N° D’ORDRE : UNIVERSITE PARIS-SUD XI Faculté des Sciences d’Orsay THÈSE DE DOCTORAT SPECIALITE : PHYSIQUE Ecole Doctorale « Sciences et Technologies de l’Information des Télécommunications et des Systèmes » Présentée par : Toufik AZIB Sujet : Contribution à l’Etude d’Electro-générateurs à Pile à Combustible Conceptions d’Architectures et de Leurs Commandes Soutenue le 14 décembre 2010 devant les membres du jury : M. Bernard DAVAT, Professeur des Universités, ENSEM Nancy Président du jury Mme Françoise BARBIER, Directrice R&D, Air Liquide Examinateur M. Alain BOUSCAYROL, Professeur des Universités, USTL Lille Rapporteur Mme Marie-Cécile PERA, Professeur des Universités, UFC Belfort Rapporteur M. J. F. CHARPENTIER, Maitre de Conférences HDR, IRENav Brest Invité M. Claude MARCHAND, Professeur des Universités, UPS11 Orsay Directeur de thèse M. Olivier BETHOUX, Maitre de Conférences, IUT de Cachan Co-encadrant REMERCIEMENTS Les travaux présentés dans ce mémoire ont été effectués au Laboratoire de Génie Electrique de Paris (LGEP), au sein de l’équipe Conception Commande et Diagnostic (COCODI), département Modélisation et Contrôle des Systèmes Electromagnétiques (MOCOSEM). Je tiens, tout d’abord à remercier Monsieur Claude MARCHAND, Professeur à l’Université Paris Sud 11 et directeur de thèse pour les conditions de travail particulièrement favorables pour mener à bien ces travaux et auxquels il a apporté toute sa rigueur et son œil critique. Je lui exprime toute ma gratitude J’adresse également mes remerciements à Monsieur Olivier BETHOUX, Maître de Conférences à l’IUT de Cachan et co-directeur de thèse, pour m’avoir encadré et dirigé pendant mes trois années de thèse, ainsi que pour son soutien inconditionnel pendant les mauvais moments. Sa passion de la recherche, son dynamisme, son esprit synthétique et son professionnalisme qu’il a manifestés à l’égard de mes travaux m’ont été d’une aide précieuse lors de ces trois ans. Je lui exprime toute ma gratitude pour la confiance et l’autonomie qu’il a pu m’accorder. Dans l’avenir, j’essaierai timidement d’imiter ses impressionnantes qualités scientifiques. Meilleurs salutations aux membres du jury de thèse pour l’honneur qu’ils m’ont fait de participer à l’évaluation de mon travail : M. Bernard DAVAT, Professeur des Universités, ENSEM Nancy. Mme Françoise BARBIER, Directrice Programmes R&D, H2 Energie, Air Liquide. M. Alain BOUSCAYROL, Professeur des Universités, USTL Lille. Mme Marie-Cécile PERA, Professeur des Universités, UFC Belfort. M. J. F. CHARPENTIER, Maitre de Conférences HDR, IRENav Brest. et particulièrement Madame Marie-Cécile PERA et Monsieur Alain BOUSCAYROL qui ont accepté la charge d’être rapporteur C’est avec joie que je salue les membres du LGEP, et plus particulièrement ceux de l’équipe COCODI pour leur collaboration enrichissante et l’ambiance agréable qu’ils ont su créer dans ce laboratoire. Je pense spécialement à Ghislain REMY et Mickael HILAIRET, Maitres de Conférences à l’IUT de Cachan, pour leurs soutiens et leurs disponibilités. J’adresse mes vifs remerciements à tous mes amis, pour leur sympathie et leur encouragement durant ces années d’étude, surtout dans les moments difficiles. Toute ma gratitude et mes chaleureux remerciements vont à ma famille et à ma belle famille. Enfin, je ne remercierai sans doute jamais assez ma chère épouse Djamila, qui a su faire preuve d’une grande patience, de compréhension et m’a accompagné et soutenu de façon permanente dans les moments difficiles. A ma très chère Dina Remerciements Page 3 Page 4 Table des matières REMERCIEMENTS ________________________________________________________________ 3 Table des matières ______________________________________________________________ 5 Chapitre 1 Introduction Générale ______________________________________________ 09 1.1 Défi énergétique : ressources et vecteurs énergétiques au centre du paradigme ____________ 10 1.2 La filière hydrogène : vers un vecteur dominant ? ____________________________________ 12 1.3 Contexte et objectifs de la thèse __________________________________________________ 15 1.4 Structure du manuscrit __________________________________________________________ 16 REFERENCES Chapitre 1 _______________________________________________________________ 17 Chapitre 2 Générateur Pile à combustible : description et modélisation _______________ 19 2.1 Introduction ___________________________________________________________________ 20 2.2 Description du système « Pile à Combustible à Hydrogène » ____________________________ 20 2.2.1 Aperçu historique [KORD-1996] [COOK-2001] ______________________________________________ 20 2.2.2 Principe de fonctionnement ____________________________________________________________ 21 2.2.3 Différentes technologies de piles à combustible et les applications associées ____________________ 21 2.2.4 Description des piles à membrane échangeuse de protons PEMFC _____________________________ 22 2.2.5 Description d’un système Pile à Combustible complet _______________________________________ 24 2.2.5.1 Circuit d’alimentation en hydrogène ___________________________________________________ 24 2.2.5.2 Circuit d’alimentation en air __________________________________________________________ 24 2.2.5.3 Sous-systèmes de gestion d’eau et de température _______________________________________ 25 2.3 Description plus fine à des fins de commande________________________________________ 25 2.3.1 Relation tension / courant _____________________________________________________________ 25 2.3.2 Modélisation de la pile à combustible ____________________________________________________ 27 2.3.2.1 Comportement statique _____________________________________________________________ 29 2.3.2.2 Comportement dynamique __________________________________________________________ 30 2.3.3 Contraintes spécifiques de la PàC vue dans une logique de conception comme source principale ____ 36 2.4 Principe du système hybride à pile à combustible_____________________________________ 37 2.5 Eléments technologiques de stockage d’énergie ______________________________________ 38 2.5.1 Différents types de dispositif de stockage _________________________________________________ 38 2.5.1.1 Supercondensateurs ________________________________________________________________ 38 2.5.1.2 Accumulateurs, piles et batteries [SCHW-2005, BOUL-2009, BLAN-2009] ______________________ 39 2.5.2 Choix d’un système de stockage d’énergie ________________________________________________ 41 2.6 Super-condensateur associée à un système : les enjeux ________________________________ 43 2.7 Conclusion ____________________________________________________________________ 44 REFERENCES Chapitre 2 _______________________________________________________________ 45 Chapitre 3 Choix et pré-dimensionnement de structures de systèmes hybrides à PàC ____ 49 3.1 Les enjeux de l’alimentation électrique par PàC et réservoir d’hydrogène _________________ 50 3.2 Cahier des charges pour la mise en application _______________________________________ 53 3.2.1 3.2.2 Définition du cahier des charges et profil de la demande en puissance _________________________ 53 Pré-dimensionnement des constituants du système ________________________________________ 55 Table des matières Page 5 3.2.2.1 3.2.2.2 3.3 Discussion sur l’utilisation du système PàC : en mode courant ou en mode tension__________ 61 3.3.1 3.3.2 3.3.3 3.4 Dimensionnement de l’empilement de cellules de la PàC __________________________________ 58 Dimensionnement du module de super condensateurs ____________________________________ 59 Introduction ________________________________________________________________________ 61 Fonctionnement à courant imposé ______________________________________________________ 62 Fonctionnement à tension imposée ______________________________________________________ 63 Analyse et classification de structures selon les degrés de liberté qu’elles offrent ___________ 64 3.4.1 Structures et degrés de liberté __________________________________________________________ 64 3.4.2 Structure directe (zéro degré de liberté) __________________________________________________ 64 3.4.3 Structure indirecte à un convertisseur (un degré de liberté) __________________________________ 65 3.4.3.1 Structure indirecte à un convertisseur connecté à la PàC ___________________________________ 66 3.4.3.2 Structure à un convertisseur connecté au SCs ____________________________________________ 66 3.4.4 Structure à deux convertisseurs (deux degrés de liberté) _____________________________________ 67 3.4.5 Bilan _______________________________________________________________________________ 68 3.5 Conclusion ____________________________________________________________________ 69 REFERENCES Chapitre 3 _______________________________________________________________ 71 Chapitre 4 4.1 Introduction ___________________________________________________________________ 75 4.1.1 4.1.2 4.1.3 4.2 Pilotage d’un électro-générateur hybride (PàC / SC) ______________________ 74 Les enjeux du pilotage de l’électro-générateur hybride ______________________________________ 75 Un état de l’art sur le pilotage de l’électro-générateur hybride ________________________________ 77 La méthodologie de pilotage de l’électro-générateur hybride _________________________________ 78 Description de la plateforme expérimentale _________________________________________ 79 4.2.1 Système PàC « Nexa BALLARD » _________________________________________________________ 80 4.2.2 Supercondensateurs __________________________________________________________________ 80 4.2.3 Description de la carte DSPACE _________________________________________________________ 80 4.2.4 Système de charge ___________________________________________________________________ 81 4.2.4.1 Charge électronique programmable ___________________________________________________ 81 4.2.4.2 Charge deux quadrants « banc moteur » ________________________________________________ 81 4.2.5 Autre équipement ____________________________________________________________________ 82 4.2.5.1 Convertisseurs _____________________________________________________________________ 82 4.2.5.2 Mesures __________________________________________________________________________ 82 4.3 Approche synthétique par la représentation REM ____________________________________ 82 4.3.1 Représentation fonctionnelle REM en vue d’obtenir une structure de commande ________________ 82 4.3.1.1 Principe de la représentation REM_____________________________________________________ 82 4.3.1.2 Représentation REM des deux électro-générateurs hybrides________________________________ 84 4.3.2 Structure de commande par utilisation des règles d’inversion_________________________________ 87 4.3.2.1 Principe de la commande par inversion _________________________________________________ 87 4.3.2.2 Cahier des charges de l’électro-générateur à deux convertisseurs ___________________________ 88 4.3.2.3 Représentation REM de l’architecture de commande de l’électro-générateur à deux convertisseurs 88 4.3.2.4 Représentation REM de l’architecture de commande de l’électro-générateur à un convertisseur __ 94 4.3.2.5 Analyse détaillée de la commande de l’électro-générateur à un convertisseur _________________ 95 4.3.2.5.1 Détail sur la structure de commande _______________________________________________ 95 4.3.2.5.2 Modélisation et synthèse de la loi de commande _____________________________________ 96 4.3.3 Résultats de simulation________________________________________________________________ 99 4.4 Commande basée sur la passivité (IDA PBC) ________________________________________ 101 4.4.1 Principe ___________________________________________________________________________ 101 4.4.2 Conception de la loi de commande _____________________________________________________ 103 4.4.2.1 Structure de la loi de commande _____________________________________________________ 103 4.4.2.2 Modélisation et synthèse de la loi de commande ________________________________________ 104 4.4.3 Résultats de simulation_______________________________________________________________ 107 Table des matières Page 6 4.5 Validation expérimentale _______________________________________________________ 108 4.5.1 4.5.2 4.5.3 4.6 Validation expérimentale des résultats de simulations______________________________________ 108 Choix du taux d’hybridation ___________________________________________________________ 110 Première évaluation du gain en termes d’économie d’énergie liée à l’hybridation _______________ 112 Conclusion ___________________________________________________________________ 114 REFERENCES Chapitre 4 ______________________________________________________________ 115 Chapitre 5 Prise en compte des fonctionnements extrêmes ________________________ 119 5.1 Introduction __________________________________________________________________ 120 5.2 Description fonctionnelle des comportements extrêmes vis-à-vis de l’électro-générateur ___ 121 5.3 Description fonctionnelle de l’électro-générateur étudié ______________________________ 122 5.4 Description algorithmique de l’électro-générateur étudié _____________________________ 122 5.4.1 Gestion de l’électro-générateur hybride en mode normal ___________________________________ 123 5.4.1.1 Description de l’électro-générateur hybride en mode normal ______________________________ 123 5.4.1.2 Structure de commande de l’électro-générateur hybride en mode normal ___________________ 126 5.4.2 Gestion des limites locales ____________________________________________________________ 128 5.4.2.1 Gestion de saturations en courant des sources __________________________________________ 128 5.4.2.2 Gestion de saturations de l’état de charge du module SCs _________________________________ 128 5.4.3 Gestion dans les cas extrêmes sollicitant les limites locales __________________________________ 129 5.5 Validation expérimentale _______________________________________________________ 132 5.5.1 5.5.2 5.6 Validation expérimentale du comportement du système sur 1 cycle ECE 15 ____________________ 133 Validation expérimentale de la gestion des fonctionnements extrêmes ________________________ 136 Conclusion ___________________________________________________________________ 137 REFERENCES Chapitre 5 ______________________________________________________________ 138 Chapitre 6 Conclusion générale et perspectives __________________________________ 140 6.1 Conclusion générale ___________________________________________________________ 141 6.2 Perspectives __________________________________________________________________ 142 REFERENCES Chapitre 6 ______________________________________________________________ 143 REFERENCES __________________________________________________________________ 145 ANNEXES ____________________________________________________________________ 155 Table des matières Page 7 Page 8 Chapitre 0 / Introduction Générale 1.1 Défi énergétique : ressources et vecteurs énergétiques au centre du paradigme ____________ 10 1.2 La filière hydrogène : vers un vecteur dominant ? ____________________________________ 12 1.3 Contexte et objectifs de la thèse __________________________________________________ 15 1.4 Structure du manuscrit __________________________________________________________ 16 REFERENCES Chapitre 1 _______________________________________________________________ 17 Chapitre 0 : Introduction générale Page 9 Chapitre 1 Introduction Générale 1.1 Défi énergétique : ressources et vecteurs énergétiques au centre du paradigme Le monde est confronté à une double menace liée à l’énergie : celle de ne pas disposer d’approvisionnements suffisants et sûrs à des prix abordables, et celle de nuire à l’environnement par une consommation excessive. La production d'énergie est un défi de grande importance pour les années à venir comme elle l’a si souvent été dans l’histoire de l’humanité. Dans l’histoire récente, les conflits du XXème siècle ont démontré l’importance des enjeux autour du contrôle des ressources pétrolières [LAUR-2006]. Depuis le début de la révolution industrielle, la demande mondiale en énergie ne cesse d’augmenter et ceci jusque dans des périodes récentes : 7,2 Mtep(*) en 1980, 11,2 Mtep en 2004 et des prévisions aux alentours de 17 Mtep en 2030 (croissance moyenne de l’ordre de 1,8 %/an en 1980-2004) [DESA-2005]. La première raison de cet accroissement continu et soutenu réside dans l’augmentation de la population du nombre d’humains : environ 1 milliard en 1800, 4,5 milliards en 1980, 6,4 milliards en 2004 et aux alentours 8,1 milliards en 2030 (croissance moyenne de l’ordre de 1.5%/an en 1980-2004, de 1.1%/an en 2004-2015 et de 0.8%/an 2015-2030) [DESA-2005]. La seconde raison tient à l’évolution des modes de vie puisque l’énergie moyenne consommée par habitant est elle aussi en augmentation : entre 4 % et 6 % par an pour la période 1970-2000 (2 tep/an/habitant en 1970). Soulignons qu’après l’année 2000, la consommation énergétique par habitant s’est stabilisée à un niveau 3 fois supérieur à ce qu’il était au sortir du dernier conflit mondial [PBCAG]. Cette modification est légitime dans la mesure où l’accès à l’énergie permet d’améliorer la qualité de vie et le niveau sanitaire, en particulier, pour les pays en voie de développement qui auront besoin de plus en plus d’énergie pour mener à bien leur développement. De nos jours, une grande partie de la production mondiale d’énergie primaire (11,2 Mtep en 2004) est assurée à partir de sources fossiles (pétrole 35,2 %, charbon 25 %, gaz 21 % et uranium (*) Mtep : Méga tonne équivalent pétrole, 1 milliard = 109, 1 tep = 41,868 GJ = 11 628 kWh Chapitre 1 : Introduction générale Page 10 16,2 %) [IEA-2008]. Par ailleurs, il est important de noter que les hydrocarbures concentrent plus de 80 % de la consommation d’énergie primaire. Cette utilisation ciblée se justifie car ces trois sources bénéficient d’une grande énergie massique spécifique (environ 40 MJ/kg pour le pétrole, 20 MJ/kg pour le charbon, et 60 MJ/kg pour le méthane). Le pétrole présente également l’avantage d’être un carburant liquide facile à transporter, à stocker et à utiliser une fois raffiné ; ceci explique son utilisation généralisée dans un grand nombre d’applications. Toutefois, dans des conditions de ressources moins abondantes, il paraît évident que les applications doivent être hiérarchisées et les ressources primaires allouées en fonction de leur adéquation au besoin. Cette optimisation globale n’a été que timidement entreprise et cette démarche se retrouve dans la stabilisation de la croissance de l’énergie annuelle consommée par habitant. Toutefois, à court terme et à grande échelle, une attitude volontariste devient nécessaire car l’accroissement excessif de la consommation de ces ressources engendre des effets qui pourraient s’avérer catastrophiques pour l’avenir de la planète. D’une part, les énergies fossiles ne sont pas renouvelables à l’échelle de quelques générations humaines ; aussi l’épuisement progressif et inéluctable des gisements s’accompagnera d’une montée des prix, de tensions géopolitiques accrues et du questionnement des nouvelles générations par rapport au comportement des anciennes [ENA-2006]. D’autre part l’utilisation de ces matières primaires a une empreinte écologique mondiale forte. La combustion des hydrocarbures libèrent d’importantes quantités de gaz à effet de serre, dont le CO2, responsables du changement climatique (réchauffement moyen et dérèglements locaux) [GIEC-2007]. Et on sait comment des changements climatiques même apparemment mineurs peuvent avoir de l’importance pour l’aventure humaine ; l’historien Emmanuel Le Roy Ladurie en rend compte dans son étude documentée de l’influence du climat sur notre histoire récente (dernier millénaire) [LERO-1967, LERO-2007]. De même la fission de l’uranium produit des déchets radioactifs finaux difficiles à stocker et dont la conservation doit être planifiée sur une période très longue (équilibre écologique difficile à garantir pour les générations à venir) [IEA-2008]. Face à cette pénurie d’énergie annoncée et une crise écologique potentielle, trouver une alternative aux ressources fossiles est devenu plus que jamais nécessaire. C’est un enjeu majeur pour le monde de demain. Cette prise de conscience collective a entraîné des réglementations toujours plus strictes sur les émissions polluantes et la consommation de combustibles, dans les deux secteurs les plus concernés, les transports (Euro 5, Euro 6 en Europe) [JUR -2007] et les résidentiels (RT-2005, BBC en Europe/France) [DGUHC-2006]. Cela incite au développement de nouvelles filières énergétiques. Plusieurs solutions ont été proposées à cet effet. Elles peuvent être classées en deux grandes catégories : - La première consiste à améliorer les technologies existantes à savoir, travailler à l’amélioration du rendement des systèmes thermiques, rechercher l’utilisation de carburants alternatifs moins polluants, optimiser les stratégies de gestion d’énergie, maîtriser la demande, mettre en place de normes de plus en plus restrictives (Euro 0, …, Euro 6 pour les véhicules en Europe et RTE 2005, … pour la réglementation énergétique des habitats en sont deux exemples). Bien que ces améliorations aient déjà permis d’importants progrès, elles doivent être accompagnées d’une modification des comportements des utilisateurs eux-mêmes et d’une diversification du panel énergétique global. - Pour répondre au défi d’une réduction encore accrue des consommations et des émissions, d’autres ressources doivent être envisagées, cette fois-ci renouvelables à l’échelle d’une génération et présentant une faible empreinte environnementale. De fait chaque année la planète terre reçoit 3 850 zettajoules du soleil, soit environ 109 TWh. L’énergie solaire se convertit ensuite en biomasse (par photosynthèse), courants marins, vents etc. Cette énergie est très importante si on la compare aux 19 800 TWh primaires annuels nécessaires à l’activité humaine. En un point donné, la ressource solaire est fortement fluctuante : cycle jour-nuit, conditions météorologiques, saison, obstacles … Il en est de même pour l’énergie induite que constitue les vents par exemple. Toutefois, de nombreuses filières permettant de valoriser directement l’énergie solaire (par voie thermique ou voie photovoltaïque) ou l’énergie éolienne sont arrivées à maturité industrielle. Avec ce type de ressources à régime intermittent, production et consommation énergétiques sont découplées. Aussi, l’utilisation d’énergies renouvelables à des taux significatifs voire majoritaires ne peut donc être envisagée sans des moyens de stockage denses et efficaces associés à une gestion intelligente des flux énergétiques. Ce stockage peut se décliner sous diverses formes. L’énergie peut être stockée sous forme mécanique (énergie potentielle dans le cas d’une retenue d’eau d’un barrage hydroélectrique ou énergie cinétique dans un volant d’inertie), thermique (ballon d’eau chaude), chimique (réservoir de méthanol, réservoir d’hydrogène, piles et accumulateurs), voire magnétique (bobine supraconductrice). Dans le contexte d’une forte intégration des énergies renouvelables, l’hydrogène paraît être un candidat intéressant. En effet, il présente la plus grande densité énergétique massique (120 MJ/kg). Notons toutefois que si sa densité d'énergie massique est trois fois plus élevée que celle de l’essence, sa densité d'énergie volumique est en revanche plus faible ; en effet, un litre d'essence équivaut, sur le plan énergétique, à 4,6 litres d'hydrogène comprimé à 700 bars. Néanmoins, sa combustion ne dégage que de la vapeur d’eau, qui est certes un puissant gaz à effet de serre, mais qui entre dans un cycle de vie court (comparé au C02, au CH4, aux NOX, …). Ceci est d’autant plus vrai dans le cas où l’hydrogène a été créé par craquage de la molécule d’eau. En dernier lieu, plusieurs procédés pourraient cohabiter pour le produire. Bien entendu, il existe l’électrolyse de l’eau. Mais il est Chapitre 1 : Introduction générale Page 11 également possible de tirer profit de chaleurs résiduelles à hautes températures [GALL-2005] voire de le récupérer en sortie de certains procédés industriels. Par ailleurs, la possibilité de réaliser une oxydoréduction dans des piles à combustible, plutôt qu’une combustion directe de l’hydrogène dans une machine thermique, permet de produire directement de l’électricité est un autre atout de cette molécule. En effet, l’électricité permet une utilisation énergétique sans pollution locale (pas d’émission de polluant et bruit faible). Dans de nombreux cas (motorisation par exemple), les convertisseurs associés ont un bon rendement et une excellente durée de vie allégeant ainsi la maintenance et limitant le renouvellement de matériel. C’est d’ailleurs la raison pour laquelle la part de ce vecteur d’énergie augmente continuellement. Sur la période 1997-2007, la production d’électricité augmente au rythme moyen de + 4% et en 2007, l’électricité représente 17,8 % de la consommation finale d’énergie (96 100 TWh) [IEA-2008]. Pour les 19 800 TWh électriques produits dans le monde en 2007, il a fallu consommer 44 000 TWh d’énergie primaire soit 32% de l’énergie primaire convertie cette même année. La part de l’électricité dans les utilisations finales est donc d’ores et déjà très élevée et pourrait encore croître pour ses qualités intrinsèques et sa très bonne acceptabilité sociale. Cela d’autant plus si l’hydrogène venait à compléter son plus gros inconvénient à savoir sa très faible capacité de stockage sous forme électrique et la nécessité qui en découle de la consommer quasi instantanément. La figure 0.1 résume comment la problématique énergétique est aussi une problématique de flux. L’insertion de nouveaux vecteurs d’énergie peut permettre de crédibiliser de nouvelles filières de production comme de nouveaux convertisseurs dans les applications. Cette reconsidération des hiérarchies passe par un bilan technique global et une acceptation sociale. Conversion Ressources primaires • Fossile • Nucléaire Vecteurs Utilisation • Chaleur • Electricité • Hydrogène Co-génération, Transports, applications portables, alimentations de secours, …. Stockage de l’énergie mécanique, thermique, chimique … • Renouvelable Hydrogène Conversion Restitution Fig.0.1 Schéma énergétique 1.2 La filière hydrogène : vers un vecteur dominant ? L’ensemble des technologies d’hydrogène, de la production à l’utilisation en passant par les technologies de stockage, de transport et de distribution de ce vecteur énergétique futur, est appelé à jouer un rôle essentiel dans l’émergence d’une filière hydrogène majeure (Fig.0.2). Utilisation Conversion PAC Eolien H2 Électrolyseur VEH PAC Photovoltaï Photovoltaïque Stockage Hydrolienne H2 ICE Energies renouvelables Fig.0.2 Chaine idéale d’hydrogène : Production / Stockage/ Utilisation. Chapitre 1 : Introduction générale Page 12 Essentiellement utilisé en tant que gaz dans des procédés de chimie industrielle, l’hydrogène est aujourd’hui envisagé comme vecteur énergétique de grande échelle ; on parle « d’hydrogène énergie ». Du côté de l’utilisation finale, il pourra être associé aux piles à combustible (PàC). Ainsi, l’hydrogène pourrait remplacer l’option classique que représente le couple hydrocarbures/système à combustion (moteur, turbine, etc.) et également se substituer aux batteries dans les appareils « nomades » (ordinateurs, téléphones mobiles etc.) pour en accroître l’autonomie. Dans la partie amont de la filière, la situation idéale poursuivie est la production massive et « propre » de l’hydrogène à partir des énergies renouvelables et des énergies rgies caloriques résiduelles. Entre ces points d’entrée et de sortie, le stockage joue un rôle important pour découpler l'offre de la demande, tant en terme de lieu que de temps. Le découplage des lieux de production et de consommation pose donc aussi le problème roblème d’une distribution efficace. A l’heure actuelle la production est loin de l’idéal visé puisque l’hydrogène est produit pour près de 96 % à partir d’hydrocarbures et, le gaz naturel est, de loin, la matière première la plus utilisée [HIS-2004]. [HIS 2004]. Le reformage r du gaz naturel à la vapeur d’eau constitue le procédé le plus économique. La production par électrolyse, qui reste nettement plus coûteuse, n’est, pour l’heure, utilisée que marginalement. Mais, selon plusieurs études réalisées dans le but d’établir d’établ l’évolution du coût de production d’hydrogène par électrolyse, on recense une baisse considérable du coût à l’avenir. D’après [LEVE-2006], le coût du système éolien / électrolyseur (investissement) et le coût de production d’hydrogène (usage) connaîtront connaîtron à d'ici 2030 une réduction importante (Fig.0.3). Ce qui rend cette voie prometteuse pour un avenir propre. Fig.0.3 Evolution du prix de production d’hydrogène [LEVE-2006] [LEVE 2006] Les bénéfices d’une telle évolution, pour ne pas dire révolution, sont : • unee diminution de la pollution des centres urbains ; • une forte réduction des émissions de gaz à effet de serre ; • et enfin, un renforcement de l’indépendance énergétique des pays importateurs de pétrole. La pile à combustible, réacteur électrochimique permettant permettant de convertir l’énergie de l’hydrogène en électricité avec un rendement élevé, est le moyen par excellence pour utiliser ce vecteur énergétique afin d’alimenter des charges électriques, bénéficiant ainsi des vertus de l’électricité, notamment dans le cadre cadre du transport (souplesse de réglage, durée de vie, compacité, bruit …). Les systèmes d’alimentation à pile combustible présente les intérêts d’un système électrique (pas d’émission locale de polluant) et l’avantage d’un système conventionnel à savoir une une grande autonomie. Plusieurs études ont été réalisées dans le but d’établir de façon plus précise l’intérêt des filières hydrogène en matière d’émission de gaz à effet eff de serre et de consommation d’énergie [HIS-2004]. [HIS Selon, une étude réalisée dans le cadre re d’une collaboration au niveau européen entre le Centre Commun de Recherche de la Commission Européenne (JRC), le CONCAWE (qui est l’association européenne des compagnies pétrolières traitant des questions liées à l’environnement) et l’EUCAR (bras R&D de l’Association Européenne des Constructeurs d’Automobiles), les solutions PàC utilisant de l’hydrogène (même issu du reformage du gaz naturel) présentent un bon bilan, puisqu’elles permettent une réduction de 30 % en consommation d’énergie et de près de 50 % en rejet de gaz à effet de serre par rapport à la référence gazole [HIS-2004]. [HIS Après une première phase de développement limitée seulement aux applications où le coût est un facteur secondaire, les marchés prometteurs des piles à combustible apparaissent apparaissent aujourd’hui multiples, notamment pour la technologie PEMFC Chapitre 1 : Introduction générale Page 13 (Protons Exchange Membrane Fuel Cell). Par rapport aux autres piles (AFC à électrolyte liquide alcalin, PAFC à électrolyte à acide phosphorique, SOFC à électrolyte à céramique), Cette technologie retient l’attention pour ses avantages, à savoir : sa membrane solide (peu de fuites dues aux vibrations, pas de propriétés corrosives de l’électrolyte, durée de vie potentiellement élevée de la cellule), sa densité massique de puissance qui est la plus élevée des piles à combustible et la rend ainsi compacte ainsi que son temps de démarrage relativement court lié à son fonctionnement à basse température. Nous pouvons distinguer trois grands domaines d’applications : systèmes portables, systèmes stationnaires et systèmes liés au transport. Parmi les produits les plus aboutis [BTIW-2004], il convient de citer le projet FCHV-adv de la société Toyota [KAW-2010] qui est un véhicule 5 places à motorisation électrique s’appuyant sur une alimentation hybride qui associe une pile à combustible PEMFC et des batteries NiMH. Basé sur une plateforme SUV Kluger, ce véhicule comporte quatre réservoirs à hydrogène sous 700 bar permettant d’assurer une autonomie d’environ 800 km (capacité de 156 l), une pile à combustible de 90 kW et une traction par moteur synchrone à aimants également de 90 kW qui permet d’atteindre la vitesse maximale de 155 km/h. A ce jour, 33 véhicules sont en service (22 au Japon et 11 aux USA) et permettent un retour d’expériences pour le constructeur ; la commercialisation est annoncée pour 2015. Aux Etats-Unis, les firmes Daimler-Benz et Ballard ont conçus le concept F Cell basé sur une architecture de Mercedes Classe B d’une puissance disponible de 100 kW. La voiture est hybridée avec une batterie Li-ion et équipée d’un réservoir d’hydrogène sous 700 bars lui donnant une autonomie voisine de 400 km. Des programmes audacieux au niveau européen sont mis en place tel le programme CUTE à partir de 2003 devenu le programme « Hydrogène pour les transports » faisant circuler des bus fonctionnant à pile à combustible dans de nombreuses capitales européennes. Au niveau académique, plusieurs recherches sont effectuées allant de la compréhension du cœur de la pile à combustible jusqu’à son intégration dans un système de génération électrique. En Europe, nous pouvons distinguer, le projet de démonstration HICHAIN – Minitrans qui a permis de tester dans quatre régions de l’union européenne, des véhicules alimentés par pile combustible. Et dans Air Liquide est le coordinateur général. Cette dernière a récemment participé à la création et la mise en service de plusieurs stations de services. Une à Madrid et une au Luxembourg alimentant chacune trois bus à pile à combustible dans le cadre du projet CUTE « Clean Urban Transport for Europe ». Une troisième construite au japon par japon Air Gases, filiale d’Aire Liquide, fournit un bus et trois voitures en H2. Au niveau national, on compte, une collaboration entre le CEA Centre d’Energie Atomique et le groupe PSA en 2002, dans le projet GENEPÀC (GENérateur Electrique à Pile A Combustible) [CEA-2006], qui a permis la mise au point en 2005 de la pile à combustible la plus puissante et la plus compacte jamais développée en France, pour une éventuelle intégration dans un véhicule. Cette PàC est aujourd’hui intégrée dans un véhicule démonstrateur Peugeot (307 cabriolet) associant réservoir à hydrogène et batteries (Li-Ion) et également dans un voilier alimentant son moteur auxiliaire électrique indispensable à toutes les manœuvres de port, dans le cadre du projet « Zéro CO2 », dont l’objectif est de démontré l’efficacité du mix énergétique propres sans rejet direct de gaz. Par ailleurs, le projet COPPÀCE COntribution au Pilotage de Pile A Combustible Embarquée, menée par la société ALSTOM et quelques laboratoires académiques (LEEIINPT, CEA LHPÀC…etc) avait pour but d’étudier une chaîne de traction hybride à pile à combustible pour une application ferroviaire. Malgré des caractéristiques énergétiques et environnementales intéressantes ainsi que des solutions technologiques variées, la PàC, comme d’autres convertisseurs d’énergie non conventionnels, n’est pas une source électrique idéale. Sur l’aspect technologique, ces PàC à hydrogène sont encore à améliorer sur un certain nombre de points : diminution de leur coût, augmentation de leur durée de vie et nécessité d’un démarrage rapide même en condition de grands froids. D'un point de vue système, les générateurs PàC présentent des caractéristiques intrinsèques insuffisantes (temps de démarrage long, dynamique lente, une surveillance accrue …) et une non-réversibilité en puissance [CORB-2009], [WAHD-2008], [HARE2007], qui, soit ne leur permettent pas de répondre directement aux exigences de certaines charges, soit minorent leurs performances et leurs durées de vie. L’impact de ces limites d’utilisation est bien-entendu lié à l’application finale. En effet, pour des applications à variations lentes et faibles dynamiques d’utilisation telles que les applications stationnaires comme la cogénération pilotée par la génération thermique et les alimentations de secours, les systèmes PàC conviennent parfaitement sans voir leurs performances se détériorer. En revanche, dans les applications présentant des régimes dynamiques rapides et/ou de fortes fluctuations de la demande, les performances des PàC se trouvent fortement altérées. Un exemple emblématique de ce type d’application est l’automobile qui présente des profils de puissance très chahutés et imprévisibles ainsi que des conditions opératoires sévères? (température, polluants, …) Pour répondre à ce type de charges, il convient donc d’adjoindre au générateur PàC une source d’énergie auxiliaire capable tout à la fois de fournir ou de récupérer l’énergie « impulsionnelle » (accélération, freinage) et de pallier les défaillances temporaires de la PàC (noyage des diffuseurs de gaz, insuffisance accidentelle de l’alimentation en réactif). En effet, l’idée consiste à combiner deux sources formant ainsi un système hybride, de manière à cumuler les avantages de chacune d’entre elles. Bien entendu, l’attractivité de l’utilisation de la PàC dépend fortement de la qualité de l’assistance et de celle de la gestion d’énergie associée. C’est donc l’origine de ces travaux de thèse : la conception, la commande et gestion d’énergie de systèmes hybrides à pile à combustible. Chapitre 1 : Introduction générale Page 14 1.3 Contexte et objectifs de la thèse Forte de ses promesses, la PàC (plus particulièrement la technologie PEMFC) fait inéluctablement son chemin vers le marché. Après avoir démarré