REPUBLIQUE ALGERIENNE DEMOCRATIQUE ET POPULAIRE MINISTRE DE L’ENSEIGNEMENT SUPERIEUR ET DE LA RECHERCHE SCIENTIFIQUE UNIVERSITE MOHAMED BOUDIAF DE M’SILA FACULTE DES SCIENCES ET SCIENCES DE L’INGENIEUR DEPARTEMENT D'ELECTROTECHNIQUE MEMOIRE DE FIN D'ETUDES EN VUE DE L'OBTENTION DU DIPLOME D'INGENIEUR D'ETAT EN GENIE ELECTROTECHNIQUE OPTION : ELECTROMECANIQUE THEME ETUDE ET SIMULATION D'UN FILTRE ACTIF PARALLELE EN UTILISANT UN ONDULEUR A TROIS NIVEAUX A STRUCTURE NPC POUR LA COMPENSATION DES COURANTS HARMONIQUES Proposé et dirigé par : Présenté par : -Mr. BEDBOUDI Mohamed - BADACHE Zohir - SACI Abdeslam Année Universitaire : 2005 / 2006 MEMOIRE DE FIN D'ETUDES EN VUE DE L'OBTENTION DU DIPLOME D'INGENIEUR D'ETAT EN GENIE ELECTROTECHNIQUE OPTION : ELECTROMECANIQUE Proposé et dirigé par : Mr. BEDBOUDI Mohamed Présenté par : BADACHE Zohir SACI Abdeslam Thème : Résumé: Ce mémoire présente un dispositif de filtrage actif parallèle basé sur un onduleur autonome à trois niveaux à structure NPC commandé par la stratégie Hystérésis en courant et par MLI, un schéma synoptique des deux méthodes est présenté ainsi qu’un asservissement des deux méthodes étudiées pour montrer les performances de chaque commande. Les résultats de simulation de la cascade source- redrésseur-filtre actif parallèle sont présentés pour montrer les performances de ce filtre. Mots clés :  Filtre actif.  Onduleur multiniveaux.  Charge polluante  Commande à hystérésis.  Commande à MLI ETUDE ET SIMULATION D'UN FILTRE ACTIF PARALLELE EN UTILISANT UN ONDULEUR A TROIS NIVEAUX A STRUCTURE NPC POUR LA COMPENSATION DES COURANTS HARMONIQUES Avant tout, nous remercions le bon dieu tout puissant qui nous donne de la foi, du courage et de patience afin d'accomplir ce modeste travail Nous tenons à remercier notre promoteur Mr.Bedboudi Mohamed d’avoir accepter de nous encadrer et pour les efforts qu’il est déployé, pour nous aider, conseiller, encourager et corriger avec une grande gentillesse durant toute cette période. Nous remercions tous les membres du jury qui ont accepté de juger notre travail etpour l’intérêt qu’ils ont porté à ce dernier. Nous remercions tous les enseignants qui ont contribué à notre formation sans exception. Et enfin nous remercions l’ensemble des collègues de notre promotion, qui nous ont aidé à réaliser ce modeste travail. Zohir, Abdeslam SOMMAIRE INTRODUCTION GENERALE………………………………………………... 1 CHAPITRE I DEFINITION DE LA PERTEURBATION ET PRINCIPES DE COMPENSATION Introduction………………………………………………………………………... 3 I.1. Définition de la perturbation……………………………………………....... 3 I.1.1. Perturbation harmonique ………………………………………………. 3 I.1.2. Représentation spectrale ……………………………………………….. 4 I.1.3. Effets des harmoniques ………………………………………………… 5 I.1.4. Source des harmoniques ………………………………………………... 7 I.2. Influence des harmoniques sur le réseau………………………………....... 7 I.2.1. Déformation de la tension du réseau …………………………………… 7 I.2.2. Influence des harmoniques sur le facteur de puissance ………………… 9 I.3. Solutions traditionnelles de réduction des perturbations ………………….. 10 I.3.1. Surdimensionnement des installations électriques …………………....... 10 I.3.2. Augmentation de la puissance de court-circuit ………………………..... 10 I.3.3. Pont dodécaphasé ……………………………………………………….. 11 I.3.4. filtrage passif …………………………………………………………… 12 I.3.4.1. Filtre résonant ………………………………………………………… 12 I.3.4.2. Filtre amorti …………………………………………………………... 13 I.3.4.3. Filtre passe haut ……………………………………………………… 14 I.4. Nouvelles solutions de réduction de perturbation ……………………....... 15 I.4.1. Les redresseurs à MLI ……………………………………………..…… 15 I.4.1.1. Redresseur tension ..………………………………………………...… 16 I.4.1.2. Redresseur courant………………………………………………….... 16 I.4.2. Filtres actifs …………………………………………………………..… 17 I.4.2.1. Le filtre actif parallèle ……………………………………………...… 17 I.4.2.2. Le filtre actif série ……………………………………………………. 18 I.4.3. La combinaison parallèle -série actifs…………………………………... 20 I.4.4. Les filtres hybrides (mixte actif _ passif)…….……………………….... 20 Conclusion…………………………………………………………………………. 21 CHAPITRE II PRINCIPE DU FILTRAGE ACTIF PARALLELE ET IDENTIFICATION DES COURANTS HARMONIQUES Introduction………………………………………………………………………... 23 II.1. Principe du filtrage actif parallèle ………………………………………..… 23 II.2 Modélisation de la tension du réseau ……………………….…………… 24 II.3. Modélisation du redresseur hexaphasé ……………………………….…. 25 II.3.1. Structure ………………………………………………………………... 25 II.3.2. Etude de la tension de charge…………………………………………... 26 II.3.3. Etude des courants……………………………………………………... 29 II.3.4. Résultas de la simulation………………………………………………. 32 II.4. Identification des courants harmoniques de référence ……………...…… 34 II.4.1. Stratégie de l’identification ………………………………………...….. 34 II.4.2. Généralités sur les puissances instantanées ……………………..…….. 34 II.4.3. Séparation des puissances perturbatrices …………………………...…. 36 II.4.4. Calcul des courants perturbateurs………………………………………. 36 II.4.5. Résultas de la simulationde l’identification …………………………... 38 Conclusion………………………………………………………………................ 41 CHAPITRE III MODEISATION ET STRATEGIES DE COMMANDE DE L’ONDULEUR NPC A TROIS NIVEAUX Introduction………………………………………………………………………... 42 IV.1. Modélisation d’un l'onduleur NPC à trois niveaux………………….......... 43 III.1.1. Structure de l’onduleur NPC à trois niveaux……………………………. 43 III.1.2. Modélisation du fonctionnement d’un bras d’onduleur NPC à trois niveaux………………………………………………………………………… 43 III.1.3. Les différentes configurations d’un bras d’onduleur à trois niveaux …... 44 III.1.4. Hypothèse …………………………………………………………….... 47 III.1.5. Commande complémentaire ………………………………………......... 47 III.1.6. Fonction de connexion ………………………………………………… 47 III.1.7. Modélisation aux valeurs instantanées…………………………………. 47 III.2. Stratégies de commande de l’onduleur triphasé à trois niveaux …...……. 49 III.2.1. Commande à hystérésis ……………………………………………....... 50 III.2.2. Commande triangulo-sinusoidale à échantillonnage naturel avec une seule porteuse………………………………………………………………….. 51 III.2.3. commande triangulo-sinusoidale à échantillonnage naturel à deux porteuses……………………………………………………………………... 53 Conclusion…………………………………………………………………………. 55 CHAPITRE IV APPLICATION DE LONDULEUR A TROIS NIVEUX POUR LA COMPENSATION DES COURANTS HARMONIQUES Introduction………………………………………………………………………... 56 IV.1. Schéma global de l’association réseau-charge-onduleur avant et après compensation………………………………………………………………….. 56 IV.2. Résultas de la simulation ……………………….………………………... 57 IV.2.1. Stratégie de commande à hystérésis……………………………………. 57 IV.2.2. Résultas de la simulation pour la commande à MLI…………………… 63 IV.2.2.1. Commande à MLI avec une seule porteuse…………………………... 64 IV.2.2.2. Commande à MLI avec deux porteuses……………………………… 70 IV.3. Résultas de simulation pour une variation de la charge………………….. 76 Conclusion…………………………………………………………………………. 82 CONCLUSION GENERALE…………………………………………………... 83 ANNEXE Annexe III : Paramètres utilisés. Annexe III : Le choix de la commande complémentaire. BIBLIOGRAPHIE TABLE DES NOTATIONS ET SYMBOLES ChapitreI h Rang d'harmonique. Ih (A) Courant harmonique de rang h. Zcc1 L’impédance de court circuit pour le fondamental. Zcch L’impédance de court circuit pour l’harmonique de rang h. THD Taux distorsion harmonique. S (VA) Puissance apparente. P (Watt) Puissance active. Q (VAR) Puissance réactive. D Puissance déformante. F.P Facteur de puissance. THDV Taux distorsion harmonique tension. f(Hz) La fréquence T(s) La période ChapitreII Is1, s2, s3 (A) Courants fournis par le réseau. V 1, 2, 3 (V) Les tensions de source alternative. PD3 Parallèle double trois.  (rad) Déphasage entre le courant et la tension. Uch (V) Tension de charge. PD Parallèle double. chU (V) La valeur moyenne de la tension de charge. Rcc (Ohm) Résistance de court circuit (du réseau). Lcc (henry) Inductance de court circuit. )/( srad pulsation électrique. Vm (V) Valeur maximale de la tension. Vs1, S2, S3 (V) Les tensions de phase. q Nombre de phase. Is1eff, s2eff, s3eff (A) Valeurs efficaces du courant. Is1f eff s2f eff, s3f eff (A) Valeurs efficaces du courant fondamental. Ih1eff (A) Valeurs efficaces du courant harmonique. If (A) Amplitude du courant fondamental. Ich (A) Courant de charge. Rch (Ohm) Résistance de charge. Lch (henry) Inductance de charge. V0, α, β(V) Tensions dans le système de Park. I0, α, β(A) Courants dans le système de Park. p (t) La puissance réelle instantanée. q (t) La puissance imaginaire instantanée. I1har, 2har ,3har (A) Courants harmoniques. Chapitre III MLI Modulation de Largeur d'Impulsion. NPC Neutral Point Clamping )(VcU Source de tension continue de l'onduleur. )(VABCMV Tension de demi-bras A, B ou C )(VABCV Tension de sortie de l'onduleur A, B ou C. I1har, 2har, 3har (A) Courant de référence 1, 2 et 3 (harmonique). )(VpV Porteuse triangulaire. )(VpmV Amplitude de la porteuse triangulaire. )(Hzpf Fréquence de la porteuse triangulaire. m Indice de modulation. r Taux de modulation. Rf (ohm) Résistance de sortie du filtre. Lf (henry) Inductance de sortie du filtre. THDI Taux distorsion harmonique courant. Chapitre IV ∆h(A) La bande d'hystérésis. Ihar (A) Le courant de référence. If (A) Le courant injecté. fp (Hz) La fréquence de la porteuse. Introduction générale Electromécanique, M’sila 2006 Page 1 Introduction générale : Aujourd'hui, la situation au niveau des réseaux d'énergie électrique est devenue très préoccupante, la qualité du courant dans les installations électriques se dégrade incontestablement. Elle devient donc une préoccupation importante pour les distributeurs de cette énergie et pour leurs clients, ils adoptent donc, les uns comme les autres, les limites proposées par la normalisation. Cette dégradation découle directement de la prolifération des charges qui consomment un courant non sinusoïdal, appelées «charges non linéaires ». Ce type de charge est utilisé pour assurer la conversion, la variation et la régulation du courant électrique dans les installations commerciales, industrielles et résidentielles. Parmi les solutions adoptées, on trouve l’utilisation des filtres passifs, cependant l’efficacité de ces derniers se limite à la connaissance préalable de la charge polluante imposant la distorsion du courant. Mais aujourd'hui, les récents progrès en matière de technologie de l'électronique de puissance apportent une capacité sans précédent de compensation et de correction de la distorsion harmonique générée par les charges non linéaires en utilisant un compensateur actif parallèle, permettant de dépolluer les réseaux électriques. Le principe de compensation est basé sur l’injectionen permanence, au point de connexion (filtre actif parallèle - réseau), des courants qui correspondent à tout moment aux