spécialité : energie et réseaux electriques (ere) thème
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République Algérienne Démocratique et Populaire Ministère de l’Enseignement Supérieur et de la Recherche Scientifique
Université Larbi Ben M’hidi, Oum El-Bouaghi Faculté des Sciences et des Sciences Appliquées
Département de Génie Electrique
Mémoire de fin d’études en vue de l’obtention du Diplôme de Master
Spécialité : Energie et Réseaux Electriques (ERE)
Thème
Etude d’un redresseur en pont triphasé à MLI
Soutenu le juin 2016
Proposé et Dirigé par : Présenté Par :
Mr Abdesselam Barkat Abdelbaki Hamou Salah
Année Universitaire : 2015/2016
Je dédie ce modeste travail à :
Ma mère,
Mon père,
Ma grande mère,
Mon grand père,
Mes sœurs,
Au reste de ma famille et à tous mes amis,
Tous mes collègues de la promotion M2 ERE 2016
Abdelbaki Hamou Salah
Remerciements
Avant tout, je remercie ALLAH pour tout ce qu'il m’a offert tant dans le domaine des
sciences que dans celui des connaissances.
Je tiens à remercier vivement mon promoteur Monsieur ABDESSELAM BARKAT pour ses
orientations éclairées, ses conseils, son esprit critique et son aide précieuse.
Je remercie également, le président et les membres du jury pour leur accord de juger mon
travail.
Je remercie aussi tous mes enseignants de la formation et particulièrement ceux de la
spécialité GE.
Toute ma gratitude à tous ceux qui, de prés ou de loin, ont contribué à notre formation.
Sans oublier, enfin, de remercier vivement tous les membres de ma famille.
Résumé
L’utilisation des convertisseurs statiques tels que les redresseurs, impose l’absorption
d’un courant non sinusoïdal du réseau alternatif, donc riche en harmoniques. Ce type de
courant provoque de nombreux inconvénients ; parmi ceux-ci : une distorsion locale de la
tension du réseau alternatif à travers les impédances de ligne, une augmentation des pertes en
ligne, une importante consommation de la puissance réactive et par conséquent l’obtention
d’un mauvais facteur de puissance.
Le traitement de ces harmoniques, revient à exiger aux consommateurs pollueurs de réduire à
des valeurs acceptables, les taux d’harmoniques qu'ils injectent dans le réseau.
Il existe plusieurs solutions pour limiter la propagation et l’effet des courants harmoniques
dans les réseaux électriques. Parmi celles-ci, l’utilisation de dispositifs à absorption
sinusoïdale de courant tel que redresseur MLI triphasé.
L’objectif de ce travail est l’étude et la simulation d’un redresseur MLI triphasé, appelé aussi
redresseur à absorption sinusoïdale de courant. Il prélève sur le réseau alternatif, un courant
quasi-sinusoïdal et en phase avec la tension. Ceci permet de diminuer la distorsion du courant
à l’entrée du convertisseur et de compenser la consommation de la puissance réactive, ce qui
conduit à une amélioration du facteur de puissance en ligne.
Mots-Clés
Redresseurs MLI triphasé, redresseur à absorption sinusoïdale de courant, Courants
harmoniques, charges non linéaires, commande par hystérésis, commande par MLI.
Sommaire
Sommaire
Introduction générale .................................................................................................................2
Chapitre I
Etude du fonctionnement du redresseur triphasé à MLI
I.1 Introduction ...........................................................................................................................3
I.2 Conséquences de la Pollution harmonique des convertisseurs statiques ………………….3
I.3 Solutions de dépollution des courants harmoniques………………………………………..4
I.4 Convertisseurs à prélèvement sinusoïdal………………………………………………..…5
I.5 Structure et principe de fonctionnement du redresseur triphasé à MLI…………………….7
I.5.1 Structure………………………………………………………………………………8
I.5.2 Principe de fonctionnement…………………………………………………………..9
I.5.3 Analyse du fonctionnement ………………………………………………………….9
I.5.4 Etude et dimensionnement des éléments de filtrage………………………………. 10
I.6 Conclusion………………………………………………………………………………...13
Chapitre II
Modélisation du redresseur triphasé à MLI et étude des boucles d'asservissements
II.1 Introduction ……………………………………………………………………………..15
II.2 Modélisation du convertisseur…………………………………………………………....15
II.3 Etude des boucles d’asservissements…………………………………………………….19
II.3.1 Commande par hystérésis………………………………………………………..……..21
a) Etude de la boucle de courant………………………………………………………...…21
b) Etude de la boucle de tension…………………………………………………….……..22
II.3.2 Commande par MLI………………………………………………………………...….25
a) Etude de la boucle de courant……………………………………………………....25
b) Etude de la boucle de tension…………………………………………………..….28
II.4 Conclusion………………………………………………………………………………..29
Sommaire
Chapitre III
Dimensionnement et simulation du redresseur triphasé à MLI
III.1 Introduction……………………………………………………………………………..31
III.2 Dimensionnement du redresseur MLI…………………………………………………..31
III.2.1 Cahier des charges………………………………………………………………...31
III.2.2 Calcul numérique………………………………………………………………….31
III.3 Commande par hystérésis…………………………………………………………...32
a)Sans boucle de régulation de tension……………………………………………….32
b) Avec boucle de régulation de tension……………………………………………...35
III.4.Commande par MLI……………………………………………………………………..38
a) Sans boucle de régulation de tension ……………………………………………... 38
b) Avec boucle de régulation de tension………………………………………………41
III.5 Conclusion……………………………………………………………………………... 45
Conclusion générale………………………………………………………………………….46
Bibliographie………………………………………………………………………………….47
Annexe………………………………………………………………………………….…….49
Glossaire
MLI: Modulation de Largeur d'Impulsion.
MOSFET: metal–oxide–semiconductor field-effect transistor.
IGBT: Insulated-gate bipolar transistor.
GTO: Gate Turn Off Thyristors.
PLL: Phase Locked Loop (boucle à verrouillage de phase).
THD : Taux de Distorsion Harmonique.
PFC : Power Factor Correction.
PF: Power Factor
i : courant de la source.
𝑖𝑐ℎ : courant de la charge.
𝑖𝑐 : courant de condensateur.
𝑣a , 𝑣b et 𝑣c : Les trois tensions du réseau alternatif triphasé
𝑣ea , 𝑣eb et 𝑣ec : les trois tensions à l’entrée du redresseur MLI.
𝑣𝑒𝑎∗ : la tension de référence de la phase « a » à l’entrée du redresseur MLI
𝑉𝑐 : tension aux bornes du condensateur de redresseur.
∆𝑖 : la largeur de la bande d'hystérésis.
Introduction générale
1
Introduction générale
Les systèmes commandés à base d'électronique de puissance, très utilisés dans
l'industrie, tels que les convertisseurs statiques qui sont considérés comme des charges non
linéaires, celles-ci absorbent un courant non sinusoïdal, donc des courants harmoniques.
Un récepteur non linéaire provoque des chutes de tension harmoniques dans les circuits qui
l'alimentent. De plus, la circulation des courants harmoniques dans les impédances du réseau
électrique entraîne de plus en plus des problèmes de perturbations au niveau de ce réseau.
Parmi ces perturbations, l'augmentation régulière, de la part des consommateurs, des taux
d'harmoniques et de déséquilibre des courants ainsi qu'une importante consommation de la
puissance réactive et par conséquent l'obtention d'un mauvais facteur de puissance.
Ces perturbations et d'autres (harmoniques et déséquilibres de tension) ont des conséquences
néfastes sur les équipements électriques, lesquelles peuvent aller d'un fort échauffement ou
d'un arrêt soudain des machines tournantes jusqu'à la destruction totale de ces équipements.
Il existe plusieurs solutions de dépollution des courants harmoniques pour limiter la
propagation et l'effet des harmoniques dans les réseaux électriques. Parmi ces solutions,
l'utilisation de dispositifs à absorption sinusoïdale de courant tel que le redresseur à
Modulation de Largeur d’Impulsion (MLI) triphasé qui permet une compensation des
harmoniques et de la puissance réactive, ce qui conduit à une amélioration du facteur de
puissance en ligne.
Dans ce sens, le but de ce travail consiste à étudier un redresseur à MLI en pont triphasé très
employé pour les fortes puissances surtout en traction ferroviaire.
L'étude présentée dans ce mémoire est organisée en trois chapitres :
- Le premier chapitre présente d’une manière générale les conséquences des phénomènes
harmoniques et les différentes solutions (traditionnelles et modernes) de dépollution
des courants harmoniques, ainsi que la structure et le principe de fonctionnement du
redresseur MLI triphasé et le dimensionnement de ses principaux éléments (bobine et
condensateur).
- Le second chapitre est consacré à la modélisation du convertisseur et à l'étude des
boucles d'asservissement de courant et de tension pour les deux types de commande
considérés (par hystérésis et par MLI) par détermination des régulateurs (ou
Introduction générale
2
correcteurs) nécessaires pour garantir une absorption sinusoïdale du courant en ligne et
maintenir une tension à la sortie du redresseur presque constante.
- Le dernier chapitre est réservé à une application pour le dimensionnement d'un
redresseur MLI triphasé, à partir d'un cahier de charges désiré, et l'analyse de son
fonctionnement par simulation (sous Psim) pour les deux types de commande
considérés, ce qui permet de suivre l'évolution temporelle des différentes grandeurs
d'entrée et de sortie.