dans des marchés précurseurs liés aux applications stationnaires (groupe électrogène silencieux pour plateau de cinéma [AXANE] par exemple), elle pourrait trouver un débouché dans les applications portables et est sérieusement envisagée dans l'avenir comme une alternative séduisante au pétrole dans les transports [TERRE]. Cette dernière application est à la fois très concurrentielle (production de grande série) et soumise à des contraintes techniques élevées (compacité, durée de vie, profils de charge et conditions variées d’utilisation). En absence d’hybridation, le générateur PÀC ne peut prétendre répondre durablement à ce type de charge, principalement à cause de sa dynamique lente, entraînant ainsi tout à la fois une dégradation d’efficacité énergétique en fonctionnement et une réduction significative de la durée de vie [BOBL-2009]. Par conséquent, il s’avère nécessaire d’utiliser un système d’assistance, pour pallier les limites intrinsèques des PàC. Ceci fait l’objet de nombreux travaux de recherches. Le travail présenté dans ce mémoire de thèse entre dans cette problématique : il s’agit d’étudier un système hybride ayant une pile à combustible - associée à un réservoir d’hydrogène - comme source primaire de puissance. Nous souhaitons remédier aux limites du générateur PàC en concevant l’architecture d’hybridation, sa commande et la stratégie de gestion d’énergie et de puissance associée. Par conséquent, une connaissance même simplifiée des phénomènes mis en jeu dans un système PàC, en fonctionnement dynamique comme en fonctionnement statique, est indispensable comme pré-requis à cette étude. Ce constat est à l’origine de notre premier jalon qui consiste à caractériser le fonctionnement externe du générateur sous des sollicitations variables et variées. Dans ce cadre, un modèle dynamique simple, en vue de la commande, a été développé et décrit l’évolution du comportement électrique de la PÀC, à la fois statique et dynamique. Il permet de comprendre la mise en place de situations pouvant dégrader le système voire le rendre inopérant et de développer une stratégie qui évite ces points de mauvais fonctionnement. La seconde étape consiste dans le choix d’un élément auxiliaire ayant des caractéristiques intrinsèques complémentaires à celles du système PàC. Force est de constater que, par son principe de stockage électrostatique, la technologie supercondensateur (SC) offre une très grande densité de puissance associée à une densité énergétique réduite ce qui la qualifie au regard du critère précédent. Par ailleurs, son niveau de maturité permet aujourd’hui son utilisation industrielle comme source auxiliaire de puissance. Par rapport aux batteries classiques, les SCs présentent l’avantage de disposer d’une durée de vie élevée (> 1 millions cycles), d’un fonctionnement dans une large plage de température (- 40 °C → + 80 °C), d’une fiabilité élevée et d’une efficacité énergétique importante. Tous ces atouts permettent aux SCs de répondre aux exigences d’assistance à la PÀC. Dans notre travail, nous choisissons cet élément comme organe d’assistance. Les deux organes principaux d’énergie et de puissance étant choisis, il faut envisager le choix de la structure qui offre la meilleure possibilité de gestion de l’ensemble du point de vue de la charge comme du point de vue interne. En particulier, il faut prendre en compte le fait que la pile à combustible comme les SCs sont des sources imparfaites présentant des caractéristiques propres "tension-courant". Aussi, le contrôle précis des puissances sous la contrainte d’une grande dynamique de tension imposée par les deux sources nécessite l’utilisation d’une interface d’électronique de puissance. En conséquence, le comportement global du système dépend à la fois du positionnement des convertisseurs et des organes de stockage au sein du réseau électrique. L’introduction d’un organe de stockage intermédiaire peut ainsi être réalisée par un nombre important d’architectures différentes. Dans ce mémoire, différentes architectures du système hydride reposant sur l'utilisation d'aucun, d'un ou deux convertisseurs statiques ont été envisagées et l'analyse de leur comportement électrique a conduit au choix des structures à étudier. De part sa conception et sa structure le générateur hybride à PàC fait partie des systèmes pluridisciplinaires. Il demande des compétences multiples pour son développement, sa conception et sa gestion d’énergie. La gestion de l’énergie électrique est au cœur même de la problématique de ce type d’alimentation. En effet, diverses fonctionnalités y sont associées : la production d’énergie électrique (piles à combustible), le stockage (supercondensateurs, …) la réalisation d’étages d’adaptation (convertisseurs statiques, bus continu…) et la conversion de l’énergie électrique pour l’utilisation finale (machines électriques de traction, résistance de dissipation…). Au cœur des travaux de cette thèse se situe le développement de lois de gestion d’énergie en ligne pour les structures étudiées. Ceci consiste dans la commande du système hybride et la loi de répartition de la demande de puissance entre les deux sources, avec comme objectifs : satisfaire la charge (en dynamique et en niveau de puissance) et respecter l’intégrité de chacune des sources (dynamique lente de la PàC, niveau de charge des SCs… etc). Une réalisation aboutie permet de limiter voire d’éliminer les facteurs dégradants du générateur PàC et d’obtenir une économie de combustible sur un cycle de fonctionnement. Chapitre 1 : Introduction générale Page 15 La problématique ainsi définie implique un certain nombre de contraintes rarement traitées. En effet, nous devrons porter une attention particulière aux fonctionnements aux limites du système dans la mise au point de la gestion d’énergie. Ceci concerne la mise au point de protections contre des fonctionnements accidentels. En effet, des cycles exceptionnellement contraignants entraîneraient le système au delà de ses limites, ce qui conduirait à une faille majeure dans la fiabilité de fonctionnement et mettrait en péril la sécurité du système. Dans ce travail, nous avons décidé de prendre en compte ces cas extrêmes et de leurs attribuer une stratégie de gestion adaptée pour éviter d’endommager le système comme pour préserver les degrés de réglage lors du retour au mode nominal. Ainsi une charge sortant des spécifications de l’alimentation n’endommagera pas celle-ci ; seule l’efficacité énergétique en sera affectée. 1.4 Structure du manuscrit Ce mémoire de thèse s’organise en quatre chapitres : Le premier chapitre, « Générateur Pile à Combustible : description et modélisation », décrit tout d’abord le générateur PÀC, de la cellule au système. Dans un second temps, une description plus fine est abordée par une modélisation du système PàC en vue de la commande. Il s’agit de caractériser le générateur PàC par un modèle dynamique simple mais décrivant bien l’évolution de ses grandeurs électriques de sortie. Après avoir justifié la nécessité d’utiliser une assistance électrique à la PàC, une description des principaux systèmes de stockage (candidats potentiels) est présentée, en vue d’un choix du constituant d’assistance à la PàC. Le deuxième chapitre, « Architecture d’un électro-générateur hybride (PàC / SC) », présente en premier lieu les moyens de pilotage du générateur PàC, puis une étude de comportement pour différentes architectures envisageables de système hybride. Le cahier des charges de notre application illustrative est présenté et conduit à un pré-dimensionnement de l’ensemble du système. Cette spécification oriente également le choix de la structure à étudier. Le troisième chapitre, « Pilotage d’un électro-générateur hybride (PàC / SC) », est consacré à la modélisation, la commande et la gestion d’énergie des systèmes hybride retenus. Il s’agit d’étudier la commande rapprochée du système et le développement de lois de gestion d’énergie en ligne pour les deux structures choisies. Dans un premier temps, la Représentation Energétique et Macroscopique (dite REM) est utilisée pour décrire fonctionnellement notre système. La commande par inversion associée à cette modélisation est explicitée et permet de faire apparaître les degrés de liberté offerts par la structure de ce système hybride. Ceux-ci sont exploités par une stratégie de gestion d’énergie. Les stratégies de gestion développées s’appuient sur la décomposition fréquentielle des sollicitations de la charge, permettant la répartition de la demande entre les deux sources selon les critères spécifiés et/ou les caractéristiques intrinsèques des constituants élémentaires. Ainsi, la structure de commande obtenue s’apparente à des boucles de commande en cascade pour les deux structures (un et deux convertisseurs). Dans un second temps, une approche alternative peut être réalisée par la méthode de l’assignation de l’interconnexion et d’amortissement (Interconnexion and Damping Assignment IDA), commande basée sur la passivité (Passivity-Based Controller PBC). Cette dernière assure la gestion d’énergie et la stabilité du système en le rendant passif. Dans le cadre de ces travaux, un banc d’essai modulaire a été développé et permet l’étude comparative de différentes architectures ainsi que des différentes commandes associées. Ce banc est présenté et la démarche expérimentale est exposée et commentée. Le quatrième chapitre, « Prise en compte des fonctionnements extrêmes », permet de rendre l’étude précédente parfaitement opérationnelle. En effet, d’un point de vue matériel comme algorithmique, il faut prévoir et prendre en compte le fonctionnement du système une fois atteintes ses limites intrinsèques. Cette étude nous conduit à proposer une stratégie de gestion de saturations et limites du système ainsi qu’à mettre en place un système de dissipation. Une validation expérimentale sur le banc développé est exposée. Chapitre 1 : Introduction générale Page 16 REFERENCES Chapitre 1 [AXANE] http://www.axane.fr/fr/news/default.cfm [BOBL-2009] Sébastien BOBLET, “bilan : SPÀCT-80,” Séminaire Pan-H, 6 -7 Avril 2009. [BTIW-2004] Breakthrough Technologies Institute Washington, “Fuel Cell Vehicle World Survey 2003,” 2004. [CEA-2006] Direction de Communication CEA, “GENEPÀC, première pile à combustible PSA Peugeot Citroën / CEA” 2006. [CORB-2009] P. CORBO, F. MIGLIARDINIA and O. VENERI, “Dynamic behaviour of hydrogen fuel cells for automotive application,” Renewable Energy, Vol.34, pp. 1955-1961, August 2009. [DESA-2005] Department of Economic and Social Affairs, Population Division, “World Population Prospects: The 2004 Revision,” New York, 24 February 2005. [DGUHC-2006] Direction Générale de l’Urbanisme de l’Habitat et de la Construction, “Réglementation Thermique 2005 : des Bâtiments Confortables et Performants,” mai 2006. [ENA-2006] ENA, Direction des études, “ Les Interrogations Sur l'Evolution de La Demande Mondiale,” Séminaire Energie et société, 2006. [GALL-2005] Damien GALLET et Romain GRATIEN, “ l’Electrolyse Haute Température,” CLEFS CEA-N°, 2004-2005 [GIEC -2007] GIEC, “ Bilan 2007 des changements climatiques : Rapport de synthèse,” Genève, Suisse, 2008. [HARE-2007] F. HAREL, X. FRANÇOIS, D. CANDUSSO, M.-C. PERA, D. HISSEL and J.-M. KAUFFMANN, “PEMFC durability test under specific dynamical current solicitation linked to vehicle road cycle,” Fuel Cells from Fundamentals to Systems, Wiley-VCH, vol. 7, pp. 142-152, Apr. 2007. [HIS-2004] Stéphane HIS, “L’hydrogène : vecteur énergétique du futur ?,” IFP - Diffusion des Connaissances, panorama 2004. [IEA-2008] International Energy Agency, “World Energy Outlook, WEO-2008,” OECD/IEA, France, 2008. [JUR -2007] Journal officiel de l’Union européenne Règlement (CE) n° 715/2007 du Parlement européen et du Conseil, relatif aux émissions (Euro5, Euro 6), 20 juin 2007. [KAW -2010] T. KAWAI, “E-mobility development of Toyota”, Keynote of Mr. Taiyou Kawai, Toyota Motor Corp., VPPC2010 Lille (France). [LAR -2003] J. LARMINIE and A. DICKS, "Fuel Cell Systems Explained", John Wiley & Sons [LAUR-2006] E. LAURENT, “La face cachée du pétrole,” édité chez Plon, ISBN : 225920323, 2006. [LERO-1967] E. LE ROY LADURIE, “ Histoire du climat depuis l'an mil” Flammarion, 1967. [LERO-2007] E. LE ROY LADURIE, “ Abrégé d'histoire du climat du Moyen Âge à nos jours. Entretiens avec Anouchka Vasak,” Fayard, 2007. [LEVE-2006] J. LEVENE, B. KROPOSKI, and G. SVERDRUP, “Wind Energy and Production of Hydrogen and Electricity — Opportunities for Renewable Hydrogen,” POWER-GEN Renewable Energy and Fuels Technical Conference, Las Vegas, Nevada, April, 2006. [PBCAG] Plan Bleu – Centre d'Activités http://www.planbleu.org/methodologie/idd014.pdf Régional, “Consommation énergétique annuelle par habitant,” [TERR] http://terresacree.org/ [WAHD-2008] B. WAHDAME, L. Girardot, D. HISSEL, F. HAREL, X. FRANCOIS, D. CANDUSSO, M.C. PERA, and L. DUMERCY, “Impact of power converter current ripple on the durability of a fuel cell stack,” Int. Symposium on Industrial Electronics, IEEE-ISIE08, pp. 1495–1500, Jul. 2008. Chapitre 1 : Introduction générale Page 17 Page 18 Chapitre 1 / Générateur Pile à Combustible : description et modélisation 2.1 Introduction ___________________________________________________________________ 20 2.2 Description du système « Pile à Combustible à Hydrogène » ____________________________ 20 2.2.1 Aperçu historique [KORD-1996] [COOK-2001]______________________________________________ 20 2.2.2 Principe de fonctionnement ____________________________________________________________ 21 2.2.3 Différentes technologies de piles à combustible et les applications associées ____________________ 21 2.2.4 Description des piles à membrane échangeuse de protons PEMFC _____________________________ 22 2.2.5 Description d’un système Pile à Combustible complet _______________________________________ 24 2.2.5.1 Circuit d’alimentation en hydrogène ___________________________________________________ 24 2.2.5.2 Circuit d’alimentation en air __________________________________________________________ 24 2.2.5.3 Sous-systèmes de gestion d’eau et de température _______________________________________ 25 2.3 Description plus fine à des fins de commande________________________________________ 25 2.3.1 Relation tension / courant _____________________________________________________________ 25 2.3.2 Modélisation de la pile à combustible ____________________________________________________ 27 2.3.2.1 Comportement statique _____________________________________________________________ 29 2.3.2.2 Comportement dynamique __________________________________________________________ 30 2.3.3 Contraintes spécifiques de la PàC vue dans une logique de conception comme source principale ____ 36 2.4 Principe du système hybride à pile à combustible_____________________________________ 37 2.5 Eléments technologiques de stockage d’énergie ______________________________________ 38 2.5.1 Différents types de dispositif de stockage _________________________________________________ 38 2.5.1.1 Supercondensateurs ________________________________________________________________ 38 2.5.1.2 Accumulateurs, piles et batteries [SCHW-2005, BOUL-2009, BLAN-2009] ______________________ 39 2.5.2 Choix d’un système de stockage d’énergie ________________________________________________ 41 2.6 Super-condensateur associée à un système : les enjeux ________________________________ 43 2.7 Conclusion ____________________________________________________________________ 44 REFERENCES Chapitre 2 _______________________________________________________________ 45 Chapitre 2 : Générateur PàC : description et modélisation Page 19 Chapitre 2 Générateur Pile à combustible : description et modélisation 2.1 Introduction Nous avons vu que les sociétés humaines sont inquiètes par la survenue de deux phénomènes. D’une part les limites des réserves en énergies fossiles (pétrole, gaz naturel, charbon et uraniums) et les difficultés croissantes à les extraire facilement. D’autre part, la consommation énergétique basée sur le modèle actuel devient tellement importante qu’elle a un rôle reconnu sur le dérèglement climatique. L’épuisement des énergies primaires contemporaines et l’action anthropique sur le climat poussent des organismes internationaux comme l’IEA (International Energy Agency) à prôner une modification du panel énergétique actuel. Ainsi, l’hydrogène en tant que vecteur d’énergie peut jouer un rôle dans cette réorientation des flux énergétiques en rendant pertinent le développement de nouvelles filières de production basées sur des énergies à plus faible empreinte comme le solaire ou l’éolien. Au bout de ces nouvelles chaînes énergétiques se trouvent la pile à combustible (PàC) qui autorise la conversion directe de l’énergie chimique (hydrogène) en énergie électrique finale. Aussi, ce nouveau contexte ravive t-il l’intérêt pour ce convertisseur découvert par Grove en 1839. Durant ces dernières années, de nombreuses entreprises, des centres de recherche, universités et gouvernements s'impliquent dans les projets de recherche et développement "piles à combustible" et des programmes sont mis également en place pour les tester dans des applications quotidiennes. L’objectif de la première partie de ce chapitre est de décrire tout d’abord ce générateur PàC, de la cellule au système. Dans un second temps, une description plus fine est abordée par une modélisation du système en vue de la commande et dans le but de l’insérer dans un modèle complet d’électro-générateur basé sur une PàC. Aussi, s’agit-il de caractériser le générateur PàC par un modèle dynamique simple mais décrivant bien l’évolution de ses grandeurs électriques de sortie. Après avoir justifié la nécessité d’utiliser une assistance électrique à la PàC, la deuxième partie est consacrée aux systèmes de stockage d’énergie. Nous passons en revue les principaux systèmes de stockage (candidats potentiels) afin de mettre en évidence un des systèmes de stockage d’énergie, qui sera utilisé par la suite. 2.2 Description du système « Pile à Combustible à Hydrogène » 2.2.1 Aperçu historique [KORD-1996] [COOK-2001] C’est un peu avant 1840 que William GROVE avocat britannique passionné de la physique, décrit la première pile à combustible (appelée fuel cell dans la littérature anglo-saxonne). Elle utilise de l’hydrogène et d’oxygène, fonctionne à basse température, possède des électrodes de platine et emploie de l’acide sulfurique comme électrolyte. Pendant une centaine Chapitre 2 : Générateur PàC : description et modélisation Page 20 d’années, de nombreuses recherches théoriques furent menées tant en thermodynamique qu’en électro-chimie. Des progrès pratiques furent également accomplis, révélant les potentialités indéniables de la filière. Cependant, en 1939, le bilan du premier siècle de recherches était plutôt pessimiste quant à un débouché industriel de grande envergure. Après 1945, trois groupes de recherche (aux Etats Unis, en Allemagne et en URSS) reprirent les études sur les principaux types de générateurs, en apportant les améliorations technologiques nécessaires à un développement “ industriel ”. En effet, l’enjeu majeur était de pouvoir embarquer un tri-générateur (électricité, eau et chaleur) à bord des vols habités en préparation. Durant cette longue période, la maturation technologique des piles à combustible a été étroitement associée aux contraintes de la conquête spatiale. Ces travaux ont débouché sur les concepts actuels, notamment chez Siemens et Pratt and Wittney aujourd’hui dans le même groupe que IFC (International Fuel Cell). Les premières applications des piles à combustible furent les programmes spatiaux du début des années 60, GEMINI, APOLLO, SPACElab... pour lesquels furent développées des piles à membranes (General Electric), et des piles alcalines sous pression (Pratt and Wittney). Depuis les années 1970, de nombreux efforts de recherche ont été entrepris par de très grosses entreprises industrielles, très souvent aidés par des fonds publics, dans le cadre de programmes nationaux ou multi nationaux de diversification énergétique ou de protection de l’environnement. Les nouveaux développements sont donc désormais orientés vers une baisse des coûts de production, une augmentation de la durée de vie, une augmentation de la fiabilité des systèmes électro-générateurs basés sur les piles à combustible. Aussi, les progrès réalisés ces dernières années (1990 - 2010) dans ces domaines permettent désormais d’envisager l’émergence de marchés de niche pilotés par des normes ou des contraintes importantes (engin à chariot élévateur ou éclairage sur des plateaux de tournage cinématographique par exemple). L’espoir est que ces marchés de faible volume permettent le développement d’une filière hydrogène de la fabrication de l’hydrogène à son utilisation en passant par son stockage et son transport. Si l’expérience se révèle positive sur tous les aspects évoqués, cette filière pourrait alors se généraliser à un horizon de dix à vingt ans et faire de l’hydrogène un nouveau vecteur d’énergie. 2.2.2 Principe de fonctionnement Une pile à combustible est un assemblage de cellules élémentaires, en nombre suffisant pour assurer la production électrochimique d’électricité dans les conditions de tension et courant voulues. Une cellule élémentaire forme le noyau de la pile à combustible. Cette cellule est responsable de la conversion électrochimique de l’énergie chimique (combustible) en une énergie électrique. La structure de base d’une cellule est constituée de deux compartiments disjoints alimentés chacun par les gaz réactifs. Les deux électrodes, séparées par un milieu conducteur ionique appelé électrolyte, complètent le dispositif formé. La figure 1.1 en donne une illustration schématique. Pour les piles de haut rendement fonctionnant à basse température, le combustible le plus employé est l’hydrogène sous forme gazeuse. Suivant la nature de l’électrolyte, acide ou basique, l’eau formée par oxydation de l’hydrogène est produite à la cathode (dans le premier cas) et à l’anode (dans le second cas). Dans les deux cas, le réacteur produit donc, de l’eau, de l’électricité et de la chaleur. Anode e- Charge e- Entré Entrée combustible (H2, …) Cathode Entré Entrée oxydant (O2, …) Ion positif ou Ion né négatif Sortie combustible restant et gaz produit Sortie oxydant restant et gaz produit Électrolyte Fig.1.1 Schéma de principe d’une cellule de pile à combustible 2.2.3 Différentes technologies de piles à combustible et les applications associées Depuis le début des programmes spatiaux américains de R&D sur les piles à combustible, plusieurs types de classifications ont été utilisés, basés sur des critères tels que le combustible, la température d’utilisation, la nature de l’électrolyte, la géométrie des systèmes, etc. À présent la communauté scientifique a adopté une classification par type d’électrolyte. Ainsi, Chapitre 2 : Générateur PàC : description et modélisation Page 21 selon le choix de l’électrolyte et du combustible utilisé déterminant ainsi les réactions aux électrodes et le type d’ions qui traversent l’électrolyte et conditionne de plus la température de fonctionnement de la pile. Le tableau 1.1 récapitule l’ensemble des caractéristiques des principales piles actuellement en développement, classées par niveau de température avec des gammes puissance visée. Parmi ces différents types de piles à combustible couramment développées, c’est la filière dite « à membrane échangeuse de protons » qui a été retenue par presque tous les acteurs de programmes automobiles dans le monde [CERR-2001]. Généralement appelée PEMFC (pour Proton Exchange Membrane Fuel Cell), elle intéresse également les industriels pour des applications stationnaires (jusqu’au mégawatt), portables (jusqu'à 100 W) et transport (jusqu'à quelques centaines de kW). Cette technologie retient l’attention pour ses avantages. Parmi ceux-ci, on peut citer les quatre atouts suivants : sa membrane solide (peu de fuites dues aux vibrations, durée de vie potentiellement élevée), sa densité massique de puissance pour l’heure la plus élevée des technologies la rendant assez compacte et économique, son temps de démarrage court et son fonctionnement à basse température [GOU-2010]. C’est donc l’utilisation d’une pile de type PEMFC que nous allons envisager dans la suite de notre étude. Tab.1.1 Différentes technologies de pile à combustible Type de pile PAFC(*) PEMFC AFC(**) Basse Température 60 – 100 °C Membrane en polymère solide 160 – 220 °C Acide phosphorique liquide H3PO4 Combustible Hydrogène Hydrogène Gamme de puissance 1 W– 500 KW 200 kW– 10 MW Applications Cogénération, Téléphone portable Sous-marin Automobile Spatiale Cogénération Transport « bus » Equipements portable Température Electrolyte MCFC(***) SOFC(****) Haute Température 50 – 250 °C Potasse liquide KOH Hydrogène, gaz naturel 1 W– 100 kW Spatiale Militaire Equipements portable 600 – 800 °C Sels fondus Li2CO3/Na2CO Hydrogène, gaz naturel, méthanol… 500 kW– 10 MW Cogénération Production d’électricité décentralisée 750 – 1050 °C Céramique Hydrogène, gaz naturel, méthanol… 1 kW– 100 MW Cogénération Production d’électricité décentralisée 2.2.4 Description des piles à membrane échangeuse de protons PEMFC La pile de type PEMFC concentre une part importante de l’effort mondial de recherche et développement sur les nouvelles technologies d’énergie. Comme déjà évoqué, cette technologie semble quasi mature et prometteuse pour de nombreuses applications, particulièrement celles exigeant une compacité importante, une souplesse de fonctionnement (en terme de dynamique et de rapidité d’évolution) ou un temps de mise en service court (démarrage rapide). La traction automobile est un exemple représentatif de ce genre de cahier des charges. Par conséquent, il nous a semblé judicieux, pour valider nos approches, de prendre comme exemple illustratif, l’utilisation de ce type de pile pour une application automobile. Dans les PEMFC, une cellule élémentaire est généralement constituée de plaques bipolaires de graphite, conductrices de l’électricité, qui sont pressées contre l’assemblage membrane-électrodes AME. L’assemblage membrane-électrode AME forme le cœur électrochimique du système. L’électrolyte utilisé est une membrane polymère à conduction protonique assurée par des fonctions sulfoniques. En outre, afin que les réactions électrochimiques se déroulent avec un rendement intéressant, elles doivent être catalysées en déposant un catalyseur sur les parties de l’électrode en contact avec la membrane [ROSE]. À ce jour, le platine s’est avéré être le meilleur catalyseur pour les réactions en jeu et est utilisé aux deux électrodes. Les gaz sont fournis, à l’anode pour l’hydrogène et à la cathode pour l’oxygène par des canaux dessinés dans les plaques bipolaires puis des diffuseurs de gaz permettant d’homogénéiser les concentrations de réactifs au niveau des électrodes. (*) PAFC : Phosphoric Acid Fuel Cell (**) AFC : Alcalin Fuel Cell (***) MCFC : Molten Carbonate Fuel Cell (****) SOFC : Solid Oxyd Fuel Cell Chapitre 2 : Générateur PàC : description et modélisation Page 22 De façon générale, le principe de fonctionnement électrochimique d'une cellule unitaire est décrit par une double réaction chimique. A l’anode, l’hydrogène est oxydé en deux protons H+ et deux électrons tandis qu’à la cathode l’oxygène est réduit en eau au contact des deux protons H+ et deux électrons. Les deux demi-réactions d’oxydation et de réduction sont donc les suivantes : H2 → 2 H + + 2 e − anode + 1 − cathode 2 H + 2 e + O2 → H 2 O 2 (1.1) et donnent lieu à la réaction globale exothermique suivante : 2 H 2 + O2 → 2 H 2 O + électricité + chaleur (1.2) A partir de l’hydrogène et l’oxygène, l’oxydo-réduction produit de l’électricité, de l’eau, et de la chaleur faisant de la pile un tri-générateur. Le principe de fonctionnement de la pile peut être illustré par le schéma suivant : électrons e- e- Anode Cathode Hydrogè Hydrogène Oxygè Oxygène O2 H+ O2 O2 O2 O2 H+ Plaque bipolaire Catalyseur Fig.1.2 Electrolyte O2 Eau Canal de diffusion Schéma de principe d’une cellule de pile de type PEMFC Les ions d’hydrogène traversent le polymère électrolyte vers la cathode où ils sont combinés avec l’oxygène et les électrons (issue de l’oxydation d’hydrogène) pour former de l’eau. Ces réactions s’effectuent dans l’interface électrolyte / électrode en présence d’un catalyseur, formant ainsi des zones actives (Fig.1.3). Conducteur de protons Fibres Catalyseur supporté supporté sur conductrices d’électricit é ’électricité carbone Membrane Electrode (cathode) Fig.1.3 Schéma de la zone active cathodique d’une cellule de pile à combustible H2/O2 [BOIL-2005] Il y a donc deux types de zones actives : - du côté de l’anode, l’hydrogène est décomposé en protons et électrons ; - du côté de la cathode, les protons viennent se recombiner aux électrons et sont oxydés pour donner de l’eau. Chapitre 2 : Générateur PàC : description et modélisation Page 23 2.2.5 Description d’un système Pile à Combustible complet Dans une cellule élémentaire, la tension nominale est de l’ordre de 0,7 V. Ainsi pour atteindre les niveaux de tension demandés pour des applications à plus large échelle de puissance, plusieurs cellules doivent entre connectées en série pour former un empilement de cellules ou stack, d’après le terme anglo-saxon. L’abréviation PàC, pour Pile à Combustible, utilisée dans ce manuscrit, désigne ce stack. La technologie limite tout à la fois la surface d’une cellule élémentaire donc son courant nominal ainsi que le nombre de cellules pouvant être empilées donc la tension nominale d’un stack. Les raisons fondamentales de ces limitations sont l’homogénéité de la répartition des fluides dans le stack et la cellule ainsi que les contraintes mécaniques afin d’assurer un serrage idoine et une bonne étanchéité sur toute la structure. Pour les applications de forte puissance, les cellules sont associés en parallèle et/ou en série dans le but d’obtenir les caractéristiques voulues en tension et courant. D’autre part, il est important de noter qu’une pile à combustible doit, pour fonctionner, respecter des conditions opératoires strictes. Aussi est-elle associée à des équipements auxiliaires qui assurent son bon fonctionnement, formant ainsi un système complet : le « système pile à combustible ». Un schéma fonctionnel simple de ce système est montré à la figure (Fig.1.4). La plupart des systèmes PàC présentent une configuration similaire. Celui-ci peut être divisé en cinq sous systèmes : la pile elle même, le circuit d’alimentation en hydrogène, le circuit d’alimentation en air, la gestion de l’énergie électrique et enfin le sous-système de gestion de l’eau, de l’humidification et de la température. vers circuit électrique Charge arrivé d’air groupe motocompresseur H2 évapocondenseur séparateur détendeur ventilateur recirculation régulation des température Entrée / Sortie de pile pompe vers circuit électrique sortie de H2 séparateur régulation de la pression sortie d’air séparateur réservoir pompe du système d’humidification Eau trop plein hydrogène air, air humide, diphasique eau, air (circuit d’humidification) refroidissement / chauffage circuit électrique Fig.1.4 Schéma simplifié du système PàC [LACH-2004]. 2.2.5.1 Circuit d’alimentation en hydrogène Pour une pile fonctionnant à l’hydrogène direct, un circuit simple assure l’approvisionnement en hydrogène. L’hydrogène est généralement stocké sous forme gazeuse dans des réservoirs à haute pression (300 à 700 bars). Une régulation mécanique de pression par détendeur est utilisée dans ce cas pour amener l’hydrogène à une pression convenable (1 à 3 bars). L’hydrogène non consommé peut être ensuite recyclé moyennant l’utilisation d’une pompe de re-circulation ou d’un dispositif passif (Venturi) afin d’éviter un gaspillage du combustible. L’anode peut également fonctionner en régime fermé et dans ce cas une purge occasionnelle contrôlée par une valve doit être effectuée pour éviter l’accumulation de l’azote ayant diffusé à travers la membrane électrolytique. Dans ce cas le résidu d’hydrogène peut être consommé dans un petit bruleur catalytique. Éventuellement, l’hydrogène entrant dans le réacteur peut être humidifié avec de l’eau dé-ionisée au moyen d’un système d’humidification à membrane. 2.2.5.2 Circuit d’alimentation en air Un compresseur sert à approvisionner la cathode de la pile avec de l’air moyennant un compresseur avec conditionnement externe de la température et de l’humidification. La pression à l’entrée de la pile est souvent contrôlée à l’aide d’une vanne commandée. Typiquement, l’air à la sortie sert à alimenter le brûleur catalytique en oxydant. L’air à la sortie du compresseur Chapitre 2 : Générateur PàC : description et modélisation Page 24 est conditionné à la température de la pile en utilisant un échangeur de chaleur alimenté avec l’eau du circuit de refroidissement. Comme à l’anode, l’humidification de l’air est assurée par un humidificateur à membrane. Des études ont montrées que le rendement de la conversion électrochimique est d'autant plus élevée que les pressions partielles des gaz sont importantes. Ainsi, le fonctionnement sous pression permet d'obtenir des fortes densités de puissance pour la pile. Le groupe moto-compresseur fournit de l'air comprimé avec un débit variable à différents niveaux de pression. Mais son utilisation réduit fortement le rendement global du système, et peut consommer jusqu'à 25% de la puissance électrique délivrée par le stack. Le compresseur est donc un auxiliaire qu'il est très important de bien contrôler : il doit assurer l'alimentation suffisante mais sans excès en air, l'évacuation de l'eau produite sans assécher la membrane, et une bonne réponse dynamique du système. Les compresseurs utilisés dans ce type d’applications sont généralement de type volumétrique. De part leur conception, les compresseurs volumétriques se caractérisent par une relation linéaire entre le débit d'air et la vitesse angulaire indépendamment du rapport de pression (sortie /entrée) On distingue deux grandes familles dans les compresseurs volumétriques : – Les compresseurs alternatifs : leurs mouvements de compression sont linéaires. Les compresseurs à pistons et à membranes font partie de cette famille. – Les compresseurs rotatifs : dans cette catégorie de compresseurs, la diminution du volume fermé se fait par une ou plusieurs parties tournantes (rotors). Les compresseurs à palettes, à lobes, à spirale et à vis font partie de cette catégorie de compresseurs volumétriques. Dans les applications à pile à combustible, ce sont les compresseurs rotatifs à vis qui sont généralement utilisés car ils n’ont pas besoin de lubrification. 2.2.5.3 Sous-systèmes de gestion d’eau et de température Bien que la pile à combustible soit parmi les moyens les plus efficaces de conversion d’énergie à partir d’un combustible, elle produit tout de même une quantité non négligeable de chaleur à travers la réaction électrochimique. La température de fonctionnement de la pile PEMFC, typiquement entre 60°C et 80°C, étant faible comparée aux systèmes conventionnels (moteur thermique), il est nécessaire de mettre en œuvre un système de refroidissement avancé. Les échangeurs de chaleur utilisés pour cela, effectuent en parallèle différentes autres fonctions notamment le conditionnement de l’air à la sortie du compresseur à la température de la pile et la condensation de l’eau pour l’utiliser dans l’humidification de la pile. La gestion de l’eau dans un système pile est essentielle pour maintenir une humidification continue de la membrane à travers l’humidification des gaz d’entrée. Différents systèmes plus ou moins compliqués assurent cette fonctionnalité. L’eau nécessaire à l’humidification est typiquement récupérée à la sortie de la cathode. Un condenseur à la sortie de la pile peut être utilisé en fonction de la température et de la pression comme montré dans la figure 1.4. 2.3 Description plus fine à des fins de commande 2.3.1 Relation tension / courant La réaction directe de combustion de l’hydrogène par l’oxygène correspond, dans les conditions standards (25 °C et 1 atm), à une variation d’enthalpie ∆H° = - 285,8 kJ/mol pour l’eau formée sous forme liquide et ∆H° = - 241,8 kJ/ mol pour l’eau formée sous forme vapeur. Cette réaction est donc exothermique. Dans le même temps, l’entropie S, qui sert à évaluer le niveau de désordre résultant de la dispersion de l’énergie et de la matière, a diminué (T.