composantes harmoniques des courants absorbés par la charge. De cette manière, le courant fourni par la source d'énergie reste sinusoïdal. Ce dispositif facile à mettre en œuvre, et peut être installé en n'importe quel point d'un réseau notamment de basse tension, pour compenser la puissance absorbée par une ou plusieurs charges non linéaires, évitant ainsi la circulation des courants harmoniques dans tout le réseau. L’objectif de ce mémoire est de montrer l’efficacité du filtrage harmonique parallèle qui permet l'adaptation à la charge en temps réel aux harmoniques nécessaires, donnant une performance quasi constante et indépendante du taux de charge. Introduction générale Electromécanique, M’sila 2006 Page 2 Ainsi le perfectionnement qu’apporte l’utilisation des onduleurs à niveaux supérieurs par rapport à ceux de niveaux inférieurs, en ce qui concerne la sollicitation de l’organe de commande, et l’amélioration du courant du réseau. Ce mémoire comporte quatre chapitres : Dans le premier, on présentera des notions générales sur les harmoniques, leurs sources, leurs conséquences et les méthodes classiques et modernes pour les compenser. Le deuxième chapitre sera consacré au principe du filtrage actif parallèle ainsi, nous établisserons une méthode d’identification des courants harmoniques basée sur l’utilisation des puissances actives et réactives instantanées. Le troisième chapitre illustrera la modélisation de l’onduleur à trois niveaux, ainsi que son modèle de connaissances et celui de commande. Ensuite nous développerons les stratégies de commande, à savoir la commande à hystérésis et à MLI. Nous terminerons notre étude par une application qui montrera l’efficacité du filtre actif parallèle pour la compensation des courants harmoniques. Chapitre I Définition de la perturbation et principes de compensation Introduction : Depuis quelques années, les convertisseurs d’électronique de puissance sont massivement imposés dans le domaine des fortes puissances nécessitant une transformation de l’énergie électrique, ceci grâce à une fiabilité et à des performances accrues par rapport aux convertisseurs électromécanique [4]. Une des applications la plus ancienne, mais aussi la plus importante du domaine de l’électronique de puissance à l’heure actuelle, concerne la conversion d’énergie entre deux sources alternatives et une source continue. Les structures utilisées sont à diodes pour les plus simples ou à thyristors lorsqu’un réglage de la puissance transitant vers la charge est nécessaire quel que soient leurs types, ces convertisseurs se comportent comme des charge non linéaires vues du réseau alternatif. Ils absorbent sur ce dernier des courants non sinusoïdaux et consomment de la puissance réactive. L’accroissement du nombre de redresseurs installés et les charges déséquilibrées bronchées au réseau, contribue considérablement à la dégradation des réseaux de distribution d’énergie. Ces perturbations s’accompagnent d’un gêne pour les usagers, caractérisé par un dysfonctionnement des appareilles prévus pour fonctionner sur un réseau parfait. Après une étude de l’influence des charges non linéaires sur le réseau, nous présentons dans ce chapitre une étude des perturbations propres aux montages redresseurs classiques. Des solutions à ces problèmes sont présentées, parmi celles-ci les convertisseurs à commutation non commandée. Après une définition de la pollution harmonique et l’étude de son impacte sur le réseau, nous présenterons une étude des perturbations propres aux montages redresseurs. ses origines et ses effets. Nous terminerons par quelques notes sur les solutions utilisées pour réduire les perturbations. I.1. Définition de la perturbation : I.1.1. Perturbation harmonique : Les harmoniques sont des perturbations permanentes affectant la forme d’onde de la tension du réseau. Ces perturbations résultent de la superposition, sur l’onde fondamentale à 50Hz, d’ondes également sinusoïdales mais de fréquences multiples de celle de fondamental. Le domaine de fréquence que correspond à l’étude des harmoniques est généralement compris entre l’harmonique 2 et celui du rang 40 [1]. Electromécanique, M’sila 2006 Page 3 Chapitre I Définition de la perturbation et principes de compensation I.1.2. Représentation spectrale : Un signal déformé se compose généralement de plusieurs harmoniques. Les courbes de la figure (I.1) nous montrent la décomposition d'un signal périodique en série de Fourier. On représente souvent ce signal sous forme d’un spectre (fig. (.I.2)), c’est à dire à l’aide d’un schéma ou l’on porte en abscisse le rang et en ordonnée le module (en valeur efficace ou en pour cent) [7] . Signal périodique Fondamental Composante continue Harmonique de rang 5 Harmonique de rang 9 y t y t Fig. (I.1) Décomposition d’un signal périodique Electromécanique, M’sila 2006 Page 4 Chapitre I Définition de la perturbation et principes de compensation yn/y1 Fondamentale Harmoniques Fig. (I.2) Représentation spectrale d'un signal périodique I.1.3. Effets des harmoniques : Les tensions et les courants harmoniques ont des effets néfastes sur le fonctionnement, la rentabilité et la durée de vie de certains équipements électriques, qu’ont peut les définir en deux cotés : coté réseau et coté charge [5]. Parmi les effets instantanés sur le coté réseau on peut citer : Perturbation des systèmes électriques, des dispositifs de mesure et de protection. Perturbation des lignes téléphoniques proches des lignes de puissance, Le couplage électromagnétique entre les réseaux électriques et de télécommunication peut induire dans ces derniers des bruits importants. Dans le cas de résonance, une partie des réseaux de télécommunication peut être rendue inutilisable [2]. Résonance, Lorsque des batteries de capacité sont raccordées au réseau pour relever le facteur de puissance, les fréquences de résonance peuvent devenir assez faibles, et coïncider ainsi avec celles des harmoniques engendrés par les convertisseurs Rang 1 2 73 4 5 Electromécanique, M’sila 2006 Page 5 Chapitre I Définition de la perturbation et principes de compensation statiques. Dans ce cas, il y aura des phénomènes d’amplification d’harmoniques [3][2]. Vibration et bruits, en présence des harmoniques, la tension (ou de courant) peut changer plusieurs fois de signe dans une demi-période, par conséquent tout appareil dont le fonctionnement est basé sur le passage par zéro des grandeurs électriques (appareils utilisant la tension comme référence) peut être perturbé [5] [3]. Surcharge des conducteurs de neutre [5]. En ce qui concerne les effets à long terme : Echauffement qui réduit la durée de vie des matériels (condensateurs, transformateurs, machines tournantes…), Les pertes totales par effet joule sont la somme de celles du fondamental et des harmoniques : RIRI h h∑ ∞ = = 1 22 (I.1) Avec I le courant total, Ih le courant harmonique de rang h qui représente le fondamental pour h=1, et R la résistance traversée par le courant I [3]. Du coté charge l’effet harmonique se manifeste ainsi : Fatigue mécanique des matériaux dus aux vibrations pour les machines synchrones, les tensions et les courants harmoniques provoquent des pertes et des échauffements supplémentaires dus au flux de fuite, particulièrement dans les amortisseurs et pour le moteur à induction, ils réduisent le couple utile et empêchent le moteur d’atteindre sa vitesse maximale [5]. Electromécanique, M’sila 2006 Page 6 Chapitre I Définition de la perturbation et principes de compensation I.1.4. Source des harmoniques : La cause principale de l’existence des harmoniques de tension est l’injection des courants non sinusoïdaux par des charges dites non linéaires, ainsi les charges déséquilibrées branchées au réseau. Le tableau (I.1) montre quelques sources des harmoniques [1]. I.2. Influence des harmoniques sur le réseau : I.2.1. Déformation de la tension du réseau : Considérons une charge non linéaire connectée au réseau de distribution d’énergie et absorbant des courants non sinusoïdaux, on admet que la valeur moyenne du courant dans chaque phase et nulle. On peut mettre donc le courant dans une phase sous la forme d’un développement en série de fourrier [1]. On a : i(t)=I1 2 cos(ωt+φ1)+∑ ∞ =2h hI 2 cos(hωt+ φh) (I.2) Electromécanique, M’sila 2006 Page 7 Chapitre I Définition de la perturbation et principes de compensation Avec : I1 : la valeur efficace du fondamental du courant. Ih : la valeur efficace du courant harmonique de rang (h). φ1: déphasage du fondamental. φh : déphasage de l’harmonique de rang (h). Une phase du réseau et modélisée par une source de tension parfaite Vr1 de pulsation ω en série avec l’impédance de court-circuit Zcc, si l’on nomme Zcch l’impédance de court-circuit pour l’harmonique de rang (h), on en déduit à partir des figures (I.3) et (I.4) la tension V(t) aux bornes du réseau donnée par : V (t)=Vr1 2 cosωt+ 1ccZ I1 2 cos (ωt+ φ1+ φcc1) +∑ ∞ =2h cchZ Ih 2 cos (hωt+ φh+φcch) (I.3) Avec : Zcch= cchZ ejφcch I1 Zcc1 Ih Zcch V1 Vr1 Vh Fig. (I.3) Fig. (I.4) Schéma d’une phase Schéma d’une phase pour le fondamental pour chaque harmonique Les courants harmoniques ont pour effet de déformer la tension par l’intermédiaire de l’impédance de court-circuit du réseau. Si l’on désire réduire cette déformation, il faut diminuer l’impédance harmonique et le courant harmonique. Afin de caractériser la déformation d’une onde sinusoïdale, on introduit le taux de distorsion harmonique courant THDI [4]. On note : Electromécanique, M’sila 2006 Page 8 Chapitre I Définition de la perturbation et principes de compensation THDI= ∑ ∞ =2 2)( 1 h I Ih (I.4) I.2.2. Influence des harmoniques sur le facteur de puissance : Normalement, pour un signal sinusoïdal le facteur de puissance est donné par le rapport entre la puissance active (P) et la puissance apparente (S). Les générateurs, les transformateurs, les lignes de transport et les appareils de contrôle et de mesure sont dimensionnés pour la tension et le courant nominaux. Une faible valeur du facteur de puissance se traduit par une mauvaise utilisation de ces équipements. Dans le cas où il y a des harmoniques, on définit une puissance supplémentaire appelée la puissance déformante (D), donnée par la relation (I.5), apparaît comme le montre le diagramme de Fresnel de la Figure. (I.5) [3][4][1]. ∑ = = 50 2 2 13 h hIVD (I.5) Le facteur de puissance (F.P.) devient : γϕ cos.cos. 1222 = ++ = DQP PPF (I.6) p Fig. (I.5) Diagramme de Fresnel des puissances On voit bien que les harmoniques affectent aussi le facteur de puissance. On remarque qu’en régime sinusoïdal la puissance déformante est nulle et le facteur de puissance s’exprime tout simplement par : F.P =cosφ1 (I.7) Electromécanique, M’sila 2006 