CHAPITRE I
Etude du fonctionnement du redresseur triphasé à MLI
I.1 Introduction
I.2 Conséquences de la Pollution harmonique des convertisseurs statiques
I.3 Solutions de dépollution des courants harmoniques
I.4 Convertisseurs à prélèvement sinusoïdal
I.5 Structure et principe de fonctionnement du redresseur triphasé à MLI
I.5.1 Structure
I.5.2 Principe de fonctionnement
I.5.3 Analyse du fonctionnement
I.5.4 Etude et dimensionnement des éléments de filtrage
I.6 Conclusion
Chapitre I Etude du fonctionnement du redresseur MLI triphasé
3
I.1 Introduction
Depuis les dernières décennies, il y a une forte augmentation des charges non-
linéaires connectées au réseau électrique telles que : les ordinateurs, les télécopieurs, les
lampes à décharge, les fours à arc, les chargeurs de batterie, les systèmes de l’électronique
de puissance, les alimentations électroniques, …
Les conséquences sur les systèmes d'alimentation électrique deviennent préoccupantes du fait
de l’utilisation croissante de ces équipements, mais aussi de l'utilisation des composants de
l'électronique dans presque toutes les charges électriques. En effet, une charge non-linéaire
impose au réseau un courant distordu ou déformé avec une amplitude très importante et son
fondamental est déphasé par rapport à la tension du réseau. Cette distorsion s’accompagne de
deux inconvénients perturbant le réseau d’alimentation :
- La consommation de l’énergie réactive,
- L’injection sur le réseau de courants harmoniques.
Ce qui se traduit par un mauvais facteur de puissance de l’installation globale.
I.2 Conséquences de la Pollution harmonique des convertisseurs statiques
De nombreux effets des harmoniques sur les installations et les équipements
électriques peuvent être cités. Les effets les plus importants sont [1]:
L’échauffement des câbles, des condensateurs et des machines dû aux pertes cuivre et
fer supplémentaires.
L’interférence avec les réseaux de télécommunication, causée par le couplage
électromagnétique entre les réseaux électriques et de télécommunication peut induire
dans ces derniers des bruits importants.
Les défauts de fonctionnements de certains équipements électriques comme les
dispositifs de commande et de régulation, tout appareil dont le fonctionnement est
basé sur le passage par zéro des grandeurs électriques (appareils utilisant la tension
comme référence) peut être perturbé.
Le phénomène de résonance. Les fréquences de résonance des circuits formés par des
inductances du transformateur et des câbles sont normalement élevées. Ce n’est pas le
cas 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 statiques. Dans ce
cas, il y aura des phénomènes d’amplification d’harmoniques qui peut détruire les
équipements raccordés.
Chapitre I Etude du fonctionnement du redresseur MLI triphasé
4
I.3 Solutions de dépollution des courants harmoniques
I.3.1 Solutions de dépollution traditionnelles [2]
I.3.1.1 Compensation de la puissance réactive
La puissance réactive est majoritairement consommée par les moteurs asynchrones et
plus récemment par des dispositifs à base d’électronique de puissance.
Différentes méthodes de compensation sont utilisées pour relever le facteur de puissance. La
plus simple consiste à placer des batteries de condensateurs en parallèle avec le réseau.
L’inconvénient de cette méthode réside dans le fait que la puissance réactive fournie par les
condensateurs est constante et qu’elle ne s’adapte pas à l’évolution du besoin.
I.3.1.2 Compensation des courants harmoniques
Plusieurs solutions existent pour limiter la propagation et l’effet des harmoniques dans
les réseaux électriques :
l’utilisation de convertisseurs peu polluants qui ont pour effet de diminuer la distorsion
harmonique,
l’utilisation de dispositifs de filtrage pour réduire la propagation des harmoniques produit
par des charges non linéaires.
Le filtrage consiste à placer en parallèle sur le réseau d’alimentation une impédance de
valeur très faible autour de la fréquence à filtrer et suffisamment importante à la fréquence
fondamentale du réseau. Parmi les dispositifs de filtrage les plus répondus, on distingue le
filtre passif résonnant et le filtre passif amorti ou passe-haut (Fig.1.1) :
Fig.1.1 a) Filtre passif résonnant b) Filtre passif amorti
- Le filtre résonnant est un filtre très sélectif. Il peut se connecter en parallèle avec d’autres
filtres résonnants.
Chapitre I Etude du fonctionnement du redresseur MLI triphasé
5
- Le filtre passe-haut compense les harmoniques supérieurs ou égaux à sa fréquence propre.
Il peut se connecter en parallèle avec d’autres filtres résonnants.
Ces dispositifs sont utilisés pour empêcher les courants harmoniques de se propager dans les
réseaux électriques. Ils peuvent aussi être pour compenser la puissance réactive. Malgré leur
large utilisation dans l’industrie, ces dispositifs peuvent présenter beaucoup d’inconvénients :
- manque de souplesse à s’adapter aux variations du réseau et de la charge,
- Equipements volumineux,
- problèmes de résonance avec l’impédance du réseau.
I.3.2 Solutions de dépollution modernes
Les solutions de dépollution traditionnelle ne répondant plus à l’évolution des réseaux
électriques et des charges à protéger, comme nous venons de le décrire précédemment,
d’autres solutions modernes ont été proposées.
La première solution de dépollution consiste à fabriquer la charge la moins polluante possible,
de manière à réduire le taux d’émission d’harmoniques.
Les appareils à prélèvement sinusoïdal sont aussi proposés pour la compensation des
harmoniques et de la puissance réactive.
Cependant, ces solutions entraînent un coût supplémentaire et demandent plus que le savoir
faire habituel pour les mettre en œuvre. De plus, ces solutions ne résolvent pas les problèmes
causés par les charges polluantes qui existent sur le marché.
Afin d’accompagner l’évolution des contraintes du fournisseur et du consommateur sans
imposer un changement aux installations, une famille de filtre actifs parallèles a été proposée
comme une solution de dépollution des perturbations en courant [2].
I.4 Convertisseurs à prélèvement sinusoïdal
Le prélèvement d’un courant sinusoïdal engendre une nouvelle structure de conversion
AC/DC, différente de la version classique, où le courant peut être contrôlé. Les techniques de
prélèvement sinusoïdal s’appliquent aux structures monophasées et triphasées. Dans ce
contexte, plusieurs structures ont été développées et présentées dans la littérature, ayant pour
objectif d’assurer un facteur de puissance unitaire [3].
Chapitre I Etude du fonctionnement du redresseur MLI triphasé
6
I.4.1 Convertisseur PFC (Power Factor Correction)
La structure de base du convertisseur AC/DC avec correction du facteur de puissance
ainsi que son principe de commande sont illustrés sur la figure 1.2 Il s’agit d’un redresseur en
pont à diodes connecté au réseau et doté d’un étage de correction placé entre la sortie du pont
et la charge. Cet étage de correction du facteur de puissance, basé sur une structure d’un
hacheur élévateur comprend une inductance, un interrupteur de puissance à double commande
(Tr Bip., IGBT, MOSFET) et une diode de puissance. Cet ensemble est mis en parallèle avec
le condensateur du bus continu. Le convertisseur AC/DC ainsi obtenu constitue une structure
élévatrice et non réversible, mettant en jeu un seul interrupteur commandable [4].
Fig.1.2 Structure et principe de commande d’un convertisseur AC/DC avec PFC.
I.4.2 Redresseurs à injection de courant
Les redresseurs triphasés à injection de courant sont apparus au début de années 1990,
suite à des tentatives pour améliorer les performances des convertisseurs AC/DC déjà
présents. Le schéma synoptique de cette structure est représenté sur la figure 1.3 un circuit de
modulation crée, par le procédé de mise en forme des courants à la sortie du pont à diodes, un
courant qui est injecté au réseau d’alimentation à l’aide d’un circuit de distribution.
L’injection d’un tel courant permet de compenser les paliers à zéro des courants de ligne,
inhérents au fonctionnement normal du pont à diodes. Plusieurs variantes de ce type de
convertisseur existent actuellement au fonctionnement normal du pont à diodes. Elles se
distinguent par la nature des circuits de modulation et de distribution qui peuvent être soit
passifs, soit actifs [4].
Chapitre I Etude du fonctionnement du redresseur MLI triphasé
7
Fig.1.3 Schéma synoptique d’un convertisseur AC/DC triphasé à injection de courant.
I.4.3 Redresseurs MLI :
Cette structure fait appel à un onduleur à MLI fonctionnant en redresseur, désigné sous
le nom de redresseur à Modulation de Largeur d’Impulsion (MLI) également appelé
redresseur à PWM (Pulse Width Modulation). Ces convertisseurs peuvent prélever des
courants sinusoïdaux sur le réseau alternatif et assurer aussi un facteur de puissance unitaire.
Selon le type d’onduleur utilisé, nous distinguons deux structures de redresseurs MLI [4] :
- Redresseur MLI de courant
- Redresseur MLI de tension.
I.5 Structure et principe de fonctionnement du redresseur triphasé à MLI
I.5.1 Structure
Le nombre d’applications du redresseur MLI dans le domaine des petites puissances,
reste encore limité à ce jour. Pour les fortes puissances, ce convertisseur est utilisé en traction
ferroviaire, sous 50 Hz où la minimisation des perturbations générées par la caténaire sur
l’environnement (signalisations, communications…) est particulièrement recherchée.
Le circuit de puissance du redresseur MLI triphasé est donné par la figure 1.4 :
Chapitre I Etude du fonctionnement du redresseur MLI triphasé
8
Fig.1.4 Circuit de puissance du redresseur MLI en pont triphasé
Ce circuit comporte :
six commutateurs à semi-conducteurs commandable à l’ouverture et à la fermeture.
Chaque commutateur est shunté par une diode branchée en antiparallèle pour la
récupération.
L est l’inductance du filtre placé au plus prés du convertisseur et qui permet de
réduire les ondulations hautes fréquences sans trop affecter la composante basse
fréquence à 50 Hz.
R représente la résistance par ligne du réseau alternatif.
Du coté continu, C représente la capacité du condensateur jouant le rôle
d'accumulateur d'énergie, la charge à courant continu est constituée d’une résistance
Rch.