∆S = -49 kJ/mol dans le cas de l’eau liquide produite dans les conditions standards). Le principe de Gibbs (∆G = ∆H - T∆S) nous dit donc que seule la différence algébrique entre ces deux termes peut être utilisée pour fournir un travail quelconque (autre que le travail d’expansion déjà évalué par H). Dans le cas de cette réaction, nous avons ∆G0 = -237,2 kJ/mol pour l’eau formée à l’état liquide. Le principe de la réaction électrochimique est de maintenir les deux réactifs (H2 et O2) dans deux compartiments étanches (anode et cathode) et de permettre la réalisation de deux demi réactions d’oxydoréduction grâce d’une part à l’électrolyte (membrane échangeuse de protons pour les PEMFC et les SOFC) et d’autre part au circuit électrique constitué par la charge. Ceci va permettre de récupérer de travail sous forme électrique, le reste étant forcément libéré sous forme de chaleur (principe de Gibbs). Bien évidemment d’autres phénomènes vont s’ajouter et les pertes associées vont diminuer la part théorique de ce travail électrique. L’équation de Faraday relie l’énergie de Gibbs ∆G à la différence de potentiel entre les Chapitre 2 : Générateur PàC : description et modélisation Page 25 deux électrodes de la cellule : ∆G = -nF∆E, où n est le nombre d’électrons échangés par la réaction (ici 2) et F la constante de Faraday (96 485 Coulomb). On voit donc que dans les conditions standards et avec de l’eau produite sous forme liquide, la tension théorique ∆E0 = ∆G0 / nF = 1,23 V D'après la loi de Nernst, cette différence de potentiel, qu'on appelle le potentiel thermodynamique réversible VTh, dépend à la fois des pressions partielles des réactifs (ici hydrogène, oxygène) et de la température. Il augmente avec les pressions partielles et diminue avec la température : la tension VTh est d’environ 1,17 V à basse température (100 °C et eau vapeur) et de 1 V à 800 °C (et eau vapeur). Dans la réalité, même à l’équilibre (courant nul), cette tension VTh n’est pas mesurée aux bornes de la cellule car les deux demi-réactions d’oxydoréduction sont en équilibre dynamique : l’oxydation du dihydrogène en protons H+ et en électrons (e-) est parfaitement équilibrée par la réaction inverse (réduction), de même la réduction du dioxygène (les protons, les électrons, et le dioxygène (pur ou provenant de l’air) se rencontrent pour former l’eau) est en compétition. Or, pour se produire, ces réactions consomment une énergie d’activation : cette irréversibilité se mesure directement sur la différence de potentiel à vide qui est inférieure à VTh et ne dépasse pas 1 Volt sur une pile PEM en conditions opératoires classiques (60°C, 1 atm). Notons que le catalyseur et la température jouent un grand rôle dans la diminution de cette énergie d’activation. Une température élevée et un bon catalyseur (Pt platine par exemple) diminuent l’énergie d’activation utilisée par cet équilibre dynamique (loi d’Arrhénius) : la tension à vide s’en trouve augmentée. A vide, un autre phénomène engendre cette diminution de la tension fournie par la cellule : il s’agit des inévitables passages parasites d’hydrogène et d’électrons directement à travers la membrane. Ceci amène le concepteur à se fixer une épaisseur minimale de membrane qui aura des effets négatifs lors de l’utilisation à densité de courant importante (pertes lors de la migration des protons H+). Lorsque le courant croît, on obtient une caractéristique statique tension - courant, dite courbe V/I de polarisation, qui montre la tension de sortie en fonction de la densité de courant et dont la forme générale dépend des conditions opératoires de la pile (la température de fonctionnement, la pression, la présence de polluants, la bonne répartition du catalyseur, l’état de la membrane et son hydratation, l’état de la couche de diffusion amenant les réactifs aux électrodes…). Selon la densité de courant prélevée, la tension réelle fournie par une cellule est plus ou moins inférieure à cette tension idéale (Fig.1.5). Ceci est dû aux diverses irréversibilités se produisant dans ce réacteur électro-chimique. On en dénombre trois principales, chacune d’elles réduisant la tension : VPàC _ Cell = VTh - V Act - VOhm - VConc (1.3) où VAct représente les pertes d'activation, VOhm les pertes ohmiques, et VConc les pertes dues aux phénomènes de concentrations et de transport de masses. Tension thé théorique Pertes d’ d’irré irréversibilité versibilité Tension [V] Pertes d’ d’activation Pertes ohmiques Pertes de concentration Densité Densité de courant [A/m2] Fig.1.5 Caractéristique de polarisation et zones de fonctionnement de la PàC Comme on peut le constater sur la figure 1.5, la caractéristique débute avec une tension à vide à courant nul où coexistent les pertes dues à l’équilibre dynamique (pertes d’activation) et celles dues aux passages parasites. A faible densité de courant, les pertes d’activation contribuent, pour l’essentiel, à l’évolution descendante de la courbe V-I. Les pertes ohmiques, qui sont directement proportionnelles à la densité de courant, deviennent ensuite prépondérantes dans l’évolution de cette tension V(I) et cela sur une large gamme de densité de courant. Les pertes d’activation demeurent et, en valeur absolue, sont les plus importantes. Enfin, à densités élevées de courant, les pertes dues au transport du gaz se renforcent et expliquent la dégradation rapide de la tension VPAC_Cell vers une tension nulle (densité de courant limite jlim) [LARM-2003]. Chapitre 2 : Générateur PàC : description et modélisation Page 26 - Pertes d’activation, dues à la lenteur de la réaction chimique à la surface de l’électrode. C’est un phénomène très non-linéaire décrit par la loi semi-empirique de Buttler-Volmer dont l’évolution avec la densité de courant est particulièrement importante à faible densité de courant et à l’équilibre (courant nul); - Pertes ohmiques dues à la résistance que rencontre le flux d’ions en traversant l’électrolyte et à la résistance que rencontrent les électrons dans les électrodes, les plaques bipolaires et aux interfaces (résistance de contact). La résistance de membrane est souvent la part la plus significative de cette résistance ; - Pertes de transport ou de concentration liées à la diminution de la concentration de réactifs au niveau des électrodes. Lorsque la densité de courant est élevée, cette chute de tension augmente rapidement et son évolution devient prépondérante. La puissance surfacique électrique fournie par une pile est le résultat du produit VPàC_Cell * jPàC_Cell. On voit donc qu’elle part d’une valeur nulle (densité de courant nulle j = 0 A/m2) pour croître jusqu’à un maximum (jpic) ; elle diminue ensuite rapidement jusqu’à jlim (Fig 1.6). La même puissance pouvant être délivrée par deux densités de courant, on voit donc qu’en fonctionnement normal, l’utilisateur devra se fixer une densité de courant maximale jmax inférieure à jpic. Par ailleurs le rendement de la cellule est le rapport de la puissance électrique VPàC_Cell * IPàC_Cell par la puissance libérée par la réaction (-∆H * IPàC_Cell/2F ≈ 1,48 * IPàC_Cell), dans le cas idéal où tout l’hydrogène apporté est consommé dans la cellule pour contribuer au travail électrique. En première approximation, le rendement d’une cellule est donc l’image de sa tension : ηPàC_cell ≈ VPàC_Cell / 1,48 C o urb e d e p o laris atio n e t p uis s anc e s urf ac iq ue (P E MF C 7 0 °C ) v (V) 1 0.5 0 200 0 200 400 600 800 1000 1200 400 600 800 1000 1200 400 200 S p (W/cm2) 0 0 d e ns ité d e c o urant j (m A /c m 2 ) Fig.1.6 Exemple de caractéristiques d’une PàC Ballard [LARM-2003]. La pile à combustible comporte plusieurs cellules élémentaires placées en série, De manière classique, en faisant l’hypothèse que toutes les cellules ont un comportement électrique identique, la tension totale de la pile peut être calculée en multipliant la tension d'une cellule par le nombre total de cellules composant la pile : VPàC = N S ⋅ VPàC _ Cell (1.4) Le rendement du stack est également le rapport entre la puissance électrique fournie (NS*VPàC_Cell * IPàC_Cell) – car il y a NS cellules en série - et l'énergie potentielle de l’hydrogène consommé pour produire cette électricité (-∆H * NS*IPàC_Cell/2F) - car chacune des NS cellules consomme la même quantité d’hydrogène définie par le courant de sortie. Il s’exprime donc dans l’image de la tension VPAC qui est liée directement au point de fonctionnement (IPàC et conditions opératoires). D’où l’intérêt de s’intéresser à la relation liant VPàC à IPàC tant en régime statique qu’en comportement dynamique(*) 2.3.2 Modélisation de la pile à combustible Les modèles jouent un rôle très important dans le développement de la pile à combustible, puisqu'ils facilitent la bonne compréhension des paramètres influençant les performances de la pile et du système PàC. Cette connaissance des (*) Le rendement du système PàC complet sera affecté par la consommation des auxiliaires : ceux-ci prélèvent une partie de la puissance électrique brute pour ne laisser que la puissance nette à l’application. Comme ces auxiliaires consomment même à puissance nette nulle, le rendement système sera nulle à densité de courant utile nul et présentera un maximum aux densités de courant moyennes Chapitre 2 : Générateur PàC : description et modélisation Page 27 phénomènes et des interactions en jeu doit amener une amélioration de la conception du système pile à combustible : il peut s’agir de progrès dans un constituant comme dans la gestion de sous-système ou du système complet. On voit donc que les objectifs poursuivis sont variés et la finesse de la modélisation associée doit être adaptée à cette spécification. Par conséquent, il est important de prendre le temps d'expliciter les fonctions clés que doit pouvoir décrire le modèle à établir. Dans ce travail, nous nous intéressons à l’utilisation de la PàC dans des applications à forte fluctuation de puissance, comme peuvent l’être les applications automobiles, entraînant ainsi de fortes sollicitations dynamiques du système. Aussi, le contrôle et la gestion d’énergie du système d’alimentation électrique, sont au cœur de nos préoccupations. Par conséquent, une connaissance même simplifiée des phénomènes mis en jeu en fonctionnement dynamique de la charge nous est indispensable. En effet, les inconvénients principaux des piles PEM viennent de leurs comportements irréguliers en raison d’une grande sensibilité de leurs performances à leurs conditions opératoires [YOUS-2008, CORB-2009, UZUN-2007, WAHD-2008a], d’une réponse lente aux régimes dynamiques due à la nécessité d’amener les réactifs au fur et à mesure de leur consommation [CORB-2009, HARE-2007, WAHD-2008b]. Précisons que, la dynamique lente du système est principalement limitée par le temps de réaction du compresseur d’air qui cause le phénomène du déficit temporel en réactifs (sous alimentation) (phénomène nommé en anglais : temporal oxidant starvation) [ANAB-2006, CAND-2008, WAHD2008a, TANI-2008, TURP-2008, GERA-2010]. Cette non-conformité a des implications significatives sur la performance de la pile à savoir une baisse d'efficacité du système PàC et à une diminution de durée de vie. Aussi, le comportement dynamique d'une pile à combustible est une partie intégrante de la stabilité complète et de la performance du système d’alimentation. Dans le cas de l’application « traction électrique », cela peut affecter les performances dynamiques du véhicule lors de fortes accélérations et contribuer à un vieillissement prématuré des associations membrane-électrode du stack. Par conséquent, un modèle permettant de prédire la réponse en tension pour une demande de puissance de la pile à combustible s’avère une nécessité incontestable. Ce modèle doit pouvoir représenter la performance de la pile en régime permanent comme en régime dynamique en vue de son utilisation dans le calcul et le réglage de la commande du système électrique complet ainsi que dans l’élaboration d’une stratégie de gestion d’énergie et de puissance la plus appropriée. A l’aide de ce modèle, il s’agira tout à la fois de garantir une utilisation idoine et performante du système PàC, d’assurer la fourniture de la puissance exigée par la charge et d’obtenir un bon rendement de la conversion d’hydrogène en énergie électrique. Différentes approches de modélisation de pile ont d’ores et déjà été adoptées pour décrire le comportement d’une pile à combustible. Ces modèles varient en fonction de la complexité des phénomènes pris en compte, de leur éventuel couplage physique (électrochimie, thermique, magnétisme…) ainsi que des échelles de temps sur lesquelles ils seront étudiés. La figure 1.7 récapitule les différentes échelles de temps ainsi que les phénomènes physiques associés. Fig.1.7 Echelles de temps des phénomènes physiques intervenant dans un système PàC [LUFE-2004]. Ces approches peuvent être répertoriées en plusieurs classes, pour lesquelles le compromis à adopter est différent. On distingue quatre grandes classes de modèles [TALJ-2009], [FONT-2005]: - les modèles mécanistes (1-D, 2-D) sont utilisés pour l'’étude au niveau microscopique des phénomènes physicochimiques du cœur de pile (hydratation de la membrane, noyage...) ou la conception de la pile à combustible (canaux de circulation, contraintes mécaniques...), - les modèles basés sur l'analogie énergétique sont utilisés pour décrire les conséquences des phénomènes physicochimiques d'un point de vue macroscopique et par suite mieux comprendre le système, - les modèles empiriques sont utilisés pour d’écrire le comportement très complexe de la pile à combustible concernant les conditions de fonctionnement (température, pression, gestion d'eau, gaz...), Chapitre 2 : Générateur PàC : description et modélisation Page 28 - les modèles analytiques sont utilisés pour développer le système de contrôle de systèmes pile à combustible. L'approche de modélisation graphique est utilisée pour la synthèse des lois de commande du système pile à combustible à partir des conditions fluidiques et électriques (régimes statiques et dynamiques). Dans le cadre de cette étude, un modèle dynamique simplifié pour des systèmes pile PEM est développé. Il cherche à décrire la caractéristique instantanée « tension – courant » du stack en mettant en exergue les phénomènes physiques principaux que sollicitent les transitoires de puissance utile. Ce modèle a été validé par simulation sur un large domaine de fonctionnement et différents régimes de charge. Il a été également validé expérimentalement au laboratoire au travers d’un système pile conçu et fabriqué par la société canadienne BALLARD (Nexa Ballard). Cet électro-générateur comporte un stack de 46 cellules, présente une puissance utile de 1,2 kW, un courant net maximum de 45 A (pour une tension d’environ 26 V). Simulation et expérimentation ont permis de conforter notre approche. Il reproduit le régime statique et permet de comprendre les variables clefs à l’origine du phénomène d’hystérésis observé lors d’évolutions cycliques de la puissance de charge. 2.3.2.1 Comportement statique Ce modèle consiste à décrire les réactions chimiques présentes dans une cellule de pile à combustible en utilisant la combinaison de lois élémentaires et de modèles semi-empiriques. La tension d’une cellule élémentaire, VPàC_Cell est égale au potentiel thermodynamique diminué par les différentes pertes décrites par les chutes de tension VAct, VOhm et VConc (éq 1.3). Le potentiel thermodynamique réversible de la réaction est donné par la loi de Nernst qui montre sa dépendance aux pressions partielles d’hydrogène et d’oxygène dans le compartiment anodique et cathodique, PH2 et PO2, ainsi qu’à la température de la réaction, TPàC. Selon cette loi, VTh s’exprime comme suit : VTh 1/ 2 R TPàC p H 2 ⋅ p O2 =V + ln pH O 2F 2 V =− 0 Th où 0 Th (1.5) ∆G 0f (TPàC ) (1.6) 2F VTh0 est défini comme le potentiel électrochimique de référence (conditions standards de température et de pression). ∆G0f est la variation de l'énergie libre de Gibbs due à la réaction globale dans les conditions standards. En utilisant les valeurs thermodynamiques des variations d’entropie ∆S° et d’enthalpie ∆H° à l'état standard, la tension VTh peut s'exprimer par [THAM-2001]. VTh = 1,229 − 8,4610 − 4 (TPàC − 298,15) + R TPAC p H 2 ln 1 / 2 pO 2F 2 (1.7) Les coefficients présents dans cette équation sont relatifs à la réaction électrochimique et sont donc maintenus constants pour tout type de pile H2/02. Le modèle étudié est celui présenté dans [THAM-2000, THAM-2003, PUKR-2004, VILE-2010] où la tension en charge dépend essentiellement de la densité du courant et de la pression partielle des réactifs. En effet : VPàC _ Cell = VTh - V AN - VCA - VM - RI i (1.8) Où VAN et VCA représentent respectivement les chutes de tension anodiques et cathodiques et VM représente les pertes ohmiques. RI représente les résistances aux interfaces. Ce dernier terme étant relativement petit, il sera négligé dans l'étude suivante. Le développement mathématique des différentes pertes est présenté dans l’annexe A. De là, la tension de pile à combustible peut être exprimée comme suit, Chapitre 2 : Générateur PàC : description et modélisation Page 29 1 i i AN ,0 RT VPàC _ Cell = VTh − r PàC sinh −1 α AN F 2 1 − i i AN ,L RT 1 i iCA, 0 − r PàC sinh −1 α CA F 2 1 − i iCA, L (1.9) − i. Lm − i.RI σm Avec : R : constante universelle des gaz parfaits, i : densité de courant de la PàC, iAN,0 : densité de courant d’échange d’anode, iAN,L : densité de courant limite d’anode, iCA,0 : densité de courant d’échange de la cathode, iCA,L : densité de courant limite de la cathode, αCA : coefficient d’efficacité de transfert au niveau de la réaction de la cathode, αAN : coefficient d’efficacité de transfert au niveau de la réaction de l’anode, Lm : épaisseur de la membrane, σm : conductivité de la membrane. Cette loi de tension (éq 1.9) permet de décrire la courbe statique de polarisation tension/courant d’une cellule PEM. En effet, avec un jeu approprié de paramètres (Tab.1.2) extraits des publications suivantes [THAM-2000, SAHR-2009, TALJ2010], nous avons simulé sous l’environnement MATLAB, la caractéristique de la pile Nexa BALLARD. La figure 1.8 illustre les deux caractéristiques : expérimentale et le modèle simulé. On peut remarquer que notre modèle reproduit parfaitement le comportement statique de la PàC (Nexa BALLARD). Tab.1.2 Paramètres du modèle Nom de paramètre volume cathode vCA temps de réponse du compresseur fréquence f surface d'ouverture de la sortie AT température TPàC Coefficient de décharge de l’ouverture de la sortie CD La pression de saturation de la vapeur PSAT Valeur 0,005 m3 0,5 s 0,01 Hz 5 e-5 m2 298,15 K 2.8873e-004 Nom de paramètre surface active APàC volume de tuyau d’amené de l’air VSm nombres de cellule Ns épaisseur de la membrane Lm coefficient d’efficacité αAN / αCA la proportion des capacités de chaleur spécifiques de l'air γ Valeur 76 cm2 0,2 m3 46 1,25 e-4 m 0,5 / 1 Pression atmosphérique PATM 101.325e3 Pa 5.5e3 Pa 1.4 Précisons que ce modèle a été établi avec quelques hypothèses physiques. En particulier, il a été considéré que : la température de la PàC est constante, les pressions partielles sont constantes et la densité de courant est également constante. Aussi la différence de potentiel dépend t-elle des pressions partielles de réactifs à la cathode et à l'anode. Ainsi, lors des modes transitoires dynamiques, cette tension sera soumise à l'influence de la dynamique de ces pressions partielles. Plus précisément, ces variables sont principalement affectées par les volumes de l'anode et de la cathode ainsi que la dynamique du compresseur d’air. Le paragraphe suivant (modèle dynamique) démontrera le rôle important de ces facteurs dans la présence de l’effet d’hystérèse qui apparaît de façon plus ou moins marquée sur la caractéristique tension – courant lors des fonctionnements cycliques de la charge électrique. 50 Simul Exp V [V] 40 30 20 10 0 0 20 40 60 80 i [A] Fig.1.8 Courbe de polarisation de la PEMFC Nexa BALLARD 2.3.2.2 Comportement dynamique Nous nous intéressons dans cette partie au comportement dynamique de la PàC autour d’un point de polarisation en fonction du domaine fréquentiel de la charge électrique. En effet, nous avons souligné dans la partie précédente Chapitre 2 : Générateur PàC : description et modélisation Page 30 l’importance des pressions partielles dans le comportement dynamique. Par conséquent, il est crucial de les calculer précisément en utilisant le principe de conservation de masse. En considérant la loi des gaz parfaits et la conservation des masses d'oxygène, d’hydrogène et d'azote, on peut déduire les équations différentielles suivantes : dp O2 dt dpN 2 dt dp H 2 dt ( ) = RTPàC WO2 ,in - WO2 , out - WO2 , rct M O2 v CA = RTPàC W -W M N 2 vCA N 2 ,in N 2 ,out = RTPàC W - W H 2 ,rct - W H 2 ,out M H 2 v AN H 2 ,in ( (1.10) ) ( (1.11) ) (1.12) où vCA, vAN sont respectivement le volume de la cathode et celui de l’anode, où WO2in,H2in,N2in WO2out,H2out,N2out WO2rct,H2rct sont les débits entrant, sortant, réagissant des réactifs, et MO2, MH2 et MN2 sont les masses molaires des réactifs. Dans ces conditions, les débits entrants des réactifs peuvent s’exprimer, x O2 , atm WO2 ,in = WN 2 ,in = 1 + ω ca , in 1 − xO2 ,atm 1 + ωca ,in (1.13) WCA,in WCA,in (1.14) WH 2 ,in = 1 WAN ,in 1 + ωan,in (1.15) Les débits d'oxygène et d’hydrogène ayant réagi dépendent quant à eux du courant absorbé à la pile par la charge ainsi que du nombre de cellules du stack. Ces deux débits s'expriment par : WO2 ,rct = M O2 N I PàC 4F (1.16) W H 2 ,rct = M H 2 N I PàC 2F (1.17) De plus, suite à la consommation des réactifs, les différents débits massiques sortants deviennent dépendant des pressions partielles comme suit : WO2 ,out = WN 2 , out = W H 2 , out = M O2 pO2 M O2 pO2 + M N 2 pN 2 + M v psat M N 2 pN 2 M O2 pO2 + M N 2 pN 2 + M v psat M H2 pH2 M H 2 p H 2 + M v p sat WCA, out (1.18) WCA, out (1.19) W AN ,out (1.20) La différence de pression entre les tuyaux d'amenée d'air et la cathode étant relativement faible, on suppose que le flux entrant à la cathode est laminaire et obéit à la relation linéaire : WCA,in = kCA,in ( pSM − pCA ) (1.21) où kCA_in est la constante de débit de l'orifice des tuyaux d'air, pSM est la pression d’air dans le collecteur de provision et pCA est la pression d’air totale à l'intérieur de la cathode. D'autre part, la variation de pression d'air dans les tuyaux qui relient le Chapitre 2 : Générateur PàC : description et modélisation Page 31 compresseur à la cathode de la pile à combustible, dépend du débit d'air WCP provenant du compresseur, du débit d'air sortant du tuyau dans la cathode, et de la température du fluide supposée constante tout au long de ce tuyau d'air. Elle est décrite par la dynamique suivante : dpSM RTCP (WCP − WCA,in ) = dt M a ,atmVSM (1.22) et la pression de la cathode pCA, supposée la même tout au long du compartiment cathodique, s'exprime comme suit : pCA = pO2 + pN2 + pvap (1.23) On considère que l’air est saturé en vapeur d’eau à 100%, et pvap égal à psat : pression de saturation de la vapeur, qui dépend de la température du gaz. Enfin, le débit d'air à la sortie de la cathode se calcule par l'équation suivante : WCA,out = k CA,out ( pCA − p atm ) (1.24) Le système d'apport d'air, alimentant la pile à combustible avec l'oxygène, est un système mécanique composé d'un moteur entraînant un compresseur. Par conséquent, le débit d’air du compresseur Wcp est fourni à la pile à combustible avec un retard, selon la dynamique du système mécanique du moto-compresseur utilisé. Ce sera un facteur majeur dans l’apparition de phénomène d'hystérésis. Le moto-compresseur est un sous-système asservi en débit (ou en vitesse) et par là même, son comportement est fortement linéarisé. Aussi, comme nous nous intéressons uniquement au comportement global du moto-compresseur en termes de temps de réponse, il nous a paru suffisant de le modéliser par un filtre passe-bas du premier ordre caractérisé par une constante de temps. Cette hypothèse a été justifiée dans [TALJ-2010], avec un temps de réponse de 1,5 s. Cette valeur correspond globalement à la limite technique du compresseur de la pile dont nous disposons (Nexa BALLARD) : nous avons en effet mesuré un temps de réponse d’environ 1,3 s [BALL-2003]. Le comportement dynamique de la PàC est obtenu en connectant le système PàC avec une charge active de nature dynamique et programmée en « source de courant ». Lors des variations de la consigne de courant autour d’un point de polarisation, le point de fonctionnement décrit un cycle d’hystérésis dans le plan V-I. Selon le type de sollicitation, ce cycle est plus ou moins marqué et est parcouru dans le sens horaire ou le sens trigonométrique. Plusieurs études ont montré que la forme de l’effet d’hystérésis dépend, à caractéristique de système donné, clairement de la fréquence d’excitation [FONT2005, TURP-2008, RABI-2008]. Pour tester la validité de notre approche, des simulations ont été effectuées sous l’environnement MATLAB-Simulink pour comparer la réponse du système PàC (Nexa BALLARD) et celle du modèle utilisé. On se focalisera dans notre analyse sur les paramètres influençant cet effet d'hystérésis, à savoir : la fréquence de la demande, la réponse du compresseur, les volumes des compartiments cathodique et anodique et les zones de prédominance des pertes (point de polarisation). Le principe de ces tests consiste à réaliser des excitations autour d’une plage de fonctionnement en faisant varier instantanément le courant d’une intensité I1 vers une intensité I2 avec un balayage en courant sinusoïdal et d’enregistrer la réponse en tension correspondante. La figure 1.9 représente la réponse dynamique du modèle PàC, pour différentes fréquences d’excitation de la charge utilisant une variation complète du courant entre 0 et IMax. Nous pouvons constater l’apparition du phénomène d’hystérésis, même pour les fréquences relativement basses du courant (0,01 Hz< f <0,05 Hz). Sur ces essais, l’hystérésis évolue en sens inverse des aiguilles d'une montre. En effet, l'augmentation de courant provoque instantanément des chutes de tension ainsi qu’une augmentation du flux d'air pour apporter l’oxygène manquant (Fig.1.10). Alors que le temps de rééquilibrage dépend de la réponse du moto-compresseur et de la quantité de l'air dans la cathode (impact du volume de cathode). De plus, la largeur d'hystérésis augmente avec la fréquence jusqu'à une certaine limite. Pour cette fréquence, il devient impossible pour le système d’air de suivre la demande de la charge, à cause de sa dynamique trop lente (Fig.1.10). A cette valeur de fréquence de sollicitation par la charge, un effet "8" apparaît sur la caractéristique V-I (Fig.1.9c) : le côté supérieur du "8" est parcouru dans le sens des aiguilles d'une montre, alors que le côté inférieur est parcouru en sens inverse. Avec l’augmentation de la fréquence, la partie supérieure devient de plus en plus dominante, et le phénomène d’hystérésis finit par changer totalement de sens. Ce comportement n'est pas acceptable ; il montre que le système ne peut pas satisfaire la charge à cause notamment du retard causé par le compresseur (Fig.1.10) en supposant bien sur que le système est bien hydraté. Chapitre 2 : Générateur PàC : description et modélisation Page 32 Débit d'air du compresseur [kg/s] Fig.1.9 Phénomène d’hystérésis pour différentes fréquences d’excitations t [s] t [s] t [s] Fig.1.10 Temps de réponse du compresseur et la pression partielle d’air La figure 1.11 présente l’impact de la dynamique d’air sur la réponse électrique de la pile d’une autre manière. La réponse électrique VPàC(t) et IPàC(t) est toujours tracée sur le graphe V-I mais pour différentes constantes de temps du compresseur et en utilisant la même fréquence pour le courant de la charge. Cette dernière est fixée à 0.1 Hz et les paramètres (Volume, …) définissant le stack demeurent identiques (cf Tab.1.1). On peut constater que plus le compresseur est lent, plus la largeur de l’hystérésis est importante et plus la chute de tension augmente, notamment à haute densité de courant. De plus, la figure 1.10 montre que la réponse du compresseur devient inadéquate par rapport à la demande et ceci à cause du manque d’oxydant à la cathode. Fig.1.11 Phénomène d’hystérésis pour différentes constantes de temps de compresseur Chapitre 2 : Générateur PàC : description et modélisation Page 33 On a pu voir sur les résultats précédents que la largeur de l'hystérésis dépend de la zone de densité de courant et de son amplitude. En effet, nous avons effectué des simulations sur chaque zone pour une fréquence de 0.1 Hz (Fig.1.12). Dans la zone où les pertes d'activation sont prédominantes, l'effet "8" apparaît, alors que l'hystérèse est mince, parce que le volume d'air stocké dans la cathode est important par rapport au niveau de la demande en courant. La faible densité de courant correspond à une faible demande en débit de réactifs : le volume cathodique est suffisant pour fournir cette demande transitoire sans fluctuation trop significative de la pression partielle en oxygène dans la chambre cathodique. Dans ces conditions opératoires, l'air disponible est suffisant pour empêcher le manque d’oxygène (oxygen starvation). Pour une densité de courant plus élevée, un effet d'hystérésis significatif apparaît dans la zone de prédominance ohmique. Or, les pertes ohmiques ne dépendent pas des pressions partielles. Donc, l'énergie libre de Gibbs et les pertes d'activation influencent la totalité du phénomène dans ce domaine et sont fortement affectées par les concentrations de réactifs. On peut constater sur la figure 1.12 qu’entre deux cycles voisins, il existe un décalage important. En effet, les limites de la densité de courant entre eux, sont représentées à gauche par la limite supérieure et à droite par la limite inférieure. D’une part, la limite supérieure du cycle gauche est atteinte à l’instant où le courant augmente. Ainsi, la pile à combustible est sousalimentée en raison du retard de l'apport d'air dû au temps de réaction du compresseur. Il en découle que la tension obtenue est inférieure à la tension en régime permanent pour ce point de fonctionnement. Et d'autre part, la limite inférieure du cycle droite est atteinte quand le courant diminue. Par conséquent, à cet instant, la pile à combustible est suralimentée (stœchiométrie élevée), pour la même raison du retard dans l’adaptation de la fourniture en air à la demande en courant. Aussi, la tension obtenue est-elle plus importante que celle qu’on obtiendrait en régime statique. Fig.1.12 Phénomène d’hystérésis pour chaque zone de prédominance pour une fréquence de f = 0.1 Hz Dans le but de valider nos approches de modélisation, nous avons effectué des tests sur un générateur PàC de la société BALLARD. Le montage de la figure 1.13 permet d’obtenir la mesure expérimentale du comportement dynamique autour de la plage de fonctionnement choisie (courant imposé). Outre naturellement la pile à combustible à caractériser, il comporte : - Une charge active avec des performances dynamiques élevées (bande passante élevée) permettant d’imposer le courant à la PàC (Höcherl & Hackl, modèle ZS1806); - Une mesure du courant et de la tension délivrée par la PàC ; - Un système d’acquisition et de contrôle. VPAC Pile à Combustible Charge Active i V iCH t Fig.1.13 iPAC i Montage expérimental pour le balayage en courant sinusoïdal Chapitre 2 : Générateur PàC : description et modélisation Page 34 En premier lieu, les résultats expérimentaux ont été comparés aux résultats de simulation du modèle. Comme montré à la figure 1.14, le modèle utilisé estime correctement la caractéristique et prévoit parfaitement le cycle d'hystérésis qui apparaît. 45 Experimental Simulation f = 0.05 Hz V [V] VPàC FC 40 35 30 25 20 0 10 20 30 I FC 40 iPàC [A] Fig.1.14 Comparaison de résultats (expérimental & simulation) à une température de TPàC = 45°C, pour un courant sinusoïdal de grande amplitude et à une fréquence f = 0.05 Hz. Dans un second temps, en maintenant une température de stack quasi constante à 45 °C, des essais sont réalisés à différentes fréquences dans une gamme de 0,01 Hz à 0,4 Hz (Fig.1.15). À basse fréquence, le cycle d'hystérèse est épais et en sens inverse des aiguilles d'une montre. Alors que, en augmentant la fréquence, le cycle devient plus mince avec l’apparition d’un effet "8" tout d'abord à basse densité de courant, puis à haute densité de courant. Finalement, dans la partie élevée de la plage de fréquences explorées, cet effet "8" disparaît complètement et l'effet d'hystérèse devient plus épais dans le sens des aiguilles d'une montre 45 50 f=0.01Hz f=0.05Hz 40 35 30 VFC [V] [V] VFCV[V] PàC 40 25 20 0 10 20 30 I [A] 40 effeteffect "8" "8" 30 20 0 10 FC 45 f=0.2Hz 35 f=0.4Hz 40 35 VFC [V] VFC [V] VPàC [V] 40 30 20 0 40 FC 45 25 20 30 I [A] 30 "8" effeteffect "8" 10 20 30 I iPàC[A] [A] FC 25 40 20 0 10 20 30 I iPàC[A] [A] FC 40 Fig.1.15 Phénomène d’hystérésis pour différentes fréquences d’excitation et à TPàC = 45°C, Finalement, un essai effectué en zone ohmique (zone de haute efficacité des systèmes PàC) pour deux niveaux de fréquence (Fig.1.16). Cette expérience démontre qu'à haute fréquence (vis-à-vis de la bande passante du compresseur) la tension fournie par la PàC est globalement inférieure à celle d’une réponse quasi-statique. C'est essentiellement en raison du manque de réactifs dans le stack. Cela prouve qu'une structure hybride est appropriée pour améliorer tant l’efficacité du générateur PEMFC, que la durée de vie du stack [CORB-2009, HARE-2007, GOU-2010]. Dans ce paragraphe, nous avons pu constater la concordance entre les résultats de simulation et ceux d’expérimentation, validant ainsi notre modèle dynamique. Les conditions de température et d’humidité étant supposées parfaitement régulées, on constate que la réponse électrique du stack est fortement conditionnée par l’historique de la puissance appelée par la charge. Pour obtenir un bon rendement de conversion et la certitude que la cathode est correctement alimentée, il faut garantir que la puissance exigée par la charge soit limitée en bande passante. Dans notre cas, il s’agit de ne pas dépasser une fréquence limite de l’ordre du dixième de Hertz. Dans la suite du mémoire, nous adopterons souvent une limite à 50 mHz. Bien entendu, cette limite dépend du système, en particulier du temps de réponse du compresseur d’air et du volume cathodique (canaux amenant l’air, et diffuseur), ce qui reste valable dans la gamme de fréquence considérée. Ces deux paramètres peuvent difficilement être modifiés car une plus grande dynamique du compresseur signifie une puissance plus importante qui a un impact négatif vis-à-vis de son volume, de son coût et de sa consommation. Par ailleurs, une réserve Chapitre 2 : Générateur PàC : description et modélisation Page 35 d’air plus importante signifie une augmentation du volume du stack, une augmentation des pertes de charge et des pertes ohmiques au sein de celui-ci. 36 35 VVFC [V]] PàC [V 34 f = 0.1 Hz 33 32 f = 1 Hz 31 30 16 18 20 22 iPàC [A] 24 26 I FC [A] Fig.1.16 Réponse expérimentale de la PàC autour de la zone ohmique pour différentes fréquences, à une température de T = 45°C Il est toutefois important de noter que d’autres études ont montrées que l’humidité joue également un rôle important dans l’apparition de l’hystérésis [TURP-2008]. Elles sont toutefois réalisées dans des conditions de laboratoire avec des flux de gaz maintenus constants alors que le courant varie. Par exemple plusieurs travaux prouvent, par une mesure de résistance de membrane par spectroscopie HF, que cette impédance à basse densité de courant est plus élevée quand le courant augmente que quand il diminue. Par conséquent, la variation de la teneur en eau de la membrane est un phénomène d’explication de l’effet d’hystérésis [LECA-2009]. En s’appuyant sur un modèle à une dimension de la cellule, d’autres études analysent ce phénomène d’hystérésis basse fréquence (environ 5 mHz) ; elles l’imputent au fait que l’humidité relative varie au cours d’un cycle. En effet, la membrane s’assèche aux faibles densités de courant car les flux des gaz restent nominaux (conditions expérimentales évoquées ci-dessus) [GERT- 2009, SHAH-2007, MIKK-2001]. Yousfi-Steiner et al. exploitent cette remarque en réalisant une courbe de polarisation ; ils comparent les relevés à courant croissant et décroissant pour discerner si la pile s’assèche ou s’engorge en eau [YOUS-2008]. Enfin, Turpin et al. rapportent des hystérésis sur des courbe V-I réalisées à basse fréquence (f ≤ 100 mHz) et à fréquence plus élevée (f ≤ 1 Hz) ; ils l’attribuent à des phénomènes de diffusion dans les couches de diffusion et d’activation [FONT-2010]. En conclusion, cette première partie du travail nous a permis d’identifier les paramètres clés qui limitent le bon fonctionnement électrique du système PEMFC (dynamique du compresseur et volume de la cathode). De plus, le modèle mis en œuvre peut être utilisé pour la commande, l’optimisation et la gestion d’énergie du groupe électrogène. En partant de ce constat, notre étude se fixe comme perspective de déterminer la meilleure architecture d’hybridation pour satisfaire les spécifications d’une application. 