Page 9 Chapitre I Définition de la perturbation et principes de compensation Réglementation des perturbations : Les générateurs de courants harmoniques sont responsables de l’apparition d’harmonique de tension aux bornes de réseau. Ces harmoniques provoquent des pertes supplémentaires dans les lignes, les machines et les transformateurs de plus ils perturbent fortement l’appareillage électronique (problèmes de synchronisation) et créent principalement des interférences avec les équipements de télécommunication. Une onde de tension trop déformée entraîne un certain nombre d’inconvénients, en particulier pour les convertisseurs eux mêmes dont l’angle d’allumage serait alors décalé. Les distributeurs d’énergie fixent un taux admissible au point de raccordement de leurs réseaux. En particulier, en France, EDF impose les limites suivantes [1] : 1v v h ≤ 1% si h est impair (I.8) 1v v h ≤ 0.6% si h est pair (I.9) THD ≤ 1,6% (I.10) Au-delà de ces valeurs, il est nécessaire d’installer des dispositifs de filtrage ou dans la mesure du possible d'augmentera la puissance de court-circuit du réseau. En se qui concerne le facteur de puissance, EDF impose une valeur minimale de 0.928 (tgφ < 0,4), tout dépassement est facturé [1]. I.3. Solutions traditionnelles de réduction des perturbations : I.3.1. Surdimensionnement des installations électriques : Cette stratégie consiste à surdimensionner les équipements du réseau de telle sorte à supporter les surtensions produites par les harmoniques [1]. I.3.2. Augmentation de la puissance de court-circuit : L’impédance de court-circuit en un point du réseau est inversement proportionnel à la puissance de court-circuit disponible en ce point [4]. D’autre part l’impact des harmoniques sera d’autant plus réduit si la puissance de court-circuit est grande [1]. Electromécanique, M’sila 2006 Page 10 Chapitre I Définition de la perturbation et principes de compensation I.3.3. Pont dodécaphasé : Un convertisseur composé de (n) convertisseur triphasé élémentaire à indice de pulsation p', sera à indice de pulsation m tel que m = n. p′ , si les convertisseurs élémentaires sont alimentes par des tension dont les déphasages sont en progression arithmétique de pm ′ π2 . La figure (I.6) illustre un exemple pour p′ =6 (pont de graёtz) et n=2, soit un convertisseur à indice de pulsation égale à 12. Ce convertisseur appelé dodécaphsé, est le plus utilisé (cas des puissances importantes) dans la mesure où le déphasage de 6 π est facilement obtenu par un couplage étoile-triangle et étoile-étoile d’un transformateur à double enroulement au secondaire. Ainsi le courant résultant pris au réseau peut s’écrire [4]: ))(25cos( ))(23cos())(13cos())(11cos()(cos(34)( 1125 1 1123 1 1113 1 1111 1 11 αω αωαωαωαω π − +−−−+−−−= t ttttidti (I.11) La structure dodécaphasé présente des caractéristiques très intéressantes par rapport à celle hexaphasée. Cependant, le nombre de semi-conducteurs utilisés et le transformateur à deux enroulements au secondaire rendent cette solution onéreuse [4]. Electromécanique, M’sila 2006 Page 11 Chapitre I Définition de la perturbation et principes de compensation Cette solution provoque un encombrement lors de la commande ce qui limite son utilisation [5]. I.3.4. Filtrage passif : Il consiste à placer en parallèle sur le réseau un circuit résonant composé de condensateur et inductance accordé sur la fréquence que l’on veut éliminer [5]. Les Modèles des filtres passifs sont: I.3.4.1. Filtre résonant : Il est constitué par la mise en série d’une inductance, d’une résistance, et d’un condensateur la figure (I.7) montre clairement le montage de ce dernier ainsi que leurs impédances en fonction de la fréquence [6] Electromécanique, M’sila 2006 Page 12 Chapitre I Définition de la perturbation et principes de compensation R L C Charge polluant R L C Réseau Fig. (I.7) Filtre résonant R2 Bp R Z(ω) 1ω rω 2ω Fig. (I.8) Bande passante d'un filtre. ω Avec: rω = LC 1 : fréquence de résonance. Q= R L rω : facteur de qualité. Bp= Q rω : bande passante. Ce type de filtre est caractérisé par l’emplacement de trois filtres, deux pour les harmoniques d’ordre inférieurs et un filtre pour les harmoniques d’ordres supérieurs, c'est-à-dire pour un pont triphasé nous avons besoin d’un filtre passe bas pour le cinquième et l’autre pour le septième harmonique et d’un filtre passe haut pour tous les harmoniques au-delà de la 11ème [5]. I.3.4.2. Filtre amorti : La figure (I.9) montre le montage de ce type de filtre. En plus de difficulté de dimensionnement des filtres et à coût global donné, ce type n’est pas efficace que si le rang Electromécanique, M’sila 2006 Page 13 Chapitre I Définition de la perturbation et principes de compensation d’harmonique à éliminer est suffisamment élevé (à partir de h=13) Charge polluante Réseau R L C L R C Fig. (I.9) Filtre amorti En théorie cette solution est intéressante mais en pratique, on est confronté à différents inconvénients : A la fréquence de coupure du filtre, le module de l’impédance complexe est nul, les courants sont dérivés dans le filtre et ne créent pas de tension harmonique. L’impédance du filtre est en parallèle avec l’impédance du réseau. Si le réseau se modifie, parce que sa configuration change ou parce qu’ailleurs sur le réseau on rajoute d’autres filtres passifs, l’impédance résultante varie, le filtre précédent ne fonctionne plus, voir amplifier les harmoniques. Il faut modifié le filtre, ce genre de problème est de plus en plus fréquent en pratique. Ce type de filtrage possède un inconvénient majeur qui est le phénomène de résonance série et parallèle [5] I.3.4.3. Filtre passe haut : Le Filtre passe haut est moins sélectif et atténue les harmoniques inférieures ou voisins de sa fréquence de coupure. La figure (I.10) représente l’évolution de son impédance en fonction de la fréquence [1]. Electromécanique, M’sila 2006 Page 14 Chapitre I Définition de la perturbation et principes de compensation R L C Zf Zf(Ω) R f (Hz) Fig. (I.10) filtre passif passe haut Le filtre passe haut assure l’atténuation des harmoniques dans une plage plus large de fréquence que le filtre résonnant, mais contribue à améliorer sensiblement le temps de distorsion harmonique globale d’une installation polluée. Le filtre passe haut peut être associer à un filtre résonant dans certaines applications industrielles. Pour des installations utilisant le filtrage harmonique, on peut concevoir la mise en œuvre d’un filtre résonant pour les rangs 5 et 7, associe à un filtre passe haut accordé pour un harmonique de rang 13 par exemple [1]. Ces dispositifs sont utilisés pour empêcher les courants harmoniques de se propager dans les réseaux électriques. Ils peuvent aussi être utilisés pour compenser la puissance réactive. Malgré leur large utilisation dans l’industrie, ces dispositifs peuvent présenter plusieurs inconvénients [1] : manque de la souplesse à s’adapter aux variations du réseau et de la charge. équipements volumineux. problèmes de résonance avec l’impédance du réseau. I.4. Nouvelles solutions de réduction de perturbation : I.4.1. Les redresseurs à MLI : Ce sont des convertisseurs à modulation de largeurs d’impulsions, utilisant des composants à commutation forcée tels que les IGBT ou les thyristors GTO. L’emploi de cette Electromécanique, M’sila 2006 Page 15 Chapitre I Définition de la perturbation et principes de compensation technique permet non seulement une réduction de la perturbation harmonique en prélevant des courants d’allure sinusoïdale mais aussi un contrôle des puissances actives et réactives [4]. On distingue deux structures, la structure courant et la structure tension. Elles sont développées dans les paragraphes ci-après. I.4.1.1. Redresseur tension : Son schéma de principe est présenté sur la figure (I.11) [12]. Les composants de puissance disponibles (IGBT, GTO) étant unidirectionnels en courant, le courant Id le sera également. La réversibilité en puissance s’effectue par l’inversion de la tension redressée Ud. Le contrôle de la puissance réactive est obtenu par action sur la phase du courant réseau par rapport à la tension [4]. Id Réseau Ud R écepteur Fig. (I.11) Redresseur tension I.4.1.2. Redresseur courant: Elle est présentée sur la figure (I.12) [12]. La tension Ud étant unidirectionnelle, la réversibilité de la puissance active est assurée par le courant Id, qui est bidirectionnel. Le contrôle de la puissance réactive est réalisé par action indirecte sur la phase du fondamental de courant du réseau [4]. Electromécanique, M’sila 2006 Page 16 R écepteur Lr Vr1 Ud Fig. (I.12) Redresseur courant Chapitre I Définition de la perturbation et principes de compensation Les inductances Lr servent dans la figure (I.12) à découpler le convertisseur de réseau car les deux réseaux alternatifs et continus sont tous deux sources de tension [4]. I.4.2. Filtres actifs : Le rôle d’un filtre actif est de compenser en temps réel les perturbations présentes dans les réseaux électriques. Dans cette partie du chapitre, nous allons introduire les principales structures, proposées dans la littérature, à savoir les filtres actifs parallèle, série, combiné parallèle -série [2]. I.4.2.1. Le filtre actif parallèle : I.4.2.1.1. Principe de fonctionnement : Le filtre actif connecté en parallèle sur le réseau, comme le montre la Fig. (I.13), est le plus souvent commandé comme un générateur de courant. Il injecte dans le réseau des courants perturbateurs égaux à ceux absorbés par la charge polluante, mais en opposition de phase avec ceux-ci. Le courant côté réseau est alors sinusoïdal. Ainsi l’objectif du filtre actif parallèle consiste à empêcher les courants perturbateurs (harmoniques, réactifs et déséquilibrés), produits par des charges polluantes, de circuler à travers l’impédance du réseau, située en amont du point de connexion du filtre actif [2]. I.4.2.1.2. Mise en oeuvre : Les premiers principes de fonctionnement des filtres actifs parallèles ont été présentés dans la littérature dès le début des années 1970. En 1976, une première famille de filtre actif parallèle a été conçue à partir d’onduleurs à transistors de puissance commandés en MLI. Ces premiers dispositifs de puissance étaient alors proposés pour la seule compensation des courants harmoniques. Cependant, à cette époque, il était encore difficile de concevoir ce type de système pour des applications industrielles. En effet, dans ces années là, il était presque impossible de trouver, sur le marché, des interrupteurs de puissance capables de fonctionner aux fréquences de commutation et aux niveaux de puissance exigés par la réalité industrielle [2]. Electromécanique, M’sila 2006 Page 17 Chapitre I Définition de la perturbation et principes de compensation