𝑣ea , 𝑣eb et 𝑣ec les trois tensions à l’entrée du redresseur MLI
Les trois tensions du réseau alternatif triphasé, sont données par la relation :
𝑣a = 𝑉 max sin(t)
𝑣b = 𝑉 max sin(t − 2
3)
𝑣c = 𝑉 max sin(t − 4
3)
Chapitre I Etude du fonctionnement du redresseur MLI triphasé
9
I.5.2 Principe du fonctionnement
Le redresseur de tension fonctionne en gardant la tension du bus continu à une valeur
de référence désirée, en utilisant une commande en boucle fermée. Pour accomplir cette tâche,
la tension du bus continu 𝑉𝑐 est mesurée et comparée avec une tension de référence 𝑉𝑐𝑟𝑒𝑓 , le
signal d’erreur produit de cette comparaison est employé pour commuter les six interrupteurs
du redresseur à la fermeture et à l’ouverture. De cette façon, la puissance peut s’écouler dans
les deux sens selon les conditions sur la tension du bus continu 𝑉𝑐 mesurée aux bornes du
condensateur C.
Quand le courant 𝑖𝑐ℎ est positif (fonctionnement redresseur), le condensateur C est
déchargé, et le signal d’erreur demande au bloc de commande plus de puissance de la source
alternative. Le bloc de commande prend la puissance de la source alternative en produisant un
signal MLI approprié pour les six interrupteurs. De cette façon, un écoulement plus de courant
de la source alternative au côté continu, et la tension de condensateur est récupérée.
Inversement, quand le courant 𝑖𝑐ℎ est négatif (fonctionnement onduleur), le condensateur C
est surchargé, et le signal d’erreur demande au bloc de commande pour décharger le
condensateur, et la puissance retourne à la source alternative.
La commande MLI peut, non seulement, contrôler la puissance active, mais également
la puissance réactive, et donc ce type de redresseur permet la correction du facteur de
puissance. En outre, les formes d’ondes des courants de la source peuvent être maintenus
comme presque sinusoïdales, ce qui réduit la distorsion de la source [5].
I.5.3 Analyse du fonctionnement
L’avantage principal du redresseur de tension à MLI, par rapport aux autres
convertisseurs à absorption de courant sinusoïdal, vient de sa capacité à fonctionner en mode
redressement et en mode régénération. En effet, si la charge connectée au bus continu
consomme de la puissance active, le convertisseur fonctionne en mode redressement (il
prélève au réseau de la puissance active). Si elle produit de la puissance active, le
convertisseur fonctionne en mode régénération (il fournit de la puissance active au réseau).
Lors de ces deux modes de fonctionnement, la tension du bus continu est contrôlable en
échangeant une partie de la puissance transitée pour charger ou décharger le condensateur.
Notons que pour un fonctionnement idéal du redresseur, l’onduleur doit se comporter
comme une source de tension côté réseau et comme une source de courant côté charge. Le
Chapitre I Etude du fonctionnement du redresseur MLI triphasé
10
respect de l’équilibre des puissances nécessite le contrôle des puissances fondamentales active
et réactive et de la minimisation de celles dues aux harmoniques. De plus, la composante
continue de la tension du bus continu doit être contrôlable quelque soit la nature de la charge
connectée en sortie du redresseur, linéaire ou non linéaire, passive ou active.
La première application du redresseur à MLI est dans le remplacement des redresseurs
à diodes constituant l’étage d’entrée des variateurs de vitesse. Il peut être également utilisé
dans le domaine de la production d’énergie éolienne. Les deux cas les plus répandues sont :
- Les machines asynchrones à double alimentation, où le redresseur relie le rotor au réseau ;
- Les machines synchrones à aimants permanents, où le redresseur est relié au stator.
Il est possible d’imaginer d’autres applications, comme celle de contrôler la tension d’un bus
continu où d’autres systèmes peuvent venir se connecter [4].
I.5.4 Etude et dimensionnement des éléments de filtrage
L’efficacité et les performances du pont redresseur à MLI dépendent de plusieurs
paramètres, en l’occurrence le choix des éléments passifs de filtrage qui lui sont associés, à
savoir l’inductance de couplage L et le condensateur du bus continu C. Ces deux éléments
jouent un rôle crucial, en régime permanent et transitoire, pour obtenir un bon amortissement
des oscillations des courants prélevés sur le réseau et une tension du bus continu avec une
ondulation résiduelle limitée.
I.5.4.1 Dimensionnement de l’inductance L
Comme nous l’avons cité auparavant, la présence des inductances de couplage au
réseau est indispensable pour assurer le contrôle des courants absorbés par le redresseur. Ces
inductances jouent le rôle de filtre passe bas et limitent l’ondulation du courant à la fréquence
de commutation. Pour cette raison, le calcul de l’inductance fait intervenir les paramètres
classiques qui sont : la fréquence de commutation, l’ondulation maximale admissible du
courant la traversant et la tension appliquée à ses bornes. Il faut donc définir l’allure de cette
tension, en se plaçant dans le cas le plus défavorable. Ce point de fonctionnement est atteint
lors du passage par zéro et par valeurs croissantes de la tension simple 𝑣𝑎 , correspondant au
cas le plus défavorable pour la phase "a".
En émettant l’hypothèse que le redresseur est commandé par une modulation
intersective (triangulo-sinusoïdale) et que les trois modulantes soient considérées constantes
lors d’une période de commutation et en supposant une porteuse symétrique, alors les allures
des formes d’ondes sont indiquées sur la figure 1.5. A partir des expressions des modulantes,
Chapitre I Etude du fonctionnement du redresseur MLI triphasé
11
il est possible de calculer les temps de commutation 𝑡1 et 𝑡2, en posant t = 0 pour les trois
modulantes (Fig.1.5) [4].
1
1 1 1 4sin
2 2 2 2 3
d
rt T
2
1 1 1, sin(0)
2 2 2 2
d
rt T
(1.1)
∆𝑡 = 𝑡2 − 𝑡1 = 𝑇𝑑 3
8𝑟 (1.2)
Où r : Le coefficient de réglage ou profondeur de modulation
Dans cette situation, la tension aux bornes de l’inductance vaut : 3
cL
Vv
L’ondulation du courant, a max min= I - Ii , peut maintenant être calculée par la formule
suivante :
1 3 12. . . 2. . . .
3 8 c
a L
d
Vi v t r
L f Lmax
4 3 . c
a
d
Vi
L f (1.3)
min
max4 3 .
c
d a
VL L
f I (1.4)
L minL L
max4 3 .
c
d a
V
f I (1.5)
Fig.1.5 Forme de la tension d’entrée pour la phase a.
Chapitre I Etude du fonctionnement du redresseur MLI triphasé
12
I.5.4.2 Dimensionnement du condensateur de sortie C :
En négligeant les pertes actives dans le pont redresseur, le bilan d’énergie permet
d’écrire la relation suivante [6]:
Réseau Inductance Condunsateur Charge dW =dW +dW +dW (1.6)
Nous pouvons en première approximation négliger les échanges d’énergie avec les
inductances :
Réseau Condunsateur Charge dW =dW +dW (1.7)
Pour un pont triphasé, l’équation précédente conduit à l’expression ci-dessous :
c dc3.v (t) .i( t) dt = v (t) .i (t) dt (1.8)
Avec ∶ v = 𝑉 max sin(t)
i = 𝐼 max sin(t − ) (1.9)
dc c chi i i
Soit : c dcv i = max max3. . .sin( ).sin( )V I t t
(1.10)
c dcv i = ( )c c chv i i max max max max
3 3. .cos( ) . .cos(2. )
2 2V I V I t
(1.11)
La tension aux bornes du condensateur peut se décomposer en deux termes :
c c-moy c-ond =Vv v
Où : c-moyV : tension continue
c-ondv : tension variable
Avec : c-ond max c-moyv V
Si le courant de charge est supposé constant, on déduit alors l’expression approximative du
courant de la charge et celle du condensateur :
Dans la charge : max max
c-moy
3cos
2ch
V Ii
V
(1.12)
Dans le condensateur: max max
c-moy
3cos(2. )
2 c
V Ii t
V
Chapitre I Etude du fonctionnement du redresseur MLI triphasé
13
Remarque :
Le condensateur doit pouvoir échanger l’énergie fluctuante avec le réseau sans entraîner
d’ondulation trop importante à ses bornes.
Détermination de l’ondulation de tension aux bornes du condensateur :
c-ond. .cc
dv dvi C C
dt dt
(1.13)
D’où :
max max max maxc-ond
c-moy c-moy
3 cos(2. ) 3 sin(2. )1 1
2 4
c
V I t V I tv i dt dt
C C V V C
(1.14)
Détermination de la capacité :
L’ondulation crête à crête permet de définir la valeur de la capacité :
max max max maxc-ond max
c-moy c-moy
3 32.
2 2
c
c
V I V IV V C
V C V V
(1.15)
Si on considère que les pertes du convertisseur sont négligeables alors, au point de
fonctionnement nominal, l’égalité entre la puissance cotée alternatif et celle du coté continu,
permet d’écrire :
max max
3. .
2c dcV I V I
(1.16)
I.6 Conclusion
Nous avons présenté dans ce chapitre les divers problèmes de pollution du réseau
électrique engendrés par les charges polluantes (non-linéaires) et les différentes solutions de
dépollution.
Les équipements électriques utilisant des convertisseurs statiques consomment de la puissance
réactive, ce qui peut provoquer un faible facteur de puissance. De plus ces convertisseurs
injectent des courants harmoniques dans les réseaux d’alimentation, ce qui entraîne une
augmentation du niveau de pollution harmonique dans ces derniers.
L’emploi de dispositifs à prélèvement sinusoïdal tel que le redresseur à MLI, compte parmi
les solutions modernes pour la compensation des harmoniques et de la puissance réactive et
par suite l’amélioration du facteur de puissance en ligne.
Chapitre I Etude du fonctionnement du redresseur MLI triphasé
14
Le dimensionnement des principaux éléments du redresseur MLI est essentiel pour minimiser
l’effet des courants harmoniques.
Pour corriger de façon active le facteur de puissance, on utilise une loi de commande
particulière qui se base sur une régulation du courant à l’entrée du redresseur MLI triphasé et
aussi sur une deuxième boucle de régulation externe à la boucle de courant, qui est
généralement nécessaire pour asservir la tension du coté continu. C’est ce que nous allons
traiter dans le chapitre suivant.