2.3.3 Contraintes spécifiques de la PàC vue dans une logique de conception comme source principale De l’approche qualitative réalisée précédemment, on cerne rapidement les contraintes typiques d’une PàC, pour son utilisation en tant que source principale dans un système d’alimentation. Les piles à combustible sont conçues sur le principe de l’électrolyse inverse de l’eau mais leur conception technologique fait que ce sont des sources unidirectionnelles en puissance (les couches actives d’un cœur de pile sont oxydées à haut potentiel). La première contrainte est donc liée à la garantie, à tout instant, du signe de la puissance convertie. La cellule est un générateur électrique très basse tension ayant une densité de courant nominale associée à une tension de l’ordre 0,6 V [PADD-2009, LARM-2003]. Cela signifie qu’il faut réaliser des empilements en série de cellules dont le nombre est conditionné par la tension souhaitée pour l’application. De même nous avons vu apparaître une densité de courant maximale d’utilisation, ce qui signifie que le courant nominal exigé par la charge conditionne la surface des cellules élémentaires. De plus, le choix de la structure du stack (nombre de cellules et surface) est un problème délicat soumis à de nombreuses limitations techniques. A partir d’un cahier des charges et avec un choix d’architecture de conversion ainsi que des critères de gestion, il apparait un compromis pour satisfaire à la fois les spécifications de la demande et les limites techniques de la PàC [KORD-1996, EHSA-2005, GOU-2010]. Par ailleurs, un stack est un générateur de puissance Chapitre 2 : Générateur PàC : description et modélisation Page 36 présentant une forte dynamique de tension (Vmax/Vmin) pouvant aller jusqu’à un facteur deux entre tension à vide et tension nominale selon les conditions opératoires (température de fonctionnement, humidification, vieillissement, …). Cela signifie que sa sortie électrique doit éventuellement être pensée avec un régulateur électronique de tension ajoutant un degré de liberté de conception. La deuxième contrainte est donc liée à un choix borné de tensions et de courants nominaux. La troisième contrainte que nous avons soulevée au travers de notre modèle utilisateur du système pile est la faible dynamique électrique que peut tolérer le système. Cette contrainte s’avère cruciale tant du point de vue du choix de l’architecture globale du système d’alimentation et la gestion d’énergie et de puissance qui lui est associée. La plus ou moins bonne prise en compte de cette contrainte a des répercussions sur d’autres facteurs fondamentaux comme : la durée de vie, la continuité de service, la fiabilité, l’efficacité énergétique…etc. En effet, la valeur de ces indicateurs de performance dépend essentiellement de la dynamique à laquelle on sollicite la PàC et le niveau de la demande. En résumé, pour des applications à faible régime de sollicitation telles que les applications stationnaires (cogénération pilotée par la demande thermique par exemple) ou les alimentations de secours, les systèmes PàC sont parfaitement adaptés et ne voient pas leurs performances compromises par l’utilisation. A titre d’exemple, les relais téléphoniques présentent une consommation électrique très peu liée au taux d’occupation du retransmetteur et les essais ont montrés des durées de vie supérieures aux pronostics et un taux de défaillance inférieur aux prévisions [BOBL-2009]. A contrario, les applications présentant des régimes dynamiques sévères, forte fluctuation de la demande et/ou transitoires rapides et fréquents, dégradent fortement les facteurs déjà mentionnés. La traction automobile est un exemple emblématique de ce genre de problématique. Dans ce genre d’applications, il convient donc d’adjoindre au système une source d’assistance, formant ainsi un système hybride. Le but de cette source auxiliaire est de soulager la PàC en lui évitant de répondre aux transitoires rapides. Les gains espérés sont donc en premier lieu une économie de combustible et une durée de vie importante pour le système pile. Aussi, cette source d’assistance doit elle satisfaire quelques critères, à savoir : une densité de puissance élevée, un bon rendement sur un cycle pour ne pas compromettre les performances du système, un coût, un poids et un volume réduits afin de ne pas augmenter la taille et le prix du système complet, et également nécessiter une faible maintenance pour des questions de coût, de continuité de service et de fiabilité. Dans le cas particulier d’une charge réversible en puissance comme l’est l’application traction automobile (freinage et descente), cette source auxiliaire doit présenter l’intérêt de permettre la récupération l’énergie cinétique. En pratique, la PàC n’étant pas une source de puissance réversible, le système d’assistance améliore l’efficacité énergétique sur cycle s’il permet le stockage de l’énergie restituée (énergie de freinage dans le cas d’un véhicule). 2.4 Principe du système hybride à pile à combustible De façon relativement générale, une chaîne hybride à pile à combustible se compose d’une source primaire qui est le système PàC et un système d’assistance constitué d’un ou deux éléments de stockage, voire d’avantage (Fig.1.17). L’introduction d’un organe de stockage peut être réalisée par un nombre important d’architectures différentes. En conséquence, le comportement global du système dépend à la fois du positionnement et du choix des organes de stockage au sein du réseau électrique. Étage d’adaptation Pile à Combustible Charge Electrique dispositif n°1 Organes de stockage dispositif n°2 dispositif n°N Fig.1.17 Principe général du système hybride à PàC Chapitre 2 : Générateur PàC : description et modélisation Page 37 Ce couplage de sources a comme objectif d’utiliser les avantages respectifs de chacune de sources tout on minimisant l’impact de leurs inconvénients. Il va permettre donc, la minimisation de consommation tout en préservant l’intégrité de chaque source, une bonne performance du système global (efficacité énergétique, durée de vie, continuité de service, durée de vie…) et une diminution de la taille et du prix de la source primaire, voire du système complet. Dans la section suivante, nous nous intéressons aux différentes technologies de stockage susceptibles d’être utilisées dans notre système. 2.5 Eléments technologiques de stockage d’énergie 2.5.1 Différents types de dispositif de stockage La littérature sur le sujet des sources stockage pour de telles applications est particulièrement riche [COUF-2005, PLAS2005, BLAN-2009]. De même, de nombreuses idées voient le jour, sans qu'il soit toutefois aisé d'en estimer les réelles performances. Nous pouvons distinguer trois formes du stockage intermédiaire : mécanique, électrique et chimique. Pour l’heure, le stockage mécanique tel que l’air comprimé et le volant d’inertie n’est pas reconnu comme un moyen de stockage viable, en particulier pour une application embarquée de type véhicule hybride. En effet, l’air comprimé est considéré comme étant lent pour être efficace. Alors que le volant d’inertie, est reconnu dangereux (problème mécanique) en cas de défaillance ou d’accident. Dans cette étude, nous nous cantonnerons aux sources les plus classiques, dont la technologie est mature et connaît des développements importants, à savoir : Batteries (stockage sous forme chimique) et supercondensateurs (stockage sous forme électrique). Par la suite, nous donnons, un aperçu général du large panorama aujourd'hui offert par ces stockages, à travers un court état de l'art accompagné d'une analyse qui met en exergue quelques propriétés qualitatives qui nous paraissent intéressantes au regard du système hybride envisagé. Nous tenterons donc d'identifier le candidat apportant la réponse la plus adaptée à nos besoins. 2.5.1.1 Supercondensateurs Les supercondensateurs (en littérature anglo-saxonne supercapacitors, ultracapacitors et double layer capacitors) ont initialement été développés par des entreprises japonaises vers la fin des années 70, pour des applications d’électronique de signal. L’idée fut ensuite reprise aux Etats-Unis et en Europe à partir du milieu des années 80, pour des applications de l’électronique de puissance, dans le cadre de recherches militaires, et l’on assiste depuis quelques années à une orientation importante vers les applications civiles [BELH-2001]. Le terme « supercondensateur » (abréviation SCs, pour supercondensateurs) met en exergue la mise à disposition d'une source de puissance électrique performante en termes de dynamique (phénomène électrostatique) capable d'accumuler une quantité d'énergie non négligeable [BARR-2002]. En pratique, cela revient à concevoir un stockage de type capacitif présentant une capacité de stockage élevée. Dans un condensateur, si on veut accroitre la capacité de stockage, il faut soit augmenter la permittivité relative soit accroître le rapport S/d . C = ε 0ε r s d (1.25) ou S est la surface des électrodes et d la distance entre les électrodes. Le principe des supercondensateurs est lié à la valeur élevée du rapport S/d. Ainsi, les charges se trouvent localisées sur des surfaces très importantes (S élevé) grâce à des électrodes poreuses et à des distances très faibles (d faible). Il y a création de 2 zones de charge d’espace (principe de double couche électrochimique) (Fig.1.18) où apparaissent les ions de l’électrolyte et les charges opposées au sein de l’électrode. Le principe de base des supercondensateurs repose donc, sur les propriétés capacitives de l’interface entre conducteur électronique solide et conducteur ionique liquide, propriété découverte par le physicien Hermann Von Helmholtz en 1853 [BELH-2001]. Le stockage d’énergie s’effectue par la distribution des ions de l’électrolyte au voisinage de la surface de chaque électrode sous influence électrostatique de la tension appliquée. Les électrodes sont à base de carbone activé qui permet encore d'augmenter le terme capacitif et l’électrolyte doit être un conducteur ionique, organique ou aqueux comme par exemple acide sulfurique. Chapitre 2 : Générateur PàC : description et modélisation Page 38 Séparateur Collecteur Electrode Collecteur Electrode Séparateur Electrode Collecteur Collecteur Electrode Fig.1.18 Structure des supercondensateurs (Création de la couche double électrique) [MAXW] Un supercondensateur peut être représenté par un modèle équivalent simple, RC série comme montre la figure 1.19, modèle proposé par un nombre important de publications [SHI-2008] et de spécifications constructeur [MAXW-2003]. Le condensateur est représentatif de la charge stockée, connecté en série à une résistance appelée résistance série équivalente (ESR) qui modélise les pertes d’énergie du supercondensateur lors de la charge ou décharge. CSC ESR Fig.1.19 Modèle statique équivalent des SCs La nature du stockage électrostatique des supercondensateurs, leur confère une puissance spécifique potentiellement élevée, typiquement dix fois supérieure à celle des condensateurs classiques. En revanche, ils présentent une faible énergie spécifique, de l’ordre 1 Wh/kg. Les SCs présentent l’avantage de disposer d’une durée de vie élevée (> 1 millions cycles), un fonctionnement dans une large plage de température (-40 °C → 80 °C), une fiabilité et une efficacité énergétique importantes [COHE]. Un supercondensateur unitaire présente une tension de l’ordre de 2,5 V à 2,7 V ce qui signifie généralement que plusieurs éléments doivent être mis en série afin d’obtenir la tension demandée. Il est évident que connecter en série les condensateurs diminue leur capacité équivalente. Ainsi pour obtenir une capacité élevée à une tension donnée, un arrangement en série et en parallèle de plusieurs éléments est envisagée. Pour cette association, on parle de module complet ou pack [RIZO-2006]. Cependant, la création de tels modules induit des déséquilibres de tensions entre les cellules constitutives. Ce phénomène, dû principalement à des disparités entre les caractéristiques de chaque supercondensateur élémentaire (capacité, courant de fuite, pertes en ligne), entraîne des sollicitations variables d'un élément à l'autre et, par voie de conséquence, un vieillissement prématuré de certains d'entre eux peuvent entrainées une dégradation en cascade de l'ensemble du module. Pour pallier ce problème, les fabricants proposent de façon systématique des dispositifs d’équilibrage actifs ou passifs associés à ces modules afin de gérer ce problème [BELH-2001, RIZO-2004, GUAL-2007]. 2.5.1.2 Accumulateurs, piles et batteries [SCHW-2005, BOUL-2009, BLAN-2009] Les accumulateurs et les piles désignent des dispositifs dont la fonction est de transformer directement, c’est-à-dire sans passage par une forme intermédiaire, l’énergie libérée par une réaction chimique en énergie électrique. Cette réaction est activée au sein d’une cellule élémentaire (Fig.1.20). Globalement, l'objectif d'une cellule est de créer une différence de potentiel entre deux électrodes, baignant dans un électrolyte. L'électrolyte permet la migration des ions entre l'anode et la cathode tout en interdisant le transfert des électrons. Ceux-ci devront transiter au travers d'un circuit électrique : la charge. L’accumulateur est basé sur un système électrochimique réversible. A la différence des PàC, il n’y a pas d’apport extérieur de combustible. L’énergie est stockée dans l’accumulateur : il y a transfert de matière d’une électrode à l’autre suivant qu’il s’agit de la charge de l’accumulateur (stockage) ou de sa décharge (restitution). Il est rechargeable par opposition à une pile qui ne Chapitre 2 : Générateur PàC : description et modélisation Page 39 l’est pas. Le terme batterie est alors utilisé pour caractériser un assemblage de cellules élémentaires (en général rechargeables). Fig.1.20 Principe de fonctionnement d’une cellule d’accumulateur [BOUL-2009] En règle générale, une technologie de batterie est définie par le couple des matériaux d'électrodes et le type d'électrolyte. Une batterie, quelle que soit la technologie utilisée, est pour l’essentiel définie par trois grandeurs. Sa densité d’énergie massique (ou volumique), Wh/kg (ou en Wh/l). Sa densité de puissance massique, W/kg, représente la puissance (énergie électrique fournie par unité de temps) que peut délivrer l’unité de masse de batterie. Sa cyclabilité, exprimée en nombre de cycles(*), caractérise la durée de vie de l’accumulateur, c’est-à-dire le nombre de fois où il peut restituer un niveau d’énergie supérieur à 80 % de son énergie nominale, cette valeur étant la valeur la plus souvent demandée pour les applications portables. Une variable importante pour la gestion d’énergie, et que l’on retrouve également dans les SCs, est l’état de charge EDC (en littérature anglo-saxonne, SOC State Of Charge). Il est défini comme le ratio de la capacité restante par la capacité à pleine charge. Comme dans tout système électro-chimique, les réactions chimiques dans ces systèmes sont sensibles à la température (loi d’Arrhénius), ainsi certains types d'accumulateurs sont inefficaces à basse température, d'autres requièrent des températures élevées. La puissance (rapidité à délivrer l'énergie) est limitée par le plus lent des nombreux processus de réactions chimiques. Jusqu’à la fin des années quatre-vingt, les deux principales technologies utilisées commercialement étaient les accumulateurs au plomb (pour le démarrage de véhicules, l’alimentation de secours de centraux téléphoniques…) et les accumulateurs nickel-cadmium (outillage portable, jouets, éclairage de secours…). La technologie au plomb, connue plus communément sous le nom de batterie au plomb, est également qualifiée de système « plomb-acide ». En effet, les deux électrodes sont constituées de plomb ; dioxyde de plomb à la cathode, plomb métal à l'anode, toutes deux plongées dans une solution d’acide sulfurique qui constitue l’électrolyte. Ces réactions tendent à convertir le plomb et l’oxyde de plomb en sulfate de plomb, avec formation d’eau. Pour recharger la batterie, ces réactions doivent être inversées par la circulation d’un courant électrique imposé. Du fait de son emploi généralisé, la technologie est actuellement mature et bien maîtrisée ; en particulier la batterie au plomb est presque totalement recyclable. Un autre avantage majeur de ce type de batterie réside en un nombre de cycles importants. En revanche, elle est contrainte par une faible densité énergétique, une fragilité et une forte dépendance à la température. Les inconvénients relevés sur la technologie au plomb ont conduit au développement d’accumulateurs alcalins, de plus grande capacité (quantité d’électricité restituée à la décharge) mais souffrant de quelques limites, à savoir : un coût élevé, une tension de cellule relativement faible et d'une empreinte environnementale forte (utilisation du cadmium hautement toxique). Leurs électrodes sont soit à base de nickel et de cadmium (accumulateur nickel-cadmium), soit à base d’oxyde de nickel et de zinc (accumulateur zinc-nickel), soit à base d’oxyde d’argent couplé à du zinc, du cadmium ou du fer (accumulateurs à l’oxyde d’argent). L’électrolyte est quant à elle constituée d'une solution d'hydroxyde de potassium contenant de l'hydroxyde de lithium, pour toutes ces technologies. Cette famille se démarque par une puissance spécifique plus élevée et une cyclabilité importante que la précédente technologie. D'autre part, sa tenue en température autorise une (*) cycle : charge décharge Chapitre 2 : Générateur PàC : description et modélisation Page 40 utilisation sur une grande plage thermique (-40°C à +85°C), qui constitue un avantage indéniable dans le cadre d'une application transport. Les technologies au plomb, comme les accumulateurs alcalins, se caractérisent par une grande fiabilité, mais leurs densités d’énergie massique restent relativement faibles (35 Wh/kg pour le plomb, 50 Wh/kg pour le nickel-cadmium) ainsi que leurs tensions. Ainsi, dans l’optique de surmonter ces limites, des nouveaux couples sont à envisager. Au début des années quatre-vingt-dix, avec la croissance du marché des équipements portables, deux filières technologiques nouvelles ont émergé: les accumulateurs nickel-métal hydrure (NiMH) et les accumulateurs au lithium. La première filière, mettant en jeu une électrode positive à base de nickel et une électrode négative – constituée d’un alliage absorbant l’hydrogène – plongeant dans une solution de potasse concentrée. Cette technologie apporte des améliorations intéressantes en terme de densité d’énergie massique, qui peut atteindre 70 à 80 Wh/kg, et l’absence de cadmium, limite l’impact environnemental. Le coût de ce type de batterie reste malheureusement des plus élevés comparé aux technologies déjà évoquées (l’utilisation d'un hydrure métallique pour la négative entraîne un surcoût). La seconde filière avait déjà fait l’objet de travaux vers la fin des années soixante-dix, dans la perspective de trouver des couples électrochimiques présentant de meilleures performances que les accumulateurs au plomb ou au nickel-cadmium employés jusque-là. Les premiers modèles ont ainsi été conçus avec une électrode négative à base de lithium métallique (filière lithium-métal). Cependant, cette technologie s’est heurtée à des problèmes liés à une mauvaise reconstitution de l’électrode négative de lithium au cours des charges successives. Néanmoins, ces couples présentent des performances remarquables, en termes de tension et densité d’énergie. C’est pourquoi, vers le début des années quatre-vingt, des recherches ont été entreprises sur un nouveau type d’électrode négative à base de carbone, utilisé comme composé d’insertion du lithium. La filière lithium-ion était née. C’est ainsi que les constructeurs, ont décidé de mobiliser au cours des années quatre-vingt des ressources considérables afin de faire progresser la technologie et de la rendre industrialisable. Aujourd’hui, cette technologie offre des performances remarquable notamment en terme de densités énergétiques qui peut atteindre >130 Wh/kg, de tension de cellule et une densité de puissance qui est importante. Cette technologie est considérée comme extrêmement prometteuse et fait l'objet d'une recherche intensive et les problèmes de sécurité (prise de feu) fréquemment invoqués sont en passe d'être résolus. Cette filière présente de nombreux candidats différents selon les électrodes ou l’électrolyte utilisés. On distingue la technologie Lithium métal où l'électrode négative est composée de lithium métallique (matériaux qui pose des problèmes de sécurité), et la technologie lithium ion, où le lithium reste à l'état ionique grâce à l'utilisation d'un composé d'insertion aussi bien à l'électrode négative (généralement en graphite) qu'à l'électrode positive. Les accumulateurs lithium polymère remplacent souvent les accumulateurs lithium-ion, ils délivrent un peu moins d'énergie, mais sont beaucoup plus sûrs. Les performances des principales technologies sont rappelées ci-dessous dans le tableau 1.3 Tab.1.3 Principale caractéristiques des différentes technologies de batterie [BOUL-2009] 2.5.2 Choix d’un système de stockage d’énergie Il existe de nombreux critères permettant de comparer ces deux dispositifs de stockage [MULT-2007]. Par exemple, nous pouvons citer : l'énergie spécifique (ou volumique), la puissance spécifique (ou volumique), le rendement sur un cycle, l'auto décharge, la durée de vie (temporelle ou cyclique), le coût, le rendement ou encore l'impact environnemental. S'il est évident qu'au final, chacun de ces aspects doit être pris en considération, il s'avère que la durée de vie, l'énergie et la puissance spécifique sont trois critères essentiels pour aborder la problématique liée à l’utilisation. Pour guider cette démarche, il est important de s’appuyer sur la littérature consacrée au sujet de l’utilisation et du choix de ces dispositifs de stockage dans les systèmes hybrides. On trouve des approches sous diverses formes et pour différentes applications. On peut les classer en fonction de la nature du système d’assistance : - Assistance à base de Batteries : les batteries viennent compléter des sources principales, soit en autonomie et/ou en puissance. A ce sujet, on trouve en [GAO-2004], une hybridation PàC - batteries pour les applications embarquées, en Chapitre 2 : Générateur PàC : description et modélisation Page 41 [PASK-2009], une hybridation photovoltaïque, éolien et batterie pour des applications site isolé, et également pour une application véhicule hybride assisté par des batteries [ALVA-2010]. L’objectif étant de réduire l’impact sur les ou la source primaire, en terme de puissance, de dimensionnement (volume, poids et cout), l’impact sur l’environnement (application de véhicule), et également l’économie du combustible. - Assistance à base de SCs : les SCs viennent remplacer les batteries, vu les caractéristiques qu’ils offrent, notamment en terme de durée de vie et de densité de puissance, elles s’apprêtent parfaitement dans de nombreux applications contraints par la forte dynamique de la demande. En effet, elles viennent soulager la source principale de l’alimentation. Sur ce type de système, on trouve pour une hybridation batterie combinée aux SCs pour différentes applications : alimentation sans interruption ASI (en anglais UPS, Uninterruptible Power Supply) en [KIM-2006], alimentation de bus (TOHYCO-Rider-Bus) en Suisse étudiée en [HAER-2009]. Toutes ces études ont plus au moins les mêmes objectifs, à savoir : accroître la fiabilité et les performances de système, réduire l’impact des transitoires sur les batteries et augmenter leur durée de vie, ou encore réduire l’impact environnemental de l’ensemble. Concernant les systèmes hybride PàC / SC, on peut citer les travaux dans [THOU-2006] pour les applications automobiles, pour lesquels l’objectif était de soulager la pile lors des transitoire rapides, permettant ainsi de palier les problèmes de sous alimentation (réduction du vieillissement de la PàC en restant proche des conditions opératoires optimales) et bénéficier d’une économie de combustible (par amélioration du rendement de conversion du réacteur de la PàC). Dans ce même type de système, il y a une étude réalisée en [CHOI-2003] pour des applications ASI et également en [NERG-2002] pour une application résidentielle, visant à répondre aux mêmes objectifs. Les auteurs de [DEST-2004] ont utilisé également dans un train (GWS) une assistance par super-condensateurs afin réduire la consommation, les pertes, le coût, le volume, le poids et l’impact environnemental, dans un système combiné moteur diesel/réseau. - Assistance mixte : dans ce cas, les SCs viennent compléter les batteries lors des transitoires rapides. La encore on trouve différentes applications. On prend à titre d’exemple, pour une application classique de type véhicule hybride combinant les deux sources de stockage comme assistance, en [SCHU-2003]. Là encore les objectifs sont : la réduction de la consommation et l’impact environnemental, les pertes dans le système et l’intégrité de chaque source. En [ULLA-2004], pour une application stationnaire (site isolé) à base d’une éolienne connectée à un stockage combiné « batterie / supercondensateur », dans le but de garantir une stabilité de réseau et une continuité de service. Une combinaison pile à combustible, super-condensateur et batterie a également été envisagée. Ce système a été étudié [GAO-2004] pour une application bus. Il a été démontré un gain substantiel en termes de performance, de fiabilité et d’économie de combustible. A travers de l’état de l’art de l’utilisation de ces dispositifs de stockage, nous pouvons constater que les deux technologies sont assez répandues pour diverses applications, avec une tendance à favoriser celle des SCs pour les applications présentant de forts transitoires de puissance. Des critères de comparaisons de ces dispositifs de stockage sont communément admis. Traditionnellement, les critères de comparaison se représentent sous la forme d’un diagramme de Ragone présentant la puissance spécifique d’un dispositif en fonction de son énergie spécifique. En se référant à l’application automobile qui nous servira de support, nous pouvons considérer que l'énergie spécifique représente la capacité d'une source à fournir de l'autonomie au véhicule et la puissance spécifique, la capacité d'une source à fournir de la dynamique (agrément de conduite) au véhicule. La figure 1.21 illustre la représentation de différentes sources dans le plan de Ragone. Il s'avère qu'en termes d'autonomie, les batteries bénéficient aujourd'hui d'un net avantage sur leurs concurrents (supercondensateurs). En revanche, les supercondensateurs présentent une puissance spécifique largement supérieure à celle des batteries. Et, pour une comparaison sur un nombre important d’aspects, la figure 1.22 présente un diagramme récapitulatif d’une comparaison des SCs avec différentes technologies de batterie. Néanmoins, pour faire un choix, nous devons aussi nous référer aux contraintes imposées par la source principale (PàC associée au réservoir d’hydrogène), et aux exigences de l’application visée (traction automobile), à savoir : continuité de service, durée de vie élevée, densité de puissance importante, réversibilité, efficacité et fiabilité. Chapitre 2 : Générateur PàC : description et modélisation Page 42 Energie sp spé écifique [J/kg] Puissance spé spécifique [W/kg] DLC : Double Layer Capacitor → Supercondensateur SC Fig.1.21 Plan de Ragone [MAXW] . Fig.1.22 comparaison entre batteries et super-condensateurs [GARC-2007] Nous pouvons conclure que, de part sa construction, la batterie, accumulateur électrochimique, utilisée par de nombreux constructeurs, a une densité de puissance massique assez faible et est fortement sensible à la température (loi d’Arrhénius). La conversion électrochimique a de plus, l’inconvénient de conduire à une durée de vie limitée surtout dans le cadre d’une application contraignante comme automobile. Le super-condensateur est une technologie permettant de respecter les conditions et contraintes de l’application précitées. Dans l’optique de réaliser une assistance à la PàC qui satisfasse les contraintes mentionnées auparavant, il faut utiliser des sources d’énergie rapides, de ce fait l’utilisation des supercondensateurs est évidente. Soulignons que l’hybridation PàC / SC semble une association pertinente au regard de leur complémentarité en termes de puissance spécifique et d’énergie spécifique. Néanmoins, un volume moins important est requis pour stocker la même énergie dans les batteries. Un choix idéal serait d’utiliser des batteries avec des supercondensateurs afin de prendre les avantages de l’un et l’autre. Mais cela signifierait une complexification du système qui est la plupart du temps évitée par les industriels (gestion énergétique et coût d’approvisionnement et de suivi). 2.6 Super-condensateur associée à un système : les enjeux L’hybridation pile à combustible associée à des SCs offre de bonnes performances en termes d’autonomie, de puissance disponible, d’économie de combustible, de continuité de service, etc. Seulement, pour tirer profit de ces avantages, différentes contraintes doivent être prise en compte dans la mise en œuvre de tel système. Ainsi, pour évaluer l’apport de l’hybridation et son potentiel en terme d’économie de carburant et d’émissions de polluants par rapport à un véhicule conventionnel, un bilan global doit être considéré en analysant le coût du cheminement de l’énergie du « puits à la roue ». Dans le cadre de ce travail, seules les améliorations qui peuvent être apportées au générateur lui-même sont étudiées, autrement dit, pour une structure donnée, assurer l’intégrité de chaque source tout en satisfaisant les spécifications de la Chapitre 2 : Générateur PàC : description et modélisation Page 43 charge. Plusieurs pistes, généralement complémentaires, peuvent être envisagées : réduction de la masse du véhicule, optimisation de la taille des organes de la chaîne de traction (dimensionnement), etc. Les travaux présentés dans ce mémoire se concentrent plus particulièrement sur la gestion des flux énergétiques entre les différentes sources d’énergie et la charge, ainsi que le fonctionnement sécuritaire du système même dans les modes extrêmes. Les stratégies de gestion élaborées devront donc, répondre à un cahier des charges préalablement défini ainsi que satisfaire les contraintes du système à savoir : - Trouver une manière « efficace » de partager cette puissance entre les différentes sources (engendrant un taux d’hybridation) - Faire fonctionner les SCs lors des transitoires et la PàC pour l’autonomie du générateur. - Assurer les différents modes de fonctionnement. - Respecter l’intégrité de chaque source (dynamique lente de la PàC, gestion de l’état de charge de SCs), ce qui donne un gain en termes d’économie d’énergie et de durée de vie de la PàC. - Gérer les limites des générateurs, ce qui permet un fonctionnement sécuritaire et une fiabilité accrue. 2.7 Conclusion Ce chapitre nous a permis de présenter la source principale d’énergie utilisée, de la cellule jusqu’au système et du comportement en régime statique à celui en régime dynamique. Ceci a permis de caractériser le fonctionnement de ce générateur en vue de son utilisation dans des applications à fortes fluctuations de puissance. Nous avons en particulier noté le phénomène d’hystérésis dans le plan V-I qui se manifeste à des fréquences de cycle faibles (inférieures au Hz) et qui est révélateur d’une mauvaise utilisation du stack par sous-alimentation en oxydant. Ainsi, il nous paraît néfaste d’utiliser une PàC directement avec une utilisation à profil de puissance chahuté. Nous proposons d’adjoindre à ce générateur un système d’assistance, donnant un système hybride capable de répondre aux exigences dynamiques de l’utilisateur. Nous avons ensuite étudié les candidats potentiels et nous avons mis en évidence les supercondensateurs comme source aux qualités complémentaires de la PàC. Les deux sources du système hybride étant choisies, nous allons nous intéresser aux architectures permettant de les faire fonctionner harmonieusement et efficacement. Ce travail s’accompagnera bien évidemment d’un pré-dimensionnement lié à un cahier des charges que nous définirons autour du véhicule urbain électrique. Ce sera l’objet du chapitre suivant (chapitre 2). Dans un second temps (chapitres 3 et 4), nous développerons une stratégie de contrôle et de gestion d’énergie associée à ce générateur hybride. Chapitre 2 : Générateur PàC : description et modélisation Page 44 REFERENCES Chapitre 2 [ALVA-2010] R. ALVAREZ, P. SCHLIENGER and M. WEILENMAN, “Effect of hybrid system battery performance on determining CO2 emissions of hybrid electric vehicles in real-world conditions,” Energy Policy, Vol.38, pp. 6919-6925, 2010. [ANAB-2006] M. INABA, T. KINUMOTO, M. KIRIAKE, R. UMEBAYASHI, A. TASAKA and Z. OGUMI, “Gas crossover and membrane degradation in polymer electrolyte fuel cells,“ Electrochimica Acta, Vol.51, pp.5746–5753, 2006. [BALL-2003] BALLARD Power Systems, “NexaTM Power Module User’s Manual,” MAN5100078, 2003. [BARR-2002] P. BARRADE and A. RUFER, “Supercapacitors as energy buffers: a solution for elevators and for electric busses supply,” IEEE-PCC'02, Osaka, pp. 1160-1165, 2002. [BELH-2001] Farid BELHACHEMI, “Modélisation et caractérisation des supercondensateurs à couche double électrique utilisés en électronique de puissance,” Thèse de doctorat de l’INPL, 2001. [BLAN-2009] Christian BLANC, “Modeling of a Vanadium Redox Flow Battery Electricity Storage System,” Thèse de doctorat de l’Ecole Polytechnique Fédérale de Lausanne, UPFL, 2009. [BOBL-2009] Sébastien BOBLET, “bilan : SPACT-80,” Séminaire Pan-H, 6 -7 Avril 2009. [BOIL-2005] Mathieu BOILLOT, “Validation expérimentale d’outils de modélisation d’une pile à combustible de type PEM,” Thèse doctorat à l’INPL, Nancy, 2005. [BOUL-2009] Loïc BOULON, “ Modélisation multi-physique des éléments de stockage et de conversion d'énergie pour les véhicules électriques hybrides. Approche systémique pour la gestion d'énergie,” Thèse de doctorat de UFC, 2009. [CAND-2008] D. CANDUSSO, A. DE BERNARDINIS, M-C PERA, F. HAREL, X. FRANÇOIS, D. HISSEL, G. COQUERY and JM KAUFFMAN, ”Fuel cell operation under degraded working modes and study of diode by-pass circuit dedicated to multi-stack association,” Energy Conversion and Management, Vol.49, pp.880–895, 2008. [CERR-2001] Pierre CERRE_COMBE, “ les Piles Basse Température PEMFC,” CLEFS CEA-N°44, 2000-2001. [CHOI-2003] W. CHOI, “Fuel Cell Powered UPS Systems: Design Considerations,” IEEE-PESC03, Vol.1, pp. 385 – 390, 2003. [COHE] Mark COHEN, “ Top 10 reasons for using ultracapacitors in your system designs,” white paper, MAXWELL Technologies, www.maxwell.com [COOK-2001] Brian COOK, “An Introduction to Fuel Cells and Hydrogen Technology,” Heliocentris, December 2001. [CORB-2009] P. CORBO, F. MIGLIARDINI and O. VENERI, “Dynamic behaviour of hydrogen fuel cells for automotive application,” Renewable Energy, Vol.34, pp. 1955-1961, August 2009. [COUF-2005] Pascal COUFFIN et Marion PERRIN, “ Le stockage des énergies intermittentes,” CLEFS CEA-N° 50/51, 2004-2005. [DEST-2004] B. DESTRAZ and all, “Power-energy management in lift drive system with supercapacitor compensator,” IEEE-PESC04, Vol.1, pp. 677 – 682, 2004. [EHSA-2005] M. EHSANI, Y. GAO, S E. GAY and A. EMAD, “Modern Electric, Hybrid Electric, and Fuel Cell Vehicles,” CRS Press, 2005. [FONT-2005] G. FONTES, “Modélisation et caractérisation de la pile PEM pour l’étude des interactions avec les convertisseurs statiques,” thèse de doctorat de l’INPL. [FONT-2010] G. FONTES, C. TURPIN, and S. ASTIER, "A Large-Signal and Dynamic Circuit Model of a PEM Fuel Cell: Description, Parameter Identification, and Exploitation", IEEE Trans. on Industrial Electronics, Vol. 57, pp. 1874-1881, No.6, 2010. [GAO-2004] Lijun GAO “An actively controlled fuel cell/battery hybrid to meet pulsed power demands,” J. Power sources, Vol.130, pp.202–207, 2004. [GARC-2007] Marcos GARCIA ARREGUI, “Theoretical study of a power generation unit based on the hybridization of a fuel cell stack and ultracapacitors,” Thèse de doctorat de l’INPT, 2007. [GERA-2010] M. GERARD, J-P. POIROT-CROUVEZIER, D. HISSEL and M-C. PERA, “Oxygen starvation analysis during air feeding faults in PEMFC,” Int journal of hydrogen energy, in press, 2010. [GERT- 2009] D. GERTEISEN, T. HEILMANN and CH. ZIEGLER, “Modeling the phenomena of dehydration and flooding of a polymer electrolyte membrane fuel cell,” Journal of Power Sources, Vol. 187, No.1, pp. 165-181, Feb. 2009. [GOU-2010] B. GOU, W. KI NA and B. DIONG, “FUEL CELLS: Modeling, Control, and Applications,” CRC Press Taylor & Francis Group, 2010. Chapitre 2 : Générateur PàC : description et modélisation Page 45 [GUAL-2007] H. GUALOUS et R. GALLAY, “Application des supercondensateurs,” Techniques de l'ingénieur, Dossier d3335, 2007. [HAER-2009] V. V. HAERRI and P. SCHWEIZER, “Living and Mobility - Blue Angel 3 with SAM for a Demonstration Platform of V2G,” World Electric Vehicle Journal, Vol. 3, 2009. [HARE-2007] F. HAREL, X. FRANÇOIS, D. CANDUSSO, M.-C. PERA, D. HISSEL and J.-M. KAUFFMANN, “PEMFC durability test under specific dynamical current solicitation linked to vehicle road cycle,” Fuel Cells from Fundamentals to Systems, Wiley-VCH, vol. 7, pp. 142-152, Apr. 2007. [KIM-2006] Y-H. KIM, S-H. KIM, S-C. RHO, H-W MOON and K-H KIM, “Instantaneous Voltage Drop Compensation for UPS System Connected in Parallel with Batteries and Ultracapacitors,” 37th IEEE Power Electronics Specialists Conference, pp.807-811, Korea, June 2006 [KORD-1996] Karl KORDESCH and Gtinter SIMADER, “Fuel Cells and Their Applications,” VCH Publishers, New York, 1996. [LACH-2004] J. LACHAIZE, “Etude des stratégies et des structures de commande pour le pilotage des systèmes énergétiques à Pile à Combustible (PAC) destinés à la traction,” Thèse de doctorat de l’Institut National Polytechnique de Toulouse, 2004. [LARM-2003] J. LARMINIE and A. DICKS, “Fuel Cell Systems Explained,” SAE International, 2nd edition, May 1, 2003. [LECA-2009] J.