Source Redresseur à diode IAF Filtre actif parallèle Fig. (I.13) Schéma unifilaire d’un Filtre actif parallèle I.4.2.2. Le filtre actif série: I.4.2.2.1. Principe de fonctionnement: Le filtre actif série se comporte dans ce cas, comme le montre la Fig. (I.14), comme une source de tension qui s’oppose aux tensions perturbatrices (creux, déséquilibre, harmonique) venant de la source et également à celles provoquées par la circulation des courants perturbateurs à travers l’impédance du réseau. Ainsi la tension aux bornes de la charge à protéger est purement sinusoïdale [2]. VAF Redresseur à diode Filtre actif série Source Fig. (I.14) Filtre actif série Electromécanique, M’sila 2006 Page 18 Chapitre I Définition de la perturbation et principes de compensation I.4.2.2.2. Mise en œuvre : Le filtre actif Série est une solution adaptée à la compensation des tensions perturbatrices, harmoniques, déséquilibrées et des creux de tension. Ces perturbations trouvent généralement leurs origines dans le réseau lui-même mais peuvent parfois être provoquée par les charges elles-mêmes. En 1976, une famille de filtres actifs séries avec des onduleurs à transistors contrôlés en MLI a été présentée. Un compensateur statique pour le rééquilibrage de la tension du réseau électrique a été proposé en 1985. La génération, par l’onduleur à thyristors, des composantes non désirées, ayant une faible fréquence de commutation, a découragé l’avancement pratique de cette solution [2]. En 1990, un compensateur de tension à base d’onduleur de tension triphasé a été proposé pour compenser le déséquilibre de tension de réseau électrique. Depuis, beaucoup de travaux ont été consacrés à l’amélioration de la qualité de compensation du déséquilibre de la tension du réseau. D’autres recherches ont introduit le problème des creux de tension et la solution de compensation par le compensateur actif série [2]. Filtre actif parallèle Filtre actif série Configuratin des système Figure (I13) Figure (I.14) Circuit de puissance du Filtre actif Onduleur de tention à MLI avec boucle de courant Onduleur de tention à MLI sans boucle de courant Filtre actif fonctionnant comme Source de courant IAF Source de tension VAF Type de charge non linéaire Redresseur à diode ou à thyristor à charge indctive et cycloconvertisseur Redresseur à diode à charge capacitive au coté continu Fonction additionnelle Compensation de la puissance réactve Régulation de la tension alternative Tablau (I.2) Comparaison entre le filtre actif parallèle et le filtre actif série [5]. Electromécanique, M’sila 2006 Page 19 Chapitre I Définition de la perturbation et principes de compensation I.4.3. La combinaison parallèle -série actifs: La combinaison parallèle -série actif, aussi appelée Unfied Power Quality Conditioner (UPQC), résulte de l’association des deux filtres actifs parallèle et série, comme le montre la Fig. (I.15) Profitant des avantages des deux filtres actifs, l’UPQC assure un courant et une tension sinusoïdaux du réseau électrique à partir d’un courant et d’une tension perturbés de celui-ci [2]. Fig. (I.15) Combinaison parallèle -série actifs. I.4.4. Les filtres hybrides (mixte actif _ passif) : Le filtrage mixte ou hybride résulte de l’association d’un filtre passif et d’un filtre actif. L’intérêt des filtres mixtes est que le filtre passif prend en charge la compensation d’une grande partie des harmoniques ; le filtre actif maintient les performances de filtrage en fonction de l’évolution de la charge du réseau. Ainsi la puissance du convertisseur qui constitue le filtre actif est fortement diminuée grâce aux éléments passifs. Ces structures permettent donc d’optimiser le rapport performance / coût et d’avoir une meilleure tenue en tension. On a plusieurs structures de filtres hybrides par exemple : Le filtre actif série connecté en série avec des filtres passifs parallèles. Le filtre actif parallèle avec un filtre passif parallèle. Electromécanique, M’sila 2006 Page 20 Chapitre I Définition de la perturbation et principes de compensation Redresseur à diode Redresseur à diode Filtre actif parallèle Filtre combiné actif parallèle Fig. (I.16) Les filtres combinés Conclusion : Nous avons mis en évidence l’influence des harmoniques dans les réseaux de distribution d’énergie. Nous nous sommes intéressés aux convertisseurs statiques plus particulièrement, aux redresseurs, qui forment la base de nombreuses conversions. Ces derniers sont en partie à l’origine de la pollution harmonique et des détériorations du facteur de puissance des réseaux. Après avoir montrer les incidences que ces perturbations ont sur les réseaux de distribution, nous avons présenté les moyens actuels et à venir pour les réduire. Les solutions existantes, notamment les techniques de filtrage et compensation à base d’éléments passifs présentent nombreuses contraintes. Pour répondre au besoin d’apporter une solution plus performante et plus souple, de nouvelles structures ont été étudiées et dans certains cas réalisés, comme les compensateurs actifs utilisant des techniques de commande MLI et Hystérésis. et passif parallèle Filtre actif série Filtre passif parallèle Filtre combiné actif Série et passif parallèle Filtre passif parallèle Electromécanique, M’sila 2006 Page 21 Chapitre I Définition de la perturbation et principes de compensation Ces derniers qui seront étudiés dans la suite de ce mémoire, offrent de nombreuses perspectives sur le plan du contrôle harmonique. Electromécanique, M’sila 2006 Page 22 Chapitre II Principe du filtrage actif parallèle et identification des courants harmoniques Electromécanique, M'sila 2006 Page 23 Introduction : Les convertisseurs statiques introduisent des harmoniques et des perturbations dans les courants de ligne. Pour éviter la propagation de ces derniers, il convient de les capter le plus prés possible de leurs sources d’émission de façon à forcer le courant de ligne à suivre une référence du courant. Plusieurs techniques existent à l’heure actuelle pour combattre les effets des harmoniques. La plus utilisée consiste à installer des filtres qui atténuent les courants harmoniques avant qu’ils ne se propagent dans le réseau (filtre passif par exemple). L’inconvénient principal de ces dispositifs et qu’ils ne s’adaptent pas à des variations des spectres harmoniques. Les nouvelles structures de dépollution des réseaux sont apparues sous le nom du filtre actif. L’objectif est alors d’adapter le filtre en temps réel par rapport à un environnement variable en un système unique. Le filtrage actif est une méthode moderne du filtrage des réseaux, indépendante des caractéristiques de ceux-ci. Il permet la dépollution des réseaux électriques alimentant une charge non linéaire telle que les convertisseurs statiques, sans se soucier des fréquences polluantes contenues dans le courant de la charge [9]. II.1. Principe du filtrage actif parallèle : Le filtrage actif parallèle des courants harmoniques consiste à ajouter en parallèle sur la charge principale une charge non linaire constituée par un pont d’onduleur qui injecte des courants harmoniques, de telle sorte que le courant de source (réseau) soit sinusoïdal. Une mesure du courant de la charge non linéaire permet de connaître le courant harmonique à fournir. L’injection peut être réalisé par différents types de convertisseurs. Le courant harmonique Ihar que doit fournir le filtre est égal à la différence entre le courant d’entrée Ic du convertisseur polluant et le courant sinusoïdal Is fourni par le réseau comme le montre la figure (II.1) [8][5]. Chapitre II Principe du filtrage actif parallèle et identification des courants harmoniques Electromécanique, M'sila 2006 Page 24 II.2. Modélisation de la tension du réseau : Le réseau est assimilable à une source de tension sinusoïdale en série avec une impédance, dite de court circuit, d’où la représentation du réseau par un système de f.e.m.s triphasées équilibrées en série avec une impédance [14], fig. (II.2). Fig. (II.1) Principe du filtrage actif parallèle V1 V2 V3 Lcc Rcc Lcc Rcc Lcc Rcc Is1 Is2 Is3 Vs1Vs2Vs3 Fig. (II.2) Schéma synoptique d’un réseau Source Filtre actif Is Ihar Ic Le courant de charge Ic (A) Le courant harmonique réel Ihar (A)   0 5 10 -50 0 50 Le courant de source Is (A) M  Charge non linéaire Chapitre II Principe du filtrage actif parallèle et identification des courants harmoniques Electromécanique, M'sila 2006 Page 25 Avec :                         )3/4sin( )3/2sin( )sin( 3 2 1    mV V V V (II.1) Où :θ=ω.t ω:pulsation du réseau.  : Déphasage. Les tensions de phase sont :                                            3 2 1 3 2 1 3 2 1 3 2 1 s s s cc s s s cc s s s I I I dt d L I I I R V V V V V V (II.2) II.3.Modélisation du redresseur hexaphasé : Introduction: Les redresseurs sont les convertisseurs de l’électronique de puissance qui assurent la conversion alternative continu (AC/DC). Alimentés par une source de tension alternative, ils permettent d’alimenter en courant continu le récepteur branché à leur sortie [7]. On utilise des redresseurs chaque fois qu’on a besoin des sources continues sachant que l’énergie électrique est disponible en alternative. Les redresseurs ont un très vaste domaine d’application mais malheureusement leur inconvénient major est l’envoi au réseau des courants non sinusoïdaux riche en harmonique. Dans cette partie de chapitre on va étudier le redresseur hexaphasé non commandé (structure pont) comme une charge polluante qui perturbe le réseau électrique [6]. II.3.1. Structure : La structure à étudie est le redresseur triphasé en pont (hexaphasé) d’indice de pulsation p égal à six donner par la figure (II.3). Le pont redresseur étant alimenté par une source triphasé. Les tensions simples des réseaux triphasés équilibrés directs sont : Chapitre II Principe du filtrage actif parallèle et identification des courants harmoniques Electromécanique, M'sila 2006 Page 26 Ich             ) 3 4 sin( ) 3 2 sin( )sin( 3 2 1      tVV tVV tVV m m m (II.3) II.3.2. Etude de la tension de charge [7] : Deux diodes d’un même bras ne peuvent conduire simultanément. Lorsque 1D conduit, l’une des deux diodes 2Det 3Dconduit également. Il en vient que 1D conduit lorsque 1V est supérieur à 2V et 3V , ou encore : .3,2,1);(1  jjMaxV (II.4) Le même raisonnement conduit aux conditions suivantes : Di Conduit si .3,2,1;3,2,1);(  jiVjMaxVi (II.5) iDConduit si .3,2,1;3,2,1);(  jiVjMinVi (II.6) Pendant chaque séquence de conduction, la tension Uch à la sortie du redresseur est : .3.2.1);()(  jVjMinVjMaxUch (II.7) Pour 0<θ<π/6 on a 213 VVV  3V Plus positive  passanteDVD 33 0   3VU ch  2V Plus négative  passanteDDV 22 0  Charge V1 V2 V3 Uch D3 D2 D1 D1’D3’ D2’ Fig. (II.3) Redresseur triphasé à