CHAPITRE II
Modélisation du redresseur MLI triphasé et étude des boucles
d’asservissements
II.1 Introduction
II.2 Modélisation du convertisseur
II.3 Etude des boucles d’asservissements
II.3.1 Commande par hystérésis
a) Etude de la boucle de courant
b) Etude de la boucle de tension
II.3.2 Commande par MLI
a) Etude de la boucle de courant
b) Etude de la boucle de tension
II.4 Conclusion
Chapitre II Modélisation du redresseur MLI triphasé et étude des boucles d’asservissements
15
II.1 Introduction
L'utilisation des redresseurs classiques cause un fort taux d'harmoniques généré dans
le réseau entraînant des distorsions dans l'onde de tension, ce qui conduit à la détérioration du
facteur de puissance du côté réseau.
Pour éviter ces perturbations, on s'oriente de plus en plus vers le remplacement des
redresseurs classiques par des redresseurs à modulation de largeur d'impulsions capables :
d’imposer une forme de courant sinusoïdale quel que soit le type de charge
de contrôler le facteur de puissance ;
d’assurer la réversibilité fonctionnelle.
Nous allons étudier dans ce chapitre le redresseur MLI d'une façon concrète c'est à dire la
modélisation et la commande du système. Les objectifs de la commande sont : de faire suivre
le courant dans réseau, le courant de référence de forme d'onde sinusoïdale (ainsi, le courant
d'entrée est sinusoïdal et en phase avec la tension du réseau), de régler la valeur moyenne de
la tension de sortie à sa valeur de référence.
II.2 Modélisation du convertisseur
La figure 2.1 présente le schéma unifilaire d’un pont redresseur connecté au réseau, 𝒗
est tension de la source et R, L sont les paramètres de la ligne, 𝑣𝑒 est la tension d’entée du
redresseur MLI [5].
Fig.2.1 Schéma unifilaire d’un pont redresseur MLI connecté au réseau
Le courant de ligne 𝒊 est commandé par la chute de tension produite par l’inductance
L et la résistance R de la ligne et la tension d’entrée du redresseur 𝑣𝑒 . Le pont redresseur est
constitué de trois bras avec deux transistors (MOS, IGBT, …) en antiparallèle avec des diodes
Chapitre II Modélisation du redresseur MLI triphasé et étude des boucles d’asservissements
16
(Fig.2.2) qui sont présentés comme des interrupteurs pouvant être commandés à l’ouverture
(état 0) et à la fermeture (état 1). Les tensions d’entrée 𝑣𝑒𝑎𝑏𝑐 sont en fonction des états de ces
interrupteurs (Fig.2.3) :
Fig.2.2 Pont redresseur MLI
Fig.2.3 Etats de commutation du pont redresseur MLI.
Chapitre II Modélisation du redresseur MLI triphasé et étude des boucles d’asservissements
17
De cette table, on peut écrire les tensions d’entrée du redresseur d`une manière générale,
comme suit [5] :
𝑣𝑎𝑏 = (𝑠𝑎 − 𝑠𝑏)Vc
𝑣𝑏𝑐 = (𝑠𝑏 − 𝑠𝑐)Vc (2.1)
𝑣𝑐𝑎 = (𝑠𝑐 − 𝑠𝑎)Vc
D’où, on peut déduire les tensions simples :
𝑣𝑒𝑎 = 𝑓𝑎 Vc
𝑣𝑒𝑏 = 𝑓𝑏 Vc (2.2)
𝑣𝑒𝑐 = 𝑓𝑐 Vc
Avec :
𝑓𝑎 =2𝑠𝑎 − (𝑠𝑏 + 𝑠𝑐)
3
𝑓𝑏 =2𝑠𝑏−(𝑠𝑎 +𝑠𝑐)
3 (2.3)
𝑓𝑐 =2𝑠𝑐 − (𝑠𝑎 + 𝑠𝑏)
3
Leurs valeurs sont résumées dans le tableau suivant :
k 𝑠𝑎 𝑠𝑏 𝑠𝑐 𝑣𝑒𝑎 𝑣𝑒𝑏 𝑣𝑒𝑐
0 1 0 0 2𝑉𝑐 3 −𝑉𝑐 3 −𝑉𝑐 3
1 1 1 0 𝑉𝑐 3 𝑉𝑐 3 −2𝑉𝑐 3
2 0 1 0 −𝑉𝑐 3 2𝑉𝑐 3 −𝑉𝑐 3
3 0 1 1 − 2𝑉𝑐 3 𝑉𝑐 3 𝑉𝑐 3
4 0 0 1 −𝑉𝑐 3 −𝑉𝑐 3 2𝑉𝑐 3
5 1 0 1 𝑉𝑐 3 −2𝑉𝑐 3 𝑉𝑐 3
6 0 0 0 0 0 0
7 1 1 1 0 0 0
Tableau.2.1 Valeurs des tensions simples selon les états possibles des interrupteurs
Représentation dans le référentiel triphasé abc
Selon la figure 2.1, les équations des tensions simples pour le système triphasé équilibré sans
neutre peuvent être écrites comme suit :
𝒗 = 𝑣𝐿 + 𝑣𝑒 (2.4)
𝑣 = 𝑅𝑖 + 𝐿𝑑𝑖
𝑑𝑡+ 𝑣𝑒 (2.5)
Chapitre II Modélisation du redresseur MLI triphasé et étude des boucles d’asservissements
18
a a a ea
b b b eb
c c c ec
v i i vd
v R i L i vdt
v i i v
(2.6)
Et la tension d'entrée du redresseur peut être écrite comme suit :
1
3
c
e c n n
n a
v V S S
(2.7)
Où nS = 0 ou 1, est l’état des interrupteurs, où (n = a, b, c), Par ailleurs, on peut écrire le
courant du bus continu comme
cc
dVC i
dt
(2.8)
Le courant dans la capacité peut aussi écrire
c dc chi i i
(2.9)
Aussi, le courant 𝑖𝑐 est la somme du produit des courants de chaque phase par l'état de son
interrupteur :
ca a b b c c ch
dVC S i S i S i i
dt
(2.10)
Donc, du côté alternatif du redresseur, on a :
1 1( )
3 3
ca
a a c a n a c a a b c
n a
diL Ri v V S S v V S S S S
dt
1 1( )
3 3
cb
b b c b n b c b a b c
n a
diL Ri v V S S v V S S S S
dt
(2.11)
1 1( )
3 3
cc
c c c c n c c c a b c
n a
diL Ri v V S S v V S S S S
dt
Où les tensions du réseau sont exprimées par :
𝑣𝑎 = 𝑉𝑚𝑎𝑥 sin(t)
𝑣𝑏 = 𝑉𝑚𝑎𝑥 sin(t − 2
3) (2.12)
𝑣𝑐 = 𝑉𝑚𝑎𝑥 sin(t − 4
3)
L'équation précédente peut s’écrire comme suit :
1( )
3
c
n n c n n
n a
dL R i v V S S
dt
(2.13)
cc
n n ch
k a
dVC i S i
dt
(2.14)
Chapitre II Modélisation du redresseur MLI triphasé et étude des boucles d’asservissements
19
La combinaison des équations (2.13) et (2.14) permet de représenter le schéma
fonctionnel triphasé suivant (Fig.2.4) :
Fig.2.4 Schéma fonctionnel du redresseur MLI dans le référentiel triphasé abc.
II.3 Etude des boucles d’asservissements
La commande rapprochée d’un convertisseur de l’électronique de puissance est une
séquence d’événements correspondant à des commandes de fermeture et d’ouverture des
interrupteurs au sein du convertisseur. On distingue deux techniques de commande (l’une en
tension et l’autre en courant) :
La première est basée sur le réglage de courant d’entrée par la MLI à hystérésis, la
boucle de réglage qui assure la commande de la tension de sortie du redresseur et la régulation
Chapitre II Modélisation du redresseur MLI triphasé et étude des boucles d’asservissements
20
du courant d’entrée, fait généralement partie d’une structure de régulation en cascade. Le
courant de référence appliquée à l’entrée du comparateur à hystérésis provient d’un régulateur
principal qui assure le réglage de la tension de sortie Vc .
Cette technique de commande est basée sur une comparaison du courant d’entrée i(t) au
courant de référence iref (t). Celle-ci permet d’imposer une différence entre ces deux courants
comprise dans une bande à hystérésis ± Δi (Fig.2.5)
Fig.2.5 Principe de contrôle du courant par hystérésis.
La deuxième est la technique de Modulation de Largeur d’Impulsions (MLI), qui
consiste à adopter une fréquence de commutation supérieure à la fréquence des grandeurs de
sortie, de telle sorte que chaque alternance de la tension d’entrée soit formée d’une succession
de créneaux de largeur variable. La plus courante est la modulation sinus-triangle, qui consiste
à comparer une onde modulante (référence sinusoïdale de basse fréquence) à une onde
porteuse (de forme triangulaire et de fréquence élevée), (Fig.2.6) :
Fig.2.6 Modulateur MLI à porteuse triangulaire.
Chapitre II Modélisation du redresseur MLI triphasé et étude des boucles d’asservissements
21
II.3.1 Commande par hystérésis
a) Etude de la boucle de courant :
La structure globale du contrôle par hystérésis des courants prélevés sur le réseau par un
pont redresseur de tension triphasé à MLI est présentée sur la figure 2.7, les trois courants à
l’entrée du pont sont contrôlés à l’aide de trois comparateurs à hystérésis à bande fixe.
L’ensemble des trois sorties de ces comparateurs détermine les ordres de commande des
interrupteurs constituant le pont.
Fig.2.7 Commande par hystérésis sans boucle de tension
Pour commuter à fréquence fixe, la valeur de la bande d’hystérésis peut être calculée à tout
instant, à partir de la relation suivante [3] :
∆𝑖 =𝑉𝑐 1−
𝑣𝑒𝑎∗
𝑉𝑐 2
2
4𝐿𝑓𝑑 (2.15)
Où 𝑓𝑑 : est la fréquence de commutation désirée.
