REPUBLIQUE ALGERIENNE DEMOCRATIQUE ET POPULAIRE MINISTERE DE L’ENSEIGNEMENT SUPERIEUR ET DE LA RECHERCHE SCIENTIFIQUE UNIVERSITE LARBI TEBESSI - TEBESSA FACULTE DES SCIENCES ET TECHNOLOGIES DEPARTEMENT DE GENIE ELECTRIQUE MEMOIRE DE FIN D'ETUDES POUR L'OBTENTION DU DIPLOME DE MASTER EN Electrotechnique THEME Modélisation et Simulation d’un Filtre Actif Parallèle à sept Niveaux à Commande MLI Présenté par le binôme : - HEBAIBIA Samira - DAKHLI Loubna Devant le jury : - Pr. Dib Djalel……………………………. Président - Mr DJEBBAR M. Salah………............. Encadreur - Dr. GOUDELBOURK Siham ……….. ..Examinateur Année Universitaire 2015 / 2016 REMERCIEMENTS Nous tenons à exprimer nos remerciement et nôtres profondes gratitudes avant tout à ALLAH le tout puissant pour la volonté, la santé, le courage et la patience, qu'il nous a donné durant toutes ces longues années. Ainsi, nous tenons également à exprimer nos vifs remerciements à notre encadreur Mr. DJABBAR Med Saleh pour avoir d'abord proposée ce thème, pour suivi continuel tout le long de la réalisation de ce mémoire et qui n'a pas cessée de nous donner ses conseils. Nos remerciements à tous les membres du jury qui ont accepté de juger notre travail. Nous tenons à remercier vivement toutes personnes qui nous ont aidé à élaborer et réaliser ce mémoire, ainsi à tous ceux qui nous ont aidés de prés ou de loin à accomplir ce travail. En fin, nous tenons à exprimer notre reconnaissance à tous nos amis et collègues pour le soutien moral Dédicace A qui je dédie cet humble travail si ce n’est pas à mes très chers parents, dont le sacrifice, la tendresse, l’amoure, la patience, le soutien, laide, et l’encouragement, sont l’essence de ma réussite. Sans eux je ne serai pas ce que je suis aujourd’hui. Qu’Allah les protège. Je dédie ce travail également : A mes très chères sœurs. A mon très cher frère. A tous mes chers amis. A tous ceux qui me sont chers. Dédicace A qui je dédie cet humble travail si ce n’est pas à mes très chers parents, dont le sacrifice, la tendresse, l’amoure, la patience, le soutien, laide, et l’encouragement, sont l’essence de ma réussite. Sans eux je ne serai pas ce que je suis aujourd’hui. Qu’Allah les protège. Je dédie ce travail également : A mes très chères sœurs. A mes très chers frères. A ma très chère amie Loubna. A tous mes chers amis. A tous ceux qui me sont chers. Liste des figures Figure(I.1) :Creux et coupure de tension……………………………………………………15 Figure(I.2) :Variation de fréquence…………………………………………………………16 Figure(I.3) :La fluctuation de la tension…………………………………………………….17 Figure(I.4) :Déséquilibres de système triphasé de tension………………………………….17 Figure(I.5) :Onde déformé et sa décomposition…………………………………………….18 Figure(I.6) :Montage de Steinmetz pour le rééquilibrage…………………………………...23 Figure(I.7) :Filtre amorti…………………………………………………………………….24 Figure(I.8) :Filtrage passif (resonnant et amorti)……………………………………………25 Figure(I.9) :Courant de source et spectre harmonique correspondent …………………………… 25 Figure(I.10) :Courant et spectre harmonique aprés élimination de h5………………………26 Figure(I.11) :Courant et spectre harmonique aprés élimination de h5 et h7………………...26 Figure(I.12) :Courant et spectre harmonique aprés élimination de h5 et h7, h11 et h13………27 Figure(II.1) : Structure de l’onduleur triphasé à sept niveaux à diodes flottantes……………32 Figure(II.2) :Configurations possible d’un bras de l’onduleur à sept niveaux……………….34 à diodes flottantes (E1,E2 ,E3 et E4). Figure(II.3) : Référence comparé avec six porteuses disposition PD………………………...40 Figure(II.4) :Schéma de principe de commande SPWM a sept niveaux pour un seul bras….41 Figure(II.5) : Impulsions de commande générée par la référence avec chaque porteuse…….41 Figure(II.6) :Signal de commande a sept niveaux selon l’image de la tension désiré………41 Figure(II.7) :Sept niveaux de tension entre le point milieu M et la première phase ………...42 Figure(II.8) :Tension simple délivré par l’onduleur à sept niveaux de tension……………...42 Figure(II.9) : Schéma représentant le principe de séparation des puissances actives……….46 Figure(II.10) : Schéma du principe de la méthode d’identification des puissances (p,q) instantanées…………………………………………………………………………………...46 . Figure (III.1) :Principe du filtre actif parallèle………………………………………………50 Figure (III.2) :Structure générale d'un filtre actif parallèle à sept niveaux…………………..51 Figure(III.3) :Schéma de la régulation de Vdc par un régulateur PI…………………………52 Figure(III.4) :Schéma de la régulation des courants du F.A.P………………………………53 Figure (III.5) :Courants de source et son spectre harmonique avant compensation………...55 Figure (III.6) :Courant de source et son spectre harmonique après compensation………….56 Figure (III.7) : Courants harmoniques de référence…………………………………………..57 Figure(III.8): Courant harmonique injecté par le filtre………………………………………57 Figure(III.9): Superposition des harmoniques injectés et identifiés…………………………57 Figure(III.10): la tension continue Vdc suit la tension de référence Vdc_réf (Pendent la variation de la charge à t=0.5s et t=1s)…………………………………………..58 Figure (III.11):Facteur de puissance…………………………………………………………58 Figure (III.12) : Allures des puissances active P et réactive Q………………………………58 Liste des tableaux : Tableau II.1 :Etas de l’onduleur à sept niveaux et sa tension de sortie par rapport au point milieu M……………………………………………………………………………………33 Tableau II.2 :Tension VKMrelative à chaque configuration……………………………..…36 SYMBOLES fn : fréquence fondamentale Vs : tension de source. is : Courant de source P: puissance active S: puissance apparente Q: la puissance réactive associée au courant fondamental D: la puissance déformante due aux harmoniques du courant Φ1 : le déphasage entre le courant fondamental et la tension I h: le courant harmonique du rang h f p: Fréquence de la porteuse fr: Fréquence du réseau U ci, U’ci : Tensions aux bornes des sources continues à l’entrée de l’onduleur V km : Tension de sortie d’un bras k par rapport au point milieu M Vi : Tension simple de la phase i de l’onduleur i di, i‘di : Courants continus d’entrée de l’onduleur Vm: Valeur maximale des tensions de référence V réf. : Courant de référence I réf. : Courant de référence I α, I β Courants perturbateurs calculés dans le repère α-β V α, V β Tensions perturbateurs calculés dans le repère α-β p: puissance instantané active. q: puissance instantané réactive. p, q : courant. Puissance continue liée à la composante fondamentale active et réactive du p, q : Puissance alternative liées à la somme des composantes harmonique du courant. Rs : Résistance de court circuit de réseau Ls : Inductance de court circuit de réseau Rc : Résistance de ligne Lc : Inductance de ligne Rf : Résistance de filtre de sortie Lf : Inductance de filtre de sortie Cdc : Condensateur de stockage Vdc : Tension continue de l’onduleur Vf : Tension de filtre If : Courant de filtre Rc : Résistance de la charge L c: Inductance de la charge Sommaire Liste des tableaux Liste des figures Introduction Générale ………………………………………………………………………… Chapitre I :Perturbations des réseaux électriques et leurs principes de compensation……... I.1.Introduction………………………………………………………………………………14 I.2.Les perturbations électriques……………………………………………………….……14 I.2.1 Creux et coupure de tension…………………………………………………………...15 I.2.2 Variation des fréquences………………………………………………………………16 I.2.3 Fluctuation de tension…………………………………………………………………16 I.2.4 Déséquilibres de système triphasé de tension ………………………………………..17 I.2.5 Harmoniques………………………………………………………………………….18 I.2.6 Inter-Harmoniques……………………………………………………………………19 I.3.Grandeurs caractéristiques …………………………………………………..…………19 I.4. Conséquences de la distorsion harmonique…………………………………………… 21 I.5. Solutions pour améliorer la qualité d’énergie électrique ……………………………....22 I.5.1 Solutions traditionnelles de dépollution……………………………………………….22 I.5.1.1 Dépollution des courants perturbateurs ……………………………………………..22 I.5.1.2 Filtrage passif ……………………………………………………………………….23 I.5.1.2.1. Filtre résonant……………………………………………………………………..24 I.5.1.2. 2Filtre amorti………………………………………………………………………..24 I.6. Structure du filtre passif ………………………………………………………………...25 I.7. Résultats et observations ………………………………………………………………...25 I.8. Solutions modernes de dépollution………………………………………………………28 I.9. Conclusion…………………………………………………………………………..…...29 Chapitre II : Modélisation et Simulation de l’onduleur à Sept niveaux à Commande MLI . II.1. Introduction…………………………………………………………………………….31 II.2. Structure de l’onduleur triphasé à sept niveaux à diodes flottantes…………………....31 II.3.Modélisation aux valeurs instantanées de l’onduleur à sept niveaux à diodes flottantes……………………………………………………………………………………..32 II.3.1 Hypothèses …………………………………………………………………………….32 II.3.2 Commande Complémentaire…………………………………………………………..33 II.3.3 Différentes configurations d’un bras de l’onduleur à sept niveaux à diodes flottantes .33 II.3.4 Mise en équations……………………………………………………………………...36 II.4. Génération des signaux de contrôle ……………………………………………………..38 II.4.1 Stratégie SPWM appliquée aux onduleurs multi niveaux……………………………...38 II.4.2 Algorithme de la commande SPWM a sept niveaux…………………………………..39 II.5. Identification des signaux harmoniques de référence……………………………..…….43 II.5.1 Méthode des puissances instantanées p.q(PIRI_Théoriep.q)…………………………43 II.6.Conclusion………………………………………………………………………………47 Chapitre III : Filtre actif parallèle à Sept niveaux III.1.Introduction…………………………………………………………………………..…49 III.2.Principe du filtre actif parallèle ( FAP )………………………………………………....49 III.3.Structure générale d'un filtre actif parallèle à sept niveaux………………………....