diodes (PD3) Chapitre II Principe du filtrage actif parallèle et identification des courants harmoniques Electromécanique, M'sila 2006 Page 27 2VU ch   Donc )()( ViMinViMaxU ch  (II.8) 23 VVUUU chchch   = 32U Pour π/6 <θ<3π/6 on a 231 VVV  1V Plus positive 1D conduit 1VU ch   2V Plus négative  2Dconduit 2VU ch  Donc 1221 )()( UVVUUU ViMinViMaxU chchch ch    (II.9) Pour3π/6<θ<5π/6 321 VVV  3 1 VU VU ch ch     Donc 13 31 )()( UViMinViMaxU VVUUU ch chchch    (II.10) Pour 5π/6<θ<7π/6 312 VVV  3 2 VU VU ch ch     Donc 2332 )()( UVVUUU ViMinViMaxU chchch ch    (II.11) Pour 7π/6<θ<9π/6 132 VVV  V2 plus positif D2 Conduit  2VU ch  V1 plus négatif  1DConduit 1VU ch   2112 UVVUUU chchch   (II.12) Chapitre II Principe du filtrage actif parallèle et identification des courants harmoniques Electromécanique, M'sila 2006 Page 28 Pour 9π/6<θ<11π/6 123 VVV  1 3 VUd VUd     Donc 3113 UVVUUU chchch   (II.13) Pour 11π/6<θ<12π/6 213 VVV  V3 plus positive 33 VUconduitD ch   V2 plus négatif 22 VUconduitD ch   Donc 3223 )()( UVVUUU ViMinViMaxU chchch ch    (II.14) La tension redressée:                                     6 12,6 11 6 11,6 9 6 9,6 7 6 7,6 5 6 5,2 2,6 6,0 32 31 21 23 13 12 32        pourU pourU pourU pourU pourU pourU pourU U ch (II.15) La valeur moyenne de la tension redressée : La valeur moyenne de la tension redressée de type PD est de la forme générale [12] : q V q U mch   sin 2  (II.16) Chapitre II Principe du filtrage actif parallèle et identification des courants harmoniques Electromécanique, M'sila 2006 Page 29 Pour un pont hexaphasé, q=3 :   2 6 21 2/ 6 12 33 )(3)(3/ 1       mch VdVVdUU (II.17) II.3.3. Etude des courants [6]: Chaque enroulement secondaire est connecté à deux diodes Di, Di' (i=1, 2, 3). Il est parcouru par Ich pendant l’intervalle (T / q) ou la diode du premier groupe conduit, et par (-Ich) pendant l’intervalle de durée (T/q) ou c’est celle du second groupe qui conduit. Ainsi par exemple pour la première phase on donne Is1 = + Ich, quand D1 conduit. Is1 = - Ich, quand D1' conduit. Is1= 0, quand D1, D1' ne conduisent. La valeur efficace de courant est donc [12] :        q T I T Is cheff 2 1 2 1 (II.18) q IIs cheff 2 1  (II.19) Développement en série de Fourier (harmonique courant) : Un réseau alimentant un montage redresseur fournit à celui-ci un courant presque rectangulaire. + - Ich -Ich 6  6 5 6 7 6 11  2 t )(1 tI S Fig. (II.4)La forme rectangulaire de courant d’entrée d’unpont à diodes Chapitre II Principe du filtrage actif parallèle et identification des courants harmoniques Electromécanique, M'sila 2006 Page 30 Remarque : En réalité la forme des ondes de courant n’estpas rectangulaire (créneau), mais elle est ondulée due à la présence d’une inductance en aval avec le redresseur. [6]: Ce courant est de la forme suivante :            ailleur tsiI tsiI tI ch ch s 0 6 11 6 7 6 5 6 )(1       (II.20) Is2 et Is3 sont décalés respectivement de 1200 et 2400 par rapport à Is1. Pour décomposer ces courants on appliquera le théorème de Fourier :     n n nns tnbtna a tI 1 0 ))sin()cos(( 2 )(  (II.21) Is1 (t) est impaire donc a0=an =0 tdtntIb sn    )(sin)( 1 2 0 1 (II.22)   6 11 6 7 6 5 6 )sin()( 1 )sin( 1         tdtnItdtnIb chchn (II.23) Après le calcul on trouve :             6 cos)1(1 2   n n I b nch n (II.24)                     30 6 cos 4 0 demultiplenSi impairnSi n n I pairnSi b ch n   (II.25) Donc        ...3,2,1,16,16.........25,23,19,17,13,11,7,5,1  ketkkn (II.26) )sin()( 1 1 tbtI n ns     (II.27) Chapitre II Principe du filtrage actif parallèle et identification des courants harmoniques Electromécanique, M'sila 2006 Page 31 )sin( 6 cos 4 )( 1 1 tn n n I tI n ch s            (II.28) )sin( 6 cos 14 )( 1 1 tn n n I tI n ch s             (II.29) Le courant d’entrée du redresseurde la première phase est donné par la relation suivante :  3 2)(1 chs ItI             ....)13sin( 13 1 )11sin( 11 1 )7sin( 7 1 )5sin( 5 1 )sin( ttttt  (II.30) La valeur efficace de ce courant est : 3 2 1 cheffs II  (II.31) La valeur efficace du courant fondamental : )sin( 3 2)(1 tItI chfs    (II.32) tdtII chefffs    22 0 1 )sin( 3 2 2 1           (II.33)  6 1 chefffs II  (II.34) La valeur efficace du courant harmonique [6]: efffseffseffh III 111  (II.35)  6 3 2 1 chcheffh III  (II.36) cheffh II 03.01  (II.37) La valeur efficace des courants harmoniques Ih2eff et Ih3eff égale à celle de la première phase Ih1eff. cheffh II 03.02  (II.38) cheffh II 03.03  (II.39) Les amplitudes des courants harmoniques : Chapitre II Principe du filtrage actif parallèle et identification des courants harmoniques Electromécanique, M'sila 2006 Page 32 On remarque que les amplitudes des courants de chaque harmonique est inversement proportionnelle à son rang : h I I f h  (II.40) Oŭ If est le fondamentale du courant absorbé par le convertisseur. En réalité, les harmoniques sont plus faibles, car la commutation n’est pas instantanée et peut être mieux représentée par [5]: h h I I f h 52   (II.41) II.3.4. Résultas de la simulation : Fig. (II.5) Tension de charge et son spectre de fréquence Fig. (II.6) Courant de charge et son spectre de fréquence. Chapitre II Principe du filtrage actif parallèle et identification des courants harmoniques Electromécanique, M'sila 2006 Page 33 Fig. (II.7) Les courants de lignes et leurs spectres fréquentiels Chapitre II Principe du filtrage actif parallèle et identification des courants harmoniques Electromécanique, M'sila 2006 Page 34 Interprétation : Les figures ci-dessus montrent :  Les courants de lignes ont une forme rectangulaire ceci est du à la charge non linéaire.  Le spectre fréquentiel des courants de ligne présente la présence de plusieurs harmoniques d’amplitudes qui coïncident avec celles développées théoriquement (THDI = 31.63%) 11.4. Identification des courants harmoniques de référence : 11.4.1. Stratégie de l’identification: La stratégie de commande se base sur la détection des courants perturbateurs dans le domaine temporel. Il existe trois possibilités d’indentification des courants perturbateurs :  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 utilisé pour le filtre actif parallèle pour compenser les courants perturbateurs causés par les charges polluantes. Cette méthode de détection sera employer dans cette étude [6]. 11.4.2. 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 (II.42) [2] : 222 DQPS  (II.42) Cette méthode exploite la transformation α-β pour obtenir les puissances réelles et imaginaires. Notons par (Vα, Vβ) et (Iα, Iβ) les composantes orthogonales du repère α-β associées respectivement aux tensions de raccordement du filtre actif parallèle (Vs) et aux courants absorbés par les charges polluantes (Is). La transformation α-β-0triphasée permet d’écrire la relation des tensions suivante [2].                                       3 2 10 2 3 2 3 0 2 1 2 1 1 2 1 2 1 2 1 3 2 s s s V V V V V V   (II.43) Chapitre II Principe du filtrage actif parallèle et identification des courants harmoniques Electromécanique, M'sila 2006 Page 35 Et la relation des courants ci-dessous . (II.44) Les composantes avec l’indice (O) représentent les séquences homopolaires du système triphasé du courant et de tension. La puissance active instantanée, notée P(t), est définie par la relation suivante         000 0332211 )( )( )()()( IVtp IVIVtp tptpIVIVIVtP ssssss  (II.45) avec p(t) la puissance réelle instantanée, po(t) la puissance homopolaire instantanée. L’avantage de la transformation α-β-0 est la séparation des séquences homopolaires du système triphasé de courant ou de tension. De la même manière, la puissance imaginaire instantanée peut s’écrire sous la forme suivante[2] :  IVIVIVVIVVIVVtq sssssssss  ])()()[( 3 1 )( 213132321 (II.46) La puissance q a une signification plus large que la puissance réactive habituelle. En effet, contrairement à la puissance réactive, qui ne considère que la fréquence fondamentale, la puissance imaginaire prend en compte toutes les composantes harmoniques de courant et de tension. C’est pourquoi on lui donne une autre dénomination (puissance imaginaire) avec comme unité le volt -ampère imaginaire (VAI) [2]. A partir des relations (II. 45) et (II.46), nous pouvons établir la relation matricielle suivante                        i i VV VV q p (II.47) Dans le cas général, chacune des puissances p et q comporte une partie continue et une partie alternative, ce qui nous permet d’écrire l’expression ci-dessous                                       3 2 10 2 3 2 3 0 2 1 2 1 1 2 1 2 1 2 1 3 2 s s s I I I I I I   Chapitre II Principe du filtrage actif parallèle et identification des courants harmoniques Electromécanique, M'sila 2006 Page 36         qqq ppp ~ ~ (II.48) Avec:  p Une puissance continue liée à la composante fondamentale active du courant et de la tension.  q Une puissance continue liée à la composante fondamentale réactive du courant et de la tension.  p~ et q~ des puissances alternatives liées à la somme des composantes perturbatrices du courant et de la tension. Afin d’isoler les puissances actives et réactives conventionnelles, il faut connaître avec précision les fréquences des pulsations des puissances instantanées formées à partir de la relation (II.47). Pour cela, nous baserons notre étude sur l’analyse fréquentielle des puissances instantanées données dans différents cas de courant et tension [2]. 