𝑣𝑒𝑎∗ : La tension de référence de la phase « a » à l’entrée du redresseur MLI
De l’équation (2.15), on déduit la nécessité d’avoir à tout moment 𝑉𝑒𝑎∗ < 𝑉𝑐 2 pour pouvoir
contrôler le signe de la pente de l’erreur de courant et de cette façon, arriver à la maintenir
dans la bande d’hystérésis.
Chapitre II Modélisation du redresseur MLI triphasé et étude des boucles d’asservissements
22
b) Etude de la boucle de tension :
b.1) Principe
Le rôle de la boucle de régulation de la tension du bus continu est de maintenir cette
tension à une valeur de référence constante, il est donc impératif que la structure soit régulée
en tension.
La commande en courant impose la puissance moyenne ( max max
3
2V I ) transmise à la charge. Ce
comportement en générateur de puissance laisse libre la tension 𝑉𝑐 d'évoluer selon la charge
𝑅𝑐ℎ dans le rapport 2
c
ch
V
R . En général, les utilisateurs demandent des générateurs de tension.
Il s'en suit la nécessité d'une adaptation automatique de la puissance fournie à la charge selon
ses variations pour maintenir 𝑉𝑐 . Nous venons de dresser le cahier des charges d'une boucle
de tension 𝑉𝑐 dont le signal de commande agira sur l'amplitude du courant 𝐼𝑟𝑒𝑓 avec une
contrainte de forme sinusoïdale. Le schéma de principe complet devient celui de la figure 2.8 :
Fig.2.8 Commande par hystérésis avec boucle de tension.
b.2) Modélisation par bilan de puissance :
Pour la modélisation de cette boucle, nous considérons la boucle interne de courant
parfaite, c’est à dire unitaire.
Chapitre II Modélisation du redresseur MLI triphasé et étude des boucles d’asservissements
23
Cette modélisation, peu classique, s’appuie sur le calcul de la puissance instantanée
côté réseau. Celle-ci s’écrit [8] :
P(t)= 3. max max( ). ( ) 3. sin( ) sin( )BF BFv t i t V t I t = 2
max max3. .2 sin ( )
2
BFV I t= max max3 ( )
2
V i t(2.16)
Avec : 2
max max( ) 2. sin ( )BFi t I t
(2.17)
On suppose toujours un rendement unitaire du pont redresseur, alors l’égalité des puissances
instantanées permet d’écrire :
max max
3. ( ) ( ). ( )
2 c dcV i t v t i t
(2.18)
D’autre part :
( ) ( )
( ) c cdc
ch
dv t v ti t C
dt R
(2.19)
Où : chR est la résistance de la charge.
En décomposant les variables courant et tension en une composante continue plus une
composante variable, telle que :
𝑣𝑐(𝑡) = 𝑉𝑐 + 𝑣𝑐 (2.20)
( ) dcdc dci t I i
(2.21)
Alors :
𝑣𝑐 𝑡 . 𝑖𝑑𝑐 𝑡 = 0( )c dc c dc c dc c dcV I V i v I v i
(2.22)
Le dernier terme de cette équation est une variation du second ordre que l’on peut négliger par
rapport aux autres. L’équation (2.21) s’écrit :
c c cdc dc
chch
V v dvI i C
R R dt Puisque
c
dcch
VI
R
c cdc
ch
v dvi C
R dt
d’après (2.23)
Donc :
2
( ). ( ) . .c
c c cc dc c c c
ch ch ch
V v dv Vv t i t V V C v
R R dt R
(2.24)
Or max max
3( ). ( ) . ( )
2c dcv t i t V i t d’après l’équation (2.18)
Chapitre II Modélisation du redresseur MLI triphasé et étude des boucles d’asservissements
24
2
max max max max max max max max max
3 3 3( ) ( ) . ( ) ( ) 2
2 2 2
cc c
c c
ch ch
V v dvi t I i t V i t V I V i t V V C
R R dt
Par identification, on obtient :
max max
3( )
2V i t =
2 c c
c c
ch
v dvV V C
R dt (2.25)
max max
3
2V I =
2
c
ch
V
R
La transformation de Laplace de l’équation (2.25) permet de déterminer la fonction de
transfert :
max
max
( ) 3.
( ) 4 12
c ch
chc
V p V R
R CI p V p
(2.26)
b. 3) Calcul du correcteur de tension
La boucle de tension doit compenser l’ondulation de la tension de sortie. Mais en
même temps, elle permet d’obtenir une distorsion harmonique 2𝑟𝑒𝑠 (𝑟𝑒𝑠 : pulsation du
réseau) superposée au courant d’entrée. Ce compromis conduit à choisir une bande passante
dont la largeur recommandée varie entre quelques Hz et 30 Hz [7].
Le schéma de la boucle de régulation en tension est représenté par la figure 2.9 :
Fig.2.9 Boucle de régulation en tension.
Avec 𝐻𝑖(𝑝) : boucle interne de courant.
Un correcteur Proportionnel-Intégrateur(PI) peut s’écrire sous la forme :
𝐶𝑣 𝑝 = 𝐾𝑉 1+𝑣𝑝
𝑣𝑝 (2.27)
Où :
vK : est le gain statique du correcteur PI de la tension de sortie de notre système.
v : est la constante de temps du correcteur PI de la tension de sortie de notre système.
𝑉𝑐 +
-
𝑯𝒊(p) 𝟑𝑽𝒎𝒂𝒙
𝟒𝑽𝒄
𝑹𝒄𝒉
𝟏 +𝑹𝒄𝒉𝑪𝒑
𝟐
𝑪𝒗(𝒑)
+
-
𝑉𝑐 𝑟𝑒𝑓
cref
Chapitre II Modélisation du redresseur MLI triphasé et étude des boucles d’asservissements
25
D’après le schéma fonctionnel de la figure (2.9) la fonction de transfert en boucle fermée (BF)
s’exprime :
2
( ) 1( )
1( )1 ( 1)
c vVBF
vcrefv
v v
V p pG P
V pp p
K G K G
(2.28)
Avec : max3
4
ch
c
R VG
V et
2
chR C
Pour déterminer les valeurs de vK et v , nous allons établir une identification du
dénominateur de l’équation (2.28) avec le dénominateur de la fonction de transfert du
2é𝑚𝑒 ordre canonique.
2
2
2 11
n n
p p
Où : est le coefficient d’amortissement du système de second ordre.
Et n : est la pulsation propre du système de second ordre.
Après identification:
2 1n
vKG
1 12 .v
n n
(2.29)
On a pour un coefficient d’amortissement 1 ; 0.64c
n
donc :
0.64
cn
Avec c la pulsation de coupure du système après correction
II.3.2 Commande par MLI
a) Etude de la boucle de courant :
La méthode de la MLI à porteuse triangulaire, compare l’erreur entre le signal
(courant) et sa consigne avec une onde triangulaire (porteuse) d’une amplitude et d’une
fréquence fixées. L’erreur passe par un correcteur et un limiteur avant d’être comparée avec la
porteuse triangulaire.
Chapitre II Modélisation du redresseur MLI triphasé et étude des boucles d’asservissements
26
La technique de commande sinus-triangle telle qu'elle est définie peut permettre un réglage
par les deux paramètres suivants :
- L'indice de modulation m =𝑓𝑃
𝑓𝑚
- Le coefficient de réglage r =𝑉𝑚
𝑉𝑝, 𝑉𝑚 et 𝑉𝑝 étant respectivement les valeurs maximales
de la modulante et de la porteuse respectivement.
Fig.2.10 Régulation en courant d’un redresseur triphasé MLI
Le modèle utilisé, est un modèle aux valeurs moyennes. Autrement dit, on assimile les
grandeurs variables à leur valeur moyenne, donc à l’évolution de leur composante basse
fréquence et on néglige les diverses chutes de tension autres que celle due à l’inductance du
filtre d’entrée. Pour plus de rigueur et de sûreté, il serait toutefois souhaitable de prendre en
considération le filtre d’entrée complet dans la modélisation. La fréquence de coupure de ce
filtre peut, dans certains cas, influencer le réglage de l’asservissement [8].
e
di tv L Ri t v t
dt
(2.30)
Après transformation de Laplace et avec l’hypothèse d’une tension Vc constante, l’équation
(2.30) permet d’écrire :
ev p v p
i pLp R Lp R
(2.31)
Chapitre II Modélisation du redresseur MLI triphasé et étude des boucles d’asservissements
27
Pour un convertisseur à découpage, une approximation consiste à le modéliser par un gain
statique pur :
0
max
2.
3. c
cde
VG
V
Notons, que le terme 0G est une fonction de cV et maxcdeV qui est une tension de commande.
Nous pourrions donc ajouter une entrée de perturbation v(p) au modèle (Fig.2.11) :
Alors : 0( ) . ( )e cdev p G V p
(2.32)
Fig.2.11 Schéma bloc du système en boucle ouverte
Un correcteur PI peut être utilisé dont la fonction de transfert est donnée par :
𝐶𝑖 𝑝 = 𝐾𝑖 1 + 𝑖𝑝
𝑖𝑝
A v(p) = 0, la fonction de transfert en Boucle Ouverte (BO) s’exprime à partir de la figure
2.12 :
Fig.2.12 Schéma équivalent en BO
0
(1 )( ) 1( )
( ) (1 )
i iiBO
ref i
K pi pG p G
i p p R P
Avec
L
R
(2.33)
La boucle du courant a pour but de ramener instantanément l’amplitude du courant i(t) à la
même valeur de 𝑖𝑟𝑒𝑓 (t). Ceci exige une réponse rapide tout en choisissant une bande
passante supérieur de 30 à 50 fois à la fréquence du réseau c’est-à-dire une bande passante qui
varie entre 1,5 kHz et 2,5 kHz et une marge de phase entre 60° et 70° est recommandée [7].