…..50 III.4.Régulation de la tension continue……………………………………………………….51 III.5.Régulation de courant du filtre actif……………………………………………………53 III.6.Simulation et Interprétations……………………………………………………………54 III.7.Conclusion……………………………………………………………………………...59 Conclusion Générale ………………………………………………………………………….. Introduction générale Introduction générale La large utilisation des convertisseurs statiques dans les systèmes commandés à base d’électronique de puissance entraîne des problèmes au niveau de réseau électrique. Les convertisseurs statiques considérés comme des charges dites déformantes. Ces charges non linéaires, telles que les redresseurs à diodes et à thyristors, les gradateurs, les ordinateurs et leurs périphériques et les appareils de climatisation et d’éclairages à base de tubes fluorescents, absorbent des courants non sinusoïdaux même s’ils sont alimentés par une tension sinusoïdale et de ce fait introduisent des pollutions harmoniques sur les courants et les tensions des réseaux de distribution électrique et consomment généralement de l’énergie réactive. Pour faire face à ce problème, il y a des solutions efficaces et peu onéreuses qui permettent de diminuer l’émission des harmoniques. Parmi ces solutions, l’utilisation des filtres passifs. Cette solution est la plus répandue et pratiquement la plus simple et la moins chère mais elle présente deux inconvénients majeurs. Le premier est lié au phénomène de résonance avec le réseau qui est à l’origine de l’amplification de tout harmonique à fréquence voisine de celle du réseau. Le deuxième inconvénient est la dépendance des performances du filtre passif aux caractéristiques du réseau sur lequel il est connecté. Afin d’y remédier aux inconvénients des filtres passifs, une autre solution consiste à mettre en œuvre un système de filtres actifs de puissance : Le filtre actif est un onduleur de tension ou de courant qui injecté dans le réseau des courants perturbateurs égaux à ceux absorbés par la charge polluante, mais en opposition de phase avec ceux-ci conduisant ainsi à des courants sinusoïdaux coté réseau. Ainsi l’objectif du filtre actif parallèle consiste à empêcher les courants harmoniques produits par des charges polluantes, de circuler à travers l’impédance du réseau, située en amont du point de connexion du filtre actif. Le travail présenté dans ce mémoire concerne particulièrement l’étude par simulation d’un filtre actif parallèle destiné à compenser les courants harmoniques générés par une charge non linéaire et la compensation de l’énergie réactive. Nous montrons en évidence la stratégie de commande MLI . Ce mémoire a été organisé en trois chapitres : 14 Le premier chapitre est consacré à des généralités sur les différentes sources de pollution des réseaux électriques et les différentes stratégies de dépollution, et la simulation de filtre passif avec l’interprétation des résultats. Le second chapitre, est consacré à la modélisation et commande de l’onduleur triphasé a sept niveaux, par la suite la méthode d’identification des harmoniques est détaillée (la méthode des puissances instantanée PIRI) et la stratégie de commande de l’onduleur MLI a sept niveaux est appliquée par simulation. Au troisième et dernier chapitre, nous avons étudié le filtre actif parallèle à sept niveaux par la technique MLI, associe à la méthode d’identification des courants harmoniques PIRI. En fin on termine par une conclusion générale résume les principaux résultats et synthèses aux quels nous avons abouti. 15 Chapitre I Chapitre I Perturbations des réseaux électriques et leurs principes de compensation I.1 Introduction Le distributeur d’énergie doit fournir à l’ensemble de ses clients et utilisateurs une énergie de bonne qualité sous la forme de trois tensions sinusoïdales constituant un réseau triphasé équilibré. La qualité de cette énergie dépend de celle de la tension aux points de raccordement. Toutefois, cette tension subit généralement des perturbations et des altérations durant son transport jusqu’à son arrivée chez le client industriel ou particulier. Les origines de ces altérations sont nombreuses; outre les incidents relatifs à la nature physique et matérielle des organes d’exploitation du réseau, il existe aussi des causes intrinsèques spécifiques au fonctionnement de certains récepteurs particuliers. Afin d’éviter le dysfonctionnement, la destruction des composants du réseau électrique, il est indispensable de comprendre l’origine de ces perturbations et de chercher les solutions adéquates pour les supprimer. Pour cela ce présent chapitre va aborder les différents types de perturbations et leurs effets néfastes sur la qualité de l’énergie électrique, ensuite le filtre passif est proposé comme une solution, parmi celles qui existent dans la littérature. Les performances de cette dernière les résultats obtenus sont présentées. I.2 Les perturbations électriques Sauf exception, les tensions d’un réseau électrique constituent un système alternatif triphasé, dont la fréquence de base est de 50 Hz. les paramètres caractéristiques d’un tel système sont les suivants : La fréquence L’amplitude des trois tensions La forme d’onde, qui doit être la plus sinusoïdale possible La symétrie du système triphasé, caractérisée par l’égalité des modules des trois tensions et leur déphasage relatif. La qualité de la tension peut être aussi affectée, soit du fait de certains incidents inhérents à la nature physique et aux obstacles liés à l’exploitation du réseau, soit de certains récepteurs non linéaires. Ces défauts se manifestent sous forme de différentes perturbations affectant un ou plusieurs des quatre paramètres précédemment définis. On a donc quatre possibilités distinctes de perturbation. 17 Chapitre I Perturbations des réseaux électriques et leurs principes de compensation I.2.1Creux et coupure de tension Le creux de tension est une diminution brutale de la tension à une valeur situé entre 10% et 90% de la tension nominale [01] [02] pendent une durée allant de 10 ms jusqu'à quelques secondes. Les creux de tension sont dus à des phénomènes naturels comme la foudre, ou à des défauts sur l’installation des réseaux électriques. Ils apparaissent également lors de manœuvre d’enclenchement mettant en jeu des courants de fortes intensités (moteurs transformateurs, ets). Une coupure de tension quant à elle est une diminution brutale de la tension a une valeur supérieure a 90% de la tension nominale, disparition totale pendent une durée comprise entre 10 ms est une minute pour les coupures brèves, supérieur à une minute pour les coupures longues. La plus part des appareils électriques admettent une coupure totale d’alimentation d’une durée inferieur à 10 ms. La figure I.1 montre un exemple de creux et de coupure de tension. [01] Coupure Creux 400 Tension (V) 300 200 100 0 -100 -200 -300 -400 0 0.05 0.1 0.15 0.2 0.25 0.3 0.35 0.4 0.45 0.5 Temps (s) Figure I.1. Creux et coupure de tension. Conséquences: Perturbation ou arrêt du procède, pertes de données, données erronées, ouverture de contacteurs, verrouillage de variateurs de vitesse, ralentissement ou décrochage des moteurs et extinction de lampes à décharge [03]. 18 Chapitre I Perturbations des réseaux électriques et leurs principes de compensation I.2.2 Variation des fréquences Une variation sensible de la fréquence de réseau peut apparaitre sur les réseaux des utilisateurs non interconnectés ou alimentés par une source thermique, comme le montre la figure I.2 .au niveau des réseaux de distribution ou de transport, cette variation de la fréquence et très rare et n’est présente que lors de circonstances exceptionnelle comme dans le cas de certains défauts graves sur les réseaux. Dans des conditions normales d’exploitation, la valeur moyenne de la fréquence fondamentale doit être comprise dans l’intervalle 50Hz ±1%. [01] 400 300 Tension (V) 200 100 0 -100 t -200 -300 -400 0 0.02 0.04 0.06 0.08 0.1 0.12 Temps (s) Figure I.2. Variation de fréquence. I.2.3 Fluctuation de tension Les fluctuations de tension sont des variations périodiques ou erratiques de l’enveloppe de la tension. Ce sont des variations brutales de l’amplitude de la tension située dans une bande de 10% est se produisent sur un intervalle de temps de quelque centième de seconde. Elles sont en particulier dues à la propagation sur les linges du réseau de courant d’appel important. L’origine principale de ce courant et le fonctionnement d’appareil dont la puissance absorbée varie de manière rapide, comme les fours à arc et des machines à souder. Ces fluctuations se traduisent par des variations d’intensité, visible au niveau de l’éclairage causant un gène visuel perceptible pour une variation de 1% de la tension. Ce phénomène de papillotement est appelé flicker. Un exemple de fluctuation de tension est montré dans la figure I.3. [01] 19 Chapitre I Perturbations des réseaux électriques et leurs principes de compensation 400 300 Tension (V) 200 100 0 -100 -200 -300 -400 0 0.02 0.04 0.06 0.08 0.1 0.12 Temps (s) Figure I.3. La fluctuation de la tension Conséquences : Fluctuation de la luminosité des lampes (papillotement ou Flicker) [03]. I.2.4 Déséquilibres de système triphasé de tension Lorsque les trois tensions ne sont pas identiques en amplitude et/ou ne sont pas décalés d’un angle 120° les unes par rapport aux autres, on parlera de déséquilibre du système triphasé comme le montre la figure I.4. Un réseau électrique triphasé équilibré alimentant un récepteur électrique triphasé non équilibré conduit à des déséquilibres de tension dus à la circulation de courants non équilibrés dans les impédances du réseau. [01] 100 80 Tension (V) 60 40 20 0 -20 -40 -60 -80 -100 0 0.02 0.04 0.06 0.08 0.1 0.12 0.14 0.16 0.18 0.2 Temps (s) Figure I.4. Déséquilibres du système triphasé de tension. 