-M. LE CANUT, R. LATHAM, W. MÉRIDA and D.A. HARRINGTON,“Impedance study of membrane dehydration and compression in proton exchange membrane fuel cells,” Journal of Power Sources, Vol. 192, No.2, pp. 457-466, Jul. 2009. [LUFE-2004] Guillaume LEFEVRE, ”conception de convertisseurs statiques pour l’utilisation de la pile à combustible,” Thèse de doctorat de UJF, novembre 2004. [MAXW] MAXWELL Technologies, “ISE CORPORATION,” www.maxwell.com [MAXW-2003] MAXWELL technology, “Boostcap Ultracpacitor Module Operating Manual,” www.Maxwell.com, Janvier 2003. [MIKK-2001] M. MIKKOLA, “Experimental studies on polymer electrolyte membrane fuel cell stacks,” Master’s thesis submitted in partial fulfilment of the requirements for the degree of Master of Science in Technology, 2001. http://www.tkk.fi/Units/AES/studies/dis/mikkola.pdf].) [MULT-2007] B. MULTON and H. BEN AHMED, “ Le stockage stationnaire d’énergie électrique : pourquoi et comment ?,” Revue 3E.I, n°48, pp.18-29, mars 2007. [NERG-2002] T. NERGAARD, “Design Considerations for a 48 V Fuel Cell to Split Single Phase Inverter System with Ultracapacitor Energy Storage,” IEEE-PESC02, pp.2007 - 2012, 2002. [PADD-2009] S. J. PADDISON and K. S. PROMISLOW, “Device and Materials Modeling in PEM Fuel Cells,” Topics in Applied Physics Volume 113, Springer, 2009. [PASK-2009] Józef PASKA, “Hybrid power systems – An effective way of utilising primary energy sources” Renewable Energy, Vol.34, pp.2414-2421, 2009. [PLAS-2005] Gabriel PLASSAT, “ Les technologies des moteurs de véhicules lourds et leurs carburants. Tome 1, CH 09 : Les véhicules hybrides,” ADEME Département Technologies des Transports, 2005. [PUKR-2004] J.T. PUKRUSHPAN, H. PENG, and A. G. STEFANOPOULOU, “Control-Oriented Modeling and Analysis for Automotive Fuel Cell Systems”, Trans. of the ASME, Vol.126, pp. 14-25, 2004. [RABI-2008] S. RABIH, “ Contribution à la modélisation de systèmes réversibles de types électrolyseur et pile à hydrogène en vue de leur couplage aux générateurs photovoltaïques ”, thèse de doctorat de l’INPT, 2008. [RIZO-2004] N. RIZOUG, P. BARTHOLOMEUS and P. LE MOIGNE, “Electrical and thermal behaviour of a supercapacitor module: on-line characterization,” IEEE ESSCAP'04, Belfort, France, pp. 12, 2004. [RIZO-2006] N. RIZOUG, “Modélisation électrique et énergétique des supercondensateurs et méthodes de caractérisation : application au cyclage d'un module de supercondensateurs basse tension en grande puissance,” Thèse de doctorat de l’USTL, 2006. [ROSE] Robert ROSE, “Questions and Answers about Hydrogen and Fuel Cells,” Breakthrough Technologies Institute, Available at www.fuelcells.org [SAHR-2009] M. SAHRAOU, C. KHARRAT and K. HALOUANI, “Two-dimensional modeling of electrochemical and transport phenomena in the porous structures of a PEMFC”, Int. J. of Hydrogen Energy, Vol. 34, No.7, pp.3091-3103, Apr. 2009. [SCHU-2003] R. M. SCHUPBACH, J.C. BALDA, M. ZOLOT and B. KRAMER, “design methodology of a combined batteryultracapacitor energy storage unit for vehicle power management,” IEEE-PESC03, Vol.1, pp. 88 - 93, 2003. [SCHW-2005] V. SCHWARZ et B. GINDROZ “ Le stockage électrochimique,” ADEME, Dossier Stockage de l’Energie, 2005. [SHAH-2007] A.A. SHAH, G.-S. KIM, P.C. SUI and D. HARVEY, “Transient non-isothermal model of a polymer electrolyte fuel cell,” Journal of Power Sources, Vol. 163, No.2, pp. 793-806, Jan. 2007. Chapitre 2 : Générateur PàC : description et modélisation Page 46 [SHI-2008] L. SHI and M. L. CROW, “Comparison of Ultracapacitor Electric Circuit Models,” IEEE Conversion and Delivery of Electrical Energy in the 21st Century, 2008. [TALJ-2009] Reine TALJ, “Modélisation et Commandes Non Linéaires du système d’air des Piles à Combustible Type PEM (Proton Exchange Membrane),” Thèse de doctorat de UPS11, Octobre 2009. [TALJ-2010] R.J. TALJ, D. HISSEL, R. ORTEGA, M. BECHERIF and M. HILAIRET, “Experimental validation of a PEM fuel-cell reduced-order model and a moto-compressor higher order sliding-mode control”, IEEE Trans. on Industrial Electronics, Vol. 57, No.6, pp. 1906-1913, 2010. [TANI-2008] A. TANIGUCHI, T. AKITA and K. YASUDA, and Y. MIYAZAKI, “Analysis of degradation in PEMFC caused by cell reversal during air starvation,” Int journal of hydrogen energy, Vol.33, pp.2323–2329, 2008. [THAM-2000] T. THAMPAN, S. MALHOTRA, T. HAO and R. DATTA, “Modeling of conductive transport in proton-exchange membranes for fuel cells”, J. of the Electrochemical Society, Vol. 147, No.9, pp. 3242-3250, 2000 [THAM-2001] T. THAMPAN, S. MALHOTRA, J. ZHANG and R. DATTA, “PEM fuel cell as a membrane reactor”, Catalysis Today, Elsevier, Vol. 67, pp.15-32, 2001. [THAM-2003] T.M. THAMPAN, “Design and development of higher temperature membranes for PEM fuel cells”, Dissertation for the degree of Doctor of Philosophy, Faculty of the Worcester Polytechnic Institute, 2003. [THOU-2006] P. THOUNTHONG, S. RAËL and B. DAVAT, “Control strategy of fuel cell/supercapacitors hybrid power sources for electric vehicle”, Elsevier, Journal of Power Sources, Vol.158, pp. 806–814, 2006. [TURP-2008] C. TURPIN, “Piles à combustible et composants électrochimiques de stockage : caractérisation, modélisation et mise en œuvre dans des systèmes énergétiques, ” HDR de INP-Toulouse, 2008. [ULLA-2004] N. R. ULLAH, T. GROOT and T. THIRINGER, “The Use of a Combined Battery/Supercapacitor Storage to Provide Voltage Ride-Through Capability and Transient Stabilizing Properties by Wind Turbines,” IEEE-PESC04, 2004. [UZUN-2007] M. UZUNOGLU and M.S. ALAM, “Dynamic modeling, design and simulation of a PEM fuel cell/ultra-capacitor hybrid system for vehicular applications,” Energy Conversion and Management, Vol.48, pp.1544–1553, 2007. [VILE-2010] S.A. VILEKAR and R. DATTA, “The effect of hydrogen crossover on open-circuit voltage in polymer electrolyte membrane fuel cells”, J. of Power Sources, Elsevier, Vol.195, pp.2241-2247, 2010. [WAHD-2008a] B. WAHDAME, L. GIRARDOT, D. HISSEL, F. HAREL, X. FRANCOIS, D. CANDUSSO, M-C. PERA and L. DUMERCY, “Impact of power converter current ripple on the durability of a fuel cell stack,” Int. Symposium on Industrial Electronics, IEEE-ISIE08, pp. 1495–1500, Jul. 2008. [WAHD-2008b] B. WAHDAME, D. CANDUSSO, F. HAREL, X. FRANCOIS, M-C, PERA, D. HISSEL and J-M. KAUFFMANN, “Analysis of a PEMFC durability test under low humidity conditions and stack behaviour modelling using experimental design techniques,” Journal of Power Sources, Vol. 182, pp.429–440, 2008. [YOUS-2008] N. YOUSFI-STEINER, P. MOCOTEGUY, D. CANDUSSO, D. HISSE, A. HERNANDEZ and A. ASLANIDES, “A review on PEM voltage degradation associated with water management: Impacts, influent factors and characterization,” Journal of Power Sources, Vol.183, pp.260–274, 2008. Chapitre 2 : Générateur PàC : description et modélisation Page 47 Page 48 Chapitre 3/ Choix et pré-dimensionnement de structures de systèmes hybrides à PàC 3.1 Les enjeux de l’alimentation électrique par PàC et réservoir d’hydrogène _________________ 50 3.2 Cahier des charges pour la mise en application _______________________________________ 53 3.2.1 Définition du cahier des charges et profil de la demande en puissance _________________________ 53 3.2.2 Pré-dimensionnement des constituants du système ________________________________________ 55 3.2.2.1 Dimensionnement de l’empilement de cellules de la PàC __________________________________ 58 3.2.2.2 Dimensionnement du module de super condensateurs ____________________________________ 59 3.3 Discussion sur l’utilisation du système PàC : en mode courant ou en mode tension__________ 61 3.3.1 3.3.2 3.3.3 3.4 Introduction ________________________________________________________________________ 61 Fonctionnement à courant imposé ______________________________________________________ 62 Fonctionnement à tension imposée ______________________________________________________ 63 Analyse et classification de structures selon les degrés de liberté qu’elles offrent ___________ 64 3.4.1 Structures et degrés de liberté __________________________________________________________ 64 3.4.2 Structure directe (zéro degré de liberté) __________________________________________________ 64 3.4.3 Structure indirecte à un convertisseur (un degré de liberté) __________________________________ 65 3.4.3.1 Structure indirecte à un convertisseur connecté à la PàC ___________________________________ 66 3.4.3.2 Structure à un convertisseur connecté au SCs ____________________________________________ 66 3.4.4 Structure à deux convertisseurs (deux degrés de liberté) _____________________________________ 67 3.4.5 Bilan _______________________________________________________________________________ 68 3.5 Conclusion ____________________________________________________________________ 69 REFERENCES Chapitre 3 _______________________________________________________________ 71 Chapitre 3 : Choix et pré-dimensionnement de structures de Systèmes Hybrides à PàC Page 49 Chapitre 3 Choix et pré-dimensionnement de Structures de Systèmes Hybrides à Pile à Combustible 3.1 Les enjeux de l’alimentation électrique par PàC et réservoir d’hydrogène La pile à combustible à hydrogène est un convertisseur de puissance qui transforme l'énergie chimique de l'hydrogène en une énergie électrique et une énergie thermique tout en produisant de l’eau qu’il est possible de valoriser. Contrairement à d’autres convertisseurs électrochimiques comme les batteries, le générateur pile à combustible découple les aspects puissance et énergie et ainsi en facilite la conception et l’optimisation. En effet, la conception des batteries est toujours dictée par un compromis entre énergie embarquée (autonomie) et puissance nominale. Cela tient au fait que l’augmentation de la puissance nominale nécessite une augmentation de la surface active des électrodes qui, à dimensions données, est obtenue par une plus grande porosité de celles-ci. Par conséquent cette puissance plus importante s’accompagne d’une diminution du volume de l’électrode et donc de la matière active (couple redox). En revanche, dans le cas des piles, les éléments oxydant et réducteur sont amenés à la demande, au fur et à mesure de leur consommation dans le réacteur. La pile est donc optimisée en puissance tandis que les réservoirs d’oxydant et de réducteur sont optimisés en masse et/ou en volume pour assurer la meilleure autonomie pour une masse et/ou un volume donnés. Par ailleurs, beaucoup d’applications privilégient l’air comme source d’oxygène. Dans cette situation, seul doit être pris en compte le stockage de l’hydrogène. Or, cette molécule possède la densité énergétique la plus élevée (120 MJ/kg) ce qui confère à cette solution un potentiel très attrayant. Si la solution d’un électro-générateur (H2 / PàC) est séduisante, sa mise en œuvre réelle reste un champ d’investigation important. Le type et la technologie du stockage d’hydrogène, le choix du stack et de ses auxiliaires, les grandeurs effectivement mesurées, le contrôle du système PàC, ainsi que son interfaçage avec l’utilisation sont autant d’éléments de choix et de voies de progrès [PERA-2007]. Si l’amélioration des constituants (choix du stack et de ses auxiliaires, le contrôle du système PàC …etc) est indispensable et significative d’année en année, notre ambition se limite à la meilleure adéquation système, c’est-à-dire au choix de Chapitre 4 : Pilotage d’un électro-générateur hybride Page 50 l’architecture de l’électro-générateur en lien avec la charge électrique. Nous avons déjà souligné que la pile à combustible est conçue autour du critère principal de la puissance maximale qu’elle doit délivrer. De ce point de vue, force est de constater que de nombreuses applications ont un besoin de puissance fortement fluctuante, comme cela a été souligné dans le chapitre 1. La pile sera donc conçue pour le point de fonctionnement de plus forte puissance alors que celui-ci n’a peut-être qu’un taux d’utilisation faible. Cela a deux impacts négatifs. D’une part, le réacteur électrochimique comme ses auxiliaires seront volumineux et coûteux. D’autre part, les fonctionnements à puissance réduite seront synonymes d’utilisation de la pile à faible densité de courant donc avec des cellules à forts potentiels (proche de la tension de circuit ouvert). Les mécanismes de vieillissement de l’assemblage membrane électrode (AME) sont encore mal connus et en cours d’investigation [TANI-2008, PERA-2007, GERA-2007]. Toutefois, il est établi que l’utilisation prolongée à fort potentiel entraîne une détérioration accélérée de l’AME. Les éléments de réponse actuels sont que le fonctionnement à faible densité de courant favorise les conditions oxydantes à la cathode de la cellule (dont la présence de peroxyde d’hydrogène H2O2). Celles-ci accélèrent le vieillissement de la cellule de plusieurs manières [TANI-2008, KUND-2007]. Le premier phénomène est le délaminage des différentes couches de l’AME entraînant une détérioration de la résistance électrique de contact. On assiste aussi à une oxydation du carbone de la couche active en dioxyde de carbone ainsi que des sites catalytiques de platine. Il est également à déplorer une rupture partielle des chaînes polymères de la membrane elle-même. Aussi, ces deux arguments (coût/encombrement et durée de vie) ne plaident pas pour une utilisation de la pile sur une trop grande plage de puissance ; dans les nombreux cas où la charge l’exige la seule solution est de découpler partiellement les besoins de la charge de la fourniture de puissance de la pile grâce à un organe de stockage auxiliaire. Ce besoin de découplage des puissances source et charge peut être renforcé dans le cas où la charge exige des variations rapides de son niveau de puissance. En effet, l’air doit être amené à la cathode au fur et à mesure de la consommation d’oxygène. Aussi lors de variations brutales de la charge électrique, le compresseur d’air qui réalise cette fonction ne peut réagir instantanément (temps de réaction de l’ordre de la seconde) entraînant un phénomène d’appauvrissement en oxygène à la cathode, déjà souligné lors de la description fine du système PAC. Ce phénomène est encore à l’étude mais engendre une dégradation accélérée de l’AME [GERA-2007, HARE-2007, WAHD-2008]. En effet, dans ces conditions extrêmes, l’hétérogénéité d’approvisionnement en gaz des cellules est renforcé. Au niveau d’une cellule, on constate un gradient de concentration d’oxygène dans la chambre cathodique entre l’entrée et la sortie conduisant à de fortes densités de courant pour les parties actives proches de l’arrivée d’air. Ce gradient entraîne un échauffement local de ces zones, phénomène néfaste pour la durée de vie du polymère (pouvant engendrer une micro-fissure au sein de l’électrolyte) [TASA-2006, PADD-2009]. Par ailleurs, on assiste aussi à une disparité entre cellules. Certaines d’entre elles peuvent ainsi temporairement passer en électrolyse par inversion de tension : autre phénomène néfaste entraînant un échauffement local destructeur ou bien l’arrêt du courant si une mesure conservatoire est prise par le système de gestion de la pile. On voit donc à nouveau la nécessité induite par l’application et les caractéristiques internes d’une pile H2/air de ne pas contraindre cette dernière à fournir à tout instant la demande de la charge. Il nous faut intégrer au cœur de l’électro-générateur les contraintes de bon fonctionnement de la pile. Dans ce chapitre nous allons aborder la structure de l’électro-générateur (Fig.2.1). Sa commande et sa stratégie de gestion seront envisagées dans un second temps au chapitre suivant. Pile à Combustible Étage d’adaptation ? Contrôle et gestion d’énergie ’énergie ? ? SCs Charge Electrique P àC 10 Puissance [kW] PAC ? 5 0 -5 0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 Temps [s] Supercondensateurs Fig.2.1 Schéma fonctionnel du système hybride pile à combustible / Supercondensateur Chapitre 4 : Pilotage d’un électro-générateur hybride Page 51 La problématique de ce chapitre est donc centrée sur le choix de l’architecture et le pré-dimensionnement des constituants principaux : pile à combustible et organe de stockage. La réalisation détaillée du système complet (sources et interface d’interconnexion) sera affinée et complétée une fois son contrôle et sa stratégie de gestion totalement établis. Ce travail s’appuie et complète des travaux déjà réalisés dans la communauté sur ce sujet. En effet, l’introduction d’un organe de stockage peut être réalisée par un nombre important d’architectures différentes. Les nombreuses architectures électriques de ce système hybride peuvent être classées en trois catégories : série, cascade, et parallèle [CACC-2004, JIAN2004, GIUL-2004]. La différence entre ces multiples configurations réside principalement dans le nœud liant les sources d’énergie. L’étude de la littérature associée a montré que l’architecture parallèle est la structure la plus avantageuse [CACC2004, JIAN-2004]. Elle présente notamment des contraintes plus faibles sur les composants, une facilité de gestion d’énergie et une fiabilité accrue. De ce fait, on peut alors distinguer et envisager différentes topologies de structures parallèles en fonction de l’association des constituants, offrant ainsi des degrés de libertés plus ou moins nombreux pour la gestion d’énergie [SANT-2002, EHSA-2005, DAVA-2009]. La structure hybride la plus simple consiste à interconnecter directement les deux sources sur le bus continu du système. Elle est dite passive, ou encore à zéro degré de liberté. Elle est possible par la prise naturelle des contraintes de chaque source ; dans ce cas, la bonne répartition des puissances entre les sources est obtenue par le dimensionnement des constituants. Elle a fait l’objet d’études dans [GALO-2006, GARC-2007]. Dans le premier cas, une structure directe utilisant une combinaison supercondensateurs - batteries pour des applications sur véhicule est abordée. Dans la seconde étude, une combinaison pile à combustible - supercondensateur a été utilisée dans le cadre du projet CELINA (fuel CELl application In a New configured Aircraft), et vise à réaliser une alimentation de secours pour l’aéronautique (Fig.2.2). Un deuxième mode d’association consiste à associer une des sources à un convertisseur statique. Ce découplage par interface de puissance permet de découpler le comportement d’une source par rapport à l’autre et offre donc un degré de liberté tant du point de vue de la conception que de celui de la conduite du système. On parle alors d’une structure active à un degré de liberté. Une stratégie de gestion de puissance et d’énergie peut alors être mise en place pour en profiter. Dans ce cadre, les auteurs dans [OUYA-2007], ont utilisé les deux configurations (zéro et un convertisseur) avec un système hybride PàC / Batteries, pour des applications embarquées (Fig.2.3). Un autre exemple, traite d’une application démarreur dans le même esprit [AYAD-2003] ; les auteurs proposent une association SCs / batteries utilisant un seul convertisseur connecté à la source d’énergie principale : les batteries. Fig.2.2 Structure à connexion directe [GARC-2007] Fig.2.3 Structures d’un système hybride à un degré de liberté [OUYA-2007] En étendant ce principe, on peut aboutir à une structure active à deux degrés de liberté en associant un convertisseur à chacune des sources. Cette architecture très générique se retrouve dans de nombreux travaux, comme par exemple dans les études de [GALO-2005, MARI-2005, THOU-2006, PAYM-2007, ORTÚ-2007, FERO-2009], utilisant la pile combinée soit avec des batteries soit avec des supercondensateurs. Ce type de structure procure une importante flexibilité vis-à-vis de la conception et de la gestion énergétique. Chapitre 4 : Pilotage d’un électro-générateur hybride Page 52 Les travaux évoqués offrent, entre autres, une bonne mise en lumière sur les aspects de conception d’architecture de système hybride. Nous allons cependant au cours de ce chapitre reprendre une description du champ des structures possibles en vue d’en souligner les avantages et les inconvénients et dans le but d’aboutir à un choix de structure pour le système hybride retenu (PàC / SCs). Pour l'essentiel, les travaux concernant ces structures constituent des reprises, d'études antérieures menées sur ce sujet. L'originalité de notre étude réside notamment dans le choix de la structure qui, avec un contrôle approprié, est totalement novatrice. Pour donner sens à cette classification et au choix final, l’établissement du cahier des charges correspondant à la mise en application envisagée, ainsi qu’un pré-dimensionnement des constituants principaux s’avèrent primordiaux. Ceci fera l’objet de la première partie de ce chapitre. Les deux sources étant présentées ainsi que les contraintes auxquelles devra faire face le générateur hybride (cahier des charges), nous nous intéressons dans la suite à l’association de ces deux sources. Pour cela, une étude de pilotage du système PàC est présentée dans un premier temps afin de permettre une meilleure compréhension de l’impact de l’association sur le contrôle. Les différentes associations sont en suite exposées. 3.2 Cahier des charges pour la mise en application 3.2.1 Définition du cahier des charges et profil de la demande en puissance Cette partie décrit l’environnement de fonctionnement utilisé pour tester et analyser les différentes structures et algorithmes de commande développés au cours de ce travail. Le contexte de fonctionnement doit intégrer des contraintes appropriées aux différents éléments constituant le groupe électrogène. En effet, dans notre cadre applicatif, le conducteur du véhicule agit sur les pédales d’accélérateur et de frein pour atteindre sa consigne de vitesse. Cette consigne qu’il se fixe inconsciemment dépend principalement de l’environnement dans lequel il évolue (une autoroute, une route de montagne, un embouteillage,…), mais également de sa nature (économe, sportive, agressive…). Il n’est pas ainsi envisageable de prendre en compte toutes les situations de conduite possibles. Cela rend difficile la construction d’un cahier des charges décrivant précisément le besoin en puissance et en performances (vitesse, accélération, pente, autonomie …). De plus, ces derniers critères sont en étroite dépendance avec d’autres facteurs, à savoir : volume, poids et coût, mais également disponibilité et durée de vie. De nombreuses études ont déjà montré la difficulté de traiter ces caractéristiques [ANDR-2004, DAI-2008]. Cependant, ces dernières années, plusieurs cycles ont été proposés pour décrire les conditions de fonctionnement typique, et sont d’usage courant dans les phases de conception, de développement et de test des véhicules. Le cycle est ainsi constitué d’un profil de vitesse et d’un profil de pente pour un profil de route donné, définis en fonction du temps. Il ne s’agit pas des consignes désirées par le conducteur, mais bien de celles réalisées par le véhicule. Il permet de comparer les véhicules et leurs stratégies en évaluant la consommation et/ou les émissions de polluants du véhicule dans des conditions de roulage données, et également en mesurant les performances dynamiques du véhicule voire la capacité de récupération de l’énergie cinétique de freinage. Dès lors, à partir d’un profil d’usage et du modèle mécanique, renseigné par les caractéristiques du véhicule, la puissance nécessaire au déplacement du véhicule est quantifiable et permet à la fois de dimensionner les différents organes et de définir une stratégie de gestion d’énergie. La littérature offre de nombreux standards pour diverses applications car l’usage d’un véhicule automobile diffère selon la zone géographique (États-Unis ou Europe), le type de voie (urbain ou autoroutier) et le type de véhicule (véhicule léger ou poids lourd). Pour le véhicule, les cycles de référence peuvent être classés en deux catégories - Les cycles normalisés : ils sont imposés par les normes et ils sont établis à partir d’une étude statique portant sur des missions de circulation. A titre exemple, le cycle le plus utilisé en Europe est le Nouveau Cycle Européen de Conduite (NEDC New European Driving Cycle). Pour les Etats-Unis d’Amérique, le cycle le plus commun est le UDDS (Urban Dynamometer Driving Schedule) est aussi appelé FTP (Federal Test Procedure) [JAEC-2010]. - Les cycles d’usage réel : ils sont issus des mesures dans des conditions d’études réelles ayant pour objet de caractériser des usages types, à l’image des cycles (Hyzem et Artemis) [ANDR-2004] conçus par l’INRETS dans le cadre de projets européens. Le cycle NEDC est largement adopté au sein de la communauté (Fig.2.4) [JAEC-2010]. Il présente un parcours mixte incluant quatre segments consécutifs de Cycle de Conduite Urbain (UDC Urbain Drive Cycle), parcours typique d’un véhicule dans un environnement urbain (de 0 à 800 s) avec des arrêts et des démarrages fréquents, suivis d’un segment du Chapitre 4 : Pilotage d’un électro-générateur hybride Page 53 Cycle de Conduite Extra Urbain (EUDC Extra Urbain Drive Cycle), parcours typique d’un véhicule dans un environnement suburbain (de 800 à 1 200 s) avec des vitesses plus importantes et plus soutenues. Vitesse [km/h] 120 80 40 0 200 400 600 800 Temps [s] 1000 1200 Fig.2.4 Profil de vitesse pour un véhicule suivant un cycle NEDC L’UDC ou encore ECE-15 a été développé pour représenter les conditions de fonctionnement en ville, par exemple à Paris ou à Lille. Il est caractérisé par une vitesse basse avec des arrêts fréquents (Fig.2.5). Vitesse [km/h] 45 30 15 0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 Temps [s] Fig.2.5 Profil de vitesse pour un véhicule suivant un cycle ECE-15 La vitesse d’un véhicule peut être traduite en puissance P constante à fournir en fonction des caractéristique du véhicule tels que : sa masse, les frottements dus au roulement, son coefficient de pénétration dans l’air et, également de la pente de la route par l’équation suivante [MOSD-2003] dV 1 PMoteur = V C r M g cos(α ) + M g sin (α ) + M + ρ S Cx V 2 dt 2 Avec - (2.1) V : vitesse du véhicule [m/s], - M : masse du véhicule [kg], - g : la constante de gravité 9,81 m.s-2, - α : pente de la route (angle par rapport à l’horizontale), - Cr : coefficient de roulement du véhicule, - Cx: coefficient aérodynamique. - ρ : masse volumique de l’air [kg/m3] - S : la surface frontale [m2] A titre d’exemple, la figure 2.6 représente la demande de puissance de la voiture, définie par les paramètres annoncés cidessous. Cette voiture évolue sur une route horizontale et suit le cycle ECE-15. Paramètres : Chapitre 4 : Pilotage d’un électro-générateur hybride Page 54 M=1000; g=9,81; α=0; Cr=0,01; Cx=0,30; ρ=1,225; S=2,5. Puissance [kW] 10 5 0 -5 0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 Temps [s] Fig.2.6 Profil de puissance pour un véhicule suivant un cycle NEDC On peut remarquer des changements de puissance brutaux chaque fois le conducteur exige un changement de vitesse : en effet, ce changement progressif de vitesse exige un couple d’accélération ou d e freinage important pour vaincre l’inertie du véhicule. Dans cet exemple, la puissance moyenne exigée par la voiture est réduite - valeur de 0.72 kW -, par rapport à la puissance maximale qui atteint une valeur d’environ 10 kW. On constate donc un rapport (PMax/PMoy) très élevé qui atteint ici 13.7 ; ceci constitue une contrainte de conception très forte si on adopte, pour tous les constituants, la puissance crête comme puissance nominale. Ajoutons que les contraintes dynamiques imposées ne sont loin de ce qu’on peut rencontrer en réalité et elles ne représentent pas toute la diversité des comportements qu’un véhicule peut présenter (pente du terrain et comportement plus dynamique du conducteur selon la situation). Pour ces raisons, nos approches de commande et gestion d’énergie seront testées sur la simulation du cycle ECE15 mais également sur un profil plus sévère utilisant une succession d’échelons de puissance, caractéristique d’accélérations et de freinages plus marqués comme de modification de la pente du terrain. En second lieu, les puissances mises en jeu seront réduites à l’échelle de la maquette que constitue notre système. Précisons également que les puissances négatives qui figurent sur les profils de puissance représentent les puissances électriques récupérables lors du freinage du véhicule. La seule pile à combustible ne peut pas permettre à l’alimentation électrique de profiter de la réversibilité du moteur électrique. En cycle urbain, l’efficacité énergétique sera augmentée par la seule possibilité du groupe électro-générateur de récupérer cette énergie. 3.2.2 Pré-dimensionnement des constituants du système Les deux sources étant présentées, nous exposons dans cette partie le dimensionnement de celles-ci. Il est clair que le dimensionnement d’une source doit être mis en relation directe avec l’utilisation, plus précisément le profil de charge. Par ailleurs, en nous basant sur ce profil, nous choisissons les caractéristiques électriques limites de l’ensemble des constituants, à savoir : la puissance maximale de la pile à combustible et la puissance maximale de l’élément de stockage. Nous allons de plus, pouvoir spécifier l’énergie maximale de freinage, que l’organe de stockage peut récupérer. Enfin les tensions des différents étages du système sont fixées. Le choix de ces derniers va affecter le dimensionnement de la pile, de l’élément de stockage ainsi que des convertisseurs utilisés. Le choix de ces caractéristiques est lié à la fois au cahier des charges et aux critères et/ou objectifs souhaités et à définir. Ayant deux sources pour délivrer la puissance à la charge, on dispose d’un degré de liberté de conception et de commande. On est donc conduit à introduire un taux d’hybridation (rapport de répartition de la demande de puissance de la charge entre les deux sources) paramètre délicat à définir car fortement lié à la (aux) mission(s) typique(s) à accomplir et aux contraintes que l’on souhaite faire peser sur chaque source. Les deux objectifs que nous assignons au système est de répondre aux exigences de la charge tout en respectant l’intégrité de chaque source (la dynamique lente de la PàC, la profondeur de décharge de l’organe de stockage …). Nous avons vu au chapitre 1 que la pile à combustible ne devait pas voir son fonctionnement inversé en électrolyseur et que par ailleurs le système PàC disposait d’un régime électrique transitoire à bande passante réduite. En revanche un pack de SCs correctement dimensionné n’est contraint que par la bande passante du convertisseur de puissance auquel il est associé. Compte-tenu des deux limites citées, nous allons définir le taux d’hybridation en s’appuyant sur une décomposition fréquentielle de la demande de la charge [CHAP-1999]. La puissance exigée par le profil de mission PCH(t) est décrite dans le domaine Chapitre 4 : Pilotage d’un électro-générateur hybride Page 55 fréquentiel (par FFT) et décomposée en une composante basse fréquence PCH_BF(t) et une composante haute fréquence PCH_HF(t). La fréquence flimite délimitant ces deux domaines fréquentiels dépend des caractéristiques du système PàC (essentiellement du compresseur et de son contrôle) ; la valeur du taux d’hybridation sera une conséquence du choix de cette fréquence. Une valeur crédible pour de nombreux système PàC est de 100 mHz, voire moins. Selon le profil de mission retenu, la composante basse fréquence PCH_BF(t) peut présenter des valeurs négatives pendant certains intervalles de temps. Comme ce fonctionnement est destructeur pour la PàC et que le banc de SCs ne peut pas présenter de composante continue sous peine de voir son état de charge dériver d’un cycle à l’autre, le principe retenu est d’écrêter PCH_BF(t). PCH_BF_écrêté(t) est la puissance que devra fournir le système PAC et est définie comme suit : les parties négatives de PCH_BF(t) sont écrêtées à zéro et les parties positives de PCH_BF(t) à la valeur PPàC_max garantissant la non-modification de la valeur de la composante continue par rapport à celle de PCH_BF(t). Ainsi, on obtient un système PAC présentant une puissance maximale réduite ; la PàC n’a pas à être conçue pour des puissances maximales élevées à taux d’utilisation très faible. Soulignons également que le concepteur peut prendre une autre contrainte pour la valeur inférieure d’écrêtage afin de prendre en compte le phénomène de corrosion à faible densité de courant au sein de l’AME des PEMFC. Il s’agira dans les critères et objectifs de remplacer PPàC_min = 0 W par (PPàC_min / PPàC_max ) > ε en définissant une valeur pour le paramètre ε ; ε de 0.1 est une valeur communément admise pour les PàC (les phénomènes de corrosion deviennent importants pour une tension de cellule PEM supérieure à 0.75 V [FRAN-2010]. La différence entre PCH_BF(t) et PCH_BF_écrêté(t) est ajoutée à PCH_HF(t) pour constituer la demande en puissance attribuée au banc de SCs. La figure 2.7 résume le principe de cette décomposition fréquentielle que nous venons de décrire et que nous avons mis en œuvre dans un programme réalisé dans l’environnement MATLAB. Décomposition fré fréquentielle PFC àC SC SC P Flimite , PPàCmin/PPàCmax ….. f Filtre Fré Fréquence de limite filtrage Puissance du systè système PàC 4 Critè Critères 1 BF M, Cr, Cx, S… S…. HF 0 4 Véhicule 1 x 10 -1 0 45 Vitesse [km/h] 1 -1 0 0 100 200 100 200 4 30 15 x 10 0 100 200 Profil de puissance x 10 Taux d’Hybridation 0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 Temps [s] -1 Cycle vitesse ECEECE-15 0 Puissance des SCs Application Alimentation Hybride Fig.2.7 Principe de la décomposition fréquentielle de la demande. Un exemple de décomposition a été effectué à partir des données d’entrée suivantes : - Un véhicule suivant le Cycle ECE-.15 sur un terrain plat et ayant les paramètres choisis au paragraphe 2.2.1, - Une fréquence de filtrage de flimite = 50 mHz et PPàC_min = 0 Les résultats sont répertoriés sur les figures 2.8 et 2.9. On peut observer que la première décomposition fréquentielle (Fig.2.8) engendre deux composantes PCH_BF(t) et PCH_HF(t) dont la première présente des puissances négatives ; ceci n’est pas surprenant compte-tenu du ratio (PMax/PMoy) de 13.7 qui caractérise PCH (t). Un écrêtage de PCH_BF(t) s’avère donc indispensable et permet de générer les puissances du système pile PCH_BF_écrêté(t) et du banc de SCs PCH_HF(t) + [PCH_BF(t) – PCH_BF_écrêté(t)]. L’algorithme fournit deux composantes bien distinctes. L’une, affectée à la PàC, est à évolution lente et à faible dynamique d’amplitude (ici 2000 W crête à crête). L’autre est attribuée aux SCs ; elle est quant à elle alternative avec une grande dynamique d’amplitude (ici 15 000 W crête à crête) et comporte des fronts raides. L’énergie minimale qui doit être stockée le banc de SCs se déduit par intégration (Fig.2.10), sur un cycle, de la puissance PSC(t) qu’il doit fournir. En relevant les valeurs extrêmes de cette courbe, on en déduit que le niveau moyen doit être supérieur à 45 kJ et que le banc doit être capable de stoker au minimum 90 kJ. Chapitre 4 : Pilotage d’un électro-générateur hybride Page 56 4 1 x 10 PCH [W] 0 -1 0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 120 140 160 180 200 140 160 180 200 4 1 x 10 PCH_BF [W] 0 -1 0 20 40 60 80 100 4 1 x 10 PCH_HF [W] 0 -1 0 20 40 60 80 100 120 Temps [s] Fig.2.8 Décomposition fréquentielle de la demande de puissance du cycle ECE-15. 4 1 x 10 PCH [W] 0 -1 0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 120 140 160 180 200 140 160 180 200 4 1 x 10 PPàC [W] 0 -1 0 20 40 60 80 100 4 1 x 10 PSC [W] 0 -1 0 20 40 60 80 100 120 Temps [s] Fig.2.9 Décomposition de la demande de puissance du cycle ECE-15 en PPàC(t) et PSC(t) [PPàCmin = 0 W]. 