+
+
+
𝑖(𝑝) 𝑖𝑟𝑒𝑓 (𝑝) PI 𝑮𝟎 𝟏
𝑳𝒑 + 𝑹
𝑣(𝑝)
V(P)
i(p) 𝑣𝑒(𝑝) 𝑉𝑐𝑑𝑒 (𝑝)
+
+
- _ 𝑮𝟎
𝟏
𝑳𝒑 + 𝑹
Chapitre II Modélisation du redresseur MLI triphasé et étude des boucles d’asservissements
28
Pour répondre à ces besoins, le correcteur PI de paramètres 𝐾𝑖 et 𝑖 permet d’agir aux
basses fréquences. La fonction de transfert du système asservi du courant en Boucle Fermée
(B.F) s’obtient à partir du schéma suivant (Fig.2.13) :
Fig.2.13 Schéma bloc du système en BF
Donc 2
0 0
( ) 1( )
1 ( )1 (1 )
iBO iiBF
iiBOi
i i
G p pG p
RRG pp p
G K G K
(2.34)
Par identification du dénominateur de la fonction de transfert de notre système avec celui de
la fonction de transfert généralisée du système du second ordre :
22 11
n n
p p
On trouve :
0
2(1 )i
n i
R
G K
2
0
1 i
n i
R
G K
(2.35)
Ce qui donne :
2
0 0
2. . . .R .
i n
i n
R RK
G G
1 12i
n n
(2.36)
On a pour un coefficient d'amortissement 1 ; 0.64c
n
donc :
0.64
cn
b) Etude de la boucle de tension :
Le premier but de ce convertisseur est d’assurer une tension de sortie constante. Il est
donc impératif que la structure soit régulée en tension. Nous venons de voir une première
boucle de régulation permettant d’absorber un courant sinusoïdal et en phase avec la tension
𝑖𝑟𝑒𝑓 (𝑝)
-_
𝑖(𝑃) +
+
+
PI 𝑮𝟎 𝟏
𝑳𝒑 + 𝑹
Chapitre II Modélisation du redresseur MLI triphasé et étude des boucles d’asservissements
29
du réseau. Celle-ci sera donc insérée au sein d’une boucle externe de tension permettant de
réguler la tension de sortie (Fig.2.14).
Pour garantir un bon fonctionnement de ces boucles imbriquées, la dynamique de la boucle de
courant doit être nettement supérieure à celle de la boucle de tension. La boucle de courant
sera dans ce cas "vue" de la boucle de tension comme un simple gain unitaire.
Fig.2.14 Régulation en courant et en tension du redresseur MLI triphasé
En ce qui concerne le calcul du correcteur de la tension de sortie du convertisseur, on adopte
la même méthode utilisée par la commande par hystérésis, donc on aboutit aux mêmes
résultats pour la commande MLI.
II.4 Conclusion
Dans ce chapitre, nous avons étudié deux stratégies de commande du redresseur
triphasé à MLI :
- la première stratégie est la commande par hystérésis ou par fourchette de courant qui ne
nécessite pas de correcteur pour le contrôle du courant à l’entrée du redresseur mais un
Chapitre II Modélisation du redresseur MLI triphasé et étude des boucles d’asservissements
30
correcteur de type PI pour asservir la tension de sortie du redresseur. Ce correcteur est
déterminé après une modélisation du convertisseur et de sa commande.
- la deuxième stratégie est la commande par MLI qui nécessite deux boucles d'asservissement,
l'une interne pour une régulation du courant et l'autre externe à la boucle de courant, pour la
régulation de la tension de sortie. Selon les performances désirées en boucle fermée les
paramètres des correcteurs choisis (PI) sont déterminés après une modélisation des deux
boucles.
Le dimensionnement du redresseur triphasé MLI et la simulation de son fonctionnement avec
les boucles d'asservissement (sous Psim) font l'objet du chapitre suivant.
CHAPITRE III
Dimensionnement et simulation du redresseur
MLI triphasé
III.1 Introduction
III.2 Dimensionnement du redresseur MLI
III.2.1 Cahier des charges
III.2.2 Calcul numérique
III.3 Commande par hystérésis
a) Sans boucle de régulation de tension
b) Avec boucle de régulation de tension
III.4.Commande par MLI
a) Sans boucle de régulation de tension
b) Avec boucle de régulation de tension
III.5 Conclusion
Chapitre III Dimensionnement et simulation du redresseur MLI triphasé
31
III.1 Introduction
Dans ce chapitre nous allons calculer les différents éléments d'un redresseur triphasé à
MLI (l'inductance L et le condensateur C) et déterminer les paramètres des régulateurs de
courant et de tension.
La simulation, sous Psim, nous permet de suivre l'évolution des différentes grandeurs d'entrée
et de sortie.
III.2 Dimensionnement du redresseur MLI triphasé
III.2.1 Cahier de charges [3]
Pour dimensionner un redresseur triphasé à MLI, nous avons les paramètres suivants :
Fréquence de découpage : 𝑓𝑑 = 5 𝐾𝐻𝑧
Puissance de la charge : 𝑃𝑠 = 0,9 KW
Résistance de filtre de connexion : R = 0,2
Tension alternative maximale : 𝑉𝑚𝑎𝑥 = 85 2 = 120V
Fréquence du réseau alternatif : f = 50 Hz
Tension du bus continu désirée : 𝑉𝑐 = 300 V
Ondulation du courant d'inductance : 𝑖𝐿 = 0,75 A
Ondulation de tension du bus continu: 𝑉𝑐 = 4,8 V
III.2.2 Calcul numérique :
La valeur de la résistance de la charge :
On a : 2 2 2
c cs ch
ch s
V V 300P R 100
R P 900
La valeur maximale du courant alternatif à l’entrée du redresseur MLI triphasé :
maxmax s
3P .V .I P
2 Donc
max
s
max
2.P 2.900I 5
3.V 3.120 A
La valeur de l'inductance L :
On a de l’équation (1.4) :
c
L d
V 300L 11,5mH
4 3. i .f 4 3.0,75.5000
La valeur du condensateur C :
On a de l’équation (1.15) :
Chapitre III Dimensionnement et simulation du redresseur MLI triphasé
32
max max
c-moy c
3V I 3.120.5C 2 mF
2V V 2.300.4,8.2 .50
III.3 Commande par hystérésis
a) Sans boucle de régulation de tension (cf. figure 1 de l’annexe)
A partir de l’équation de (2.15), nous pouvons calculer la valeur de la bande
d’hystérésis (pour 𝑣𝑒𝑎∗ = 𝑉𝑐 3 ) : 𝑖 = 0,72 𝐴
Nous obtenons l'évolution de 𝑣𝑎 avec 𝑖𝑎 , 𝑣𝑐 et 𝑖𝑎 avec 𝑖𝑎 𝑟𝑒𝑓 données par les figures (3.1),
(3.2) et (3.3) :
Fig.3.1 Evolution de va et ia
Fig.3.2 Evolution de 𝑣𝑐
0 0.1 0.2 0.3 0.4
Time (s)
0
-50
-100
-150
50
100
150
I(RL1a) V
0 0.1 0.2 0.3 0.4
Time (s)
0
-50
50
100
150
200
250
300
Vc
Chapitre III Dimensionnement et simulation du redresseur MLI triphasé
33
L'ondulation de la tension de sortie 𝑣𝑐 est obtenue par agrandissement de l'échelle selon l'axe
des abscisses et l'axe des ordonnées (Fig.3.3) :
Fig.3.3 Ondulation de la tension 𝑣𝑐
𝑣𝑐 𝑚𝑎𝑥 = 299,715 V ; 𝑣𝑐 𝑚𝑖𝑛 = 299,425 V → 𝑣𝑐 = 0,289 V
Fig.3.4 Evolution de 𝑖𝑎 avec 𝑖𝑎 𝑟𝑒𝑓
L’ondulation du courant 𝑖𝑎 est obtenue aussi par agrandissement de l'échelle selon les deux
axes (fig.3.5) :
0.387 0.3872 0.3874 0.3876
Time (s)
299.45
299.5
299.55
299.6
299.65
299.7
299.75
Vc
0.38 0.385 0.39 0.395 0.4
Time (s)
0
-2
-4
-6
2
4
6
I(RL1a) Irefa
Chapitre III Dimensionnement et simulation du redresseur MLI triphasé
34
Fig.3.5 Ondulation de ia
𝑖𝑎 𝑚𝑎𝑥 = 4,041 A ; 𝑖𝑎 𝑚𝑖𝑛 = 3,308 A → 𝑖𝑎 = 0,733 A
La tension aux bornes de l’inductance 𝑣𝐿 et celle par rapport au point neutre du réseau
triphasé 𝑣𝑒𝑎 à l’entrée du redresseur, sont données par les figures (3.6) et (3.7) :
Fig.3.6 Evolution de vL
Fig.3.7 Evolution de 𝑣𝑒𝑎
0.382 0.3822 0.3824 0.3826
Time (s)
2.5
3
3.5
4
I(RL1a)
0.38 0.385 0.39 0.395 0.4
Time (s)
0
-100
-200
100
200
VL
0.38 0.385 0.39 0.395 0.4
Time (s)
0
-100
-200
100
200
Vea
Chapitre III Dimensionnement et simulation du redresseur MLI triphasé
35
Le facteur de puissance (Power Factor) est : PF = 0,9982
Le taux d'harmoniques du courant d'entrée 𝑖𝑎 : THD = 5,97 %
Interprétations des résultats :
Nous remarquons que :
- la tension est en phase avec le courant. Donc le facteur de puissance est unitaire et la
consommation de la puissance réactive est pratiquement nulle,
- la tension du bus continu tend vers la valeur désirée après un court régime transitoire,
- la tension du bus continu présente une faible ondulation,
- le courant alternatif 𝑖𝑎 suit le courant de référence 𝑖𝑟𝑒𝑓𝑎 dans une bande i (bande
hystérésis),
- la tension aux bornes de l’inductance présente la différence entre la tension simple
sinusoïdale du réseau alternatif triphasé et celle à l’entrée du redresseur qui est une onde
MLI,
- la tension simple à l’entrée du redresseur 𝑣𝑒𝑎 varie entre −2 𝑉𝑐
3 et
2 𝑉𝑐
3,
- le taux de distorsion d'harmoniques est dans les limites tolérables.
b) Avec boucle de régulation de la tension : (cf. figure 2 de l’annexe)
Calcul du régulateur (correcteur) de tension :
Pour une fréquence de coupure 𝑓𝑐 = 3,5 𝐻𝑧 , donc : 𝑐 = 22 𝑟𝑎𝑑/𝑠, et pour un
amortissement = 1, 𝑛 =𝑐
0,64= 34,3 𝑟𝑎𝑑/𝑠 .