20 Chapitre I Perturbations des réseaux électriques et leurs principes de compensation Conséquences: Couples moteurs inverses (vibrations) et sur-échauffement des machines électriques [03] I.2.5 Harmoniques Les principales sources d’harmoniques sont les dispositifs contenant des éléments qui commutent (les convertisseurs statiques), et les dispositifs à caractéristique tension- courant non linéaire (fours à arc, inductances saturées, transformateurs, machines tournantes, etc.) [04]. Ces équipements électriques sont considérés comme des charges non linéaires émettant des courants harmoniques dont les fréquences sont des multiples entiers de la fréquence fondamentale, ou parfois à des fréquences quelconques. Le passage de ces courants harmoniques dans les impédances du réseau électrique peut entraîner des tensions harmoniques aux points de raccordement et alors polluer les consommateurs alimentés par le même réseau [05][03]. a) Déformation du signal périodique : Un signal déformé est due principalement à la superposition des harmoniques sur la composante fondamentale. Les signaux illustrés sur la figure I.6, montrent l’effet des harmoniques d’ordre 3,5 et 7 sur le fondamental de la tension. F o nd ament ale Harmo niq ue d ' o rd re3 Harmo niq ue d ' o rd re5 Harmo niq ue d ' o rd re7 Onde déformé 100 80 Tension (V) 60 40 20 0 -20 -40 -60 -80 -100 0 0.002 0.004 0.006 0.008 0.01 0.012 0.014 0.016 0.018 0.02 Temps (s) Figure I.5 : Onde déformé et sa décomposition. 21 Chapitre I Perturbations des réseaux électriques et leurs principes de compensation Conséquences : surcharges (du conducteur de neutre, des sources…), déclenchements inconvenables, vieillissement accéléré et dégradation du rendement [03]. b) Origines des harmoniques :L'augmentation sensible du niveau de la pollution harmonique du réseau électrique est une conséquence de la prolifération des convertisseurs statiques .En effet, ces convertisseurs sont considérés comme des charges non linéaires émettant des courants harmoniques .Ces courants harmoniques dans les impédances du réseau électrique peuvent entrainer des tensions harmoniques aux points de raccordement et alors polluer les consommateurs alimentés par le même réseau électrique. [06] c) Effets des harmoniques : On distingue deux sortes d’effets possibles Les effets quasi instantanés : sur certain types d’appareillage, tels que l’électronique de puissance, calculateurs, relais, systèmes de contrôle et régulation, etc., la présence des harmoniques sur les signaux provoque le déplacement du passage par zéro et des modifications de la valeur de crête de l’onde [03]. Les effets à terme : dans les machines tournantes, les transformateurs et les condensateurs, ils se manifestent par des échauffements supplémentaires, ce qui entraine la destruction du matériel ou plus fréquemment une diminution de leur durée de vie par surcharge thermique. [03][07]. I.2.6 Inter-Harmoniques Les inter-harmoniques sont superposées à l'onde fondamentale mais ne sont pas des multiples entiers de la fréquence du réseau [08] [03].Les inter-harmoniques sont souvent produites par des convertisseurs statiques de fréquence, les cycloconvertisseurs, les moteurs asynchrones et les dispositifs à arc électrique [09][03]. Conséquences: perturbation des signaux de tarification et papillotement (Flicker) [03]. I.3.Grandeurs caractéristiques a) Grandeur harmonique C’est l’une des composantes sinusoïdales de la variation de la grandeur physique possédant une fréquence multiple de celle de la composante fondamentale. L’amplitude de l’harmonique est généralement de quelques pour cent de celle du fondamental [06] 22 Chapitre I Perturbations des réseaux électriques et leurs principes de compensation b) Rang de l’harmonique C’est le rapport de sa fréquence fn à celle du fondamental (généralement la fréquence industrielle, 50Hz) : (I.1) c) Valeur efficace d’une grandeur alternative Il y a identité entre l'expression usuelle de cette valeur efficace calculée à partir de l'évolution temporelle de la grandeur alternative (y(t)) et l'expression calculée à partir de son contenu harmonique = ∑ . (I.2) On note qu’en présence d’harmoniques, les appareils de mesure doivent avoir une bande passante élevée (> 1 kHz). d) Taux de distorsion Le taux de distorsion est un paramètre qui définit globalement la déformation de la grandeur alternative % ∑ 100 (I.3) : La valeur efficace de la composante fondamentale (du courant ou de la tension). : Les valeurs exactes des différentes composantes harmoniques (du courant ou de la tension). e) 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, une puissance supplémentaire appelée la puissance déformante (D) entre en considération. Elle est donnée par la relation : 23 Chapitre I Perturbations des réseaux électriques et leurs principes de compensation . ∑ (I.4) Le facteur de puissance est donc égal : (I.5) Avec : . . ∅ (I.6) ∅ (I.7) On peut aussi calculer le facteur de puissance de la manière suivante : . ∅ . ∅ (I.8) On constate que la puissance déformante et la puissance réactive contribuent à la dégradation du facteur de puissance. [06] I.4. Conséquences de la distorsion harmonique De nombreux effets des harmoniques sur les installations et les équipements électriques peuvent être cités. Les effets les plus importants sont l’échauffement, l’interférence avec les réseaux de télécommunication, les défauts de fonctionnement de certains équipements électriques et le risque d’excitation de résonance [10]. Echauffement : Les pertes par effet Joule se décomposent en la somme des pertes issues du fondamental et de celles engendrées par les harmoniques : ∑ (I.9) Ces pertes supplémentaires occasionnées par la présence des courants harmoniques réduisent le rendement des équipements tels que les moteurs, les transformateurs,…etc. Dysfonctionnement de certains équipements : En présence d’harmoniques, le courant et la tension peuvent changer plusieurs fois de signe au cours d’une demi-période. Par conséquent, les équipements sensibles au passage par zéro de ces grandeurs électriques sont perturbés. 24 Chapitre I Perturbations des réseaux électriques et leurs principes de compensation Interférences dans les systèmes de communication : Le couplage électromagnétique entre les réseaux électriques et de communication peut provoquer des interférences. Le courant circulant dans le réseau électrique engendre un champ magnétique qui induit un courant dans les conducteurs des réseaux de communication. L’importance des interférences est fonction de l’amplitude et de la fréquence des courants électriques ainsi que de l’importance du couplage électromagnétique entre les réseaux. • Excitation des résonances : Des équipements constitués de capacités ou d’inductances peuvent avoir des fréquences de résonance proches de celles des harmoniques. Ainsi, les harmoniques sont amplifiées et il peut apparaître des surtensions ou des surintensités qui détériorent les câbles, font disjoncter les fusibles. I.5. Solutions pour améliorer la qualité d’énergie électrique Ces solutions peuvent être mise en œuvre pour : Corriger un dysfonctionnement dans une installation. Agir de façon préventive en vue de raccordement de charges polluantes. Mettre en conformité l’installation par rapport a une norme ou a des recommandations du distributeur d’énergie. Réduction du facteur énergétique [03] I.5.1. Solutions traditionnelles de dépollution Suivant les types de perturbation, courant et tension, deux solutions traditionnelles de dépollution sont analysées. I.5.1.1 Dépollution des courants perturbateurs Afin de dépolluer les réseaux électriques de ce type de perturbation, plusieurs solutions ont été introduites dans la littérature. a) Rééquilibrage des courants du réseau électrique Répartition égale des charges sur les trois phases. 25 Chapitre I Perturbations des réseaux électriques et leurs principes de compensation Compensateur passif, par exemple montage de Steinmetz qui provoque un fort déséquilibre pour les fréquences différentes de 50HZ avec des résonances qu’il faut éviter d’exciter à proximité d’un générateur d’harmonique [03]. Figure I.6Montage de Steinmetz pour le rééquilibrage b) 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. [03][11] c) Compensation des courants harmoniques : Plusieurs solutions existent pour limiter la propagation et l’effet des harmoniques dans les réseaux électriques : L’augmentation de la puissance de court-circuit du réseau et 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 produits par des charges non linéaires, à savoir le filtrage passif et qui fera l’objet de ce qui suit. I.5.1.2 Filtrage passif Le filtre passif modifier localement l’impédance du réseau, de façon à dériver les courants harmoniques et à diminuer les tensions harmoniques là où c’est nécessaire. On associe des éléments capacitifs et inductifs de manière à obtenir une résonance série accordée à une fréquence choisie. [12] 26 Chapitre I Perturbations des réseaux électriques et leurs principes de compensation Il existe deux classes de filtres passifs (résonant, amorti) permettant de réduire les harmoniques. I.5.1.2.1. Filtre résonant Le filtre résonant est constitué d'un condensateur monté en série avec une inductance. Ces éléments sont placés en dérivation sur l'installation et accordés sur un rang d'harmonique à éliminer. L'impédance de cet ensemble est très faible pour sa fréquence d'accord, et se comporte ainsi comme un court circuit pour l'harmonique considéré, à savoir les deux harmoniques les plus gênantes h5 et h7[12]. I.5.1.2.2 Filtre amorti Un filtre amorti se compose d’une capacité en série avec un ensemble constitué de la mise en parallèle d’une inductance et d’une résistance appelée résistance d’amortissement. Il est utilisé lorsque les performances demandées ne sont pas trop élevées. On utilise souvent un filtre passe haut pour filtrer simultanément les plus hautes fréquences du spectre et non une fréquence particulière [12].Donc est conçue pour éliminer une bande de fréquence a partir de l’harmonique h11, qui correspond a la fréquence de 550 Hz. Les harmoniques h11, h13, h17 et h19, pratiquement sont éliminés par ce type de filtre. Figure I.7 : Filtres amorti et résonant. 