le pont en avance de phase possède la capacité de commuter à zéro tension à la fermeture, zero voltage switching (ZVS). L’état du système précédant cette commutation correspond à la Figure 3.3. Les condensateurs C1 et C4 n’ont aucune tension à leurs bornes et, faisant abstraction du courant de l’inductance (le considérant nul), l’état des tensions aux bornes des quatre condensateurs de résonnance, lors du temps mort, est à l’équilibre. La tension du secondaire, ramenée au primaire, est de même polarité que la source du primaire. L’application de la loi de Kirchhoff (équation (3.5)) sur la maille formé des deux sources de tensions, des condensateurs C1 et C4 et de l’inductance montre qu’il n’y a pas de différence de potentiel aux bornes de l’inductance (équation (3.6)). Le système fonctionne à rapport de conversion d unitaire et VBUS égale m VO ⋅ Il est donc impossible d’opérer une transition à résonnance si un courant minimum n’est pas préalablement présent dans l’inductance.
|
Table des matières
INTRODUCTION
CHAPITRE 1 REVUE DE LA LITTÉRATURE
1.1 Double pont actif
1.1.1 Historique de la topologie (1988 à 2001)
1.1.2 Étude des méthodes de commande actuelles (2005-2009)
1.2 Topologie de conversion CC-CC
1.2.1 Convertisseur à résonnance série
1.2.2 Convertisseur élévateur alimenté en courant
1.2.3 Convertisseur demi-pont à entrée sur point milieu
1.3 Topologie de conversion CA-CC avec isolation galvanique
1.3.1 Convertisseur hybride à pont complet
1.3.2 Convertisseur redresseur actif et DAB demi-pont à lien CC partagé
1.4 Sélection de topologie
1.5 Conclusion
CHAPITRE 2 COMMANDE ET MODÉLISATION
2.1 Spécifications de l’unité
2.2 Analyse de stabilité de Krishnamurthy
2.2.1 Méthode de commande directe
2.2.2 Méthode de commande indirecte
2.3 Commande numérique implantée
2.3.1 Contrôle du redresseur actif
2.3.2 Contrôle du double pont actif
2.3.2.1 Introduction d’un angle alpha
2.4 Modélisation du système
2.4.1 Système d’équations
2.4.2 Modèles moyens
2.4.2.1 Modèle moyen du DAB
2.4.2.2 Modèle moyen du redresseur actif
2.4.2.3 Résumé des modèles moyens
2.4.3 Régime statique
2.4.4 Linéarisation
2.4.5 Conception des régulateur
2.4.5.1 Contrôleur de courant iL1
2.4.5.2 Contrôleur de tension v2
2.4.5.3 Contrôleur de tension v1
2.5 Conclusion
CHAPITRE 3 CONVERTISSEUR CC-CC ISOLÉ : ÉTUDE ET CONCEPTION
3.1 Optimisation de la conception de l’étage de puissance
3.1.1 Pertes à l’ouverture des interrupteurs
3.1.2 Mécanisme de commutation à la fermeture, pont en avance de phase
3.1.3 Mécanisme de commutation à la fermeture, pont en retard de phase
3.1.4 Optimisation de la valeur de l’inductance
3.2 Calcul de l’élévation de température
3.2.1 Primaire du DAB
3.2.2 Secondaire du DAB
3.3 Dimensionnement du condensateur de filtrage de sortie
3.4 Conception du transformateur
3.5 Conception de l’inductance
3.6 Simulation
3.7 Expérimentation
3.8 Conclusion
CHAPITRE 4 REDRESSEUR ACTIF : ÉTUDE ET CONCEPTION
4.1 Conception
4.1.1 Dimensionnement de l’inductance
4.1.2 Dimensionnement du condensateur de sortie
4.1.3 Dimensionnement du pont d’interrupteur
4.2 Calcul de l’élévation de température
4.3 Conception de l’inductance
4.4 Simulation
4.5 Expérimentation
4.6 Conclusion
CHAPITRE 5 SYSTÈME COMPLET : SIMULATION ET EXPÉRIMENTATION
5.1 Simulation
5.2 Expérimentation
5.3 Conclusion
ANNEXE I DÉVELOPPEMENT MATHÉMATIQUE
LISTE DE RÉFÉRENCES BIBLIOGRAPHIQUES
Télécharger le rapport complet