D'où, de l'équation (2.29) on obtient les paramètres du régulateur de tension : 𝑣 = 0,0413 𝑠𝐾𝑣 = 0,0812
Les figures (3.8), (3.9), (3.10), (3.11), et (3.12) représentent l'évolution de 𝑖𝑎 avec 𝑣𝑎 , 𝑣𝑐 𝑖𝑎
avec 𝑖𝑎 𝑟𝑒𝑓 , 𝑣𝐿 et 𝑣𝑒𝑎 respectivement :
Fig.3.8 Evolution de 𝑖𝑎 avec 𝑣𝑎
0 0.1 0.2 0.3 0.4
Time (s)
0
-50
-100
-150
50
100
150
I(RL1a) Va
Chapitre III Dimensionnement et simulation du redresseur MLI triphasé
36
Fig.3.9 Evolution de 𝑣𝑐
L'ondulation de la tension de sortie 𝑣𝑐 est obtenue par agrandissement de l'échelle selon l'axe
des abscisses et celui des ordonnées (Fig.3.10) :
Fig.3.10 Ondulation de 𝑣𝑐
𝑣𝑐 𝑚𝑎𝑥 = 300,110 V ; 𝑣𝑐 𝑚𝑖𝑛 = 299,826 V → 𝑣𝑐 = 0,283 V
Fig.3.11 Evolution de 𝑖𝑎 avec 𝑖𝑎 𝑟𝑒𝑓
0 0.1 0.2 0.3 0.4
Time (s)
0
-100
100
200
300
400
Vc
0.39 0.3902 0.3904 0.3906
Time (s)
299.9
300
300.1
Vc
0.38 0.385 0.39 0.395 0.4
Time (s)
0
-2
-4
-6
2
4
6
I(RL1a) Irefa
Chapitre III Dimensionnement et simulation du redresseur MLI triphasé
37
L'ondulation du courant est obtenue aussi par agrandissement de l'échelle selon les deux axes
(Fig.3.12) :
Fig.3.12 Ondulation de 𝑖𝑎
𝑖𝑎 𝑚𝑎𝑥 = 3,658 A ; 𝑖𝑎 𝑚𝑖𝑛 = 3,040 A → 𝑖𝑎 = 0,618 A
Fig.3.13 Evolution de 𝑣𝐿
Fig.3.14 Evolution de 𝑣𝑒𝑎
0.3816 0.3818 0.382 0.3822 0.3824
Time (s)
2.5
3
3.5
I(RL1a)
0.38 0.385 0.39 0.395 0.4
Time (s)
0
-100
-200
100
200
VL
0.38 0.385 0.39 0.395 0.4
Time (s)
0
-100
-200
100
200
Vea
Chapitre III Dimensionnement et simulation du redresseur MLI triphasé
38
Le facteur de puissance de notre système avec boucle de tension est : PF = 0,9982
Le taux de distorsion d'harmoniques du courant d'entrée 𝑖𝑎 dans ce cas est : THD = 5,85 %
La comparaison entre les paramètres caractéristiques de la commande par hystérésis sans et
avec boucle de tension est donnée comme suit :
Commande par hystérésis Sans boucle de tension Avec boucle de tension
Paramètres caractéristiques
PF 0,9982 0,9982
THD (%) de 𝑖𝑎 5,97 5,85
𝑖𝑎 (A) 0,733 0,618
𝑣𝑐 (V) 0,289 0,283
Interprétations des résultats :
Nous remarquons pour la commande par hystérésis que :
- le courant d'entrée est quasi sinusoïdal et en phase avec la tension d'entrée.
- le facteur de puissance est presque unitaire.
- le taux de distorsion d'harmoniques est bien amélioré que dans le cas précédent
III.4 Commande par MLI
a) Sans boucle de régulation de la tension : (cf. figure 3 de l'annexe)
Calcul du régulateur (correcteur) de courant :
Pour une fréquence de coupure 𝑓𝑐 = 2 𝐾𝐻𝑧 , donc: 𝑐 = 1,256. 104 𝑟𝑎𝑑/𝑠 , et pour un
amortissement = 1, 𝑛 =𝑐
0,64= 1,963. 104 𝑟𝑎𝑑/𝑠 .
D'où, de l'équation (2.36), on obtient les paramètres du régulateur de courant :
𝑖 = 1,0181. 10−4 𝑠𝐾𝑖 = 2,2570
Pour un coefficient de réglage r = 0,8 et une valeur maximale de la modulante 𝑉𝑚 = 1, la
valeur maximale de la porteuse est: 𝑉𝑝 = 𝑉𝑚 𝑟 = 1,25.
Les figures (3.15), (3.16) ,(3.17), (3.18) et (3.19) représentent l'évolution de 𝑖𝑎 avec 𝑣𝑎 , 𝑣𝑐 ,
𝑖𝑎 avec 𝑖𝑎 𝑟𝑒𝑓 , 𝑣𝐿 et 𝑣𝑒𝑎 respectivement :
Chapitre III Dimensionnement et simulation du redresseur MLI triphasé
39
Fig.3.15 Evolution de 𝑖𝑎 avec 𝑣𝑎
Fig.3.16 Evolution de 𝑣𝑐
L'ondulation de la tension de sortie est obtenue par agrandissement de l'échelle selon l'axe des
abscisses et l'axe des ordonnées (Fig.3.17) :
Fig.3.17 Ondulation de 𝑣𝑐
0 0.1 0.2 0.3 0.4
Time (s)
0
-50
-100
-150
50
100
150
I(RL1a) Va
0 0.1 0.2 0.3 0.4
Time (s)
0
-100
100
200
300
400
Vc
0.3964 0.3966 0.3968 0.397
Time (s)
301.08
301.1
301.12
301.14
301.16
301.18
Vc
Chapitre III Dimensionnement et simulation du redresseur MLI triphasé
40
𝑣𝑐 𝑚𝑎𝑥 = 301,186 V ; 𝑣𝑐 𝑚𝑖𝑛 = 301,083 V → 𝑣𝑐 = 0,103 V
Fig.3.18 Evolution de 𝑖𝑎 , 𝑖𝑎 𝑟𝑒𝑓
Fig.3.19 Ondulation de 𝑖𝑎
Fig.3.20 Evolution de 𝑣𝐿
0.38 0.385 0.39 0.395 0.4
Time (s)
0
-2
-4
-6
2
4
6
I(RL1a) Irefa
0.3852 0.3854 0.3856 0.3858
Time (s)
4.4
4.6
4.8
5
5.2
I(RL1a)
0.38 0.385 0.39 0.395 0.4
Time (s)
0
-100
100
VL
Chapitre III Dimensionnement et simulation du redresseur MLI triphasé
41
Fig.3.21 Evolution de 𝑣𝑒𝑎
𝑖𝑎 𝑚𝑎𝑥 = 5,200 A ; 𝑖𝑎 𝑚𝑖𝑛 = 4,651 A → 𝑖𝑎 = 0,549 A
Le facteur de puissance de notre système sans boucle de tension est : PF = 0,9994
Le taux de distorsion d'harmoniques du courant d'entrée dans ce cas est : THD = 3,55 %.
b) Avec boucle de régulation de la tension : (cf. figure 4 de l'annexe)
En ce qui concerne le calcul du correcteur de la tension pour la commande MLI, on
trouve les mêmes résultats que pour la commande par hystérésis puisque la boucle de courant
sera, dans ce cas, vue de la boucle de tension comme un simple gain unitaire.