4 10 x 10 5 ESC [J] 0 -5 0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 Temps [s] Fig.2.10 Evolution de l’énergie dans le stockeur d’assistance, ici le banc de SCs : ESC(t) Chapitre 4 : Pilotage d’un électro-générateur hybride Page 57 Dans un premier temps, le cycle de puissance nécessaire pour garantir une bonne mise en œuvre de l’application doit être établi. Puis, pour le réaliser, il faut définir les caractéristiques électriques des différents constituants de l’électro-générateur hybride. Pour cela des critères doivent être retenus pour répartir, à chaque instant, la puissance entre les différentes sources. Dans le cas de l’alimentation PàC / SCs, nous avons retenu une fréquence limite flimite pour la répartition fréquentielle et une puissance minimale lors de l’utilisation de la PàC permettant de garantir une densité de courant suffisante : ce dernier critère est renseigné sous la forme de ε = (Pmin/Pmax)minimal. Les constituants principaux étant grossièrement définis (énergie et puissance), il faut spécifier plus précisément leur caractéristiques : c’est l’objet des sous-paragraphes suivants dans lesquels on trouve principalement le système PàC, le système de stockage qui l’assiste et les convertisseurs statiques qui leurs sont associés. Plus précisément : Le système pile à combustible étant composé d’un empilement de plusieurs cellules (stack), le dimensionnement du stack revient à déterminer la surface de la cellule élémentaire et le nombre de cellules nécessaires pour satisfaire la demande de puissance. Le système de stockage d’énergie étant composé d’une association d’éléments de super-condensateurs en série et en parallèle, il faut donc calculer le nombre de ces éléments pour que le pack de super-condensateurs puisse fournir et absorber les demandes d’énergie. Des convertisseurs statiques permettant le bon fonctionnement des deux sources précédentes ainsi que l’interconnexion de celles-ci avec le bus continu. Outre les interrupteurs statiques, ces interfaces de puissance comportent des inductances et des condensateurs de filtrage. Ces composants sont étudiés dans l’annexe B. 3.2.2.1 Dimensionnement de l’empilement de cellules de la PàC Quel que soit le type de pile à combustible, la tension d’utilisation nominale est habituellement de 0,6 V à 0,8 V par cellule unitaire en fonction de la technologie considérée. Quant aux densités de courant générées, elles varieront de 0,1 A/cm2 à 1 A/cm2. La puissance brute générée par un stack PPàC est le produit de la tension produite VPàC et du courant fourni IPàC ; elle se calcule par la relation suivante : PPàC = VPàC ⋅ I PàC = N Cell ⋅ E PàC ⋅ j ⋅ S PàC (2.2) Où NCell est le nombre de cellules élémentaires formant la pile, ECell la tension par cellule (V), j la densité de courant en A/cm2 et SPàC la surface active des cellules en cm2. Afin de dimensionner une pile selon la puissance désirée, on dispose d’un degré de liberté puisqu’il est possible soit de privilégier un courant nominal important (en augmentant la surface des cellules et même en assemblant en parallèle plusieurs stacks) soit la tension (en augmentant le nombre de cellules du stack et même en assemblant en série plusieurs stacks) [DANG-2006]. Néanmoins, la réalisation technologique est bien entendu contrainte en particulier par la nécessité d’obtenir une bonne répartition des flux de réactifs (homogénéité de la densité de courant dans une cellule et homogénéité de la répartition en tension entre cellules) et un serrage homogène (étanchéité des amenées de gaz, qualité de la résistance de contact, …). Ces exigences imposent une surface maximale (300 cm2) pour la cellule élémentaire ainsi qu’un nombre de cellules maximal pour le stack (une centaine) [DANG-2006]. Par ailleurs l’application a également des spécificités qui vont guider le choix des degrés de liberté de conception. Du point de vue de l’utilisation, il est intéressant d’avoir une tension de PàC la plus élevée possible afin de limiter le courant demandé, car ainsi les pertes joule dans le système sont réduites. Ceci est obtenu d’une part, par l’augmentation du nombre de cellules jusqu’à la limite technologique permise et d’autre part, par l’augmentation de la tension par cellule, en diminuant la densité de courant donc en augmentant la surface de cellule. En revanche, augmenter la surface de la pile pénalise le coût et l’encombrement du système et favorise les points de fonctionnement à forts potentiels oxydants. On est donc conduit à utiliser la surface de la membrane jusqu’à sa densité de courant maximale ; une limite aujourd’hui admise pour la technologie PEM est une densité de courant nominale de 0,6 A/cm2 correspondant à une tension de cellule en pleine charge d’environ 0,6 V (pouvant diminuer jusqu’à 0,4 V à 0,5 V au cours du vieillissement et lors de fonctionnement en conditions opératoires non-optimales) [WAHD-2006]. Chapitre 4 : Pilotage d’un électro-générateur hybride Page 58 Aussi, pour une tension nominale d’utilisation donnée est-on amené à définir un courant nominal qui servira de base au calcul de la surface active de la cellule (ce courant est majoré de 10 à 20 % pour prendre en compte la consommation des auxiliaires du système PàC). De la tension nominale, on déduit le nombre Ncell de cellules nécessaires. Compte-tenu de la tension cellulaire faible et de la contrainte sur Ncell, le résultat est souvent excessif entraînant l’obligation d’associer plusieurs packs donc d’augmenter le coût en augmentant la difficulté de gestion des fluides. Par ailleurs, les risques de défaillances réversibles sur une cellule augmentent avec le nombre de cellules. On doit donc envisager un convertisseur statique d’adaptation de tension pour limiter le nombre de cellules. En effet, étant donné que la dynamique de tension d’une PEM est importante (de l’ordre d’un facteur 2 puisque la tension à vide est typiquement de 1 V), on est souvent amené à interfacer la pile avec l’application au moyen d’un régulateur de tension. Si celui-ci peut être élévateur (hacheur parallèle) ou bien abaisseur (hacheur série), c’est bien le premier cas qui prédomine. Dans le but d’obtenir une réalisation technologique de bon rendement et facile à piloter, le rapport d’élévation de tension doit rester modéré (c’est-à-dire de 1 à 5 environ). Le diagramme suivant (Fig.2.11) décrit en détail la méthodologie de dimensionnement. Bais ser la tens ion Cahier des charges VPàC_Ch PPàC_max Courant maximal Tension en pleine charge I IPàC_max P V PàC _ max PàC _ max J PàC _ Ch Surface active I Densité Densité de courant SPàC S PàC PàC _ max J Nombre de cellules N NCell Oui V E PàC _ Ch Cell PàC NCell élevé levé Non FIN Fig.2.11 Méthodologie de dimensionnement de la pile à combustible Au sein du laboratoire universitaire LGEP, le système pile à combustible utilisé a été réalisé par la société canadienne Ballard. Il se structure autour d’un cœur de pile de type PEM, dont l’empilement comporte 46 cellules d’une surface active de 76 cm2. Sa puissance nominale électrique est de PPàC_max = 1200 W, pour un courant débité en pleine charge de IPàC_max = 46 A (0,6 A/cm2), correspondant à une tension de sortie d’environ 26 V (0,57 V par cellule). Compte tenu des puissances exigées par la charge (puissance de traction du véhicule), nous avons adopté, pour la réalisation sur banc, un facteur d’échelle de 10 pour les puissances. 3.2.2.2 Dimensionnement du module de super condensateurs Le dimensionnement d’un module de super condensateurs consiste à déterminer le triplet capacité –résistance série - tension nominale caractérisant, en première approximation, l'organe de stockage et à préciser sa constitution c’est-à-dire le nombre NS d’éléments à placer en série et le nombre NP de branches en parallèle. Ce dimensionnement est bien entendu basé sur les besoins en puissance instantanée et en énergie exigés par le cahier des charges. La méthodologie suivie consiste à : - fixer les niveaux des tensions ; - déterminer le nombre d’éléments à mettre en série NS - déterminer la capacité totale du module de super-condensateurs à utiliser ; Chapitre 4 : Pilotage d’un électro-générateur hybride Page 59 - déterminer le nombre de branches à mettre en parallèle et la capacité de l’élément unitaire. Le niveau de tension requis par l’application va fortement conditionner le nombre d’éléments à placer en série. En effet, la tension de travail d’un élément est faible (de l’ordre de 2,5 V) et doit être strictement respectée : son dépassement (jusqu’à la tension crête) provoquerait une dégradation rapide de l’électrolyte sous forme de gaz, phénomène préjudiciable au composant. Aussi, VSC_max la tension maximale requise pour le module détermine NS en divisant cette tension par la tension de travail élémentaire. La mise en module doit nécessairement associer des éléments pas idéalement appariés. En conséquence, l’utilisation du module va forcément se heurter à une répartition non homogène des tensions élémentaires. C’est pourquoi il est indispensable de prévoir des circuits de rééquilibrage. Cette solution est intégrée par les constructeurs dans leurs différents modules et a donc orienté le choix de la tension maximale d’utilisation ; la tension maximale est de 32 V (deux modules de 16 V) ce qui permet d’obtenir un niveau de tension similaire à celui de la pile à combustible. Notons que, pour effectuer sa fonction (stockage / restitution), la tension du module va devoir fluctuer fortement. En effet, à l’instar de n'importe quel condensateur, l'énergie maximale WSC_max pouvant être stockée dans le module de SCs est caractérisée par la relation suivante : 1 WSC _ max = CSCVSC2 _ max 2 (2.3) En première approximation (pertes négligées), cette énergie varie sous l’action de la puissance P = VSC ISC fournie par le module ; aussi est-il impossible d’extraire, à un niveau de puissance P donné, toute cette énergie stockée. En effet, au fur et à mesure de la décharge du condensateur, la tension VSC de celui-ci diminuant, le courant ISC augmente pour assurer un produit (VSC . ISC) constant. Pour retirer le dernier joule à la puissance P, il faudrait donc un courant infini (et une résistance interne nulle !). Le super-condensateur présentant des pertes Joule (prises en compte par le paramètre ESR), on voit donc que le stockage ou la restitution d’énergie sous faible tension présente un mauvais rendement : 4 fois plus faible à VSC = VSC_max qu’à VSC = (VSC_max/2). Aussi, le niveau de décharge minimal est-il choisi en fonction d’un compromis entre l’énergie disponible et le rendement du stockage/déstockage, c’est-à-dire que l’on recherche l’utilisation d’une part maximale de l’énergie stockée sans compromettre outrageusement le rendement (échauffement…). On parle de profondeur de décharge d en % : d= VSC _ min VSC _ max V 100 ⋅ SC _ min (% ) VSC _ max (2.4) En pratique, la profondeur de décharge est généralement fixée à 50%, car, lorsque le module de super-condensateurs se décharge entre VSC_max et (VSC_max / 2), 75 % de l’énergie stockée est exploitée. Par conséquent, l’énergie maximale disponible par l’élément de stockage Wmax_disp est la différence entre son état d’énergie maximal WSC_max et minimal WSC_min. Ici elle vaut WSC _ max = 3 1 C SCVSC2 _ max 4 2 (2.5) Si l'on néglige les pertes, il faut donc tenir compte de la puissance instantanée pSC(t) et évaluer par intégration la variation d’énergie crête-à-crête : ∆E = ∫ pSC(t).dt . La relation de base caractérisant la capacité minimale CSC pour le cahier des charges envisagé s'écrit : WSC _ max_ disp = WSC _ max - WSC _ min CSC ≥ ( ) t W max 1 = C SC _ min VSC2 _ max - VSC2 _ min = ∫ p SC (t ) 2 tW min 8 ∆E 3 VSC2 _ max (2.6) (2.7) En adoptant le facteur 10 de mise à l’échelle de la maquette, nous calculons CSC > 25 F. Malgré le fait que le choix de la profondeur de décharge limite les pertes Joule, il faut en tenir compte et en particulier majorer la valeur de CSC trouvée précédemment pour garantir qu’à tout instant la tension du SC ne dépasse pas sa valeur de travail. En effet, cette tension est donnée par : Chapitre 4 : Pilotage d’un électro-générateur hybride Page 60 1 + − RSC iSC (t ) ≤ VSC _ Max VSC (t ) = (VSC )0 + i ( t ) dt SC ∫ C SC ( ) (2.8) On voit donc qu’un courant d’intensité importante en fin de charge (-Imax) peut provoquer un dépassement non souhaitable. On adoptera cette vérification conservative qui prend en compte résistance totale RSC = ESRélém (NS/NP) et capacité totale CSC = Célém (NP/NS). Dans notre cas, nous adoptons pour Imax le courant correspondant à la puissance crête et à une tension intermédiaire de ¾ VSC_max. Dans la mesure où cette équation n’est pas vérifiable avec les éléments ou modules commercialisé, il faut alors envisager des associations en parallèle pour augmenter la capacité totale CSC tout en diminuant la résistance interne totale RSC. On calcule le nombre de branches en parallèle NP en cherchant à satisfaire les deux relations précédentes. Dans notre cas, le calcul donne pour une tension maximale de 32 V, NS est égal à 12. La capacité minimale de l'organe de stockage vaut dans ces conditions 26 F (soit 320 F par cellule élémentaire). En dernier lieu, il est nécessaire de choisir le niveau de référence autour duquel le niveau de charge va fluctuer. Cette référence est choisie de telle sorte que les SCs puissent réagir dans les deux régimes, restitution (accélération du véhicule) d’une part et stockage (freinage du véhicule) d’autre part. En effet, il est souhaitable de garantir le même potentiel de variation d’énergie pour les deux régimes, la tension de régime permanent est calculée par l’équation ci-dessous : ( ) ( 1 1 WSC _ dispo _ Acc = WSC _ dispo _ Frein = CSC VSC2 _ ref - VSC2 _ min = C SC VSC2 _ max - VSC2 _ ref 2 2 ) (2.9) Soit : VSC _ ref = (V 2 SC _ max + VSC2 _ min ) (2.10) 2 En adoptant la valeur typique VSC_min = (VSC_max / 2), on a : VSC _ ref = V SC _ max 5 8 VSC _ max (0.79 ) (2.11) 3.3 Discussion sur l’utilisation du système PàC : en mode courant ou en mode tension 3.3.1 Introduction La pile à combustible PAC est une source de puissance qui convertit l'énergie chimique de l'hydrogène, en une énergie électrique, utilisable directement, et en une énergie thermique et l’eau qu’il est possible de valoriser. Globalement, nous souhaitons extraire deux informations essentielles comme on a pu voir lors de la modélisation : la tension de PàC et le courant produit par la PàC. Ainsi, nous pourrons prédire son comportement électrique. Cependant, en régime dynamique très lent, comme souhaité dans une structure hybride, sa caractéristique statique peut être utilisée : le modèle statique correspond à une force électromotrice en série avec trois éléments dissipatifs associées aux phénomènes irréversibles (cf. 1.3.1) : la perte d’activation, la perte ohmique et la perte de concentration. La figure 2.12 reprend la courbe de polarisation d'une pile à combustible PEM. Par ailleurs, la conductivité de la membrane échangeuse de protons (électrolyte) est soumise à son taux d’hydratation et la qualité des réactions électrochimiques dépend de l’état de fonctionnement du réacteur (pressions partielles, température, accès aux sites catalytiques). Donc la caractéristique électrique de la pile est fortement variable et toute dégradation des conditions opératoires (noyage, assèchement, appauvrissement en air, …) entraîne une augmentation des pertes donc des chutes de tension plus élevées ; tout mauvais fonctionnement conduit à une caractéristique électrique statique assez fortement inclinée. On ne peut donc pas conclure sur la nature intrinsèque de ce générateur en tant que source de tension ou bien source de courant. En fait, ces deux modes de fonctionnement sont possibles et, en réalité, c’est l'environnement électrique choisi qui va en décider. Chapitre 4 : Pilotage d’un électro-générateur hybride Page 61 Tension thé théorique Tension Zone de pré prédominance de la polarisation d’ d’ activation Zone de pré prédominance de la polarisation ohmique Zone de pré prédominance de la polarisation de concentration Densité Densité de courant Fig.2.12 La courbe de polarisation d'une pile à combustible PEM Si la PàC peut être contrôlée en courant ou en tension, force est de constater, qu’en mode établi, les deux solutions sont équivalentes. En revanche, dans des conditions de fonctionnement dégradé la réaction du système pile peut différer. 3.3.2 Fonctionnement à courant imposé Ce type de fonctionnement concerne une pile qui se voit imposer un courant par l’extérieur comme dans le cas d’un hacheur élévateur de sortie contrôlé en courant. Dans ce cas la pile impose la tension résultant de la densité de courant exigée aux cellules élémentaires. La tension du stack est donnée par le point de polarisation situé à l’intersection de sa caractéristique avec la droite verticale à courant constant I = Iimposé (Fig. 2.13). Tension VPàC résultante imposé VCO IPàC ICC Courant Fig.2.13 Caractéristique d’une PàC à courant imposé Dans le cas de la survenue d’un dysfonctionnement transitoire réversible, la caractéristique statique va changer en s’infléchissant nettement (Fig. 2.13-bis). Le courant restant imposé, la tension du stack diminue, éventuellement fortement comme dans le cas de l’association d’une densité de courant importante et d’un noyage. La surveillance des tensions des cellules du stack peut alors détecter la survenue d’une tension anormalement basse (seuil unitaire de 0.3 V à 0.4 V) synonyme de pertes importantes et donc de dégradations irréversibles (perçage de membrane par échauffement excessif, dit « hot spot »). Cette détection entraîne l’arrêt du stack avec une reprise lente et précautionneuse. Si un dispositif avait pu détecter ce noyage et que le courant du stack était devenu plus faible pour permettre l’existence d’une tension supérieure au seuil de déclenchement du stack, le système aurait pu pallier ce problème temporaire sans perdre toute la puissance du stack ; de fait, ce noyage se corrigerait en augmentant le débit d’air pour chasser les gouttes d’eau accumulées dans les AMEs, puis éventuellement en corrigeant la température de l’eau de refroidissement. Dans le cas d’un assèchement, la mesure conduirait plutôt à diminuer la température du stack pour diminuer le point de rosée. Chapitre 4 : Pilotage d’un électro-générateur hybride Page 62 Tension Vrésultant Vlimite Vrésultant Iimposé Courant Fig.2.13- bis Survenue d’un dysfonctionnement sur une PàC à courant imposé 3.3.3 Fonctionnement à tension imposée Dans ce fonctionnement dual, le circuit électrique extérieur impose la tension aux bornes de la pile à combustible et celle-ci répond en fournissant un courant donné par le point de polarisation situé à l’intersection de la caractéristique du stack avec la droite horizontale à tension constante V = Vimposée. (Fig. 2.14). On obtient ce type de comportement en associant la PàC à un bus DC maintenu stable à l’aide d’un condensateur de filtrage, voire dans le cas d’une hybridation directe par banc de super-condensateurs. Tension VCO imposée résultant VPàC IPàC ICC Courant Fig.2.14 Caractéristique d’une PàC à tension imposée Dans l’hypothèse de la survenue d’un dysfonctionnement augmentant les pertes (Fig. 2.15-bis), la caractéristique de la pile va varier entraînant cette fois-ci une diminution du courant fourni par le stack puisque désormais la chute de tension (« surtension ») est imposée. La tension du stack reste adéquate, n’engendrant pas de pertes notables, et permet ainsi un fonctionnement durable, certes à puissance réduite, mais laissant le temps à un système de diagnostic d’identifier, de localiser et de caractériser le défaut puis d’y remédier par des actions correctives comme évoquées précédemment. Tension Vimposée Vlimite Vrésultant Irésultant Irésultant Courant Fig. 2.14-bis Survenue d’un dysfonctionnement sur une PàC à tension imposée Chapitre 4 : Pilotage d’un électro-générateur hybride Page 63 De cette analyse, il découle que le contrôle en tension est préférable dans la gestion du système PàC au contrôle en courant. 3.4 Analyse et classification de structures selon les degrés de liberté qu’elles offrent 3.4.1 Structures et degrés de liberté Dans la partie précédente, nous avons vu que le choix d’un groupe électrogène dépendait du cahier des charges de l’application comme de la source primaire privilégiée. Dans le cadre de la filière hydrogène, l’utilisation de la PàC comme convertisseur final de l’énergie chimique de l’hydrogène en électricité impose de fortes contraintes sur l’utilisation finale (régimes lentement variables et dynamique de puissance réduite). Pour permettre la généralisation de l’usage de ce convertisseur, il faut donc lui adjoindre une (ou plusieurs sources auxiliaires). Comme expliqué au chapitre 1, nous nous sommes focalisés sur le concept de système hybride utilisant PàC et SCs et dont le principe est de combiner les avantages respectifs de chaque constituant, tout en minimisant leurs inconvénients. Dans le paragraphe précédent, nous nous sommes attachés à montrer comment trouver des choix optimaux de ces constituants vis-à-vis d’un cahier des charges. Nous nous sommes pour cela appuyé sur une décomposition fréquentielle de la puissance éventuellement associée à un écrêtage des puissances minimales et maximales que doit fournir la PàC. Pour concrètement mettre en œuvre ce groupe électrogène hybride, il nous faut désormais envisager les architectures permettant l’intersection des trois sources (la PàC, le module de SCs et la charge). Dans notre exemple applicatif, la première est unidirectionnelle en puissance et est la seule source primaire d’énergie du système complet. Les deux autres sources (SCs et traction du véhicule) sont bi-directionnelles en puissance et ne sont que des organes de stockage d’énergie (sous forme électrostatique pour la première et mécanique pour la seconde. La question que nous allons désormais aborder est le choix de l’architecture d’interconnexion de ces trois sources. La figure 2.1 présente une architecture très générique illustrant notre problématique. Dans les faits, l’interconnexion des trois sources peut être directe offrant certes une simplicité de réalisation (pas de gestion d’énergie) mais en revanche aucun degré de liberté tant pour la conception que pour le contrôle ; nous l’appellerons architecture à zéro degré de liberté. A l’opposé, on peut envisager d’interfacer chaque source avec son propre convertisseur statique, offrant ainsi la plus grande latitude de réglage et de choix ; nous l’appellerons architecture à deux degrés de liberté. Cette solution peut s’avérer coûteuse et vulnérable vis-à-vis des gains opérationnels qu’elle apporte. Aussi peut-il s’avérer intéressant de trouver un compromis en minimisant le nombre de convertisseurs ; nous appellerons cette dernière solution : architecture à un degré de liberté. On peut noter traditionnellement trois topologies comme évoqué dans la première partie : série, cascade, et parallèle. La différence entre ces différentes configurations est principalement le nœud liant les sources d’énergie. Dans notre étude, on s’intéresse à la topologie parallèle à cause de ces multiples avantages déjà évoqués. C’est donc dans ce cadre que nous allons désormais explorer les différentes topologies envisageables. L’analyse du comportement électrique des différentes architectures candidates nous permettra ainsi d’établir un bilan comparatif et un choix de structures dont le contrôle et la gestion seront étudiés au chapitre 3. 3.4.2 Structure directe (zéro degré de liberté) Cette structure consiste à interconnecter chaque source directement à la charge via le bus DC (Fig.2.16). PàC SC Charge électrique Fig.2.16 Schéma de principe de la structure directe (zéro degré de liberté) Chapitre 4 : Pilotage d’un électro-générateur hybride Page 64 En régime permanent, la pile fournit la puissance nécessaire à la charge tandis que le banc de super-condensateurs demeure chargé à la valeur de tension résultant de ce point de fonctionnement. En régime transitoire, le principe consiste à profiter de la différence entre la valeur d’impédance de la pile et celle du super-condensateur ; le but est que les courants transitoires de la charge circulent préférentiellement dans les super-condensateurs plutôt que dans la pile à combustible. Pour rendre la solution intéressante, il faut donc que, dans la gamme des fréquences visées (des centaines de mHz jusqu’aux hautes fréquences), l’impédance du banc de super-condensateur soit nettement inférieure à celle de la pile. Or, si les deux éléments mettent en jeu des mobilités ioniques, la pile le fait sur tout son domaine de fréquence d’utilisation (c’est d’ailleurs à haute fréquence que l’on mesure la résistance de membrane) alors que dans le super-condensateur ce phénomène électrolytique n’est visible uniquement que dans le domaine des mHz (à plus haute fréquence, les ions demeurent immobiles et ne dissipent pas d’énergie) [GALO-2007]. Si cette considération physique est favorable à l’écart souhaité des impédances, il faut néanmoins constater que le banc de super-condensateur doit être dimensionné non seulement vis-à-vis de son énergie stockée mais aussi vis-à-vis de sa résistance interne. On voit par là que le dimensionnement des constituants est encore plus fortement couplé et contraint par cette solution. Dans les applications ayant une charge peu fluctuante, on peut donc être amené à augmenter la capacité du super-condensateur ou le nombre de branches en parallèle pour accéder à une valeur de résistance interne suffisamment faible. Dans le cas contraire, des pertes ohmiques non négligeable des SCs (par rapport à la PàC) induisent une transmission partielle des transitoires du courant de la charge vers la pile et donc les spécificités de la PàC ne peuvent être totalement assurées ainsi que la gestion d’énergie n’est guère optimale Concernant la valeur de CSC, proprement dite, nous avions vu qu’elle était réglée par l’énergie maximale que doit pouvoir restituer l’élément de stockage et ses niveaux de tension haut et bas. Dans le cas du couplage direct, il n’y a plus de latitude pour choisir ces deux niveaux puisqu’ils correspondent à la tension à vide de la pile et à sa tension nominale. Sachant les aléas de fonctionnement des piles ainsi que les phénomènes de vieillissement concourent à une baisse de la tension par rapport au comportement nominal sain, il est évident que l’excursion de tension ne sera pas optimale et que donc la garantie de l’énergie maximale disponible en toutes circonstances conduit à un surdimensionnement initial de la capacité CSC du banc de super-condensateurs. En dernier lieu, l’énergie disponible à la restitution et celle au stockage sont désormais étroitement corrélée au point de fonctionnement de la PàC. Cette contrainte de gestion naturelle peut donc également induire un surdimensionnement de la capacité. Concernant la mise en route du groupe életro-générateur, il faut remarquer que la tension à vide d’une pile à combustible est sa tension maximale alors que l’absence d’énergie dans le module PàC correspond à la tension nulle. On voit donc qu’il va falloir prévoir une procédure de démarrage. Cela peut consister en une résistance de limitation de courant de pré-charge ou en un hacheur auxiliaire utilisé uniquement pour amener progressivement la tension des super-condensateurs à la tension à faible courant de la pile. Une dernière solution consistant à maîtriser le courant du stack par le contrôle de son débit d’hydrogène n’est pas totalement exclue même si les expériences actuelles à alimentation en hydrogène réduite révèlent des densités de courant inhomogènes à la surface des cellules et des dégradations dans les zones à faibles densité de courant [KUND-2007]. La première solution permet d’imposer la tension aux bornes de la pile à combustible avec une constante de temps élevée (de plusieurs secondes). Du point de vue de la gestion des défaillances réversibles et temporaires, nous venons de voir (§ 2.3.2) que cette solution est particulièrement intéressante car elle réduit la densité de courant des cellules lors d’une défaillance. Du coup, les pertes cellulaires ne sont pas ou peu augmentées (la baisse de la densité de courant compense l’augmentation de la surtension). Par ailleurs, dans le cas d’un noyage (anomalie nécessitant la réaction la plus rapide), la réduction de la densité de courant donc de l’eau produite à la cathode concourt à ramener le stack vers une sortie de noyage. De par une structure de conversion simplifiée, un contrôle inexistant (car la gestion d’énergie opère naturellement) et un bon comportement en cas de défaillance temporaire, l’architecture directe est une structure candidate intéressante. Son inconvénient réside dans ses avantages, car en supprimant tout degré de liberté, la démarche de conception peut conduire à un système volumineux, onéreux et n’offrant pas de fonctionnalités supplémentaires. On ne peut donc conclure qu’à champ d’action limité pour cette solution. 3.4.3 Structure indirecte à un convertisseur (un degré de liberté) Cette structure consiste à associer un convertisseur statique à l’une des deux sources de l’électro-générateur afin d’augmenter la souplesse de conception et de gestion d’énergie. Dans ce cas, nous pouvons donc distinguer deux solutions, à savoir : Chapitre 4 : Pilotage d’un électro-générateur hybride Page 65 - la structure indirecte à un convertisseur connecté à la PàC. - la structure indirecte à un convertisseur connecté au SC. 3.4.3.1 Structure indirecte à un convertisseur connecté à la PàC Elle consiste à conserver la connexion directe des SCs à la charge afin de dériver directement la puissance transitoire de celle-ci vers l’organe de stockage et d’interfacer la PàC au moyen d’un convertisseur unidirectionnel en puissance comme montre la figure 2.17. Le filtrage ayant eu lieu en aval, ce convertisseur statique n’est donc dimensionné que pour la puissance filtrée et non la puissance crête exigée par la charge. Le principe de gestion d’énergie de cette solution repose sur un contrôle lent de la consigne de puissance du convertisseur interfacé avec la pile. De ce fait, la répartition des puissances s’effectue correctement quelles que soient les impédances des deux constituants du groupe électrogène. Cette réalisation est facile à obtenir quelle que soit la puissance. DC DC PàC SC Charge électrique Fig.2.17 Schéma de principe de la structure indirecte ayant convertisseur unique connecté à la PàC (un degré de liberté) L’avantage de disposer un convertisseur entre les SCs et la PàC est d’autoriser la fonction pré-charge de ceux-ci sans perturber le fonctionnement de la PàC. En revanche, cette fonctionnalité implique la réalisation d’un hacheur abaisseur. Or comme nous avons déjà vu que la PàC est une source de puissance délivrant une tension assez réduite et à dynamique importante, cela signifie que la tension de la charge doit être faible (et son courant important). Ajoutons que le niveau du module de SCs doit lui aussi varier de manière significative pour que sa capacité CSC reste économiquement viable à puissance disponible donnée. Ce second impératif implique une tension de charge encore plus faible lors de certains transitoires. Ceci est antinomique avec le choix de la majeure partie des applications de puissance qui privilégie la montée en tension pour réduire les pertes Joule. Le seul moyen de rendre cette solution acceptable est d’envisager un circuit de pré-charge auxiliaire et de concevoir un hacheur élévateur. Toutefois, d’un point de vue efficacité énergétique, force est de remarquer que toute l’énergie convertie sous forme électrique doit subir les pertes inhérentes au convertisseur de puissance. On peut donc conclure à la portée limitée de cette solution. 3.4.3.2 Structure à un convertisseur connecté au SCs La PàC est cette fois-ci directement connectée à la charge tandis que l’élément de stockage (SCs) est associé aux deux sources précédentes par un convertisseur d’interface bidirectionnel en puissance, comme montre la figure 2.18. L’intérêt de ce convertisseur est qu’il n’est utilisé que de manière intermittente, puisqu’il assure l’adaptation des grandeurs électriques (tension / courant) entre les SCs et la charge. Une partie de la puissance délivrée par la pile transite directement vers la charge sans subir les pertes inhérentes au fonctionnement d’un convertisseur statique. Par ailleurs, comme précédemment l’énergie disponible (à la décharge ou à la recharge) est désormais découplée la puissance délivrée par la pile et peut être contrôlée par le pilotage du système. En dernier lieu, le convertisseur peut servir de circuit contrôlé pour précharger le module de SCs. Chapitre 4 : Pilotage d’un électro-générateur hybride Page 66 PàC SC DC DC Charge électrique Fig. 2.18 Schéma de principe de la structure indirecte ayant convertisseur unique connecté aux SCs (un degré de liberté) Le principe de gestion d’énergie repose sur une régulation du système par l’ensemble SCs / convertisseur rejetant les perturbations rapides de la charge. Cette réalisation nécessite une mise en œuvre aboutie pour profiter pleinement de la bande passante potentielle qui offre l’interface de puissance. D’un point de vue industriel et opérationnel, la défaillance du convertisseur de puissance peut ne pas mettre en péril la fonction principale qui est la fourniture de puissance de la PàC à la charge. Bien évidemment celle-ci s’opérera en mode dégradé avec un système électrique éventuellement sous-dimensionné (par rapport aux puissances crêtes). Par ailleurs, la PàC est contrôlée en tension ce qui est favorable lors de la survenue d’une défaillance de celle-ci. En revanche, cette solution subie le même inconvénient que les deux solutions précédentes : la tension délivrée à la charge est forcément fluctuante. 3.4.4 Structure à deux convertisseurs (deux degrés de liberté) Elle consiste à associer à chaque source de l’électro-générateur un convertisseur statique comme montre la figure 2.20. Elle possède donc deux degrés de liberté. D’un point de vue conception, le nombre de cellules empilées dans le cœur de pile n’est plus lié à celui du nombre de super-condensateurs élémentaires du module SC. De même la capacité de celui-ci n’est pas non plus en corrélation étroite avec la surface des cellules. Du point de vue de la gestion d’énergie, la puissance instantanée de la PàC n’induit pas les capacités de stockage ou de restitution des SCs et la dynamique de contrôle imposée à chaque convertisseur va permettre de régler le partage des puissances au gré des sollicitations de la charge. Du point de vue de la réalisation, le convertisseur dédié à la PàC est unidirectionnel et généralement élévateur de tension. Celui dédié aux SCs est quant à lui bidirectionnel en puissance et est en général un hacheur abaisseur / élévateur de tension selon le mode de fonctionnement (récupération / fourniture d’énergie). DC DC PàC SC DC DC Charge électrique Fig. 2.19 Schéma de principe de la structure à deux convertisseurs (deux degrés de liberté) Cette solution semble la plus intéressante par sa richesse, car elle permet un contrôle total de tous les composants : répartition de la puissance instantanée de la charge, état de charge des SCs et régulation de la tension délivrée à la charge. En revanche, elle doit toutefois supporter les inévitables pertes associées à chaque convertisseur statique. En particulier, la puissance délivrée par la source primaire (PàC) est continuellement diminuée par les pertes de son convertisseur. Par ailleurs, du point de vue industriel, l’augmentation du nombre de composants augmente le coût, la possibilité de pannes et de Chapitre 4 : Pilotage d’un électro-générateur hybride Page 67 problèmes de commande. Et la défaillance du convertisseur associé à la PàC entraîne l’arrêt de la fonction principale de l’électro-générateur. 3.4.5 Bilan Dans cette étude, nous nous sommes intéressés aux structures hybrides de type parallèle, avec comme source d’énergie principale, une pile à combustible (PàC) assistée d’une source d’énergie impulsionnelle réversible, constituée de supercondensateurs (SCs). Quatre architectures peuvent être distinguées. Nous avons dressé un tableau (Tab.2.1) récapitulant les avantages et les inconvénients de chacune d’entre elles. Ce résumé va nous guider dans le choix de la ou des structures à retenir pour la suite de notre étude (gestion d’énergie et modes extrêmes). Tab.2.1 Avantages et les inconvénients des structures du système hybride PàC/SCs Avantages connecté à la PàC connecté aux SCs à deux convertisseurs à un convertisseur Structures du système Hybride directe - réversibilité en puissance (liée aux SCs) - structure simple - aucune gestion d’énergie par prise en compte naturelle des contraintes des constituants - comportement favorable de la PàC lors de la survenue d’une défaillance PàC (contrôle en tension de la PàC) - réversibilité (liée aux SCs) - découplage fort des caractéristiques des SCs et cellesde la PàC - maîtrise potentiellement parfaite de la répartition de puissance - charge régulée en tension - une bonne protection du système - gestion simple de la pré-charge des SCs. Inconvénients - gestion spécifique lors du démarrage. - couplage fort du dimensionnement des SCs par rapport à la PàC (en plus du cahier des charges fixé par la source) - transmission partielle des transitoires de charge à la PàC - surdimensionnement des SCs - volume, poids et coût associés au surdimensionnement des SCs - charge supportant les variations de tension de la PàC - structure complexe - efficacité énergétique réduite due aux pertes associées à chaque convertisseur - contrôle et gestion d’énergie complexe pour maîtriser les degrés de liberté offerts par l’architecture - volume, poids et coût associés aux convertisseurs - réversibilité (liée aux SCs) - structure relativement simple - découplage fort des caractéristiques des SCs et cellesde la PàC - maîtrise potentiellement parfaite de la répartition de puissance - charge supportant les variations de tension de - gestion simple de la pré-charge des SCs. la PàC - comportement favorable de la PàC lors de - contrôle et gestion d’énergie complexe la survenue d’une défaillance PàC (contrôle en tension de la PàC) -continuité de service (mode dégradé) en cas de perte du convertisseur statique. - réversibilité (liée aux SCs) - structure relativement simple - convertisseur de puissance de dimensions réduites - maîtrise potentiellement parfaite de la répartition de puissance - contrôle et gestion d’énergie simple Chapitre 4 : Pilotage d’un électro-générateur hybride - charge supportant des variations de tension (celle des SCs) - charge basse tension. - surdimensionnement de SC - efficacité énergétique réduite due aux pertes associées au convertisseur statique et qui affectent l’ensemble de l’énergie électrique produite Page 68 Rappelons les objectifs qui président à l’utilisation d’un électro-générateur hybride : - Satisfaire les spécifications de la charge (fournir ou absorber la puissance de la charge) - Assurer une alimentation permanente de la charge (gérer parfaitement les phases de manque ou d’excès d’énergie ou encore la perte de contrôle) - Respecter les limites intrinsèques de chaque source : La dynamique lente de la pile L’état de charge des SCs - Avoir un système simple et fiable (structure et le contrôle associé) - Une bonne utilisation et gestion des échanges d’énergie (dimensionnement / gestion d’énergie) Au vu de cette spécification, notre choix s’est porté sur la structure à un degré de liberté, avec la pile à combustible directement connectée au bus continu ainsi que la structure à deux degrés de liberté utilisant deux convertisseurs. La première structure permet à la fois une utilisation correcte des éléments de stockage et assure parfaitement les demandes de la charge tout en respectant les limites du système. Comme nous l’avons vu auparavant, cette architecture permet également une meilleure stabilité vis-à-vis de mode de défaillances de la PàC tels que le noyage et garantit la possibilité d’un fonctionnement en mode dégradé dans le cas de la perte du convertisseur statique. La deuxième solution, quand à elle, est bien évidemment la plus souple avec ses deux degrés de liberté utilisables tant pour la conception que le contrôle et la gestion d’énergie. Finalement, la structure à un degré de liberté avec une commande appropriée est totalement novatrice et mérite d’être exploitée plus en détail pour une éventuelle comparaison à celle à deux degrés de libertés. Par conséquent, ces deux structures vont nous accompagner tout le long de l’étude du système de contrôle et gestion d’énergie. 