27 Chapitre I Perturbations des réseaux électriques et leurs principes de compensation I.6. Structure du filtre passif Figure I.8 : filtrage passif (resonnant et amorti). I.7. Resultats et observations Forme du courant avantfiltrage le courantde source est completement déformé,acause des harmoniques injectés par la charge polluante vers le réseau. Co ura nt de s o urc e (A) 40 20 0 -20 -40 0 0.01 0.02 0.03 0.04 0.05 Time 0.06 0.07 0.08 0.09 0.1 18 20 (s) Fondame nta l (50 Hz) = 34 .51 , THD= 2 2 .6 0 % 100 80 60 40 20 0 0 2 4 6 8 10 Harmo nic 12 14 16 Rank Figure I.9 Courant de source et spectre harmonique correspondent. 28 Chapitre I Perturbations des réseaux électriques et leurs principes de compensation Forme du courant aprés l’elimination d’harmonique h5 : Cou rat de source(A) 50 0 -50 0 0.01 0.02 0.03 0.04 0.05 0.06 0.07 0.08 0.09 0.1 Time (s ) Fo nda me ntal (5 0Hz) = 3 7 .7 1 , THD= 7.2 5% 100 50 0 0 2 4 6 8 10 12 Harmo nic 14 16 18 20 Rank Figure I.10 Courant et spectre harmonique aprés élimination de h5. Forme du courant après élimination de h5 et h7 : Courant de s ource (A) 50 0 -50 0.1 0.11 0.12 0.13 0.14 0.15 0.16 0.17 0.18 0.19 T i m e ( s ) Fondame ntal (5 0Hz) = 45.37, THD = 2.94 % 100 80 60 40 20 0 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 Ha rmo nic Ra nk Figure I.11 : Courant et spectre harmonique aprés élimination de h5 et h7. 29 Chapitre I Perturbations des réseaux électriques et leurs principes de compensation Forme du courant après élimination de h5 , h7 ,h11 et h13 Courant(A) 50 0 -50 0.1 0.11 0.12 0.13 0.14 0.15 0.16 0.17 0.18 0.19 Time (s ) Fo nda me nta l (5 0 Hz) = 6 4 .4 5 , THD= 1 .0 6 % 100 80 60 40 20 0 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 Ha rmo nic Ra nk Figure I.12 Courant et spectre harmonique aprés élimination de h5 , h7, h11 et h13. On constate après insertion du filtre résonant avec le réseau ,que ce dernier , est très sélectif,(voir figures I.09 , I.10 et I.11 ). Il permet d’éliminer les harmoniques de faible fréquences telles que les harmoniques h5 et h7 . Cependant, les fréquences superieures à celle du rang d’accord telles que h11, h13, h17 et h19, persistent et influent légèrement sur la forme du courant malgré la nette amélioration dans la valeur du THD I = 2.94 %. L’association du filtre amorti avec le résonant ,contribué à absorber les harmoniques de rang élevés h11, h13, h17.Ce qui améliore le THD I ,qui déscend j’usqua la valeur de 1.06 % avec une formepresque sinusoidale du courant(fig.I.12). Le filtrage passif est très utilisé dans le domaine de l’industrie, mais ces performances restent très limitées en raison de ces importants inconvénients : Une connaissance approfondie de la configuration du réseau électrique est nécessaire ; Les variations de l’impédance du réseau peuvent détériorer la performance du filtre ; Le réseau peut former un système résonnant avec un filtre et les fréquences voisines de la fréquence de résonance sont amplifiées ; 30 Chapitre I Perturbations des réseaux électriques et leurs principes de compensation Equipement volumineux ; Inadaptabilité et perte d’efficacité lorsque les caractéristiques du réseau électrique évoluent. Pour surmonter les problèmes intrinsèques du filtre passif, l’idée est de se pencher vers le filtrage actif comme une alternative, et qui fera l’objet du deuxième chapitre. [12] I.8 Solutions modernes de dépollution : Deux raisons principales ont conduit à concevoir une nouvelle structure de filtrage moderne et efficace appelée filtre actif de puissance. La première raison est due aux inconvénients inhérents des solutions traditionnelles de dépollution qui ne répondent plus à l’évolution des charges et des réseaux électriques. En effet, les méthodes de dépollution des réseaux électriques présentent un certain nombre d’inconvénients. Le plus important d’entre eux est sans doute le fait d’être sensible aux évolutions de l’environnement. Ils voient leur efficacité baisser avec les variations des perturbations (variation des fréquences et des amplitudes des harmoniques). La seconde raison fait suite à l’apparition de nouveaux composants à commutation forcée, comme les transistors bipolaires, les thyristors GTO et les transistors IGBT qui a permis de réaliser de nouvelles structures qui assurent le contrôle de la forme d’onde de la phase du courant d’entrée. Le but de ces filtres est de générer soit des courants, soit des tensions harmoniques de manière à compenser les perturbations responsables de la dégradation des performances des équipements et installations électriques. Ainsi le filtrage actif tend à annuler les courants harmoniques en injectant dans la source perturbatrice des courants harmoniques d’amplitudes identiques, mais en opposition de phases à l’aide d’un pont onduleur. A cet effet, une mesure du courant de la charge non linéaire permet de connaître le courant à fournir. On cite trois configurations possibles de filtres actifs : Filtre actif parallèle (FAP) : conçu pour compenser toutes les perturbations de courant comme les harmoniques, les déséquilibres et la puissance réactive ; Filtre actif série (FAS) : conçu pour compenser toutes les perturbations de tensions comme les harmoniques, les déséquilibres et les creux de tension ; Combinaison parallèle série et la combinaison série parallèle(UPQC) : solution universelle pour compenser toutes les perturbations en courant et en tension. 31 Chapitre I Perturbations des réseaux électriques et leurs principes de compensation Notre travail de dépollution du réseau est fondé essentiellement sur un filtre actif parallèle (FAP) à sept niveaux, dans le but d’améliorer beaucoup plus l’opération de filtrage et avoir un réseau propre en termes de qualité d’énergie. Modélisation et commande de ce type d’onduleur fera l’objet du deuxième chapitre. I.9 Conclusion Lorsque, la forme de la tension rencontre des perturbations, ces derniers ont des effets néfastes sur tous les équipements électriques, qui peuvent aller à des échauffements et à la dégradation du fonctionnement. Les harmoniques occupent une grande partie des ces effets et leurs conséquences sont indésirables sur les différents éléments connectés aux réseaux. Les convertisseurs statiques qui sont vus par le réseau comme des charges non linéaires, absorbent des courants non sinusoïdaux et consomment de la puissance réactive. Pour diminuer les effets de ces perturbations harmoniques, différentes solutions traditionnelles et modernes de dépollution ont été présentées. 32 Chapitre II Chapitre II Modélisation et Simulation de l’onduleur à Sept niveaux à Commande MLI II.1. Introduction Les onduleurs de tension constituent une fonction incontournable de l’électronique de puissance. Ils sont présents dans des domaines d’application les plus varies, dont le plus connu est sans doute celui du filtrage actif de puissance. La forte évolution de l’opération de filtrage ,s’est appuyée, d’une part, sur le développement de composants à semi-conducteurs entièrement commandable, puissants, robustes et rapides, et d’autre part, sur l’utilisation quasi-généralisée des techniques dites de modulation de largeurs d’impulsions (MLI).[13] Dans ce chapitre, nous commençons par présenter la structure ainsi que le modèle de commande de l’onduleur à diodes flottantes à sept niveaux, avec ces différentes configurations possibles. Ensuite nous abordons la mise en simulation du modèle que nous avons aboutit, afin de confirmé le bon fonctionnement de ce dernier. Nous terminons ce chapitre par l’identification des courants harmoniques, en utilisant la méthode PIRI en vue de la commande du filtre actif parallèle à sept niveaux. Les résultats obtenus seront présentés et discutés. II.2 Structure de l’onduleur triphasé à sept niveaux à diodes flottantes La Figure II.1 représente la structure de l’onduleur à sept niveaux à diodes flottantes. Un bras d’un tel onduleur comprend douze transistors avec leurs diodes antiparallèles. Chaque transistor est dimensionné de façon à bloqué la tension aux borne d’une des sources du côté continu. Cette liaison (Clamping-Diodes) participe à la connexion de la borne de sortie aux niveaux intermédiaires de la tension continue d’entrée. La mise en série des diodes de liaison est indispensable pour avoir la même tension de blocage pour toutes les diodes. 34 Chapitre II Modélisation et Simulation de l’onduleur à Sept niveaux à Commande MLI Fig. II.1 Structure de l’onduleur triphasé à sept niveaux à diodes flottantes. II.3 Modélisation aux valeurs instantanées de l’onduleur à sept niveaux à diodes flottantes La modélisation permet d’étudier l’évolution des différentes grandeurs régissant le fonctionnement de l’onduleur à sept niveaux à diodes flottantes tout en considérant les commutations des interrupteurs [13]. II.3.1 Hypothèses Afin de simplifier l’étude, les hypothèses retenues pour la mise en équations sont les suivantes : Chaque paire transistor-diode est représentée par un interrupteur bidirectionnel, Les interrupteurs sont idéalisés (tension de saturation, courant de fuite et temps de commutation sont supposés nuls), Les interrupteurs étant parfaits, les temps morts sont supposés nuls, Les sources de tension sont supposées parfaites, Les transitions entre les configurations ne dépendent que des commandes des transistors. 