11.4.3. Séparation des puissances perturbatrices : Après avoir identifié les pulsations des puissances instantanées, le filtre de puissance chargé d’isoler les puissances active et réactive conventionnelles peut être dimensionné. Pour avoir la composante alternative, on utilise un filtre passe haut. P p~ Fig. (II.8) Type dufiltre utilisé pour l’extraction des composantes alternatives de p et q. 11.4.4. Calcul des courants perturbateurs : En inversant la relation (II. 47), nous pouvons recalculer les courants dans le repère(α-β) comme le montre l’équation (II. 49)                     q p VV VV VVI I ss     22 1 (II.49) En considérant les équations (11.47) et (II. 48), nous pouvons séparer le courant dans le Filtre passe haut Chapitre II Principe du filtrage actif parallèle et identification des courants harmoniques Electromécanique, M'sila 2006 Page 37 repère (α-β) en trois composantes, active et réactive à la fréquence fondamentale et les harmoniques. Ceci conduit à [2]:        sharmoniquecourants ss ss réactifcourant ss ss actifcourant ss ss q p VV VV qVV VVp VV VV I I                                                 ~ ~101 0 1         (II.50) Avec 22  VV  supposé constant dans l’hypothèse d’une tension sinusoïdale équilibrée du réseau électrique. Cette expression montre donc que l’identification des différentes composantes du courant dans le repère (α-β) revient à séparer des termes continus des puissances réelle et imaginaire On appliquant la transformation inverse de concordia on trouve les courants produits par charge non linéaire comme suit [1]:                                      h h har har har i i i i i   1 3 2 1 2 3 2 3 0 2 1 2 1 1 3 2 (II.51) On trouve la relation globale des courants harmoniques [14]:                                                     q p VV VV VV I I I har har har ~ ~ 2 3 2 1 2 3 2 1 01 1 3 2 22 3 2 1    (II.52) Chapitre II Principe du filtrage actif parallèle et identification des courants harmoniques Electromécanique, M'sila 2006 Page 38 11.4.5. Résultas de simulation de l’identification: Fig. (II.9) Puissance active instantanée et son spectre d’harmonique. Fig. (II.10) Composante harmonique de la puissance active instantanée et son spectre. Chapitre II Principe du filtrage actif parallèle et identification des courants harmoniques Electromécanique, M'sila 2006 Page 39 Fig. (II.12) Composante harmonique de la puissance réactive instantanée et son spectre Fig. (II. 11) Puissance réactive instantanée et son spectre fréquentiel. Chapitre II Principe du filtrage actif parallèle et identification des courants harmoniques Electromécanique, M'sila 2006 Page 40 Fig. (II.13) Les courants harmoniques de référence et leurs spectres Chapitre II Principe du filtrage actif parallèle et identification des courants harmoniques Electromécanique, M'sila 2006 Page 41 Interprétation : Les figures ci-dessus montrent que le spectre fréquentiel des courants identifiés coïncide avec le spectre des courants de lignes saufla présence d’une composante fondamentale dans ce dernier, ce qui traduit que si notre onduleur puisse injecter un courant qui suit sa référence, on aura un courant de source sinusoïdale. Conclusion : Dans ce chapitre, nous avons présenté le principe du filtre actif parallèle comme une solution de dépollution des réseaux électriques des courants perturbateurs comme le courant harmonique. La méthode d’identification des puissances instantanées a été choisie pour offrir la possibilité d’identifier un, plusieurs ou tous les courants perturbateurs du réseau électrique.Les résultats de simulation obtenus montre la validité de la méthodede l’identification utilisée. Chapitre III Modélisationet stratégies de commande de l’onduleur NPC à trois niveaux Electromécanique, M’sila 2006 Page 42 Introduction : Les études faites sur les onduleurs monophasé et triphasé à trois niveaux à structure NPC ont montré que l’onduleur à trois niveaux peut être considéré comme l’association en série de deux onduleurs à deux niveaux [15]. Ces études ont montrées également que les onduleurs à trois niveaux offrent une grande amélioration sur la qualité des tensions de sortie [15]. Ces améliorations peuvent être plus importantes en utilisant différentes stratégies de commandes. Ces stratégies ont pour objectif à éliminer certains rangs d’harmoniques, ainsi que la réduction des perturbations conduites par les convertisseurs statiques [8]. Dans ce chapitre, on étudiera l’onduleur de tension triphasé à trois niveaux et les stratégies de commandes adaptées à ce dernier. En premier lieu, on présentera la modélisation du fonctionnement de l’onduleur triphasé à trois niveaux, puis on développera son modèle de connaissance et celui de commande. En deuxième lieu, on s’intéressera aux stratégies de commande des onduleurs triphasés à trois niveaux permettent d’élaborer les signaux de commande de ces onduleurs afin de générer une source de tension la plus sinusoïdale possible. Pour cela, on étudiera dans ce chapitre les stratégies de commande suivantes :  La commande à hystérésis  La commande triangulo-sinusoïdale à échantillonnage naturel à une seule porteuse.  La commande triangulo-sinusoïdale à échantillonnage naturel à deux porteuses . Chapitre III Modélisationet stratégies de commande de l’onduleur NPC à trois niveaux Electromécanique, M’sila 2006 Page 43 III.1. Modélisation d’un onduleur NPC à trois niveaux: III.1.1. Structure de l’onduleur NPC à trois niveaux: Cet onduleur est dit à trois niveaux parce qu’il délivre trois niveaux de tension (+Uc, 0, -Uc). La structure choisie dans cette étude est celle de l’onduleur de tension triphasé à trois niveaux à structure NPC (Neutral Point Clamping), représentée par la fig. (III.1) [8]. III.1.2. Modélisation du fonctionnement d’un bras d’onduleur NPC à trois niveaux : Comme nous avons déjà vu, l’onduleur à trois niveaux a une structure symétrique. Grâce à cette dernière, on procède par bras (fig. (III.2)), ainsi, on définit en premier lieu un modèle global d’un bras sans à priori sur la commande, ensuite on déduit celui de l’onduleur complet[7]. Uc1 M id0 Uc2 id2 i1 i2 i3 va v b vc T22 D22 DD21 T21 D21 T23 D23 DD20 T24 D24 T32 D32 DD31 T31 D31 T33 D33 DD30 T34 D34 T12 D12 DD11 T11 D11 T13 D13 DD10 T14 D14 Fig. (III.1) Structure de l’onduleur triphasé à trois niveaux id1 A B C N Chapitre III Modélisationet stratégies de commande de l’onduleur NPC à trois niveaux Electromécanique, M’sila 2006 Page 44 III.1.3. Les différentes configurations d’un bras d’onduleur à trois niveaux : La symétrie de l’onduleur triphasé à trois niveaux permet sa modélisation par bras, et afin de faciliter l’étude on remplace chaque paire diode-transistor par un seul interrupteur bidirectionnel en courant (Fig.III.3) [10]. Fig. (III.3) Interrupteur bidirectionnel équivalent de la paire diode-transistor. Une analyse topologique d’un bras montre cinq configurations possibles pour ce dernier. Ces différentes configurations sont représentées par les figures (III.4). iks VksTDksTks Dks iks Vks id1 Uc1 M id0 Uc2 id2 Tk2 Dk2 Umk2 DDk1 Tk1 Dk1 Umk1 ik Tk3 Dk3 Umk3 DDk0 Tk4 Dk4 Umk4 Fig. (III.2) Structure d’un bras d’onduleur triphasé à trois niveaux Chapitre III Modélisationet stratégies de commande de l’onduleur NPC à trois niveaux Electromécanique, M’sila 2006 Page 45 Les réceptivités de transition entre les différentes configurations d’un bras sont fonctions logiques entre [9] :  Une commande externe (l’ordre d’amorçage ou de blocage du semi- conducteur).  Une commande interne définie par les signes des courants du bras et des tensions aux bornes du semi-conducteur. Le tableau (III.1) donne les grandeurs électriques caractérisant chacune de ces configurations La configuration La grandeur électrique E0 ik= 0 E1 vk=Uc1=Uc E2 vk=0 E3 vk=-Uc2=-Uc E4 vk=0 Tableau (III.1) Grandeurs électriques correspondantes pour chacune des configurations d'un bras k. Chapitre III Modélisationet stratégies de commande de l’onduleur NPC à trois niveaux Electromécanique, M’sila 2006 Page 46 TDk2 DDk1 Uc1 TDk1 Uc2 TDk3 DDk0 TDk4 M DDk1 TDk2 Uc1 TDk1 Uc2 TDk3 DDk0 TDk4 TDk2 DDk1 Uc1 TDk1 Uc2 TDk3 DDk0 TDk4 TDk2 DDk1 Uc1 TDk1 Uc2 TDk3 DDk0 TDk4 TDk2 DDk1 Uc1 TDk1 Uc2 TDk3 DDk0 TDk4 M M M M Fig. (III.4) Les différentes configurations possibles pour un bras d’onduleur à trois niveaux La configuration E3 La configuration E1La configuration E0 La configuration E2 La configuration E4 Chapitre III Modélisationet stratégies de commande de l’onduleur NPC à trois niveaux Electromécanique, M’sila 2006 Page 47 III.1.4. Hypothèse : Les tentions d’entrée de l’onduleur sont supposées parfaites. En pratique, cela se traduit par le fait que, quelque soit le courant ik, délivré par cette alimentation, la tension à ses bornes reste constante UcUU  21 . La chute de tension aux bornes des semi- conducteurs est négligeable devant la tension d’alimentation qui est de l’ordre de quelques centaines de volts [10]. III.1.5. Commande complémentaire : Pour éviter le court-circuit des sources de tension par conduction de plusieurs interrupteurs, et pour que le convertisseur soit totalement commandable, on adopte une commande complémentaire [15].       32 41 kBkB kBkB (III.1) Avec ksB , commande de base du transistor ksT d'un bras k. Remarque : un convertisseur statique est dit en mode commandable si les transitions entre les différentes configurations dépendent uniquement de la commande externe [15]. III.1.6. Fonction de connexion :      430 211 . . kk b k kk b k FFF FFF (III.2) Avec k est le numéro du bras k=1, 2, 3. III.1.7. Modélisation aux valeurs instantanées : Les potentiels des nœuds A,B, C de l'onduleur triphasé à trois niveaux, par rapport au point M de la source de tension d'entrée, sont donnés par le système suivant [7]:              c34333231c23433c13231cm c24232221c22423c12221bm c14131211c21413c11211am UFFFFUFFUFFV UFFFFUFFUFFV UFFFFUFFUFFV (ІII.3) Chapitre III Modélisationet stratégies de commande de l’onduleur NPC à trois niveaux Electromécanique, M’sila 2006 Page 48 On constate d'après le système (III.3), que l'onduleur de tension à trois niveaux est équivalent à deux onduleurs à deux niveaux en série.        1413 b 10 1211 b 11 FFF FFF ,        2423 b 20 2221 b 21 FFF FFF ,        3433 b 30. 3231 b 31 FFF FFF (ІII.4) En introduisant L’expression de ces dernières dans les tensions d’entrée on aboutit à :          c b 30 b 31c2 b 30c1 b 31CM c b 20 b 21c2 b 20c1 b 21BM c b 10 b 11C2 b 10C1 b 11AM )UF(FUFUFV )UF(FUFUFV )UF(FUFUFV (ІII.5) Les tensions composées sont données par :         c214133433c112113231AMCMCA c234332421c132312221CMBMBC c224231413c122211211BMAMAB )UFFF(F)UFFF(FVVU )UFFF(F)UFFF(FVVU )UFFF(F)UFFF(FVVU (ІII.6) Si on admet que les tensions simples du récepteur forment un système triphasé équilibré on aura [7]: 3 UU VV CAAB AAN   3 UU VV ABBC BBN   (ІII.7) 3 UU VV BCCA CCN   En introduisant les fonctions de connexion des demi-bras on obtient :                                                          c2 b 30 b 20 b 10 c1 b 31 b 21 b 11 CA BC AB U F F F U F F F 101 110 011 U U U (ІII.8) Les tensions simples sont données comme suite [7]: Chapitre III Modélisationet stratégies de commande de l’onduleur NPC à trois niveaux Electromécanique, M’sila 2006 Page 49                                      b 30 b 31 b 20 b 21 b 10 b 11 c C B A FF FF FF 211 121 112 U 3 1 V V V (ІII.9) Ainsi les courants d’entrée de l’onduleur triphasée s’expriment en fonction des courants de la charge i1, i2, i3 et au moyenne des fonctions de connexion des interrupteurs par les relations suivantes [10]:       334332242311413d2 332312222111211d1 iFFiFFiFFi iFFiFFiFFi (ІII.10) En remplaçant les fonctions de connexion des interrupteurs par les fonctions de connexion des demi-bras, la relation(ІII.10) devient       3 b 302 b 201 b 10d2 3 b 312 b 211 b 11d1 iFiFiFi iFiFiFi (ІII.11) Le courant id0 est lié aux courants d’entrée et aux courants de charge par la relation suivante : id0 = (i1+i2+i3)-(id1+id2) (ІII.12) En introduisant la relation (III.10) dans l’équation (ІII.12) on obtient [7] :         3 b 30 b 312 b 20 b 211 b 10 b 11d0 iFF1iFF1iFF1i  (ІII.13) III.2. Stratégies