Les figures (3.22), (3.23), (3.24), (3.25) et (3.26) représentent l'évolution de 𝑖𝑎 avec 𝑣𝑎 , 𝑣𝑐
et 𝑖𝑎 avec 𝑖𝑎 𝑟𝑒𝑓 , 𝑣𝐿 et 𝑣𝑒𝑎 respectivement :
Fig.3.22 Evolution de 𝑖𝑎 avec 𝑣𝑎
0.38 0.385 0.39 0.395 0.4
Time (s)
0
-100
-200
100
200
Vea
0 0.1 0.2 0.3 0.4
Time (s)
0
-50
-100
-150
50
100
150
I(RL1a) Va
Chapitre III Dimensionnement et simulation du redresseur MLI triphasé
42
Fig.3.23 Evolution de 𝑣𝑐
L'ondulation de la tension de sortie 𝑣𝑐 est obtenue par agrandissement de l'échelle selon l'axe
des abscisses et l'axe des ordonnées (Fig.3.24) :
Fig.3.24 Ondulation de 𝑣𝑐
𝑣𝑐 𝑚𝑎𝑥 = 300,086V , 𝑣𝑐 𝑚𝑖𝑛 = 299,951V → 𝑣𝑐 = 0,134V
Fig.3.25 Evolution de 𝑖𝑎 , 𝑖𝑎 𝑟𝑒𝑓
0 0.1 0.2 0.3 0.4
Time (s)
0
-100
100
200
300
400
Vc
0.3853 0.3854 0.3855 0.3856 0.3857
Time (s)
299.95
300
300.05
300.1
Vc
0.38 0.385 0.39 0.395 0.4
Time (s)
0
-2
-4
-6
2
4
6
I(RL1a) Irefa
Chapitre III Dimensionnement et simulation du redresseur MLI triphasé
43
L’ondulation du courant 𝑖𝑎 est obtenue aussi par agrandissement de l'échelle selon les deux
axes (Fig.3.26) :
Fig.3.26 Ondulation du courant 𝑖𝑎
𝑖𝑎 𝑚𝑎𝑥 = 5,156 A, 𝑖𝑎 𝑚𝑖𝑛 = 4,688 𝐴 → 𝑖𝑎 = 0,468 𝐴
Fig.3.27 Evolution de 𝑣𝐿
Fig.3.28 Evolution de 𝑣𝑒𝑎
0.3852 0.3854 0.3856
Time (s)
4.6
4.8
5
5.2
I(RL1a)
0.38 0.385 0.39 0.395 0.4
Time (s)
0
-100
100
VL
0.38 0.385 0.39 0.395 0.4
Time (s)
0
-100
-200
100
200
Vea
Chapitre III Dimensionnement et simulation du redresseur MLI triphasé
44
Le facteur de puissance de notre système avec boucle de tension est : PF = 0,9994
Le taux de distorsion d'harmoniques du courant d'entrée 𝑖𝑎 dans ce cas est : THD = 3,57 %
La comparaison entre les paramètres caractéristiques de la commande par MLI sans et avec
boucle de tension est donnée comme suit :
Commande par MLI Sans boucle de tension Avec boucle de tension
Paramètres caractéristiques
PF 0,9994 0,9994
THD (%) de 𝑖𝑎 3,55 3,57
𝑖𝑎 (A) 0,549 0,468
𝑣𝑐 (V) 0,103 0,134
Le tableau suivant présente une comparaison entre les différents paramètres caractéristiques
pour les deux types de commandes :
Type de commande Commande par Hystérésis
(avec les 2 boucles)
Commande par MLI
(avec les 2 boucles) Paramètres caractéristiques
PF 0,9982 0,9994
THD (%) de 𝑖𝑎 5,85 3,57
𝑖𝑎 (A) 0,618 0,468
𝑣𝑐 (V) 0,283 0,134
Interprétations des résultats :
Nous pouvons remarquer pour la commande par MLI, ce qui suit :
- le courant d'entrée (avec et sans boucle de tension) est quasi-sinusoïdal et en phase avec la
tension d'entrée,
- les ondulations de la tension de sortie sont réduites surtout pour la commande avec boucle
de tension,
- le facteur de puissance est très amélioré et il est presque unitaire,
- le taux de distorsion harmonique du courant d'entrée est très réduit surtout pour la
commande avec boucle de tension où le courant d'entrée est quasi-sinusoïdal, ce qui
confirme l'absorption sinusoïdale de courant pour ce type de redresseur.
- le tableau comparatif précédent montre que les paramètres caractéristiques obtenus pour la
commande MLI sont meilleurs que ceux obtenus pour la commande par hystérésis.
Chapitre III Dimensionnement et simulation du redresseur MLI triphasé
45
III.5 Conclusion
Selon les paramètres d'un cahier de charges choisi, nous avons :
- Dimensionné un redresseur triphasé à MLI par calcul de ses éléments (inductance et
condensateur)
- Appliqué deux stratégies de commande pour ce type de convertisseur :
la première est la commande par hystérésis :
Malgré sa grande robustesse, sa rapidité et la simplicité de son implantation dans les
systèmes, la commande par hystérésis présente certains inconvénients. En effet, la
génération d’une fréquence de commutation variable rend difficile la localisation des
fréquences harmoniques que l’on souhaite éliminer. Outre ce fonctionnement à
fréquence libre est susceptible d’introduire des nuisances sonores et de bruyantes
interférences entre les phases surtout dans le cas des systèmes triphasés à point neutre
isolé [9].
la deuxième stratégie est la commande par MLI :
Malgré la diversité de ses techniques et leur grande habilité à éliminer les harmoniques
non désirés, la commande MLL est imparfaite. En effet, le contenu harmonique généré
par une onde MLI entraîne des pertes dans le réseau (pertes fer dans le transformateur,
pertes Joule et pertes par courants de Foucault). Elle génère dans les machines
tournantes des oscillations de couple, des bruits acoustiques et des résonances
électromécaniques [9].
Conclusion générale
46
Conclusion générale
Le travail présenté dans ce mémoire a porté essentiellement sur l'étude d'une des
solutions modernes de dépollution des courants harmoniques. Cette solution réside dans
l’emploi du redresseur triphasé à MLI pour la compensation des courants harmoniques et de
la puissance réactive, dans le but d’améliorer surtout le facteur de puissance en ligne.
Cette étude nous a permis de :
- Comprendre le principe de fonctionnement du redresseur MLI triphasé et le
dimensionnement de ses principaux éléments à partir de l'analyse de son fonctionnement
au cours d'une période de fonctionnement.
- D’appliquer deux types de commande particuliers permettant de corriger, d'une façon
active, le facteur de puissance en ligne. le premier type est la commande par hystérésis
qui se base sur le calcul d'un seul correcteur (PI) pour la régulation de la tension de
sortie. le deuxième type est la commande par MLI qui se base sur le calcul de deux
correcteurs (PI) nécessaires pour les deux boucles de courant et de tension. La première
boucle permet d'assurer un courant à l'entrée du redresseur MLI triphasé, en phase avec
la tension du réseau alternatif et la deuxième boucle, externe à la boucle de courant, est
pratiquement nécessaire pour fournir la valeur maximale du courant de référence de la
première boucle (celle de courant) et pour réguler la tension à la sortie du convertisseur.
les simulations réalisées pour les deux types de commande, ont permis d'avoir des
performances très satisfaisantes.
Comme perspectives futures pour ce travail, nous proposons :
L’étude et l’application d’autres convertisseurs de niveaux supérieurs tels que trois et
cinq niveaux.
L’insertion du redresseur à MLI avec la stratégie de commande dans le système de
conversion d’énergie éolienne.
L’application d’autres approches de commande puisque le modèle réel du
convertisseur est non linéaire.
Bibliographie
47
Bibliographie
[1] KAAZZAOUI ABDELKADIR
Amélioration des performances d’un filtre actif parallèle : application des réseaux de
neurone adaptatifs, Université Larbi Ben M’hidi Oum El-Bouaghi, 2015.
[2] BELKHIR ABDELLATIF KHIARI FFARID
Etude d’un redresseur monophasé à modulation de largeur d’impulsion (MLI),
Université Larbi Ben M’hidi Oum El-Bouaghi, 2006.
[3] BELHAOUCHET NOURI
Fonctionnement à fréquence de commutation constante des convertisseurs de puissance en
utilisant des techniques de commande avancées, Université Ferhat Abbas, Sétif, 2011.
[4] BOUAFIA ABDELOUAHAB
Techniques de commande prédictive et floue pour les systèmes d’électronique de
puissance : application aux redresseurs à MLI, Université Ferhat Abbas, Sétif, 2010.
[5] ABDELMALEK BOULAHIA
Etude des convertisseurs statiques destinés à la qualité de l'énergie électrique, Université de Constantine, 2009.
[6] ALAIN CUNIERE GILLES FELD
Les redresseurs à absorption sinusoïdale de courant en moyenne puissance.
ENS de Cachan, France.
[7] S. KERAI G. MEKI, A. FODIL ET K. GHAFFOUR
Calcul d’un convertisseur AC/DC avec correction du facteur de puissance,
Université Abou Bakr Belkaïd de Tlemcen.
[8] N.BERNARD, B.MULTON, H.BEN AHMED
Le redresseur MLI en absorption sinusoïdale de courant.
Ecole Normale Supérieure de Cachan, Antenne de Bretagne, France.
Bibliographie
48
[9] BOUCIF ABDELMALEK
Filtrage actif d’un réseau électrique.
Université Mohamed Khider, Biskra, 2014.
Annexe
49
Annexe
Fig.1 Schéma de simulation de la commande par hystérésis sans boucle de tension
Fig.2 Schéma de simulation de la commande par hystérésis avec boucle de tension
Annexe
50
Fig.3 Schéma de simulation de la commande par MLI sans boucle de tension
Fig.4 Schéma de simulation de la commande par MLI avec boucle de tension
Liste des figures et tableaux
Liste des figures
Figure.1.1 a) Filtre passif résonnant, b) Filtre passif amorti…………………………………..4
Figure 1.2 Structure et principe de commande d’un convertisseur AC/DC avec PFC………...6
Figure 1.3 Schéma synoptique d’un convertisseur AC/DC triphasé à injection de courant…...7
Figure.1.4 Circuit de puissance du redresseur MLI en pont triphasé…………………………8
Figure.1.5 Forme de la tension d’entrée pour la phase a……………………………………..11
Figure.2.1 Schéma unifilaire d’un pont redresseur MLI connecté au réseau…………………15
Figure.2.2 Pont redresseur MLI………………………………………………………………16
Figure.2.3 Etats de commutation du pont redresseur MLI…………………………………...16
Figure.2.4 Schéma fonctionnel du redresseur MLI dans le référentiel triphasé abc….............19
Figure.2.5 Principe de contrôle du courant par hystérésis……………………………………20
Figure.2.6 Modulateur MLI à porteuse triangulaire………………………….……………...20
Figure.2.7 Commande par hystérésis sans boucle de tension……………………………..….21
Figure.2.8 Commande par hystérésis avec boucle de tension………………………….…….22
Figure.2.9 Boucle de régulation en tension………………………………………………….24
Figure.2.10 Régulation en courant d’un redresseur triphasé MLI………………………..….26
Figure.2.11 Schéma bloc du système en boucle ouverte……………………………………..27
Figure.2.12 Schéma équivalent en BO………………………………………………………..27
Figure.2.13 Schéma bloc du système en BF………………………………………………….28
Figure.2.14 Régulation en courant et en tension du redresseur MLI triphasé……………..…29
Figure.1 Schéma de simulation de la commande par hystérésis sans boucle de tension……..48
Figure.2 Schéma de simulation de la commande par hystérésis avec boucle de tension… ….48
Figure.3 Schéma de simulation de la commande par MLI sans boucle de tension…………..49
Figure.4 Schéma de simulation de la commande par MLI avec boucle de tension………..…49
Liste des tableaux
Tableau.2.1 Valeurs des tensions simples selon les états possibles des interrupteurs……..…17