3.5 Conclusion Dans ce chapitre nous avons rappelé les défauts majeurs que rencontrent encore les piles de type PEMFC. Comme tout cœur de procédé électrochimique, le rendement du réacteur (stack) est fortement affecté par les conditions opératoires. Leur optimisation en temps réel est délicate à obtenir et maintenir en temps réel. Il s’agit entre autre de garantir une température de cellule élevée sans que la température de la membrane ne dépasse une valeur limite, un taux d’humidité important proche des conditions de saturation mais sans réaliser d’accumulation d’eau dans les diffuseurs et dans les canaux, d’assurer des pressions partielles des réactifs élevées aux électrodes, d’éviter la présence de polluant dans les catalyseurs, de garantir un potentiel de cathode réduit pour éviter l’oxydation des couches actives… Pour toutes ces raisons, il est apparu avantageux de découpler en partie le système PàC des sollicitations électriques de la charge ; ainsi hybridé, le système pile ne subira que des variations lentes qui faciliteront sa gestion et permettront d’obtenir une meilleure continuité de service (diminution des occurrences de défaillances d’une part et une durée de vie allongée (meilleure utilisation de ses constituants) d’autre part. Pour cette assistance à la pile, nous avons uniquement considéré les supercondensateurs. Dans un premier temps, nous avons cherché à établir les caractéristiques des deux sources de cette alimentation hybride. Nous avons vu que la puissance nominale du système PàC d’une part, et l’énergie maximale stockée dans les SCs d’autre part dépendaient fortement de l’application et des profils typiques de mission qu’elle exige. Pour établir ces deux caractéristiques fondamentales, nous avons repris le principe du partage fréquentiel des puissances proposé par le laboratoire Laplace de Toulouse (Chapoulie, INPT 1999). Dans notre cas (PàC / SCs), le choix de la fréquence de coupure délimitant le domaine des deux sources est imposée par les caractéristiques de la PàC (essentiellement au travers de sa dynamique d’air) et permet d’établir un pré-dimensionnement en puissance pour la PàC et en énergie pour le module de SCs. Cela nous a permis d’ores et déjà de constater que l’hybridation pouvait dans certaines applications conduire à un système de puissance donc de taille et de coût réduits (bien entendu le réservoir d’hydrogène n’est pas concerné), ce qui renforce l’intérêt de l’hybridation. Le choix des autres caractéristiques (nombre de cellules / surface d’une cellule, nombre de SCs / capacité des SCs / connexion électrique des SCs) est induit par l’application et contraint par la technologie actuelle. Dans un second temps, nous avons exploré les différentes architectures électriques permettant d’obtenir un transfert correct des puissances. En adoptant comme critères de sélection, la facilité de contrôle et l’aptitude à stabiliser une situation en cas de défaillance, nous avons été conduits à privilégier deux structures. La première consiste à associer à chaque source son convertisseur statique d’interface et offre donc la plus grande latitude de contrôle et de choix des paramètres de conception des sources. Dans une logique de réduction de la complexité, la structure sans convertisseur dans la chaîne principale de Chapitre 4 : Pilotage d’un électro-générateur hybride Page 69 puissance (le système PàC et son réservoir d’hydrogène) nous est apparue pertinente à deux titres. D’une part, elle offre une capacité de fonctionnement en mode dégradé dans le cas de la perte du convertisseur statique qui ne gère que l’organe auxiliaire. D’autre part, elle impose au stack du système PàC un pilotage en tension. Comme nous l’avons souligné, ce mode de pilotage est favorable pour éviter un déclenchement de la PàC et une amplification du noyage, lent qui est un cas de défaillance courant et dont le diagnostic est lent à réaliser car impliquant des phénomènes lents (écoulement de matières). C’est donc ces deux structures que nous étudierons dans la suite de ce mémoire. Le chapitre suivant va s’attacher à dégager des structures algorithmiques simples et efficaces permettant de contrôler ces deux électro-générateurs hybrides et de mettre en œuvre des stratégies de gestion d’énergie. Ce troisième chapitre se propose donc d’élaborer des commandes en temps réel en s’appuyant sur une description adaptée à cet objectif de contrôle. Après avoir été justifiées, ces commandes seront mise en œuvre sur un système expérimental développé, pour cette thèse, au Laboratoire de Génie Electrique de Paris. Chapitre 4 : Pilotage d’un électro-générateur hybride Page 70 REFERENCES Chapitre 3 [ANDR-2004] M. ANDRÉ, “The artemis European driving cycles for measuring car pollutant Emission,” Report INRETS-LTE 0411, 2004. [AYAD-2003] M. Y. AYAD, S. RAËL, B. DAVAT, “Hybrid power source using supercapacitors and batteries,” EPE’03, Toulouse, 2003. [CACC-2004] M. CACCIATO, F. CARICCHI, F. G. CAPPONI and E. SANTINI , “A critical evaluation and design of bidirectional DC/DC converters for supercapacitors interfacing in fuel cell applications,” in Proc. Industry Applications Conf., IEEE IAS 2004, Vol.2, pp. 1127-1133, 2004. [CAND-2008] D. CANDUSSO, A. DE BERNARDINISA, M-C. PÉRA, F. HAREL, X. FRANÇOIS, D. HISSEL, G. COQUERY and J-M, KAUFFMAN, “Fuel cell operation under degraded working modes and study of diode by-pass circuit dedicated to multi-stack association,” Energy Conversion and Management, Vol.49, pp.880–895, 2008. [CHAP-1999] P. CHAPOULIE, “Modélisation systémique pour la conception de véhicule électrique muli-sources, application aux véhicules équipé de générateurs photovoltaïque ou de supercondensateurs,” Thèse de doctorat de l’INPT, 1999. [DAI-2008] Zhen DAI, D. NIEMEIER and D. EISINGER, “Driving cycles: a new cycle-building method that better represents real-world emissions,” U.C. Davis-Caltrans Air Quality Project, 2008. [DANG-2006] DANG Bang Viet, “Conception d’une interface d’électronique de puissance pour Pile à Combustible,” Thèse de doctorat de l’UJF, 2006. [DAVA-2009] B. DAVAT, S. ASTIER.; T. AZIB, O. BETHOUX, D. CANDUSSO, G. COQUERY, A. DE BERNARDINIS, F. DRUART, B. FRANCOIS, M. G. ARREGUI, F. HAREL, D. HISSEL, J-P. MARTIN, M-C. PERA, S. PIERFEDERICI, S, RAEL, D. RIU, S. SAILLER, Y. BULTEL, T. CREUZET, C. TURPIN and T. ZHOU, “Fuel cellbased hybrid systems,” IEEE –ELECTROMOTION, 2009. [EHSA-2005] M. EHSANI, Y. GAO, S E. GAY and A. EMAD, “Modern Electric, Hybrid Electric, and Fuel Cell Vehicles,” CRS Press, 2005. [FERO-2009] Diego FEROLDI, M. SERRAA and J. RIERA, “Energy Management Strategies based on efficiency map for Fuel Cell Hybrid Vehicles,” Journal of Power Sources, Vol.190, pp.387–401, 2009. [FRAN-2010] L. FRANCK-LACAZE, C. BONNET, E. CHOI, J. MOSS, S. PONTVIANNE, H. POIROT, R. DATTA and F. LAPICQUE, “Agening of PEMFC’s due to operation at low current density: Investigation of oxidative degradation,” International journal of hydrogen energy, in press, 2010. [GALO-2005] H. GALOUS, D. HISSEL, S. BONTOUR, F. HAREL and J.M. KAUFFMANN, “Power management of an embedded fuel cell - supercapacitor APU,” IEEE EPE’05, 2005. [GALO-2006] H. GALOUS, J. F. FAUVARQUE and R. GALLAY, “Hybrid power source with batteries and supercapacitor for vehicle applications,” IEEE, ESCAP’06, 2006. [GALO-2007] H. GALOUS et Roland GALLAY, “Application des supercondensateur,” Technique d’ingénieur, N° D3335, 2007. [GARC-2007] Marcos GARCIA ARREGUI, “Theoretical study of a power generation unit based on the hybridization of a fuel cell stack and ultracapacitors,” Thèse de doctorat de INPT, 2007. [GERA-2010] Mathias GERARD and all, “Oxygen starvation analysis during air feeding faults in PEMFC,” International journal of hydrogen energy, 2010, in press. [GIUL-2004] F. GIULII, M. CACCIATO, “Using Super Capacitors in combination with Bi-Directional DC/DC Converters for Active Load Management in Residential Fuel Cell Applications,” 1st European Symposium on Supercapacitors, IEEE-ESSCAP’04, 2004. [HARE-2007] F. HAREL, X. FRANÇOIS, D. CANDUSSO, M.-C. PERA, D. HISSEL and J.-M. KAUFFMANN, “PEMFC durability test under specific dynamical current solicitation linked to vehicle road cycle,” Fuel Cells from Fundamentals to Systems, Wiley-VCH, vol. 7, pp. 142-152, Apr. 2007. Chapitre 4 : Pilotage d’un électro-générateur hybride Page 71 [JAEC-2010] Anne JAECKER-VOIROL, “Émissions polluantes des moteurs thermiques : Procédures d’essais,” Technique d’ingénieur, N° BM 2 506, 2010. [JIAN-2004] Z. JIANG, L. GAO , M. J. BLACKWELDER and R A. DOUGAL, “PEMFC Design and experimental tests of control strategies for active hybrid fuel cell/battery power sources,” J. Power Sources, Vol.130, pp. 163-171, 2004. [KUND-2007] S. KUNDU, M. W. FOWLER, L. C. SIMON, R. ABOUATALLAH and N. BEYDOKHTI, “Degradation analysis and modeling of reinforced catalyst coated membranes operated under OCV conditions,” Journal of Power Sources, Vol.183, pp.619–628, 2008. [MARI-2005] J.N. MARIE-FRANCOISE, H. GUALOUS, R. OUTBIB and A. BERTHON, “42V Power Net with supercapacitor and battery for automotive applications,” Elsevier, Journal of Power Sources, vol. 143, pp. 275–283, 2005. [MOSD-2003] Renaut MOSDALE, “Transport électrique routier Véhicules électriques à pile à combustible,” Technique d’ingénieur, N°D5570, 2003. [OUYA-2007] M. OUYANG, L. XUA, J. LIA, L. LUA, D. GAOA and Q. XIE, “Performance comparison of two fuel cell hybrid buses with different power train and energy management strategies,” Journal of Power Sources, Vol. 163, pp.467– 479, 2006. [ORTÚ-2007] M. ORTÚZAR, J. MORENO, J. DIXON, “Ultracapacitor-Based Auxiliary Energy System for an Electric Vehicle: Implementation and Evaluation,” IEEE trans. on Industrial Electronics, Vol.54, No.4, pp. 2147-2156, Aug. 2007. [PADD-2009] S. J. PADDISON and K. S. PROMISLOW, “Device and Materials Modeling in PEM Fuel Cells,” Springer, Topics in Applied Physics, Vol.113, 2009. [PAYM-2007] A. PAYMAN, S. PIERFEDERICI, F. MEIBODY-TABAR and B. DAVAT, “Implementation of a Flatness Based Control for a Fuel Cell-Ultracapacitor Hybrid System,” Power Electronics Specialists Conference, IEEE-PESC’07, June 2007. [PERA-2007] Marie-Cécile PÉRA “Power Generation by Fuel Cells,” IEEE Industrial Electronics Magazine, pp.19324529, 2007. [SANT--2002] E. SANTI, D. FRANZONI, A. MONTI, D. PATTERSON, F. PONCI and N. BARRY, “A Fuel Cell Based Domestic Uninterruptible Power Supply,” IEEE, APEC’02, Vol.1, pp.605 – 613, 2002 [TANI-2008] A. TANIGUCHI, T. AKITA, K. YASUDA, “Analysis of degradation in PEMFC caused by cell reversal during air starvation,” International journal of hydrogen energy, Vol.33, pp.2323 – 2329, 2008. [TASA-2006] R, TASAKA, T. KINUMOTO, M. KIRIAKE and R. UMEBAYASHIA, “Gas crossover and membrane degradation in polymer electrolyte fuel cells,” Electrochimica Acta, Vol.51, pp.5746–5753, 2006. [THOU-2006] P. THOUNTHONG, S. RAËL and B. DAVAT, “Control strategy of fuel cell/supercapacitors hybrid power sources for electric vehicle”, Elsevier, Journal of Power Sources, Vol.158, pp. 806–814, 2006. [WAHD-2006] B. WAHDAME, “Analyse et optimisation du fonctionnement de piles à combustible par la méthode des plans d’expériences,” Thèse de doctorat de l’UTBM, 2006. [WAHD-2008] B. WAHDAME, L. GIRARDOT, D. HISSEL, F. HAREL, X. FRANCOIS, D. CANDUSSO, M-C. PERA and L. DUMERCY, “Impact of power converter current ripple on the durability of a fuel cell stack,” Int. Symposium on Industrial Electronics, IEEE-ISIE08, pp. 1495–1500, Jul. 2008. Chapitre 4 : Pilotage d’un électro-générateur hybride Page 72 Chapitre 4 : Page 73 Chapitre 4/ Pilotage d’un électro-générateur hybride (PàC / SC) 4.1 Introduction ___________________________________________________________________ 75 4.1.1 4.1.2 4.1.3 4.2 Les enjeux du pilotage de l’électro-générateur hybride ______________________________________ 75 Un état de l’art sur le pilotage de l’électro-générateur hybride ________________________________ 77 La méthodologie de pilotage de l’électro-générateur hybride _________________________________ 78 Description de la plateforme expérimentale _________________________________________ 79 4.2.1 Système PàC « Nexa BALLARD » _________________________________________________________ 80 4.2.2 Supercondensateurs __________________________________________________________________ 80 4.2.3 Description de la carte DSPACE _________________________________________________________ 80 4.2.4 Système de charge ___________________________________________________________________ 81 4.2.4.1 Charge électronique programmable ___________________________________________________ 81 4.2.4.2 Charge deux quadrants « banc moteur » ________________________________________________ 81 4.2.5 Autre équipement ____________________________________________________________________ 82 4.2.5.1 Convertisseurs _____________________________________________________________________ 82 4.2.5.2 Mesures __________________________________________________________________________ 82 4.3 Approche synthétique par la représentation REM ____________________________________ 82 4.3.1 Représentation fonctionnelle REM en vue d’obtenir une structure de commande ________________ 82 4.3.1.1 Principe de la représentation REM_____________________________________________________ 82 4.3.1.2 Représentation REM des deux électro-générateurs hybrides________________________________ 84 4.3.2 Structure de commande par utilisation des règles d’inversion_________________________________ 87 4.3.2.1 Principe de la commande par inversion _________________________________________________ 87 4.3.2.2 Cahier des charges de l’électro-générateur à deux convertisseurs ___________________________ 88 4.3.2.3 Représentation REM de l’architecture de commande de l’électro-générateur à deux convertisseurs 88 4.3.2.4 Représentation REM de l’architecture de commande de l’électro-générateur à un convertisseur __ 94 4.3.2.5 Analyse détaillée de la commande de l’électro-générateur à un convertisseur _________________ 95 4.3.2.5.1 Détail sur la structure de commande _______________________________________________ 95 4.3.2.5.2 Modélisation et synthèse de la loi de commande _____________________________________ 96 4.3.3 Résultats de simulation ________________________________________________________________ 99 4.4 Commande basée sur la passivité (IDA PBC) ________________________________________ 101 4.4.1 Principe ___________________________________________________________________________ 101 4.4.2 Conception de la loi de commande _____________________________________________________ 103 4.4.2.1 Structure de la loi de commande _____________________________________________________ 103 4.4.2.2 Modélisation et synthèse de la loi de commande ________________________________________ 104 4.4.3 Résultats de simulation _______________________________________________________________ 107 4.5 Validation expérimentale _______________________________________________________ 108 4.5.1 4.5.2 4.5.3 4.6 Validation expérimentale des résultats de simulations______________________________________ 108 Choix du taux d’hybridation ___________________________________________________________ 110 Première évaluation du gain en termes d’économie d’énergie liée à l’hybridation _______________ 112 Conclusion ___________________________________________________________________ 114 REFERENCES Chapitre 4 ______________________________________________________________ 115 Chapitre 4 : Pilotage d’un électro-générateur hybride Page 74 Chapitre 4 Pilotage d’un électro-générateur hybride (PàC / SC) 4.1 Introduction 4.1.1 Les enjeux du pilotage de l’électro-générateur hybride Au cours des chapitres précédents nous avons pu analyser le comportement électrique d’un système pile alimentant une charge électrique à puissance fluctuante. Nous avons constaté que la tension, image directe du rendement du cœur de pile était fortement affectée par des transitoires même à des fréquences faibles, c’est-à-dire inférieure au Hz. Ce phénomène s’explique par une réponse inappropriée de l’alimentation en oxydant de la cathode néfaste pour le rendement de la conversion comme pour la durée de vie de l’assemblage membrane électrode. Par ailleurs, les excursions à forte densité de courant se sont révélées peu intéressantes pour le rendement alors que la littérature sur la tenue des matériaux actifs des électrodes a révélé que les couches actives sont altérées par l’utilisation à potentiel élevé (faible densité de courant). Tous ces éléments rassemblés induisent la nécessité, dans de nombreux cas d’utilisation, d’adjoindre une source auxiliaire ayant des qualités complémentaires à celle de l’ensemble PàC / réservoir à hydrogène (puissance impulsionnelle importante, puissance nulle non dégradante, énergie massique non contraignante). Nous avons prolongé cette étude en analysant les différentes architectures électriques qui permettent de faire cohabiter harmonieusement ces deux sources. L’analyse a montré que deux solutions se dégageaient dans les cas très contraignants : celle associant un convertisseur statique à chaque source et celle privilégiant un unique convertisseur associé au stockage d’assistance impulsionnelle. Basé sur une décomposition fréquentielle des réponses, un premier taux d’hybridation a pu ainsi être défini. Il faudra l’affiner en fonction de la stratégie développée en temps réel pour piloter les sources. Nous allons donc, au cours de ce chapitre, traiter le problème du pilotage de l’électro-générateur hybride PàC/SCs. En effet, traditionnellement dans un système à une source d’énergie, la demande de la charge est gérée directement par cette dernière. A titre d’exemple, dans un véhicule conventionnel, l’enfoncement des pédales d’accélération et de freinage est traduit en puissance demandée au groupe moto-propulseur et suffit à gérer complètement le véhicule. Pour une source hybride, le problème est plus complexe : connaissant la puissance exigée par la Chapitre 4 : Pilotage d’un électro-générateur hybride Page 75 charge, il faut ensuite répartir cette demande entre les deux sources d’énergie en assurant la demande instantanée sans dégradation pour les constituants internes et sans obérer les possibilités de réaction à venir. Ces stratégies de pilotage, visant à garantir un fonctionnement performant du système (efficacité énergétique, durée de vie, disponibilité de l’énergie), sont regroupées sous le terme « lois de commande et de gestion d’énergie ». Précisons que par commande nous entendons la gestion dynamique d'une variable ou d'un sous-système (par une prise en compte des contraintes énergétiques), et par stratégie nous entendons le dispositif qui définit les différentes consignes de manière à répondre aux objectifs et contraintes du système. Cette loi de commande et de gestion d’énergie doit donc permettre au système hybride de satisfaire la puissance demandée par la charge. Connaissant cette consigne, la stratégie de gestion répartit la puissance entre le système PàC et la source d’énergie secondaire selon des critères/ objectifs souhaités. Dans notre cas, l’objectif principal est de trouver une manière « efficace » de partager cette requête de la charge en termes de puissance pour chaque source, avec comme objectif de satisfaire les exigences de la charge (rapidité, fiabilité, continuité de service….) et de respecter les contraintes liées au bon fonctionnement de chaque élément, principalement la dynamique lente de la PàC, la gestion de l’état de charge de l’élément de stockage, et les contraintes électriques sur les convertisseurs. La construction du superviseur de commande et de gestion d’énergie est résumée à la figure 3.1 dans laquelle trois zones de traitement de l’information apparaissent : - L’interface entre la charge et le système hybride à qui incombe la traduction de la demande de la charge en puissance exigée à la source, - La gestion des flux d’énergie dans le système hybride autrement dit l’application d’algorithmes (lois de gestion d’énergie) déterminant la répartition de la demande entre les différentes sources, - La consigne des asservissements locaux des organes de conversion garantissant à la fois les spécifications de la charge et la fiabilité de la chaîne énergétique (les constituants), ce qui constitue la commande du système. Selon les applications et la nature des sources utilisées, la loi de gestion d’énergie peut solliciter plus au moins le système de stockage, ce qui reviendra à plus au moins le décharger. Deux possibilités peuvent être dégagées : - Laisser l’état de charge dériver au fil de temps, plutôt dans le sens de la décharge (néanmoins entre les limites d’état de charge préconisées par le constructeur). Ce mode de fonctionnement est connu sous le nom de « Charge Depleting » [DUBR-2002]. Ceci entraine, à un moment ou un autre, la nécessité de recharger le stockeur grâce au réseau électrique ; - Contrôler l’état de charge de manière à ne jamais avoir à recharger le stockeur par un circuit extérieur. Ce mode de fonctionnement est connu sous le nom de « Charge Sustaining » [DUBR-2002]. L’état de charge est donc flottant autour d’une valeur dans la plage préconisée par le constructeur. Acquisitions de mesures Etat Etat Etat DC Commande Interprétation Puissance Lois de gestion Répartition rapprochée du Signaux de de la demande demandée d’énergie de puissance système commande DC DC Unité de contrôle et gestion d’énergie DC Fig.3.1 Schéma général de la commande du système hybride Dans notre cas, nous avons choisi un stockeur intermédiaire (SCs) sans grande capacité de stockage, mais proposant une grande puissance massique. Nous sommes donc résolument orientés vers la seconde démarche. Dans cette perspective, nous visons la possibilité de mettre en œuvre des algorithmes afin de tester leur pertinence sur un banc expérimental réel. Aussi, cette volonté d’embarquer les lois de gestion d’énergie implique quelques contraintes fortes : la commande développée devra être relativement simple afin de permettre son implantation dans un calculateur, et une attention particulière devra être portée sur la gestion des saturations et les limites du système. Chapitre 4 : Pilotage d’un électro-générateur hybride Page 76 4.1.2 Un état de l’art sur le pilotage de l’électro-générateur hybride Force est de constater que la thématique du pilotage des systèmes hybrides est une thématique qui a été très explorée au cours de la période récente (1995-2010). Assurant la distribution de puissance entre les sources utilisées tout en satisfaisant la charge, cela a engendré un nombre important de stratégies différentes. A ce jour, aucune approche n’a pu s’imposer ou exclure les autres. Néanmoins, nous pouvons dégager certaines grandes tendances. Les différentes approches utilisées peuvent être classées en deux catégories distinctes. En premier lieu, on rencontre des techniques exploitées hors ligne pour rechercher le meilleur chemin énergétique que doivent suivre les sources pour répondre à un scénario préétabli. Elles présentent une grande pertinence dans des applications relativement figées telles que la traction ferroviaire. Ces techniques ne sont pas contraintes par le temps de calcul, ni même par un temps d’apprentissage. Elles sont intéressantes pour effectuer un dimensionnement minimal des sources et également pour tester la qualité des algorithmes implantés en temps-réel dans des calculateurs embarqués. Les secondes techniques sont dans ce registre et visent à développer des algorithmes de gestion répondant aux contraintes du temps réel (temps d’échantillonnage élevé, ressources matérielles faibles et temps de calcul réduit). - Stratégies hors ligne : Dans la littérature on retrouve souvent la notion « d’optimisation globale » [SCOR-2004, BERN-2006, KERM-2007, JONA-2007]. Cette optimisation permet d’avoir, en théorie, l’évaluation des performances, la synthèse de lois de commande et le dimensionnement du système. La répartition de la puissance est alors idéale au sens de la minimisation de la consommation d’hydrogène (critère généralement retenu) en utilisant généralement des algorithmes mathématiques plus ou moins complexes (programmation dynamique). Pour cela, tous les paramètres sont connus à l’avance, y compris ceux en général impossible à connaître en temps réel : le profil de la charge est un exemple typique (dans notre exemple, cela correspond au cycle routier suivi et au comportement du conducteur). L’optimum calculé peut être très sensible aux variations paramétriques ce qui rend sa découverte peu exploitable. Cette stratégie doit donc s’exploiter hors ligne et son utilisation est limitée à la simulation donc à la qualité des modèles. Toutefois, les règles extraites de cette optimisation peuvent être par la suite utilisées pour élaborer une stratégie en ligne [SCOR-2005, KERM-2007]. Citons, entre autres, l’utilisation des réseaux de neurones. Ces réseaux traitent les problèmes de perception, de mémoire, d’apprentissage et de raisonnement. La technique consiste à faire apprendre aux réseaux de neurones un maximum de résultats provenant d’optimisation globale pour divers cycles de vitesse à usage réel. Le réseau de neurones est ensuite implanté dans un calculateur (type « forward ») pour contrôler le système en temps réel [SCOR-2004, HARM-2005]. La stratégie de minimisation de la consommation équivalente (ECMS pour Equivalent Consumption Minimization Strategy) utilise une méthode similaire [RODA-2005]. La consommation équivalente tient compte de la consommation réelle d’hydrogène et d’une consommation fictive représentant l’énergie électrique nécessaire pour recharger l’élément de stockage tout en ramenant cette énergie au réservoir d’hydrogène moyennant les expressions des rendements moyens de la pile et de l’élément de stockage. Cette vision énergétique est intéressante (en théorie) car elle permet d’avoir une consommation minimale pour un véhicule étudié. Néanmoins, cette approche néglige la gestion des flux énergétiques (commande locale) entre les composantes du véhicule et leurs contraintes associées (nœuds énergétiques et saturations locales par exemple). Cette approche simplifiée peut engendrer un rendement énergétique global affaibli et des performances dynamiques diminuées. - Stratégies en ligne : Ces stratégies sont développées pour être efficaces lors du pilotage en temps- réel du système : elles sont donc établies sous la forte contrainte des commandes embarquées (ressource matérielle limitée, temps de calcul faible). Ces stratégies peuvent s’appuyer soit sur un modèle expert, soit sur un modèle de connaissance plus ou moins fin. Etant donné la difficulté d’obtenir un modèle pertinent et bien renseigné du système pile, beaucoup de travaux ont été menés dans cette première direction. Ces stratégies, appelées plus communément lois de gestion empirique s’appuient sur l’expérience acquise par des « experts » sur le comportement des différents composants de la chaîne de conversion. Beaucoup de ces lois font appels aux règles floues [SCIA-2007, HANK-2008] qui permettent une mise en œuvre rapide. Une autre démarche consiste à réaliser des stratégies de gestion basées sur des règles expertes. On peut citer les travaux de [EHSA-2005, HANK-2008, THOU-2004, DELP-2002, JANG-2005, LACH-2004, SALM-2007] dans lesquels est proposée une stratégie à base de règles utilisant une commutation d’algorithmes. Ceci consiste à gérer les « arrêt-démarrage » de la source principale en fonction de l’état de charge du stockeur : le but est de maintenir l’état de charge de celui-ci dans une plage prédéfinie. Cet algorithme est aussi connu sous l’appellation de « stratégie du thermostat ». L’avantage de cette stratégie est de faire fonctionner la pile à un point de fonctionnement idéal. Le second avantage de cette méthode est sa Chapitre 4 : Pilotage d’un électro-générateur hybride Page 77 simplicité et sa rapidité de mise en œuvre. Néanmoins, elle présente un risque de phénomène dit de « chattering » (permutations intempestives d’algorithmes) lorsque le système fonctionne au voisinage de deux modes de fonctionnement. Ceci engendre de fortes sollicitations de courant avant d’obtenir une convergence vers la valeur finale (état stable). Une commutation plus douce, utilisant des transitions de nature hystérétique (principe d’hystérésis) et permettant d’éviter autant que possible ce phénomène, a été proposée par [AYAD-2003]. Pour ce type de stratégie, l’énergie dans le stockeur doit être suffisante (surdimensionnement) afin de réduire la fréquence du cycle allumage / extinction de la source principale. On doit également noter que, pour une PàC, les cycles « arrêt / démarrage » semblent être néfastes quant à la durée de vie du cœur de pile. D’autres approches se tournent résolument vers des modèles de connaissances du système pile et de l’ensemble de l’architecture afin de gérer plus finement les transferts énergétiques et mieux intégrer les différentes contraintes des sources. Dans ce cadre, nous pouvons discerner des approches basées sur le suivi de puissance et l’analyse des échanges énergétiques. Dans cette catégorie, nous pouvons citer la stratégie de limitation de la pente des évolutions de puissance de la source principale (Slope power sharing), [DANG-2007, THOU-2008]. Pour cette stratégie, la puissance transmise par la PàC est limitée en dynamique et en valeur maximale, grâce à l’utilisation d’une pente saturée. Poursuivant un objectif similaire, la stratégie basée sur la décomposition fréquentielle de la demande de la charge [GARC-2007, AKLI-2007] consiste à partager la demande de la charge en deux composantes ; la première contenant les basses fréquences est affectée à la source principale, tandis que la seconde composante contenant les autres fréquences est assurée par le système de stockage. Ce procédé offre de bonnes performances en termes d’efficacité énergétique. En dernier lieu, nous pouvons recenser des approches issues de techniques de la commande linéaire et non-linéaire de l’automatique, à savoir la commande optimale [BERN-2007, RIU-2009], la commande basée sur la passivité [BECH-2006] et la commande basée sur la platitude [PAYM-2007]. Elles sont caractérisées par une haute complexité due à la nécessité de maîtriser un grand nombre de variables et de connaître les paramètres du système avec une bonne précision. Ces stratégies souffrent potentiellement de problèmes d’identification de paramètres. 4.1.3 La méthodologie de pilotage de l’électro-générateur hybride Cet état de l’art de la gestion énergétique des systèmes hybrides montre un foisonnement de techniques avec des objectifs variés et des moyens de mise en œuvre différents. Aussi apparaît-il difficile d’en déduire la commande la plus adaptée aux architectures envisagées dans cette thèse. Pour guider notre méthode d’investigation, nous partons du constat que nous devons gérer un système énergétique complexe avec comme ambition de faire apparaître clairement les degrés de liberté explicites ou implicites du système afin de les gérer au mieux. Par ailleurs, une gestion basée sur des commandes locales rendra les contrôleurs faciles à régler et à mettre en œuvre ce qui est également un objectif pour rendre le système de gestion portable d’une application à l’autre. C’est ce constat et cette volonté d’obtenir une représentation représentant au mieux les flux d’énergie qui nous ont orientés vers des méthodes d’analyses graphiques comme le bond-graph, le GIC et la REM [BOUS-2005, OULD-2006, LHOM-2007]. Cette dernière nous apparaît tout à fait adaptée à notre problématique car elle représente les flux énergétiques et visent à décomposer un système en sous-systèmes décrits par des variables dont le produit donne la puissance échangée instantanée entre sous-systèmes. Elle privilégie une approche fonctionnelle et propose une structure de commande par règles d’inversion qui recherche la gestion locale de l’énergie et conduit souvent à une commande en boucles imbriquées dont les techniques de réglage sont bien maitrisées. En dernier lieu, les règles d’inversion font apparaître explicitement les degrés de liberté cachés que constituent les couplages énergétiques et ainsi permettent d’identifier clairement les points d’entrée que des stratégies retenues [BOUS-2003] [LHOM-2007]. Nous avons donc appliqué la REM aux architectures retenues. Dans un premier temps, nous l’avons développé sur la structure à deux convertisseurs. Au travers de nos objectifs de gestion, ceci nous a permis de faire apparaître une stratégie de gestion et de commande locale de la puissance. Cette commande a été simulée et validée sur notre banc expérimental dans des conditions de fonctionnement non saturées dans un premier temps. Puis, la prise en compte des difficultés liées aux modes dégradés induit par l’existence de limites intrinsèques à chaque constituant est envisagée et traitée au chapitre 4 de ce mémoire. La REM de la structure à un convertisseur a été obtenue par une simplification de la REM de la structure à deux convertisseurs. Une structure de commande en est déduite selon des règles d’inversion. Cette commande a été également implantée avec succès sur notre banc expérimental. Chapitre 4 : Pilotage d’un électro-générateur hybride Page 78 La structure de commande obtenue s’apparente à des boucles en cascades et offre d’excellents résultats, la stabilité de chaque boucle prise séparément ayant pu être prouvée. De même la recherche numérique des lieux d’Evans confirme la stabilité de la structure de commande complète. Néanmoins, il peut être intéressant d’explorer une autre approche de synthèse de correcteur visant à garantir explicitement la stabilité de l’ensemble du système contrôlé. Cette approche peut être réalisée par la méthode de l’assignation de l’interconnexion et d’amortissement (Interconnexion and Damping Assignment IDA), commande basée sur la passivité (Passivity-Based Controller PBC). Cette dernière assure la gestion d’énergie et la stabilité du système en le rendant passif. Au cours de ce chapitre, nous présenterons dans un premier temps la plateforme qui a été mise en œuvre dans le but de valider les architectures électriques retenues et les contrôles associés. Dans un second temps, nous conservons une stratégie de commande et de gestion d’énergie en temps réel du système hybride pour les différentes structures envisagées. Cette stratégie d’énergie permet d’exprimer les différentes consignes du système qui sont réalisées par les commandes internes. Nous présenterons ainsi, la formulation du problème de la gestion énergétique par l’approche REM et IDA-PBC ainsi que les choix adoptés pour gérer au mieux le système hybride. Pour évaluer les performances de nos approches, des tests par simulation numérique dans l’environnement Matlab-Simulink sont effectués ainsi qu’une validation par une mise en œuvre expérimentale sur la plateforme. 4.2 Description de la plateforme expérimentale Dans le cadre de ces travaux de thèse, un banc d’essai modulaire a été développé au Laboratoire de Génie Electrique de Paris (LGEP). Il est équipé, entre autre, d’une pile à combustible conçue et fabriquée par la société canadienne BALLARD (Nexa Ballard), de modules de supercondensateurs de la société MAXWELL, de deux hacheurs de type « boost » pour la PàC et de type « buck-boost » pour les SCs réalisés avec des modules IGBT standard, d’une carte de contrôle en temps réel DSPACE DS1104 pilotée via l’environnement Matlab – Simulink. Cette dernière permet la mise en œuvre du contrôle et de la gestion d'énergie. En dernier, le banc dispose de deux systèmes de charge ; le premier est une charge électronique 1 quadrant programmable ZS-1806 (Hocherl & Hackl) tandis que le deuxième permet de réaliser une charge deux quadrants par l’utilisation d’un banc moteur. Ce banc est composé de deux machines synchrones à aimants permanents, de type moteur brushless (PARVEX), associées à leurs variateurs de type COMPAX3. Les deux onduleurs partagent le même bus continu qui est connecté à un système dissipatif contrôlable. Cette charge deux quadrants a été réalisée au LGEP. Nous donnons ci-dessous une photographie de l’ensemble des constituants de la plateforme. Fig.3.2 Photo des composants de la plateforme expérimentale La plateforme réalisée permet l’essai comparatif de différentes architectures ainsi que des différentes commandes associées. Nous allons décrire plus précisément les constituants principaux de ce banc d’essai. Chapitre 4 : Pilotage d’un électro-générateur hybride Page 79 4.2.1 Système PàC « Nexa BALLARD » La pile à combustible utilisée est une PEMFC réalisée par la société BALLARD d’une puissance de 1,2 kW. Ce module de puissance sans entretien, est hautement intégré et entièrement automatisé. Il peut fournir un courant à pleine puissance de 46 A pour une tension de 26 V tandis que la tension à vide (courant net nul) est de 45 V. Le nombre de cellules constituant le stack n’est pas donné, mais peut être évaluée à 46 cellules d’une surface active d’environ 60 cm2 et pouvant fournir une tension individuelle comprise entre 0.6 V et 1 V suivant la puissance demandée. La température du stack n’est pas régulée, mais la température des plaques bipolaires est limitée à un maximum de 65 °C par le contrôle des ventilateurs (stack refroidi à l’air). Concrètement, aux températures d’utilisation du laboratoire la température du stack mesurée varie avec la puissance sollicitée entre 35 °C et 65 °C. Une carte de contrôle embarquée assure la sécurité du système et de l’utilisateur en contrôlant un certain nombre de paramètres (fuite d’hydrogène, la tension de chaque cellule, etc) par des capteurs intégrés. De plus, elle est équipée d’un système d’acquisition intégré fournissant les valeurs essentielles du fonctionnement du système PàC, telles que la tension aux bornes de la PàC, le courant délivré, la température du stack et la débit d’air fourni à la cathode. Malheureusement, les valeurs de la consommation réelle d’hydrogène ainsi que les caractéristiques des cellules individuelles ne sont pas fournies. La carte ajuste également les variables pour le bon fonctionnement du système (efficacité énergétique). 