de commande de l’onduleur triphasé à trois niveaux: Comme l’onduleur à trois niveaux est la mise en série de deux onduleurs à deux niveaux, les techniques classiques de modulation sinusoïdale, développées à l’origine en deux niveaux, sont étendues à l’onduleurs à trois niveaux, ces techniques ont été développées par plusieurs auteurs [7]. Dans ce chapitre, on commande l’onduleur à trois niveaux par la stratégie hystérésis, et la commande triangulo-sinusoïdale. Chapitre III Modélisationet stratégies de commande de l’onduleur NPC à trois niveaux Electromécanique, M’sila 2006 Page 50 III.2.1. Commande à hystérésis : Dans certaines applications, on préfère une commande en courant. Cette commande peut être réalisée en utilisant un commutateur de courant ou un onduleur de tension régulé en courant au moyen d’unrégulateur linéaire classiques (PI, PID, P et autres) ou à hystérésis (à deux ou à trois positions) [16]. Dans cette partie, on présente la commande par hystérésis ou bang-bang des onduleurs multi-niveaux. Le principe général de cette stratégie est de comparer le courant de référence iref au courant réel ireel et à partir de l’écart entre les deux courants, on déduit la commande des interrupteurs du convertisseur. Ce type de commande permet de fixer un courant de référence iref dans le récepteur. On montre que les performances de cette stratégie sont fortement liées à la largeur de h de la bande d’hystérésis, du point de vue poursuite de la référence [9]. L’ondulation du courant est imposée par une bande d’hystérésis, d’une manière générale, cette stratégie permet une réaction rapide à des variations de la consigne ou des paramètres de la partie puissance (charge par exemple) [15]. Un comparateur à hystérésis mesure la différence entre le courant réel et sa référence [7]. réfIIΔI   si : hΔI la tension est forcé à son niveau minimale pour faire décroître le courant.  si : hΔI la tension est forcée à son niveau maximal pour faire accroître le courant. Fig. (ІІІ.5)Principe de contrôle des courants par la technique d’hystérésis 0 0.002 0.004 0.006 0.008 0.01 0.012 0.014 0.016 0.018 0.02 -8 -6 -4 -2 0 2 4 6 8 Chapitre III Modélisationet stratégies de commande de l’onduleur NPC à trois niveaux Electromécanique, M’sila 2006 Page 51 Le schéma de principe de la commande à hystérésis est donné par la figure (III.6) Algorithme de la commande par hystérésis pour l’onduleur à trois niveaux: Les ordres de commande Bks des interrupteurs du bras k sont donnés par l’algorithme suivant[11]:           12&11)2( 02&01)2( 12&01)2(&)()2(&)( kBkBhkSi kBkBhkSi kBkBhkhkouhkhkSi    (III.14) III.2.2. Commande triangulo-sinusoidale à échantillonnage naturel avec une seule porteuse : Le principe général de cette stratégie est de comparer une tension de référence à une porteuse triangulaire ou en dent de scie. Cette stratégie est caractérisée par deux paramètres: l’indice de modulation m et le taux de modulation r. L’indice de modulation m est le rapport de la fréquence fP de la porteuse à la fréquence f de la tension de référence        f f m P . Le taux de modulation r est le rapport de l’amplitude Courant de Référence irefk Courant mesuré ik Bk1 Bk4 Bk2 Bk3 Comparateur à hystérésis Fig. (III.6) Commande par hystérésis pour l’onduleur à trois niveaux Chapitre III Modélisationet stratégies de commande de l’onduleur NPC à trois niveaux Electromécanique, M’sila 2006 Page 52 Vm de la tension de référence à l’amplitude Upm de la porteuse          pm m U V r . Lorsque m est entier, la modulation est synchrone et asynchrone dans le cas contraire [11]. Les tensions de référence permettant de générer un système de tensions triphasé équilibré direct sont définies dans le système (III.15) :                           3 4π -tωsinVV 3 2π -tωsinVV tωsinVV mref3 mref2 mref1 (III.15) Le schéma de la figure (III.7) présente le principe de cette stratégie [8]. Fig. (III.7) Principe de la stratégie de commande triangulo-sinusoïdale. L’algorithme de la commande triangulo-sinusoïdale se résume pour un bras k de l'onduleur comme suit [11]:                  0B,0B0V&UpV 1B,1B0V&UpV 0B,1BUpV k2k1refkrefk k2k1refkrefk k2k1refk (III.16) L'expression du taux d'harmonique est : 1eff 2 1 N 2n 2 neff V )(V THDV          (III.17) Génération d’onde de référence Algorithme de la stratégie Génération des porteuses Vrai Vrbi Vrci B11i B21i B31i B41i Chapitre III Modélisationet stratégies de commande de l’onduleur NPC à trois niveaux Electromécanique, M’sila 2006 Page 53 Avec cet algorithme et pour les tensions de référence du système d’équations (III.15) on a pour la phase une par exemple [11]: pour πtω0  , on a B11= 1, et on module la tension de sortie en jouant sur B12. pour 2πtωπ  , on a B12= 0, et on module la tension de sortie en jouant sur B11. Fig. (III.8) Principe de la stratégie triangulo-sinusoidale à une seule porteuse. III.2.3. Commande triangulo-sinusoidale à échantillonnage naturel à deux porteuses : Cette stratégie exploite le fait qu'un onduleur à trois niveaux est équivalent à deux onduleurs à deux niveaux en série, l'un alimenté par E/2 et forme des demi-bras du bas de l'onduleur à trois niveaux [8]. Dans cette stratégie, différentes formes de porteuses sont possible :  La porteuse triangulaire unipolaire ou bipolaire qui permettent d'obtenir des tensions de sortie ayant la symétrie par rapport au quart et la demi période. t(s) t(s) t(s) t(s) t(s) Bk2 1 0 Bk1 1 0 Vrefk Up Up |Vrefk| V1 Chapitre III Modélisationet stratégies de commande de l’onduleur NPC à trois niveaux Electromécanique, M’sila 2006 Page 54  La porteuse en dents de scie unipolaire ou bipolaire, qui permet une réduction du taux d'harmonique. Nous présentons une stratégie utilisant une porteuse en dents de scie bipolaire. L'algorithme de commande se résume en deux étapes [7] : 1)- Dans la première étape, nous déterminons les signaux de commande intermédiaires de chaque onduleur à trois niveaux équivalent à un demi-bras de l'onduleur à trois niveaux.  Le signal Vkl correspond au demis bras K du haut est obtenu en comparant un signal de référence VréfK à une porteuse en dents de scie bipolaire Upl.         0VUV 1VUV k1p1refk k1p1refk (III.18)  Le signal Vk0 correspond au demi-bras K du bas est obtenu en comparent le même signal de référence VréfK à une porteuse Up2 identique à Upl et déphasée d'une demi période de hachage.         1-VUV 0VUV k0p2refk k0p2refk (III.19) 2)- Dans la deuxième étape, nous reconstituions l'image de la tension Vkm de la phase K de l'onduleur à trois niveaux par rapport au point milieu appelé Vk2. Vk2 = Vk1 + Vk0 Les ordres des commandes des interrupteurs sont déduits par [7] :         0B1,B0Vsi 0B0,BE/2Vsi 1B1,BE/2Vsi K2K1K2 K2K1K2 K2K1K2 (III.20) 1423 ; KKKK BBBB  La figure (III.9) montre l’allure des signaux des deux porteuses et celles de référence pour m=21, r=0.8 [7]. Chapitre III Modélisationet stratégies de commande de l’onduleur NPC à trois niveaux Electromécanique, M’sila 2006 Page 55 Fig. (III.9) Les deux porteuses dents de scie bipolaires et les tensions de référence Cette stratégie présente deux avantages importants [7] :  Elle repousse vers des fréquences élevées les harmoniques de la tension de sortie, ce qui facilite leur filtrage.  Elle permet de faire varier l’amplitude du fondamentale de la tension de sortie. Conclusion : Dans ce chapitre on a élaboré un modèle de fonctionnement de l’onduleur triphasé à trois niveaux à structure NPC. Pour cela, nous avons défini les différentes configurations possibles d’un bras de cet onduleur. L’alimentation par un onduleur à trois niveaux présente deux avantages à savoir la montée en puissance, et l’amélioration de la qualité de la tension. Chapitre IV Application de l’onduleur à trois niveaux pour la compensation des courants harmoniques Electromécanique, M'sila 2006 Page 56 Introduction : Dans le chapitre précédent, nous avons modélisé l’onduleur à trois niveaux à structure NPC et on a présenté les différentes stratégies de sa commande. Pour tester les performances de cet onduleur, on val’appliquer pour compenserles courants harmoniques. IV.1.Schéma global de l’association réseau-charge-onduleur avant et après compensation : Le fonctionnement global du système filtre actif parallèle appliqué pour la compensation des courants harmoniques générés par une charge non linéaire qui est dans notre cas un redresseur hexaphasé non commandé est donné par la figure (IV.1) Fig. (IV.1) Schéma global de l’association réseau-charge-onduleur avant et après compensation . Chapitre IV Application de l’onduleur à trois niveaux pour la compensation des courants harmoniques Electromécanique, M'sila 2006 Page 57 IV.2. Résultas de la simulation : IV.2.1. Stratégie de commande à hystérésis : a- pour une bande ∆h=0.1 A : Fig. (IV.2) Courants injectés par l’onduleur et leursspectres fréquentiels pour la commande à hystérésis (∆h = 0.1 A). Chapitre IV Application de l’onduleur à trois niveaux pour la compensation des courants harmoniques Electromécanique, M'sila 2006 Page 58 Fig. (IV.3) Courants de références, injectés et leurs spectres fréquentiels pour la commande à hystérésis (∆h = 0.1 A). Ihar If Ihar If Ihar If Chapitre IV Application de l’onduleur à trois niveaux pour la compensation des courants harmoniques Electromécanique, M'sila 2006 Page 59 Fig. (IV.4) Courants de source après filtrage et leurs spectres fréquentiels pour la commande à hystérésis (∆h = 0.1 A). Chapitre IV Application de l’onduleur à trois niveaux pour la compensation des courants harmoniques Electromécanique, M'sila 2006 Page 60 b- pour une bande h=1 A : Fig. (IV.5) Courants injectés parl’onduleuret leurs spectres fréquentiels pour la commande à hystérésis (∆h = 1 A). Chapitre IV Application de l’onduleur à trois niveaux pour la compensation des courants harmoniques Electromécanique, M'sila 2006 Page 61 Fig. (IV.6) Courants de référence, injectés et leurs spectres pour la commande à hystérésis (∆h = 1 A). Ihar If Ihar If Ihar If Chapitre IV Application de l’onduleur à trois niveaux pour la compensation des courants harmoniques Electromécanique, M'sila 2006 Page 62 Fig. (IV.7) Courants de source après filtrage et leurs spectres fréquentiels pour la commande à hystérésis (∆h= 1 A). Chapitre IV Application de l’onduleur à trois niveaux pour la compensation des courants harmoniques Electromécanique, M'sila 2006 Page 63 Interprétation : Les figures ci-dessus montrent :  L’amélioration de la forme des courants de source après filtrage.  La diminution de la bande d’hystérésis entraîne une amélioration de la qualité des courants : (THDI = 4.17% pour ∆h= 0.1 A et THDI = 4.96% pour le cas ∆h= 1 A).  