35 Modélisation et Simulation de l’onduleur à Sept niveaux à Commande MLI Chapitre II II.3.2 Commande Complémentaire Afin d’éviter de laisser en circuit ouvert la source de courant (ouverture de tous les interrupteurs) ou de connecter deux points de potentiels différents (fermeture de tous les interrupteurs), une commande complémentaire doit être adoptée. Si𝐹𝑘𝑖 représente la fonction de connexion de l’interrupteur 𝑇𝑘𝑖 , définie par 𝐹𝑘𝑖 = 1 lorsque cet interrupteur est fermé et 𝐹𝑘𝑖 = 0 lorsqu’il est ouvert, la commande complémentaire retenue est caractérisée par une relation liant les fonctions de connexion des interrupteurs d’un bras 𝑘 comme suit : 𝐹′𝑘𝑖 = 1 − 𝐹𝑘(7−1) , 𝑖 = 1, … ,6 , 𝑘 = 1,2,3 (II.1) Le tableau 1.1 donne les états possibles d’un bras k tout en tenant compte de la commande complémentaire choisie. L’état 1 signifié que l’interrupteur correspondant est fermé et l’état 0 qu’il est ouvert. Ce tableau montre que cette commande complémentaire permet d’exploiter les sept niveaux de tension de sortie possibles pour un bras de l’onduleur. 𝑭𝒌𝟏 𝑭𝒌𝟐 𝑭𝒌𝟑 𝑭𝒌𝟒 𝑭𝒌𝟓 𝑭𝒌𝟔 𝑭′𝒌𝟏𝟏 𝑭′𝒌𝟐 𝑭′𝒌𝟑 𝑭′𝒌𝟒 𝑭′𝒌𝟓 𝑭′𝒌𝟔 𝑽𝒌𝑴 1 1 1 1 1 1 0 0 0 0 0 0 𝑈𝑐1 + 𝑈𝑐2 + 𝑈𝑐3 1 1 1 1 1 0 1 0 0 0 0 0 𝑈𝑐1 + 𝑈𝑐2 1 1 1 1 0 0 1 1 0 0 0 0 𝑈𝑐1 1 1 1 0 0 0 1 1 1 0 0 0 0 1 1 0 0 0 0 1 1 1 1 0 0 −𝑈′𝑐1 1 0 0 0 0 0 1 1 1 1 1 0 −𝑈′𝑐1 − 𝑈′𝑐2 0 0 0 0 0 0 1 1 1 1 1 1 −𝑈′𝑐1 − 𝑈′𝑐2 − 𝑈′𝑐3 Tableau II.1 Etas de l’onduleur à sept niveaux et sa tension de sortie par rapport au point milieu 𝑀 II.3.3 Différentes configurations d’un bras de l’onduleur à sept niveaux à diodes flottantes La topologie de l’onduleur à sept niveaux à diodes flottantes fournit à la sortie chacune de ses phases une tension par rapport au point milieu 𝑀 possédant sept niveaux différents. Lenombre de niveaux de tension d’un onduleur représente le nombre de potentiels différents de l’étage continu qu’il est possible d’imposer à la tension de sortie. Cependant, il est à noter 36 Chapitre II Modélisation et Simulation de l’onduleur à Sept niveaux à Commande MLI que chaque niveau de tension n’est obtenu que par l’intermédiaire d’une unique configuration de cet onduleur. Les configurations possibles en conduction continue sont regroupées dans la Figure II.2. 37 Chapitre II Modélisation et Simulation de l’onduleur à Sept niveaux à Commande MLI Figure II.2 Configurations possible d’un bras de l’onduleur à sept niveaux à diodes flottantes (E1, E2,E3 et E4). 38 Modélisation et Simulation de l’onduleur à Sept niveaux à Commande MLI Chapitre II Figure II.2. Configurations possible d’un bras de l’onduleur à sept niveaux à diodes flottantes (E5,E6 et E7). Cette description des différentes topologies de l’onduleur nous permet de constater que la tension de sortie 𝑉𝑘𝑀 donnée par le tableau II.2 est une tension à sept niveaux Configuration Tension 𝑽𝒌𝑴 𝑬𝟏 𝑼𝒄𝟏 + 𝑼𝒄𝟐 + 𝑼𝒄𝟑 𝑬𝟐 𝑼𝒄𝟏 + 𝑼𝒄𝟐 𝑬𝟑 𝑼𝒄𝟏 𝑬𝟒 0 𝑬𝟓 −𝑼′𝒄𝟏 𝑬𝟔 −𝑼′𝒄𝟏 − 𝑼′𝒄𝟐 𝑬𝟕 −𝑼′𝒄𝟏 − 𝑼′𝒄𝟐 − 𝑼′𝒄𝟑 Tableau II.2. Tension 𝑉𝑘𝑀 relative à chaque configuration. II.3.4 Mise en équations Admettons que l’onduleur est associé à une charge triphasée équilibrée et connectée en étoile. Le point neutre de la charge est supposé non connecter. Le potentiel du nœud 𝑘(𝑘 = 1 , 2 , 3) de l’onduleur triphasé à sept niveaux à diodes flottantes par rapport au point milieu M est donné par l’équation suivante : VkM Fk1 Fk 2 Fk 3 Fk 4 Fk 5 Fk 6 (U C1 U C 2 U C 3 ) Fk1 Fk 2 Fk 3 Fk 4 Fk 5 (1 Fk 6 )(U C1 U C 2 ) Fk1 Fk 2 Fk 3 Fk 4 (1 Fk 5 )(1 Fk 6 )U C1 Fk'1 Fk' 2 Fk'3 Fk' 4 Fk'5 Fk' 6 (U ' C1 U ' C 2 U ' C 3 ) ' k1 ' k2 ' k3 ' k4 ' k5 F F F F F (U ' C1 U ' C2 )(1 F ) F F F F (1 F )(1 F )U ' k6 ' k1 ' k2 ' k3 ' k4 ' k5 ' k6 ' (II.1) C1 Afin de simplifier l'équation (2), on définit les fonctions de connexion des demi -bras Fbk et F’bk associées respectivement au demi-bras du haut et du bas. Pour un bras s’expriment à l’aide des fonctions de connexion des interrupteurs comme suit : 39 Modélisation et Simulation de l’onduleur à Sept niveaux à Commande MLI Chapitre II Fkb Fk1 Fk 2 Fk 3 Fk 4 Fk 5 Fk 6 'b k Fk'1 Fk' 2 Fk'3 Fk' 4 Fk'5 Fk' 6 F (II.2) Posons aussi: Fkb1 Fk1 Fk 2 Fk 3 Fk 4 Fk 5 (1 Fk 6 ) 'b1 k F Fk'1 Fk' 2 Fk'3 Fk' 4 Fk'5 (1 Fk' 6 ) Fkb 2 Fk1 Fk 2 Fk 3 Fk 4 (1 Fk 5 )(1 Fk 6 ) Fk'b 2 Fk'1 Fk' 2 Fk'3 F4' (1 Fk'5 )(1 Fk' 6 ) (II.3) En introduisant (II.2) et (II.3) dans l’équation (II.1) on obtient: VkM F (U 'b k ' C1 Fkb (U C1 U C 2 U C 3 ) Fkb1 (U C1 U C 2) ) Fkb 2U C1 U ' C2 U 'C 3 ) F (U 'b1 k ' C1 U ) F U ' C2 'b 2 k ' (II.4) C1 L’équation (II.4) peut être réécrite sous la forme suivante: VkM ( Fkb Fkb1 Fkb 2 )U C1 ( Fkb Fkb1 )U C 2 FkbU C 3 (II.5) ( Fk'b Fk'b1 Fk'b 2 )U ' C1 ( Fkb Fk'b1 )U ' C 2 Fk'bU ' C 3 L’équation (II.5) montre qu'un onduleur à sept niveaux est une mise en série de six onduleurs à deux niveaux. Les tensions composées de l'onduleur à sept niveaux sont exprimées à l'aide des fonctions de connexion des interrupteurs comme suit: U 12 V1M V2 M ( F1b F2b )(U C1 U C 2 U C 3 ) ( F1b1 F2b 2 )(U C1 U C 2 ) ( F1b 2 F2b 2 )U C1 ( F1'b F2'b )(U C 4 U C 5 U C 6 ) ( F1'b1 F2'b 2 )(U C 4 U C 5 ) ( F1'b 2 F2'b 2 )U C 4 U 23 V2 M V3M ( F2b F3b )(U C1 U C 2 U C 3 ) ( F2b1 F3b 2 )(U C1 U C 2 ) ( F2b 2 F3b 2 )U C1 ( F2'b F3'b )(U C 4 U C 5 U C 6 ) ( F2'b1 F3'b 2 )(U C 4 U C 5 ) ( F2'b 2 F3'b 2 )U C 4 U 31 V3M V1M ( F F )(U C1 U C 2 U C 3 ) ( F b 3 b 1 b1 3 II.6 F )(U C1 U C 2 ) ( F b2 1 b2 3 F )U C1 b2 1 ( F3'b F1'b )(U C 4 U C 5 U C 6 ) ( F3'b1 F1'b 2 )(U C 4 U C 5 ) ( F3'b 2 F1'b 2 )U C 4 Les tensions simples sont liées aux tensions composées par la relation suivante : 40 Modélisation et Simulation de l’onduleur à Sept niveaux à Commande MLI Chapitre II 1 (U 12 U 31 ) 3 1 V2 (U 23 U 12 ) 3 1 V3 (U 31 U 23 ) 3 V1 (II.7) En remplaçant (II.6) dans (II.7), il vient b b1 b2 F1b F1b1 F1b V1 2 1 1 F1 F1 F1 V 1 1 2 1 F b F b1 F b2 U F b F b1 U F b U 2 2 C3 2 2 C1 2 C2 2 3 2 Fb b b1 b2 b b1 V3 1 1 2 F3 F3 F3 F3 F3 3 F1'b F1'b1 F1'b2 F1'b F1'b1 F1'b 'b F2 F2'b1 F2'b2 U C 4 F2'b F2'b1 U C 5 F2'b U C 6 F 'b F 'b1 F 'b2 F 'b F 'b1 F 'b 3 3 3 3 3 3 (II.8) (9) Les courants d’entrée de l’onduleur i d0, i d1, i d2, i d3, i d4, i d5 s’expriment en fonction des courants de phase i1, i2, i3, et les fonctions de connexion des demi-bras comme suit i d 1 F1b 2 i1 F2b 2 i 2 F3b 2 i3 i d 2 F1b1i1 F2b1i 2 F3b1i3 i d 3 F1b i1 F2b i 2 F3b i3 i d 4 F1'b 2 i1 F2'b 2 i 2 F3'b 2 i3 (II.9) i d 5 F1'b1i1 F2'b1i 2 F3'b1i3 i d 6 F1'b i1 F2'b i 2 F3'b i3 i d 0 i1 i 2 i3 i d 1 i d 2 i d 3 i d 4 i d 5 i d 6 II.4 Génération des signaux de contrôle Une autre étape importante est celle de la génération des signaux de contrôle des semiconducteurs de l'onduleur du filtre actif. Ces signaux de contrôle sont obtenus à partir des signaux de références identifiés par la méthode PIRI, cette méthode d’identification des harmoniques, sera traitée dans la dernière partie de ce chapitre. Une grande variété d'approches comme celle de l'hystérésis, la modulation en largeur d'impulsion (MLI, SPWM), la modulation vectorielle dans l'espace(SVM), etc., sont des méthodes permettant le contrôle des semi-conducteurs du filtre actif. La méthode de contrôle basée sur le principe de la stratégie SPWM est développée dans ce qui suit, en vue de la commande de l’onduleur à sept niveaux. 41 Chapitre II Modélisation et Simulation de l’onduleur à Sept niveaux à Commande MLI II.4.1 Stratégie SPWM appliquée aux onduleurs multi niveaux En se basant sur l'onduleur de tension a deux niveaux, on peut étendre l'étude à des niveaux supérieurs. Pour un onduleur à N niveaux, les nombres des différents composants nécessaires dans chaque branche sont régis par les relations suivantes [14]: Nombre de sources de tensions secondaire du bus continu: S = N -1, Nombre d'interrupteurs à semi conducteurs : K = 2(N - 1), Nombre de diodes de bouclage: D = 2(N - 2) Ainsi ,pour un onduleur à sept niveaux , donc N = 7, cela veut dire qu’on a besoin de 6 sources de tension secondaire continues avec six condensateurs C, 12 interrupteurs de puissance et 10 diodes de bouclage . La tension aux bornes de chaque condensateur est égale à Vdc / 6, avec Vdc est la tension totale du bus continu. (Voir Figures II.1et II.2) II.4.2 Algorithme de la commande SPWM a sept niveaux Pour commander un onduleur à N niveaux de tension, (N - 1) porteuses triangulaires sont nécessaires. Les signaux triangulaires doivent toutes avoir la même fréquence d’échantillonnage, et la même amplitude [15].Ils peuvent être horizontalement ou verticalement décalés. S'ils le sont horizontalement, le déphasage entre deux signaux consécutifs est donné par (2π / (N - 1)). S'ils le sont verticalement, ils peuvent être en phase ou non et occupent une bande continue avec le même décalage vertical. Ils sont ensuite comparés au signal de référence d’amplitude Ar et de fréquence Tr. Chaque comparaison donne 1 si une porteuse est supérieure ou égale à la référence, et 0 dans le cas contraire. À la sortie du modulateur, la somme des résultats issus des comparaisons est ensuite décodée, et donne la valeur correspondant à chaque niveau de tension. Cette technique est caractérisée aussi par deux paramètres essentiels à savoir : L’indice de modulation m, qui est égale au rapport de la fréquence fp de la porteuse à la fréquence fr de la référence m= fp / fr Le taux de modulation, r est le rapport de l’amplitude V m de la tension de référence à l’amplitude V pm de la porteuse V m / V pm 42 Modélisation et Simulation de l’onduleur à Sept niveaux à Commande MLI Chapitre II Dans le cas d’une MLI multi niveaux le rapport, est entre l’amplitude V m de la tension de référence à la somme des amplitudes des porteuses verticales. (II.10) m= Vm / (N-1) Vpm Les tensions de référence, qui permettent d’obtenir un système triphasé équilibré, sont de formes sinusoïdales : Vréf k Vm (sin 2f r t (k 1) 2 ) , k= 1, 2,3 3 Dans notre cas l’onduleur à sept niveaux nécessite (N-1) porteuses, c’est-à-dire 6 porteuses en phase, décalées et occupent une bande continue avec le même décalage vertical, comme le montre la figure II.3 Fig. II.3 Référence comparé avec six porteuses disposition PD Nous entendons par la disposition en phase (Phase Disposition PD), toutes les porteuses Six carriers r =0.8). sont identiques en amplitude, en fréquence et (m en =18, phase. C’est la méthode MLI la plus utilisée vue la simplicité de son implémentation. La stratégie SPWM consiste à exploiter les instants d’intersection, d’une onde de référence, généralement sinusoïdale, qui est l'image de l'onde de sortie désirée, avec 6 porteuses triangulaires bipolaires. L’algorithme qui génère, les impulsions de commande des interrupteurs de l’onduleur à sept niveaux, est illustré sur la figure II.4. Celui-ci se met en fonctionnement, dés que les courants réel de ligne identifiés et celles de référence injectés par l’onduleur sont comparais et régulées par l’intermédiaire d’un régulateur PI qui sera évoqué dans le troisième chapitre. 43 Chapitre II Modélisation et Simulation de l’onduleur à Sept niveaux à Commande MLI Fig. II.4 Schéma de principe de commande SPWM a sept niveaux pour un seul bras Fig. II.5 Impulsions de commande générée par la référence avec chaque porteuse. Fig. II.6 Signal de commande a sept niveaux selon l’image de la tension désirée. Les impulsions de commande générée par les six porteuses, suivant les sept niveaux de tension de l’onduleur sont illustrées sur les figures II.5 et II.6 44 Modélisation et Simulation de l’onduleur à Sept niveaux à Commande MLI Chapitre II Pour des condensations égaux en valeurs C=20mF et une tension du bus continue égale a 600 V, on obtient les deux figures ci dessous (fig. II.7 et II.8). Fig. II.7 Sept niveaux de tension entre le point milieu M et la première phase (m=20) Fig. II. 8 Tension simple délivré par l’onduleur à sept niveaux de tension (m=20) Interprétation Nous avons abordé dans ce chapitre la modélisation ainsi que la simulation de l’onduleur à savoir à sept niveaux. Nous remarquons que l’onduleur répond efficacement aux ordres de commande de la stratégie MLI à six porteuses on délivrant 7 niveaux de tension entre le potentiel de la phase A et le point médiane de la source continu M, ce qui confirme la fiabilité et la faisabilité du modèle de commande de l’onduleur à sept niveaux, élaboré dans ce chapitre. L’allure de la tension simple produite par l’onduleur a tendance de se 45 Chapitre II Modélisation et Simulation de l’onduleur à Sept niveaux à Commande MLI rapprochée a une sinusoïde, ce qui justifié aussi le concept fondamentale de l’onduleur multi niveaux, qui vise l’amélioration de la qualité du signale et l’élimination des harmoniques. II.5 Identification des signaux harmoniques de référence Les méthodes de contrôle dans le domaine temporel sont basées sur la comparaison instantanée des signaux de compensation harmonique de référence, sous forme de tension ou de courant, aux signaux harmoniques réels. Le principe est de maintenir la tension ou le courant instantané de référence proche du signal réel avec une tolérance raisonnable. Le plus grand défi de cette approche est sans doute l'élimination de la composante fondamentale pour générer des signaux harmoniques de référence. La plus connue de ces stratégies qui a fait ses preuves, est sans doute la méthode des puissances instantanées réel est imaginaire(PIRI) [15],[16]. Vue sa simplicité d’implantation et sa grande rapidité de correction de signal dans le réseau, nous avons choisie cette méthode temporel, afin de générer les signaux de référence, servant à la commande du filtre actif a sept niveaux. II.5.1 Méthode des puissances instantanées pq (PIRI_Théorie pq.) Cette méthode d’identification des courants harmoniques, consiste à éliminer la composante continue des puissances active et réactive instantanées ce qui est relativement facile à réaliser [17],[18].La méthode des puissances instantanées introduite par H.Akagi exploite la transformation de Concordia des tensions aux points de raccordement du filtre actif parallèle et des courants absorbés par la charge polluante, afin de calculer les puissances réelle et imaginaire instantanées. Notons respectivement par (𝑉𝛼 , 𝑉𝛽 et𝑖𝛼 ,𝑖𝛽 ) les composantes orthogonales de Concordia associées aux tensions 𝑉𝑠𝑘 ( k = a, b, c) et aux courants 𝑖𝑠𝑘 . La transformation de Concordia permet d’écrire, les deux relations suivantes : 1 Vα 2 [V ]=√3 [ β 0 − + 1 2 √3 2 1 1 −2 iα 2 [𝑖 ]=√3 [ √3 β 0 + 2 1 Vsa 2 ] [Vsb ] √3 Vsc 2 − 1 − 2 ica ] [icb ] √3 icc 2 (II.11) (II.12) 46 Chapitre II Modélisation et Simulation de l’onduleur à Sept niveaux à Commande MLI Les puissances réelle et imaginaire instantanées, notées respectivement p et q, sont définies par la relation matricielle suivante : Vα 𝑝 [𝑞 ]= [ −Vβ Vβ iα ][ ] Vα 𝑖β (II.13) En remplaçant les tensions et les courants diphasés par leurs homologues triphasés, nous obtenons : P= Vα iα + Vβ 𝑖β = Vsa ica + Vsb icb +Vsc icc (II.14) De même, pour la puissance imaginaire on a : q=Vα iβ -Vβ 𝑖α = 1 √3 [(Vsc − Vsb )ica + (Vsa − Vsc )icb + (Vsb − Vsa )icc] (II.15) Les composantes des puissances réelle et imaginaire instantanées s’expriment comme la somme d’une composante continue et d’une composante alternative, ce qui nous permet d’écrire: 𝑝 = 𝑝̅ + 𝑝̃ { 𝑞 = 𝑞̅ + 𝑞̃ (II.16) Où : 𝑝̅ , 𝑞̅Sont les composantes continues de p et q; 𝑝̃, 𝑞̃Sont les composantes alternatives de p et q. L’inverse de l’équation (II.12) des puissances active et réactive permet d’établir la relation (II.16) des courants 𝑖α et 𝑖β donne : 𝑖α 𝑖β [ ] = 1 2 𝑉𝛼 2 + 𝑉𝛽 Vα [V β −Vβ 𝑝 ][ ] Vα 𝑞 (II.17) En considérant les équations (II.15) et (II.16), nous pouvons séparer le courant dans le repère (α, β) en trois composantes, active et réactive à la fréquence fondamentale et somme des harmoniques. Ceci conduit à : 47 Modélisation et Simulation de l’onduleur à Sept niveaux à Commande MLI Chapitre II 𝑖α 𝑖β [ ] = 1 2 𝑉𝛼 + 2 𝑉𝛽 {[ Vα −Vβ 𝑝̅ Vα −Vβ 0 Vα −Vβ 𝑝̃ ][ ]+ [ ][ ] + [ ] [ ]} Vβ Vα 0 Vβ Vα 𝑞̅ Vβ Vα 𝑞̃ (II.18) Maintenant, si on souhaite également compenser la puissance réactive, ainsi que les courants harmoniques générés par les charges non linéaires, le signal de référence du filtre actif parallèle doit inclure 𝑝̃, 𝑞̃ et ̅𝑞. Dans ce cas, les courants de référence sont calculés par: 𝑖ref α [𝑖 ]= 𝑉 2 ref β 1 2 𝛼 + 𝑉𝛽 [ Vα Vβ Vβ 𝑝̃ ][ ] −Vα 𝑞̃ + 𝑞̅ (II.19) Les courants triphasés sont obtenus à partir des courants diphasés par 𝑖ref α et𝑖ref β par la transformation inverse de Concordia. Ces courants représentent les perturbations et deviennent les courants de référence qui sont à injecter en opposition de phase sur le réseau électrique pour éliminer les harmoniques. 1 𝑖ref a 2 [𝑖ref b ] = √ √3 𝑖ref c [− 0 − 1 2 1 √3 2 2 − √3 2] 𝑖ref α [𝑖 ] ref β (II.20) Il est évident, d’après la relation (II.19), que pour identifier une des trois composantes, par exemple les courants harmoniques, les parties alternatives des puissances réelles et imaginaires doivent être séparées des parties continues. Cette séparation peut être réalisée en utilisant deux filtres, le premier pour isoler la partie p de la puissance active instantanée, le second pour isoler la partie q de la puissance réactive instantanée, comme le présente la figure (II.9). Fig. II.9.Schéma représentant le principe de séparation des puissances actives 48 Chapitre II Modélisation et Simulation de l’onduleur à Sept niveaux à Commande MLI La relation suivante donne l’expression générale d’un filtre passe- bas du deuxième ordre 𝑤 20 𝐹𝑝 (s)=𝑆 2 +2𝑤 2 0 𝛿𝑆+𝑤 𝑐 (II.19) Avec :𝑤0 =2𝜋𝑓0 , 𝑓0 est la fréquence de coupure du filtre ; s : L’opérateur de Laplace. 𝛿 : Dépassement Le schéma de la figure II.10 illustre les étapes qui permettent l’obtention des courants de référence par la méthode des puissances réelles et imaginaires instantanées. Fig. II.10 Schéma du principe de la méthode d’identification des puissances (p,q) instantanées Donc les courants harmoniques identifiés par la PIRI, seront utilisés comme références avec celles injectes par l’onduleur a sept niveaux, pour contrôler les interrupteurs de celui-ci par l’intermédiaire de la technique MLI multiniveaux. La commande du filtre à sept niveaux, fera l’objet du troisième et dernier chapitre. 49 Modélisation et Simulation de l’onduleur à Sept niveaux à Commande MLI Chapitre II II.6 Conclusion Dans ce chapitre, nous avons présenté le modèle de fonctionnement de l’onduleur triphasé à sept niveaux et les différentes configurations possibles de ce type d’onduleur. C’est ainsi que nous avons introduit la notion de fonction de connexion des demi-bas par analogie à la fonction de connexion des interrupteurs. Nous avons également défini pour l’onduleur a sept commande niveaux, les conditions de sa commandabilité et aussi son unique complémentaire possible afin d’avoir un fonctionnement totalement commandable. Nous avons constaté que toutes les relations donnant les différentes tensions pour cet onduleur est analogue à celle de l’onduleur à deux niveaux, en utilisant les fonctions de connexion des demi-bas. Ensuite nous avons remarqué que l’onduleur à sept niveaux est équivalent à six onduleurs à deux niveaux en série, délivrant respectivement un système triphasé équilibré. Le modèle de l’onduleur multi niveaux à commande MLI élaboré dans ce chapitre a donné des satisfactions coté grandeurs électriques, les résultats obtenus confirment les performances électriques du modèle proposé. Ce model est utilisé comme un filtre actif parallèle, sa mission principale consiste à dépolluer le réseau électrique. Cette tache de dépollution fera l’objet du troisième chapitre. 