La présence des pics au niveau des courants de source après filtrage et ceci revient au choix de l’inductance du filtre. IV.2.2. Résultas de la simulation pour la commande à MLI : La commande triangulo-sinusoïdale est une commande en tension, pour cela il faut asservir les courants de références. Pour l’asservissement des courants un correcteur du type P est utilisé comme un régulateur [13]. Le diagramme fonctionnel suivant explique le fonctionnement. Régulateur Iref Iinj FIg. (IV.8) Diagramme fonctionnel de l’asservissement des courants pour la commande à MLI Bk1 Bk4 Bk2 Bk3 Chapitre IV Application de l’onduleur à trois niveaux pour la compensation des courants harmoniques Electromécanique, M'sila 2006 Page 64 IV.2.2.1. Commande à MLI avec une seule porteuse : a- Pour une fréquence 2500Hz : Fig. (IV.9) Courants injectés par l’onduleur et leursspectres fréquentiels pour la commande à MLI (fp = 2500 Hz). . Chapitre IV Application de l’onduleur à trois niveaux pour la compensation des courants harmoniques Electromécanique, M'sila 2006 Page 65 Fig. (IV.10) Courants de références, injectés et leurs spectres fréquentiels pour la commande à MLI (fp = 2500 Hz). Ihar If Ihar If Ihar If Chapitre IV Application de l’onduleur à trois niveaux pour la compensation des courants harmoniques Electromécanique, M'sila 2006 Page 66 Fig. (IV.11) Courants de source après filtrage et leurs spectres fréquentiels pour la commande à MLI (fp = 2500 Hz). Chapitre IV Application de l’onduleur à trois niveaux pour la compensation des courants harmoniques Electromécanique, M'sila 2006 Page 67 b- Pour une fréquence 7500Hz : Fig. (IV.12) Courants injectés parl’onduleuret leurs spectres pour la commande à MLI (fp = 7500 Hz). Chapitre IV Application de l’onduleur à trois niveaux pour la compensation des courants harmoniques Electromécanique, M'sila 2006 Page 68 Fig. (IV.13) Courants de références, injectés et leurs spectres pour la commande à MLI (fp = 7500 Hz). Ihar If Ihar If Ihar If Chapitre IV Application de l’onduleur à trois niveaux pour la compensation des courants harmoniques Electromécanique, M'sila 2006 Page 69 Fig. (IV.14) Courants de source après filtrage et leurs spectres fréquentiels pour la commande à MLI (fp = 7500 Hz). Chapitre IV Application de l’onduleur à trois niveaux pour la compensation des courants harmoniques Electromécanique, M'sila 2006 Page 70 IV.2.2.2. Commande à MLI avec deux porteuses : a- Pour une fréquence 2500Hz : Fig. (IV.15) Courants injectés par le filtre et leurs spectres fréquentiels pour la commande à MLI (fp = 2500 Hz). Chapitre IV Application de l’onduleur à trois niveaux pour la compensation des courants harmoniques Electromécanique, M'sila 2006 Page 71 Fig. (IV.16) Courants de références, injectés et leurs spectres fréquentiels pour la commande à MLI (fp = 2500 Hz). Ihar If Ihar If Ihar If Chapitre IV Application de l’onduleur à trois niveaux pour la compensation des courants harmoniques Electromécanique, M'sila 2006 Page 72 Fig. (IV.17) Courants de source après filtrage et leurs spectres fréquentiels pour la commande à MLI (fp = 2500 Hz).. Chapitre IV Application de l’onduleur à trois niveaux pour la compensation des courants harmoniques Electromécanique, M'sila 2006 Page 73 b- Pour une fréquence 7500Hz : Fig. (IV.18) Courants injectés par le filtre et leurs spectres fréquentiels pour la commande à MLI (fp = 7500 Hz). Chapitre IV Application de l’onduleur à trois niveaux pour la compensation des courants harmoniques Electromécanique, M'sila 2006 Page 74 Fig. (IV.19) Courants de références, injectés et leurs spectres fréquentiels pour la commande à MLI (fp = 7500 Hz). Ihar If Ihar If Ihar If Chapitre IV Application de l’onduleur à trois niveaux pour la compensation des courants harmoniques Electromécanique, M'sila 2006 Page 75 Fig. (IV.20) Courants de source après filtrage et leurs spectres fréquentiels pour la commande à MLI (fp = 7500 Hz).. Chapitre IV Application de l’onduleur à trois niveaux pour la compensation des courants harmoniques Electromécanique, M'sila 2006 Page 76 Interprétation : Les figures ci-dessus montrent :  L’amélioration de la forme des courants de source après filtrage.  L’augmentation de la fréquence d’hachage entraîne une amélioration de la qualité des courants : (THDI = 4.29% pour fp=2500Hz et THDI = 4.26% pour fp=7500Hz) pour le cas d’une seule porteuse et (THDI = 4.21% pour fp=2500Hz et THDI = 4.18% pour fp=7500Hz) pour le cas de deux porteuses.  Une amélioration de la qualité des courants de source pour la stratégie à MLI avec deux porteuses par rapport à celle à une seule porteuse.  La présence des pics au niveau des courants de source après filtrage et ceci revient au choix de l’inductance du filtre. IV.3. Résultas de simulation pour une variation de la charge : A fin de tester l’adaptabilité du filtre actif parallèle, on va le tester pour une variation de la charge. Les résultats de la simulation sont comme suit : Fig. (IV.21) Tension, courant de charge et leurs spectres dans le cas d’une variation de la charge à t=0.04 s. Chapitre IV Application de l’onduleur à trois niveaux pour la compensation des courants harmoniques Electromécanique, M'sila 2006 Page 77 Fig. (IV.22) Courants de lignes avant filtrage et leurs spectres pour une variation de charge à t=0.04 s. Chapitre IV Application de l’onduleur à trois niveaux pour la compensation des courants harmoniques Electromécanique, M'sila 2006 Page 78 Fig. (IV.23) Courants harmoniques de références et leurs spectres pour une variation de charge à t=0.04 s. Chapitre IV Application de l’onduleur à trois niveaux pour la compensation des courants harmoniques Electromécanique, M'sila 2006 Page 79 Fig. (IV.24) Courants injectés parl’onduleuret leurs spectres pour une variation de charge à t=0.04 s. Chapitre IV Application de l’onduleur à trois niveaux pour la compensation des courants harmoniques Electromécanique, M'sila 2006 Page 80 Fig. (IV.25) Courants de références, injectés et leurs spectres pour une variation de charge à t=0.04 s. Ihar If Ihar If Ihar If Chapitre IV Application de l’onduleur à trois niveaux pour la compensation des courants harmoniques Electromécanique, M'sila 2006 Page 81 Fig. (IV.26) Courants de source après filtrage et leurs spectres pour une variation de charge à t=0.04 s. Chapitre IV Application de l’onduleur à trois niveaux pour la compensation des courants harmoniques Electromécanique, M'sila 2006 Page 82 Interprétation : Les figures ci-dessus montrentl’adaptabilité du filtre actif parallèle dans le cas d’une variation de la charge, une chose qui est impossible pour un filtre passif parallèle. Conclusion : Nous avons présenté dans ce chapitre le schéma global de l'association réseau-Onduleur- Charge avant et après compensation, ainsi que les résultas de simulation et les interprétations obtenues avec les différentes stratégies de commande de l'onduleur à savoir la commande à hystérésis et la commande à MLI. On constate que dans les deux cas de commande les courants de lignes délivrés par la source sont sinusoïdaux avec quelques petites composantes à hautes fréquences. On note que la commande triangulo-sinusoïdale permet de maîtrisé la fréquence de hachage ce qui n’est pas le cas dans la stratégie à hystérésis en courant [13]. Pour montrer l'efficacité du filtre actif parallèle on a varié la charge au cours du fonctionnement, les résultats obtenus montrent l’adaptabilité du filtre actif parallèle. Conclusion générale Electromécanique, M'sila 2006 Page 83 Conclusion générale : La consommation de l'énergie électrique est très répondue en courant continu, pour cela les redresseurs sont les plus utilisés. Mais le besoin croissant enduit automatiquement une multiplication de ces équipements, qui, à leurs tours provoquent des perturbations, de plus en plus présentes sur le réseau. Cependant, la pollution des réseaux est d'autant plus importante que le nombre de ces convertisseurs élevé. Ces convertisseurs provoquent une dégradation du facteur de puissance du réseau et génèrent des courants très riches en harmoniques. Une des solutions les plus efficaces pour corriger ces inconvénients est l'utilisation d'un onduleur triphasé ayant pour but, de dépolluer le réseau et de compenser l'énergie réactive. Ce qui nous permettons d'avoir un réseau plus stable avec un facteur de puissance unitaire. Dans un premier temps nous avons présenté une étude théorique sur les harmoniques, leurs sources, leurs conséquences et les méthodes classiques et modernes pour les compenser, ensuite on a appliqué une méthode basée sur l’utilisation des puissances instantanées pour identifier le courant harmonique. Ce dernier sera la référence que doit suivre l’onduleurà trois niveaux pour fournir le courant nécessaire. Les résultats de simulation présentés dans le quatrième chapitre montre bien l’efficacité du filtrage. Comme perspectives, nous pouvons proposer la continuité des études suivantes :  Application d’autres stratégies de commande qui permettent d’avoir une bonne compensation (la stratégie MLI vectorielle optimisée),  Application d’autres structures d’onduleurs multi-niveaux. tels que les onduleurs à diodes flottantes,  Etude d’autres charges statiques (redresseurs commandés) pour compenser à la fois les harmonique et l’énergie réactive,  Etude des charges dynamiques (moteurs alternatifs) qui sont aussi responsables de la pollution harmonique,  Réalisation pratique du filtre actif parallèle. Annexe1 Les paramètres de simulation Electromécanique, M’sila2006 Paramètres utilisés Paramètres de la source: Rcc=311.10-6 Ω Lcc=0.2136.10-6 H Paramètres du filtre actif: Rf=0.2 Ω Lf=0.004 H Paramètres de la charge: Rch=13.13 Ω Lch=0.1H Pour la variation de charge à t=0.04s: De 0 s vers 0.04 s: Rch=30.13 Ω, Lch=0.014 H De 0.04 s vers 0.1s: Rch=13.13 Ω, Lch=0.1 H Le choix de la commande complémentaireAnnexe2 Electromécanique, M’sila2006 Le choix de la commande complémentaire: Pour le choix de la commande complémentaire et puisque l'onduleur à trois niveaux comporte quatre interrupteurs par bras, il existe trois combinaisons possibles:                   32 41 43 21 42 31 kk kk kk kk kk kk BB BB BB BB BB BB On montre que cette dernière combinaison est la seule commande complémentaire qui rend le système commandable à trois niveaux. Première combinaison: Soit la commande complémentaire suivante:       42 31 kk kk BB BB La table logique correspondante à cette commande est définie comme suit: Tension de sortie du bras K par rapport au point-milieuBk4Bk3Bk2Bk1 -Uc21100 Non connue0110 Non connue1001 Uc10011 La commande dans ce cas n'est possible qu'au deux niveaux. Le choix de la commande complémentaireAnnexe2 Electromécanique, M’sila2006 Deuxième combinaison: Soit la commande complémentaire suivante: La table logique correspondante à cette commande