50 Chapitre III Chapitre III Filtre actif parallèle à Sept niveaux III.1 Introduction Les filtres actifs sont des convertisseurs de puissance. Pour obtenir le fonctionnement optimal de ces filtres actifs, on doit améliorer la forme de leur tension de sortie. L'amélioration de cette forme est un axe de recherche très actif, qui ne cesse de se développer en profitant de la technologie des semi-conducteurs et des calculateurs numériques. Pour améliorer la forme de cette tension, on peut agir sur la structure du convertisseur ou sur sa méthode de commande. Plusieurs topologies de convertisseurs sont proposées dans la littérature. Parmi ces convertisseurs, on distingue les convertisseurs multiniveaux, à structure NPC (Neutral Point Clamping) ou a diodes flottantes [19][20][21] [22] [23] qui permettent d’augmenter la tension délivrée à la charge grâce à leur topologie. Ainsi, ils permettent de générer une tension la plus sinusoïdale possible et d’améliorer le taux d’harmoniques grâce au nombre élevé de niveaux de tension offert par ce convertisseur. L’utilisation de ce dernier dans le domaine des fortes puissances et/ou haute tension permet de résoudre simultanément les difficultés relatives à l’encombrement et à la commande des groupements d’onduleurs à deux niveaux généralement utilisés dans ce type d’application. Dans ce chapitre, on va s'intéresser à l’application de l’onduleur à sept niveaux élaboré précédemment, dans l’opération de filtrage. Pour cela il est nécessaire de passer par la régulation de la tension du bus continu Vdc par le moyen d’un régulateur PI, ensuite par le même type de régulateur on ajuste les courants harmoniques délivrés par l’onduleur via le réseau électrique. Les résultats de simulations seront représentés et commentés. III.2 Principe du filtre actif parallèle(FAP) Le principe du filtre actif parallèle consiste à générer des harmoniques en opposition de phase à ceux existant sur le réseau. Ceci peut être schématisé sur la figure III.1.Alors que le courant absorbé par la charge polluante est non sinusoïdal, le courant crée parle filtre actif est tel que le courant absorbé au réseau est sinusoïdal [23][24]. 52 Chapitre III Filtre actif parallèle à Sept niveaux Fig. III.1 Principe du filtre actif parallèle Le FAP étudie dans ce travail est basé sous l'aspect puissance, par identifications des courants harmoniques temporelles sous le principe du calcul des puissances actives et réactive instantanés( PIRI ). III.3 Structure générale d'un filtre actif parallèle à sept niveaux Un filtre actif est composé de quatre parties comme le montre la figure III.2. La partie puissance est constituée d'un circuit de stockage d'énergie de six condensateur , d'un onduleur destiné a répartir le courant dans les différentes phases et un filtre d'entrée( Lf ) destiné à réaliser l'interface entre le réseau et l'onduleur. La partie contrôle tient compte du circuit de stockage d'énergie( Ceq ), du filtre d'entrée et des harmoniques sur le réseau et permet d'actionner le circuit onduleur. Le filtre actif parallèle (FAP) est un onduleur de tension à MLI à sept niveaux, traite la compensation harmonique.et connecté en parallèle avec la charge polluante. La partie contrôle-commande, est principalement fondée sur l’algorithme d’identification des courants harmoniques par la méthode PIRI, associé à l’algorithme de la technique MLI. Les deux algorithmes contribuent à la génération des signaux de commande du filtre. La régulation de la tension du bus continu continue ( Vdc ), aux bornes de la capacité équivalente est indispensable, de même pour le courant injecté sur le réseau ,qui est nécessaire pour assurer le bon fonctionnement du filtre a sept niveaux . La régulation est assurée par le régulateur classique Proportionnel- Intégral PI. Le filtre actif génère des courants harmoniques, de même amplitude que ceux du réseau mais en opposition de phase avec ceux-ci. 53 Chapitre III Filtre actif parallèle à Sept niveaux Fig. III.2 Structure générale d'un filtre actif parallèle à sept niveaux III.4 Régulation de la tension continue : La tension aux bornes du condensateur doit être maintenue à une valeur constante. Pour cela, on choisi un régulateur Proportionnel – Intégrateur PI mentionné, ci-dessous afin de garder la tension du condensateur Vdc à sa valeur de référence Vdc*. La valeur de la tension mesurée Vdc est comparée à sa référence Vdc*. Le signal d’erreur est ensuite appliqué a l’entrée du régulateur PI. La relation entre la puissance active absorbée par la capacité équivalente C eq et la tension aux bornes de celle – ci s’écrit [18]. Pc d 1 2 Ceq .Vdc dt 2 (III.1) Soit après la transformation de Laplace : Pc s 1 Ceq .s.Vdc2 s 2 (III.2) La relation suivante donne l’expression générale du régulateur PI : K s K p .s K i s (III.3) 54 Chapitre III Filtre actif parallèle à Sept niveaux Avec: Kp: Gain proportionnel du régulateur Ki : Gain intégral du régulateur La figure III.3, présente le schéma de la régulation de Vdc. Fig. III.3. Schéma de la régulation de Vdc par un régulateur PI. Le terme G(s) a pour expression : Gs 2 Ceq s (III.4) La fonction de transfert en boucle fermée est alors donnée par : K p Ki 1 s K i Ceq F s Kp K s2 s i Ceq Ceq (III.5) L’expression générale d’une fonction de transfert du second ordre est : Kp 2 1 s . c K i F s 2 s 2. . c s c2 (III.6) Après identification avec l’équation (14), on obtient : K i c 2 .C eq K p 2. . K i .C eq (III.7) 55 Chapitre III Filtre actif parallèle à Sept niveaux Sachant que la fréquence de coupure est choisi : c = 2×18 rad/s ainsi que le coefficient d’amortissement, c = 0,6. III.5 Régulation de courant du filtre actif : En négligeant les résistances du filtre de sortie sur le courant de référence If (pour les harmoniques basses fréquences qui sont loin de la fréquence de commutation)[11], nous pouvons écrire la relation suivante caractérisant le courant du filtre actif If : Lf d i f v f vs dt (III.8) Notons par Δif, la différence entre le courant de référence et le courant mesuré à partir de la relation suivante : i f i * i f (III.9) Des équations (III.8) et (III,9) , nous obtenons l’expression ci-dessous : Lf d d i f v s L f i * v f dt dt (III.10) Le premier terme de la partie droite de la relation (III.10) peut être défini comme tension de référence (Vf*), ce qui nous donne l’expression suivante : v*f vs L f d * i dt (III.11) L’écart entre Vf* et Vf produit alors une erreur sur le courant. Selon la relation (III.11), la tension de référence est composée de deux termes à fréquences différentes. Le premier représente la tension du réseau Vs directement mesurable. Le second est égal à la chute de tension aux bornes de l’inductance L f, lorsque celle-ci est traversée par un courant égal à celui de la référence. Ce terme doit être élaboré par un régulateur PI de courant, comme le montre la Fig. III.4 Fig. III.4 Schéma de la régulation des courants du F.A.P 56 Chapitre III Filtre actif parallèle à Sept niveaux Dans ce schéma, G(s) représente l’onduleur qui peut être modélisé par la relation suivante [25] 1 G ( s ) K 1 s V K dc 2V p (III.12) Avec Vdc la tension côté continu de l’onduleur, Vp l’amplitude de la porteuse triangulaire et τ représentant le retard causé par le calcul des courants perturbateurs. III.6 Simulation et Interprétations : La simulation a été réalisée pour confirmer l’étude théorique en régime statique et vérifier les performances dynamiques du FAP à sept niveaux. Afin d'évaluer l'efficacité de notre approche, fondé sur la méthode de calcul des puissance instantanée réelle et imaginaire et la technique de commande MLI, nous avons effectué des tests de robustesse du filtre en variant d’une part la valeur de la charge et d’autre part la consigne de Vdc . Les paramètres utilisés en simulation sont les suivants : Source d’alimentation : La tension efficace V = 220/380 V La fréquence f =50 Hz La résistance interne Rs =0.2Ω L’inductance interne Ls0.001 mH Filtre RL : Lf=6mHRf= 0.5 Ω Lc=1.5mHRc= 0.02Ω Charge : Pont Redresseur triphasé (PD3) à IGBT, alimente initialement une charge RL (R=50, L = 20mH), ensuite en ajoute a chaque instant en parallèle une charge ohmique (R1= 20 Ω, R2= 10 Ω puis R3= 6 Ω) Filtre actif parallèle FAP : à base d’un onduleur à IGBT a 7niveaux commandéspar la technique MLI, dont m= 400 ; r = 0.8 ; fp = 20kHz Capacité de stockage : C = 20mF Voltage initial du condensateur : 600 V Tension de référence Vdc_ref = 800 V Paramètres des régulateurs PI: Fréquence d’échantillonnage des régulateurs PI :fe= 100 kHz Paramètres du régulateur PI de Vdc: ki = 200, kp= 400, 57 Chapitre III Filtre actif parallèle à Sept niveaux Paramètres du régulateur PI des courants injectés par le filtre :ki = 200, kp= 400 Limites de sortie pour les deux régulateurs : [Uhaut: 10.103,Ubas : -10.103],[Uhaut : 60, Ubas : -60] Puisque tous les courants de phase (ܫ , ܫ , ܫ ,) sont d’allures identiques, on présente les résultats de simulation pour une seule phase, en l’occurrence la phase a. Les figures III.5 et III.6 montre, la forme de courant avant compensation. Elle montre la présence des harmoniques d’ordre 6k ±1 et un taux distorsion de 27,22 %. Après compensation, au moment où l’onduleur commence à générer les courant harmoniques inverses vers le réseau, ce courant commence aussi a récupéré sa forme sinusoïdal. Le taux de distorsion est de 2%, donc nettement meilleur que celui avant compensation et l'analyse spectrale devient propre en termes de qualité d’énergie électrique. 150 Courant (A) 100 50 0 -50 -100 -150 0.2 0.22 0.24 0.26 0.28 0.3 0.32 0.34 0.36 0.38 0.4 14 16 18 20 Temps (s) THD = 27.22 % 100 80 60 40 20 0 0 2 4 6 8 10 12 Spectre harmonique Fig.III.5 Courants de source et son spectre harmonique avant compensation. Au moment où le filtre injecte dans le réseau des courants harmoniques, inversement à celles identifiés par la PIRI, comme le montre les figures III.7 et III.8. On constate une nette superposition entre les deux courants harmoniques (fig.III.9). Ce qui a courant de source permet d'obtenir un purement sinusoïdale. Ce dernier est en phase avec la tension d’alimentation, induisant ainsi un facteur de puissance proche de l’unité (fig.III.11). 58 Chapitre III Filtre actif parallèle à Sept niveaux Courant (A) 200 100 0 -100 -200 0.2 0.22 0.24 0.26 0.28 0.3 0.32 0.34 0.36 0.38 0.4 14 16 18 20 Temps (s) THD = 2.00 % 100 . 80 60 40 20 0 0 2 4 6 8 10 12 Spectre harmonique Fig.III.6 Courant de source et son spectre harmonique après compensation. A l’instant du branchement du FAP avec le réseau, la tension du bus continu passe à 850 V en suivant la tension de référence Vdc -ref. Le régulateur PI se manifeste à partir de 0.1s et garde la stabilité de la tension Vdc à la valeur de la référence. On constate d’après la figure III.10, que le régulateur PI se manifeste et garde la stabilité de la tension du bus continu Vdc, il oblige Vdc de suivre correctement les tensions de références [ 700 V, 800 V, 900 V puis 1000 V] malgré les variations que subit la charge dans l’intervalle du temps [0.49s – 1.1s]. La puissance réactive est dans les alentours de zéro (fig .III.12). Cela explique la valeur du facteur de puissance qui avoisine l’unité et au même temps confirme l’efficacité de ce type de filtrage multi niveaux. 59 Chapitre III Filtre actif parallèle à Sept niveaux 15 10 5 0 -5 -10 -15 0.25 0.3 0.35 0.4 Temps (s) Fig.III.7 Courants harmoniques de référence. 10 5 0 -5 -10 0.25 0.3 0.35 0.4 Temps (s) Fig.III.8 Courant harmonique injecté par le filtre. 15 I h- r é f é r e n c e I h- injecté 10 5 0 -5 -10 -15 0.25 0.3 0.35 0.4 Temps (s) Fig.III.9Superposition des harmoniques injectés et identifiés 60 Chapitre III Filtre actif parallèle à Sept niveaux Tensions (V) 1200 Tention de référence Tension continu Vdc 1000 800 600 400 200 0 0 0.5 1 1.5 Temps (s) Fig.III. 10 la tension continue ܸௗ suit la tension de référence Vdc_réf (Pendent la variation de la charge à t=0.5s et t=1s) 1 0.9 0.8 0.7 0.6 0.5 0.4 0 0.5 1 1.5 Temps (s) Fig.III.11 Facteur de puissance. 10 x 10 4 P (W) Q (VAR) 8 6 4 2 0 -2 0 0.05 0.1 0.15 0.2 0.25 0.3 0.35 0.4 Temps (s) Fig.III.12 Allures des puissances active P et réactive Q 61 Chapitre III Filtre actif parallèle à Sept niveaux Reste a signaler a la fin ,que nous tenons à justifier l’emploi de la structure multiniveaux pour des basses tensions et faibles puissances, dans notre modèle de simulation, alors que la structure à deux niveaux offre de meilleures qualités technico-économiques. Ce ci est dû à notre unique intérêt, pour ce moment, est de mettre en évidence, la faisabilité de la structure à sept niveaux dans les onduleurs et d’en concevoir des commandes adéquates. III.7 Conclusion La dépollution harmonique des courants dans un réseau électrique peut être possible avec le développement du filtre actif multi niveaux à base des composants à commutation forcée comme les thyristors GTO, et les transistors IGBT. Le filtre à sept niveaux à monter une grande efficacité et stabilité vis-à-vis le changement brusque de la charge, il offre aussi une centaine robustesse, pendent l’instabilité de la tension du bus continu Vdc. Parmi ces performances, une puissance réactive nulle, un facteur de puissance presque unitaire. Ce ci dire que ce filtre a toute les particularités et les opportunités d’être utilisé dans le domaine de la grande puissance et la haute tension. 62 Conclusion générale Conclusion générale Ce travail a été consacré aux améliorations des performances des filtres actifs parallèles multi niveaux, avec pour but le filtrage des courants perturbateurs harmoniques et la compensation de l’énergie réactive. Nous avons présenté les différentes sources de pollution des réseaux électriques, leurs conséquences sur le réseau et les différentes méthodes de dépollution proposées dans la littérature, nous avons aussi présentées les simulations d’un filtre passif avec résultats et interprétations. La dépollution harmonique des courants dans un réseau électrique peut être possible avec le développement de filtre actif parallèle à sept niveaux à base des composants à commutation forcée comme les thyristors GTO, et les transistors IGBT. L'efficacité de ce filtre réside dans la méthode d'identification des courants harmoniques et la technique de commande MLI, en effet une nette superposition entre le courant identifiée et injectée a permet d'obtenir des courants purement sinusoïdaux avec un facteur de puissance presque unitaire. L'utilisation de la méthode d'identification des harmoniques par le principe de calcul des puissances active et réactive instantanées, offre au FAP à sept niveaux, une grande efficacité et précision avec facilité d’implantation. Sachant qu’on a mis l’accent sur le filtrage passive au début de ce travail et on a signalé que ce type de filtre reste aussi efficace mais limité en raison de ces performances qui dépend du réseau et de la charge polluante. L’analyse temporaire et fréquentielle des résultats de simulation numérique obtenues confirme l’intérêt de notre approche considérée. 64 Bibliographie Bibliographies [01] Omeiri.Amar."Simulation d’un filtre actif parallèle de puissance pour la compensation des harmoniques de courant "Thèse Doctorat. Université Annaba 2007. [02] G. Desquilbet, C. Foucher, P. Fauquembergue,"Statistical analysis of voltage dips", Notes EDF, 96NR00 102, 1995. [03] NEKKAR Djamel. "Contribution à l’étude des stratégies de commande des filtres actifs triphasés " ,Mémoire de magister .Université de Souk-Ahras 2013_2014. [04] V .Ignatova" Méthodes d’analyse de la qualité de l’énergie électrique Application aux creux de tension et à la pollution harmonique ", Thèse Doctorat. Université de Grenoble 2006. [05]C. Fetha," Analyse et amélioration de l’indice de la non-symétrie de tension dans la qualité de l’énergie électrique", Thèse Doctorat. Université de Batna 2006. 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Akagi,"Control strategy and site selection of a shunt active filter for damping of harmonic propagation in power distribution systems" , IEEE Trans .on power delivery, vol. 12, No. 1, pp. 354- 363, january1997. ﻣﻠﺨﺺ ﻫﺬا اﻟﻌﻤﻞ اﳓﺰ ﻟﺘﺤﺴﲔ ﻧﻮﻋﻴﺔ اﻟﻄﺎﻗﺔ اﻟﻜﻬﺮﺑﺎﺋﻴﺔ ﻣﻦ اﳌﻨﺒﻊ إﱃ اﳊﻤﻮﻟﺔ و ﲣﻔﻴﺾ اﻻﺿﻄﺮاﺑﺎت اﻟﻨﺎﲡﺔ ﻋﻦ اﳊﻤﻮﻻت اﻟﻜﻬﺮﺑﺎﺋﻴﺔ .ﻏﲑ اﳋﻄﻴﺔ اﻟﱵ ﺗﺴﺘﻬﻠﻚ اﻟﻄﺎﻗﺔ اﻟﻐﲑ ﻓﻌﺎﻟﺔ ﻣﻦ اﺟﻞ ﻫﺬا ﻓﺎن ﻫﺪف ﻫﺬا اﻟﻌﻤﻞ اﳌﻨﺠﺰ ﰲ ﻫﺬﻩ اﳌﺬﻛﺮة ﻫﻮ اﻟﺪراﺳﺔ اﻟﻨﻈﺮﻳﺔ و اﶈﺎﻛﺎة اﻟﺮﻗﻤﻴﺔ ﻟﻌﻤﻞ اﳌﺼﻔﺎة اﻟﻔﻌﺎل اﳌﺮﺑﻮط ﻋﻠﻰ ﻳﻌﺪ اﻟﺘﺬﻛﲑ ﺣﻮل أﺳﺒﺎب و اﺛﺎر اﻟﺘﻠﻮث: اﻟﺘﻮازي اﻟﺬي ﻳﻌﻤﻞ ﻋﻠﻰ ﺗﻌﻮﻳﺾ اﻟﺘﻴﺎرات اﻟﺘﻮاﻓﻘﻴﺔ اﳌﻮﻟﺪة ﻣﻦ اﳊﻤﻮﻻت اﻟﻐﲑ ﺧﻄﻴﺔ اﻟﺘﻮاﻓﻘﻲ ﻋﻠﻰ اﻟﺸﺒﻜﺎت اﻟﻜﻬﺮﺑﺎﺋﻴﺔ و ﻛﻴﻔﻴﺔ ﻣﻮاﺟﻬﺘﻬﺎ ﺑﺎﻹﺿﺎﻓﺔ إﱃ ﻋﺮض اﻟﺘﺼﻤﻴﻢ ووﺿﻊ اﳌﻌﺎدﻻت ﺑﺎﻟﻨﺴﺒﺔ ﻟﻠﺸﺒﻜﺔ و اﳊﻤﻮﻟﺔ و ﻗﻤﻨﺎ ﺑﺪراﺳﺔ ﻃﺮﻳﻘﺔ اﻟﺘﺤﻜﻢ ﰲ اﳌﺼﻔﺎة اﻟﻔﻌﺎﻟﺔ اﳌﻮازﻳﺔ اﳌﺘﻜﻮﻧﺔ ﻋﻠﻰ أﺳﺎس ﳑﻮج,ذات اﻟﺴﺒﻊ ﻣﺴﺘﻮﻳﺎت ﺑﺎﻟﻨﺴﺒﺔ اﳌﺼﻔﺎة اﻟﻔﻌﺎل .إﱃ ﻧﻈﺮﻳﺔ اﻟﻄﺎﻗﺔ اﻟﻠﺤﻈﻴﺔ Résumé En vue d’améliorer la qualité du transfert de l’énergie de la source vers la charge, et de réduire les effets néfastes des harmoniques engendrés par les charges non linéaires. Ces charges consomment de la puissance réactive. Pour cela l’objet du travail présent dans ce mémoire est l’étude théorique et la simulation numérique du fonctionnement d’un filtre actif parallèle à sept niveaux, permettant de compenser les harmoniques, qui découle directement des charges non linéaires. Apres un rappel des origines et des effets de la pollution harmonique sur les réseaux électriques, les dispositifs actifs permettant d’y remédier ainsi que la modélisation et la mise en équation de l’ensemble réseau-charge polluante-filtre actif à sept niveaux, sont présentés. La commande du filtre actif triphasé à base de l’onduleur à sept niveaux a été ensuite étudiée, à savoir la technique d’identification des harmoniques: la méthode des puissances instantanées (pq). Des tests de simulation ont été présentés pour valider la fonctionnalité de cette stratégie de commande proposée. Abstract: In order to improve the quality of energy transfer from the power supply to the load, and to reduce the harmful effect of the harmonic generated by nonlinear loads consumes reactive power. Therefore, the present work aims to study the behavior of a parallel active filter for harmonic current compensation. After a review of the causes of harmonic pollution and their impacts on electric networks, the active deices allowing minimization of such effects and a modeling of the overall system (network, pollutant load and active filter) are presented. Then, the control of two and seven –level inverter based-shunt active filter is studied for harmonic identification technique, namely, instantaneous power (p-q) theory method. Finally, the obtained simulation results show the efficiency of the proposed control strategy.