4.2.2 Supercondensateurs Dans le cadre de nos travaux, nous avons utilisé au titre d’assistance du système PàC précédent, des supercondensateurs de type BOOSTCAP, technologie développée par la société MAXWELL. Ainsi nous avons opté pour des modules de SCs et non pas pour des composants unitaires à assembler électriquement en série et/ou parallèle. En effet, cela aurait nécessité de concevoir et de réaliser un système d’équilibrage statique et dynamique des tensions afin de tenir compte de la disparité des caractéristiques des SCs (capacité, courant de fuite, etc). De fait, cette option limite le choix pour les paramètres évoqués (Cmodule, VMAXmodule) mais facilite la mise en œuvre car tous les modules de SCs proposés par un constructeur sont dotés d’un système intégré et performant d’équilibrage. Les différentes caractéristiques de modules de SC utilisés dans notre étude sont regroupées dans le tableau 3.1. Il s’agit de deux modules, associant chacun six condensateurs unitaires. Concrètement, nous avons utilisé deux modules de BOOSTCAP016V en série donnant un ensemble ayant une tension de 32 V et une capacité de 125 F. De même, deux modules de BOOSTCAP15V ont été connectés en série correspondant à une unité d’une tension nominale de 30 V et d’une capacité de 26 F. Les capacités des deux modules sont dans un facteur 3,5 et les énergies maximales stockées dans un facteur 5 ; ceci nous permettra de tester le système PàC Nexa dans une configuration fortement hybridée et une autre beaucoup moins. Tab.3.1 Caractéristiques de modules SCs Module BMOD0250-P016-B01 BPAK0052-P015-B02 Capacité (F) 250 52 ESR (mohm) 4,1 0,58 Rth (C/W) 0,91 5,3 VMax (V) 16.2 15 EMax (Wh/kg) 2.05 3,63 PMax (W/kg) 4,4 11,2 Poids (kg) 4,45 0,5 4.2.3 Description de la carte DSPACE La carte dSPACE DS1104 est un contrôleur spécialement développé pour le prototypage rapide de commandes. C’est une carte normalisée qui peut être installée pratiquement dans tous les PC possédant un connecteur PCI 5V libre sur leur carte mère. Son interface est dotée de 8 convertisseurs « analogique – numérique » et 8 convertisseurs « numérique – analogique ». Ces différents convertisseurs servent donc essentiellement d’interface entre l’ordinateur et l’application qui est généralement de nature analogique. Le système DSPACE s’accompagne d’un logiciel d'interface (Control Desk). Ce logiciel permet d’accéder à des variables du système de contrôle comme des mesures réalisées sur l’application. De plus, il permet de modifier en temps réel des paramètres de la commande. Chapitre 4 : Pilotage d’un électro-générateur hybride Page 80 4.2.4 Système de charge 4.2.4.1 Charge électronique programmable Les charges électroniques de la série ZS de la société Hocherl & Hackl sont optimisées pour l'utilisation pratique dans les laboratoires, l’industrie ainsi que le contrôle qualité. Celles de notre série sont conçues pour l’émulation d’une charge active. Dans notre plateforme expérimentale, une charge électronique de 1,8 kW (ZS-1806) est utilisée pour valider les lois de gestion développée pour le système hybride PàC/SC en réalisant des profils de puissance ou de courant. Pour cela la charge électronique peut être pilotée soit manuellement soit par une interface électronique qui en l’occurrence proviendra de la carte DSPACE. La charge ZS-1806 peut supporter une tension maximale de 60 V (VMax) et consommer un courant d’intensité maximale de 150 A (IMax). La ZS-1806 peut être programmée avec quatre modes de fonctionnement à savoir courant, tension, puissance et en dernier résistance. Dans notre étude, nous utiliserons quasi exclusivement la consigne en puissance. Dans ce mode, la consigne de puissance à l’entrée de la charge est fixée à un niveau désirable indépendamment de la tension et du courant. La charge est généralement pilotée par l’intermédiaire des signaux analogiques issus la carte dSPACE. 4.2.4.2 Charge deux quadrants « banc moteur » La charge électronique ZS-1806 ne peut pas injecter de l’énergie au système, ce qui ne nous permet pas d’obtenir une charge en régime de récupération comme c’est par exemple le cas lors des phases de freinage d’un véhicule. Aussi, nous a-t-il paru intéressant de pouvoir disposer d’une charge réversible afin de réaliser ce type d’essais complémentaires aux variations brutales de la charge. Cette charge deux quadrants utilise deux machines synchrones à aimants permanents de type brushless. Ces moteurs (PARVEX) sont alimentés avec des variateurs industriels (COMPAX3) constitués d’un redresseur et d’un onduleur piloté soit en couple soit en vitesse. Pour cela les mesures sont échantillonnées avec une période de 1 ms. Les règles adoptées pour la mise en échelle du cahier des charges (véhicule et profil) sur notre banc sont explorées en détail en annexe D. Bus continu régulé VBus2 Commande en couple ou en vitesse -1,5 kW ≤ P ≤ +1,5 kW DC Alimentation Hybride PàC/SCs Commande en couple Réseau « EDF 230 V Ω Variateur 1 BLDC 1 DC BLDC 2 Variateur 2 (Volant d’inertie) info Ω Système de dissipation Fig.3.3 Schéma de principe de la charge « banc moteur » Les deux moteurs sont accouplés rigidement sur le même axe mécanique. Le moteur alimenté par l’électro-générateur hybride est contrôlé en vitesse ; dans notre application, le profil de vitesse est celui désiré par l’utilisateur du véhicule. Le second moteur est alimenté à partir du réseau EDF et est contrôlé en couple. Ce dernier est généré à partir de l’équation fondamentale de la dynamique du véhicule (éq 2.1). Une identification préalable des pertes du banc (couple de frottement sec et couple de frottement visqueux) ainsi que de son inertie totale permet de réajuster les paramètres de cette équation. Bien évidemment, pour mesurer l’efficacité énergétique de l’électro-générateur l’énergie qu’il fournit aux moteurs doit être Chapitre 4 : Pilotage d’un électro-générateur hybride Page 81 consommée. C’est le rôle du système de dissipation qui est connecté en parallèle sur le bus continu du variateur alimenté par le réseau. Ce système de dissipation est constituée d’une résistance en série avec un interrupteur électronique : celui-ci n’est fermé que lorsque la tension de bus dépasse une valeur limite signifiant que de l’énergie mécanique est convertie par le second moteur en énergie électrique. Ce contrôle en tension est bien-entendu réalisé avec une fourchette hystérétique afin d’éviter une commutation à fréquence trop élevée de l’interrupteur de dissipation. La figure 3.3 suivante présente le schéma électrique de cette charge connecté d’une par à l’alimentation hybride et d’autre part au réseau EDF 4.2.5 Autre équipement 4.2.5.1 Convertisseurs Deux convertisseurs DC-DC (hacheurs) sont utilisés dans l’électro-générateur. Le premier est bidirectionnel en courant et est associé à l’interface des supercondensateurs avec les autres sources. Ce convertisseur a la capacité de conduire la puissance dans les deux directions, c'est-à-dire de réaliser le « mode décharge » pour lequel l’énergie est fournie par les SCs à la charge comme le « mode charge » pour lequel l’énergie est temporairement récupérée dans les SC et provient de la PàC (baisse lente de puissance) et/ou de la charge (fonctionnement régénératif). Le deuxième convertisseur est quand à lui unidirectionnel en courant et est associé au système PàC qui tolère mal les fonctionnements en électrolyseur (et plus largement à potentiel élevé donc oxydant). Il est donc conçu pour conduire la puissance dans une seule direction. Ces deux convertisseurs sont réalisés avec des modules IGBT standard composés de deux IGBT en série associés chacun à une diode en anti-parallèl. Les modules utilisés sont les SKM50GB123D « SEMIKRON » ; ils ont un courant nominal de 50 A et une tension de 1200 V. Les inductances d’entrée des convertisseurs utilisées sont fabriquées par la société MICROSPIRE et ont comme caractéristiques : celle du convertisseur de la PàC « LPàC=200 µH, IMax=50 A », et celle du convertisseur des SCs « LSC=100 µH, IMax=100 A ». La commande de ces convertisseurs est assurée par deux cartes d’asservissement analogique assurant le contrôle de courant de chacune des sources avec une fréquence de découpage de 25 kHz. Les signaux de commande sont gérés et transférés par le système dSPACE. 4.2.5.2 Mesures Dans cette plateforme expérimentale, le cœur du système d’acquisition et de mesures est bien évidement le système dSPACE. La gamme d’entrée de ses convertisseurs DAC est +/- 10 V. Aussi est-il nécessaire de prévoir une adaptation des signaux de mesures, à la fois en termes d’amplitude et en termes de nature de signal. Pour le contrôle des tensions et des courants, des sondes à effet Hall associées à des résistances calibrées sont utilisées pour fournir des informations pertinentes au système dSPACE. Ces systèmes à effet Hall permettent en outre une isolation galvanique et isolent la partie commande de la partie puissance. Il s’agit des sondes 50 A (LA 55-P) et 125 A (LA 125-P) de la société LEM pour la mesure des courants, et des sondes 50 V (LV 100-50) et 300 V (LV 100-300) également de la société LEM pour la mesure des tensions. 4.3 Approche synthétique par la représentation REM 4.3.1 Représentation fonctionnelle REM en vue d’obtenir une structure de commande 4.3.1.1 Principe de la représentation REM La représentation énergétique macroscopique REM a été développée par le laboratoire d’Electrotechnique et d’Electronique de Puissance (L2EP) de Lille (France) dans les années 2000. La REM est une extension macroscopique du Graphe Informationnel Causal GIC avec une symbolisation explicite des couplages énergétiques. La REM vise à représenter les flux d’énergie dans un système en privilégiant le point de vue fonctionnel et en faisant apparaître une structure hiérarchisée en sous-systèmes. Pour cela, elle se base sur le principe d’action et de réaction, ce qui signifie que les sous-systèmes sont interconnectés selon le principe de causalité physique (causalité intégrale). Les sous-systèmes sont reliés par deux variables Chapitre 4 : Pilotage d’un électro-générateur hybride Page 82 dont le produit donne la puissance échangée (couple et vitesse, courant et tension, …). Par ailleurs, un sous-système impose une variable tandis que l’autre réagit selon sa loi de comportement pour imposer la variable duale au premier sous-système. Ceci généralise le principe d’alternance des sources défini par les électroniciens de puissance. Le but étant de faire apparaître les chemins énergétiques entre une grandeur de réglage et la grandeur à contrôler (objectif), il est clair que les sous-systèmes ne représentent pas explicitement les phénomènes dissipatifs parasites. Ceux-ci peuvent être explicités dans le modèle de comportement d’un sous ensemble générique (le bloc source). Aussi cette représentation systémique d’un ensemble complexe s’appuie-t-elle sur des blocs représentant soit un élément d’accumulation (bloc orange barré), soit un élément de conversion sans accumulation (bloc orange non barré), soit une source (bloc vert), soit un élément de distribution de puissance (n blocs orange imbriqués). La figure 3.4 représente les symboles de la REM que nous utiliserons. La variable A est la variable d’action sur le bloc et R la variable mesurant sa réaction à la sollicitation ; le produit (A*R) est homogène à une puissance et représente la puissance échangée par ce bloc avec le bloc qui le précède ou le succède dans la chaîne énergétique. Pour rendre le schéma plus rapidement lisible des conventions ont été adoptée sur la forme géométrique des éléments de conversion et de distribution selon le type de phénomène physique en jeu (carré pour les conversions de même nature, et rond pour les conversions de nature différentes comme les conversions électromécaniques, les conversions électrochimiques, etc). La figure 3.4 rappelle les principaux blocs utilisés. On trouvera dans [BOUS-2003, LHOM-2007] une description détaillée des règles d’association des différents objets. Quoiqu’il en soit, chaque bloc doit être associé à sa représentation mathématique (modèle de connaissance). Conversion avec accumulation Conversion sans accumulation Source d’énergie Distribution de puissance A3 R3 A1 R2 A1 R2 A2 R1 A2 R A1 R2 Source R1 A A2 R1 m Fig.3.4 Tableau des principaux sous-systèmes (blocs énergétiques) envisagés par la REM Le premier but de la REM est de faciliter la mise en place de la modélisation, de rendre sa réalisation efficace et son interprétation pertinente. Par sa décomposition systémique, la REM est particulièrement adaptée à la structuration de grands systèmes. Ce formalisme a déjà été appliqué pour apporter un meilleur éclairage sur les liens de causalité et les moyens de réglage de systèmes nombreux et variés. A titre non exhaustif, citons la traction ferroviaire [VERH-2004], les systèmes éoliens [DELA-2003], les machines polyphasées [SEMA-2003], l’émulation en temps réel [BOUS-2006], les systèmes à transport de bande [LECL-2004], les véhicules électriques ou hybrides [LHOM-2004, LHOM-2007], les systèmes à pile à combustible [CHRE-2007], les systèmes à stockage supercapacitif pour les transports [ALLÈ-2009], les systèmes à stockage hybride [BOSS-2007]. Correcteur pour Compensation dynamique pour Compensation dynamique pour Conversion avec accumulation Conversion sans accumulation Distribution de puissance R3 A1 R1 X A1 A2 R1 R2 A1 A2 R1 U2 m Y A1_ref R1 Xref R2 U R1_ref A 2_ref R2 A2 R2_ref Y U1 R1_ref A3 A2 R3_ref Stratégie Fig.3.5 Tableau des principaux blocs de commande envisagés par la REM Chapitre 4 : Pilotage d’un électro-générateur hybride Page 83 Sa seconde ambition est de s’appuyer sur la visualisation des chemins énergétiques des grandeurs de réglages vers les grandeurs à régler afin de proposer une architecture de commande adaptée aux objectifs poursuivis. A titre d’exemple, cette technique a permis de clarifier l’architecture de commande et le réglage d’un système mono-entrée et multi-objectifs comme un chargeur de batterie avec gestion du courant de charge et stabilisation du filtre d’alimentation [BARR-2010]. Si nous donnons dès à présent les principaux éléments proposés par la REM pour construire une commande (Fig.3.5), nous reviendrons sur les règles de sa construction une fois établis les modèles des deux architectures d’électro-générateur hybride choisis au chapitre 2. 4.3.1.2 Représentation REM des deux électro-générateurs hybrides Dans cette partie nous entreprenons la REM de l’électro-générateur à deux convertisseurs, puis nous déduirons par simplification celle de l’électro-générateur à un convertisseur. A partir du schéma de la figure 3.6, nous identifions les sousensembles énergétiques à accumulation (ici condensateurs et inductances) ainsi que les sous-ensembles énergétiques sans accumulation (ici les convertisseurs statiques) qui révèlent des degrés de liberté explicites au travers de leur commande MLI et les nœuds de puissance (ici des nœuds de courant). A ces éléments s’ajoutent deux sources (ici la charge et le système PàC). iCbus CBus iPàC VPàC PàC VBus iPàC DC/DC iCH Charge iCoupl i ‘PàC i ‘SC DC/DC V’PàC d PàC dSC iSC iSC V’SC VSC SCs Fig.3.6 Architecture à deux convertisseurs La mise en REM de chaque composant de la chaîne énergétique est maintenant détaillée afin de constituer pas-à-pas la représentation REM du système hybride global. Sous-système lié à la charge ―― Bus DC Couplage parallèle VBus Charge électrique VBus Charge VBus iCbus iCH iCoupl VBus i’PàC i’SC VBus VBus Fig.3.7 La mise en REM du domaine de la charge Bus DC ―― Le bus continu, matérialisé par un condensateur de filtrage, est traversé par tous les flux énergétiques du système. Il est représenté par un élément d’accumulation d’énergie potentielle (rectangle orange comprenant une barre oblique) est représenté par la variable d’état VBus. En négligeant les pertes (courant de fuite et dissipation par effet Joule), il est décrit par la relation suivante : Chapitre 4 : Pilotage d’un électro-générateur hybride Page 84 CBus dVBus = iCbus = iCoupl + iCH dt (3.1) Avec CBus la capacité du condensateur, iCbus le courant qui traverse le condensateur, et iCoupl le courant de sortie du nœud énergétique qui couple les différentes sources. Mise en parallèle ―― Dans notre cas d’étude, la mise en parallèle des éléments fait apparaître un nœud de courant qui correspond donc à un couplage électrique des puissances par sommation des courants. Les éléments de couplage distribuant ainsi l’énergie sont représentés par des pictogrammes orange carrés et imbriqués. Il faut rappeler que tous les éléments sont connectés, selon le principe de l’action et de la réaction. Le produit de ces deux variables donne la puissance échangée par les éléments. Les nœuds de courant sont donc représentés par deux couplages avec comme grandeur commune la tension VBus et pour équations : VBus commun ' ' iCoupl = iSC + iPàC (3.2) VBus commun iCbus = iCoupl + iCH (3.3) La charge ―― Le système de charge est représenté par un profil de puissance correspondant aux exigences de l’application. L’image de cette demande est donnée par le courant iCH. Il est illustré en REM par une source d’énergie électrique (symbole elliptique vert, contour vert foncé). Sous-système lié à la source principale ―― Il s’agit de la pile à combustible associée à son étage d’adaptation, donné par le convertisseur hacheur survolteur, irréversible en courant. Pile à Combustible Inductance Convertisseur VPàC iPàC i’PàC iPàC V’PàC VBus PàC dPàC Fig.3.8 La mise en REM du domaine de la source principale Pile à combustible ―― La pile à combustible est le système principal de génération électrique et convertit la seule énergie primaire disponible : l’hydrogène. L’énergie électrique résultant du transfert énergétique est ensuite gérée au moyen d’un convertisseur de puissance. La PàC convertit de manière unidirectionnelle une énergie chimique en une énergie électrique. L’énergie chimique provient d’un réservoir d’hydrogène. La pile à combustible est représentée en REM par une source d’énergie (symbole elliptique vert, contour vert foncé). Le modèle utilisé pour ce système est celui détaillé dans le chapitre I. Il permet de prendre en compte le comportement dynamique lié aux sollicitations que subira la pile dans un environnement hybridé. Inductance d’entrée ―― Comme le condensateur, l’inductance est un élément d’accumulation d’énergie électrique (pictogramme rectangulaire orange avec une barre oblique) est décrit par la variable d’état iPàC qui répond à l’équation suivante (pertes négligées) : LPàC diPàC ' − VPàC + VPàC =0 dt (3.4) Convertisseur de type hacheur survolteur ―― Le convertisseur électrique assure l’adaptation des niveaux de tension et de courant pilotable par le rapport cyclique dPàC de sa commande MLI (pictogramme carré, de couleur orange et de contour rouge). Le modèle utilisé est le modèle moyen déjà développé auparavant. Les équations caractéristiques de la conversion sans pertes sont : Chapitre 4 : Pilotage d’un électro-générateur hybride Page 85 1 VBus = 1 − d VPàC PàC 1 i = i' PàC 1 − d PàC PàC (3.5) Sous-système lié au dispositif de stockage auxiliaire ―― Il s’agit du banc de supercondensateurs associé à son étage d’adaptation, réalisé par le convertisseur de type hacheur réversible en courant. Super -condensateurs Convertisseur Inductance i’SC iSC VSC SCs VSC VBus V’SC iSC dSC Fig.3.9 La mise en REM du dispositif de stockage auxiliaire Banc de supercondensateurs ―― Un banc de supercondensateurs est utilisé comme source de stockage d’énergie qui joue le rôle d’assistance en puissance. Ils sont des éléments d’accumulation d’énergie potentielle. Nous les représentons également en REM par une source d’énergie (symbole elliptique vert, contour vert foncé). Le modèle utilisé pour ce système est celui déjà étudié dans le chapitre I. Il s’agit du modèle classique de type R-C. La modélisation est définie en convention générateur. Un courant positif entraînera la décharge des supercondensateurs tandis qu’un courant négatif entraînera leur charge. L’équation caractéristique du modèle est donnée comme suit : VSC = −(VCsc + ESR ⋅ iSC ) CSC dVCsc = −iSC dt (3.6) (3.7) Inductance d’entrée ―― l’inductance est un élément d’accumulation d’énergie électrique. Il est symbolisé par un pictogramme rectangulaire orange avec une barre oblique avec iSC comme variable d’état : LSC diSC − VSC + VSC' = 0 dt (3.8) Convertisseur hacheur réversible ―― Le convertisseur électrique assure une conversion énergétique sans accumulation symbolisée par un pictogramme carré, de couleur orange et de contour rouge. Le modèle utilisé est le modèle moyen déjà développé auparavant. Les équations caractéristiques de la conversion sans pertes sont : 1 VBus = 1 − d VSC SC i = 1 i ' SC 1 − d SC SC (3.9) En rassemblant tous ces éléments, nous faisons apparaître une représentation fonctionnelle de l’électro-générateur à deux convertisseurs statiques (cf Fig.3.9). Le courant appelé par la charge agit sur le système. A contrario, les paramètres explicites de réglage dPàC et dSC permettent d’agir pour contrôler e système. Par ailleurs, on voit que, dans ce système, la PàC se voit imposer un courant et réagit imposant sa tension aux bornes de l’élément auquel elle est directement connectée (l’inductance Chapitre 4 : Pilotage d’un électro-générateur hybride Page 86 du convertisseur) ; cette tension dépend des conditions opératoires et de l’historique de l’utilisation du système PàC comme expliqué au chapitre I. Bus DC Couplage parallèle Charge électrique VBus VBus Charge VBus iCbus Pile à Combustible iCH i Coupl Inductance Convertisseur VBus Super -condensateurs Convertisseur Inductance VPàC i PàC i’PàC i’SC iSC iPàC V’PàC VBus VBus V’SC VSC SCs PàC VSC dPàC i SC dSC Fig.3.10 La mise en REM du système complet (architecture à 2 convertisseurs) En supprimant le convertisseur statique et son inductance associée, on obtient la REM de l’électro-générateur à un convertisseur (cf Fig.3.11). Dans ce cas d’utilisation, la PàC se voit imposer une tension et réagit en imposant un courant au couplage parallèle. Le courant appelé par la charge agit toujours sur le système qui n’offre au système de commande qu’un seul paramètre explicite de réglage dSC. iCbus CBus VBus iCH Charge iCoupl iPàC i ‘SC DC/DC VBus dSC PàC iSC iSC V’SC VSC SCs Fig.3.11 Structure à un convertisseur du système hybride PàC/SCs Bus DC Couplage parallèle Charge électrique VBus VBus iCbus i CH Charge VBus iCoupl Pile à Combustible iPàC iPàC VBus Convertisseur Inductance Super -condensateurs i’SC iSC VSC VBus V’SC iSC PàC SCs VSC VBus VBus dSC Fig.3.12 La mise en REM du système complet (architecture à 1 convertisseur) 4.3.2 Structure de commande par utilisation des règles d’inversion 4.3.2.1 Principe de la commande par inversion Comme déjà évoqué, la REM permet d’obtenir, une présentation synthétique basée sur une description fonctionnelle. Elle permet d’identifier les chemins énergétiques reliant les paramètres de réglage aux variables de sortie du système ainsi qu’aux variables internes du système qu’il faut absolument maîtriser pour assurer l’objectif principal. Comme dans le cas de toute Chapitre 4 : Pilotage d’un électro-générateur hybride Page 87 synthèse de loi de commande, il faut donc préciser au préalable, et à l’aide du cahier des charges, les objectifs poursuivis ainsi que les contraintes imposées par le système. A partir de la description graphique REM et du couple (objectifs / contraintes), on peut déduire une structure de commande selon la procédure d’inversion systématisée par [BOUS-2003]. Il s’agit de créer une commande locale en inversant la structure de conversion pas à pas. On obtient alors une structure de commande en miroir de la structure initiale que l’on représente par des pictogrammes identiques (parallélogrammes bleus) car ils n’échangent que des informations (variables échangées homogènes). Les blocs de conversion sans accumulation sont inversibles directement car ils ne font apparaître que des relations rigides entre les variables. Parmi les trois variables de ce bloc de commande, on doit choisir sa sortie, sa commande, l’autre entrée étant une perturbation à rejeter le mieux possible (par mesure par exemple) (Fig.3.5). En revanche, les blocs de conversion avec accumulation ne sont pas inversibles directement car ils font apparaître une variable d’état dépendant de l’historique. Un asservissement de la variable d'état permet alors d'obtenir la sortie désirée (Fig.3.5). Si l’accumulation est sans pertes cet asservissement peut théoriquement être un correcteur à action proportionnelle. Dans la pratique, un correcteur PI permet de s’affranchir des perturbations et des erreurs de modélisation et d’identification. Les blocs de répartition font également apparaître des relations rigides. En plus de cette propriété, ils distribuent l’énergie sur plusieurs chaînes énergétiques et permettent donc de proposer le même résultat par une infinité de combinaisons de ces flux énergétiques. Ils offrent donc un ou plusieurs critères de pondération k véritables degrés de liberté cachés du système énergétique. Ces coefficients de pondération k sont choisis en fonction de la stratégie à suivre ; ils peuvent être constants ou bien évoluer au cours du temps (Fig.3.5). En dernier lieu, on rappelle la convention REM qui veut que les variables échangées soient représentées par des traits continus pour les informations indispensables à la réalisation de la commande et par des traits discontinus pour les informations facultatives à l’obtention de celle-ci. Aussi, en nous appuyant sur la REM des électro-générateurs hybrides, allons nous rappeler le cahier des charges puis utiliser les règles d’inversion pour en déduire une architecture de commande permettant de satisfaire les spécifications. 4.3.2.2 Cahier des charges de l’électro-générateur à deux convertisseurs L’électro-générateur doit être capable de fournir le courant exigé par la charge. Dans le cas d’un véhicule cette demande est directement connue par l’interprétation de la demande du conducteur (enfoncement des pédales d’accélération et de freinage). Dans le cas d’une alimentation, un capteur de courant peut ramener cette information au système de commande. Dans le cas classique de la minimisation du nombre de capteur cette information devra être reconstruite. Outre cette poursuite de courant, la tension du bus doit être maîtrisée pour rester dans les spécifications des convertisseurs statiques, de la charge et du condensateur de filtrage. De la même manière l’état de charge des SCs doit être contrôlé afin de permettre à cette source impulsionnelle de fournir ou de recevoir une puissance importante à tout instant. En fin, la complémentarité des sources doit être assurée à chaque instant avec des courants présentant une rapidité d’évolution pente maîtrisée pour celui de la PàC ; le but est de garantir un bon suivi de la boucle d’air du système hybride pour que le cœur de pile soit toujours correctement approvisionné en réactifs. 4.3.2.3 Représentation REM de l’architecture de commande de l’électro-générateur à deux convertisseurs L’analyse des flux énergétiques contrôlés par les deux grandeurs de réglage explicites montre bien que : - Le réglage dPàC agit directement sur la tension V’PàC ; - Le réglage dSC agit directement sur la tension V’SC; - Ces deux réglages agissent de manière symétrique sur la tension de bus VBus ; - Ces deux réglages permettent de répondre avec la même dynamique aux sollicitations en courant de la charge iCH. Chapitre 4 : Pilotage d’un électro-générateur hybride Page 88 Bus DC Couplage parallèle Charge électrique VBus VBus iCbus iCH Charge VBus Pile à Combustible Inductance Convertisseur i Coupl VBus Super -condensateurs Convertisseur Inductance VPàC i PàC i’PàC i’SC iSC iPàC V’PàC VBus VBus V’SC VSC SCs PàC VSC dPàC i SC dSC Fig.3.13 Identification des chaînes de réglage de l’architecture à 2 convertisseurs entre les grandeurs de réglages et les objectifs et les contraintes Inversion du couplage (mise en parallèle) ―― On peut donc profiter de ce nœud de puissance (éq 3.2 et éq 3.3) pour faire apparaître un coefficient de pondération kR que la stratégie exploitera en lien avec le cahier des charges. De fait, l’équation (3.3) fait apparaître : - Une variable iCH imposée par la charge (iCHref est l’objectif) via une mesure (pédale ou capteur de courant) voire une reconstruction. - Une variable iCbus qui sera donnée par un autre élément de contrôle afin de contrôler la valeur de la tension de bus (VBus est une contrainte). Bus DC Couplage parallèle Charge électrique VBus VBus Charge VBus iCbus Pile à Combustible iCH Inductance Convertisseur i Coupl VBus Super -condensateurs Convertisseur Inductance VPàC i PàC i’PàC i’SC iSC iPàC V’PàC VBus VBus V’SC VSC SCs PàC VSC dPàC i SC dSC iSCref iPàCref i’PàCref iCoupl_ref Gestion du bus iCbus_ref i’SCref Stratégie iCH_ref Interprétation de la demande Répartition d’énergie Fig.3.14 Mise en évidence du degré de liberté caché de l’architecture à 2 convertisseurs En revanche, l’équation (éq 3.2) fait apparaître deux variables (i’SC et i’PàC) jouant le même rôle pour assurer le courant résultant (iCoupl = i’SC + i’PàC). En définissant un coefficient de répartition kR , on a : Chapitre 4 : Pilotage d’un électro-générateur hybride Page 89 ' iSC = k R iCoupl ' iPàC = (1 − k R )iCoupl (3.10) Stratégie associée à l’inversion de couplage ――Nous décidons de gérer ce degré de liberté pour dissocier les dynamiques des deux chaînes d’actions et ainsi garantir des évolutions lentes du système PàC. Pour cela nous reprenons l’idée évoquée lors du pré-dimensionnement des constituants et insérons une fonction filtrage passe bas entre la demande iCoupl et la consigne i’PàC_ref envoyée dans la chaîne d’action de la PàC (figure 3.15). Comme défini à l’équation (3.10), le complément est fourni par le courant i’SC_ref qui porte donc les autres fréquences. Hormis les instants pendant lesquels le courant PàC est saturé, ce courant est à valeur moyenne non nulle. On voit donc que, en raison des pertes d’une part et des situations d’écrêtage du courant iPàC_ref aux valeurs positives, l’état de charge des SC va progressivement dériver. Nous allons voir dans la suite de la construction de la commande comment gérer cette contrainte (variable interne à contrôler). Inversion du bus continu ―― le bus continu est un élément d’accumulation caractérisé par un stockage énergétique qui implique au moins une variable d’état. Une relation d’asservissement est alors utilisée pour établir la commande. La tension du bus étant la sortie (variable d’état) de cet élément, sa maîtrise se fera au travers d’un correcteur Cr : iCbus _ ref = −Cr ⋅ (VBUSref − VBUS ) (3.11) Nous choisissons de réguler la tension du bus continu afin de respecter les tensions nominales des constituants connectés sur le bus continu, au premier rang desquels se trouve la charge. Un correcteur PI permet de rejeter les perturbations dans le cas où la mesure du courant de charge n’est pas réalisée. On peut ainsi asservir la tension de bus en rejetant la perturbation constituée par la charge. Cette régulation a donc une bande passante élevée pour rejeter une gamme importante de fréquences. Nous assurons une réponse lente du courant PàC par le bloc stratégie. décomposition fréquentielle PàC SC BUS P Fréquence de filtrage à choisir ≈ 50mHz quence de PCH(t) BF MF HF Stratégie Filtre Passe-bas IPàC_Max i’Coupl i’PàCref 0 + i’SCref Fig.3.15 Principe de la répartition basée sur la décomposition fréquentielle Bus DC VBus VBus VBus iCbus iCbus_ref VBus_ref Fig.3.16 Commande locale du bus continu Chapitre 4 : Pilotage d’un électro-générateur hybride Page 90 Inversion du SC ―― le SC est un élément d’accumulation caractérisé par un stockage énergétique impliquant la variable d’état VSC et nécessitant donc une relation d’asservissement pour établir sa commande. Cette dernière sera établie par un correcteur Cr : iCSCcomp _ ref = −Cr ⋅ (VSCref − VSC ) (3.12) Si les pertes (courant de décharge et pertes Joule) sont faibles, le correcteur peut être un simple correcteur proportionnel. Super -condensateurs VSC SCs VSC i SC iSC Comp VSC_ref Gestion de l ’état de charge Fig.3.17 Commande locale du SC Cette régulation de tension est très importante car elle permet d’empêcher la dérive de l’état de charge des SCs. En effet, cette action de compensation est nécessaire car sinon le courant des SC ne serait pas toujours à valeur moyenne nulle (ou du moins apte à compenser les pertes et uniquement celles-ci). L’état de charge est autorisé à évoluer dans l’intervalle [VSCmin, VSCmax], autour d’un niveau permettant aux SCs d’agir en générateur ou en récepteur. Pour cette raison, le niveau de référence est choisi de sorte à offrir le même potentiel énergétique dans les deux modes de fonctionnement. Cette action est rendue possible en agissant directement auprès de la référence de la pile dans le but de maintenir l’état de charge de référence. La fonction de compensation, dont la figure 3.17 donne une représentation graphique, consiste à ajouter un signal ISC_comp à la référence des SC, défini en fonction de la tension supercapacitive. Evidement, cette correction est réglée pour garantir une dynamique très lente comparée à celle du filtre. Inversion d’inductance d’entrée ―― De la même manière que pour le bus continu, l’inversion d’une inductance implique au moins une variable d’état, qui est donnée par le courant qui la traverse. Les courants parcourant les deux inductances sont déterminés en considérant les puissances moyennes de part et d’autre des deux hacheurs (en négligeant les pertes) ' VBus ⋅ iSC = VSC ⋅ iSC ' VBus ⋅ iPàC = VPàC ⋅ iPàC (3.13) De cette relation on peut en déduire : VBus ' 1 ' iSC = V ⋅ iSC = 1 − d iSC SC SC V 1 ' i = Bus ⋅ i ' = iPàC PàC PàC VPàC 1 − d PàC (3.14) Les courants étant les variables énergétiques, le contrôle de leur évolution est conduit par le biais d’un asservissement, pour contrôler indirectement les rapports cycliques des convertisseurs. Les asservissements se font au travers de deux contrôleurs Cr_SC, Cr_PàC, iSC = (iSCref − iSC )Cr _ SC iPàC = (iPàCref − iPàC )Cr _ PàC Chapitre 4 : Pilotage d’un électro-générateur hybride (3.15) Page 91 Inversion des convertisseurs statiques ―― Un élément de conversion n’assurant pas de stockage énergétique, les relations entre ses sorties et ses entrées sont rigides. Le modèle s’inverse donc directement : les rapports cycliques des convertisseurs sont déterminés grâce aux tensions de sortie des correcteurs de courant : VSC d SC = 1 − V Bus VPàC d PàC = 1 − VBus (3.16) Les rapports cycliques sont en suite exploités via une commande MLI pour la commande des convertisseurs. VPàC iSC VSC V’PàC V’SC iSC V’PàCref V’SCref iPàC iPàC dSCr dPàC iSCref i’PàCref i’SCref Fig.3.18 Commande des courants circulant dans les inductances Structure globale de l’inversion ―― les parties précédentes peuvent être assemblées pour obtenir la structure globale de la commande par inversion de la REM illustré dans la figure 3.19. Bus DC Couplage parallèle Charge électrique VBus VBus i Cbus i CH Charge VBus Pile à Combustible Inductance Convertisseur iCoupl VBus Modèle Super -condensateurs Convertisseur Inductance VPàC iPàC i’PàC i’SC i SC VSC iPàC V’PàC VBus VBus V’SC i SC PàC SCs VSC dPàC V’PàCre Commande rapprochée V’SCref f iSCref iPàCref i’PàCref i’SCref iCoupl_ref VBus iCbus_ref VBus_ref iSC Comp VSC_ref Contrôle Gestion de l ’état de charge Stratégie iCH_ref Interprétation de la demande Gestion du bus Répartition d’énergie Fig.3.19 Structure de commande proposée pour l’architecture à 2 convertisseurs Chapitre 4 : Pilotage d’un électro-générateur hybride Page 92 On voit nettement apparaître 4 sous ensembles. Le premier sous-ensemble est lié à l’inversion des convertisseurs statiques et leurs inductances de filtrage. Ces blocs constituent la commande rapprochée de bas niveau du système. Elle doit être réalisée avec des asservissements réglés pour assurer des bandes passantes élevées tant pour prendre en compte les consignes de niveau supérieur que pour rejeter les perturbations et garantir la trajectoire désirée. Nous réglons ces asservissements avec une bande passante dix fois inférieure à celle de la fréquence de découpage des convertisseurs, soit 2.5 kHz. Les consignes de cette commande rapprochée sont issues du bloc « répartition d’énergie » qui contient la stratégie de partage des puissances permettant de respecter les propriétés intrinsèques de chaque source. Ce bloc reçoit sa consigne de l’interprétation de la demande qui est modifiée par deux autres blocs. Le premier de ces blocs correspond à l’inversion du condensateur du bus continu de faible capacité qui est maintenu constant si le courant délivré par l’électro-générateur suit parfaitement le courant de la charge. Il faut néanmoins éviter toute dérivation et réguler cette tension. C’est le rôle de la régulation « Gestion de Bus » qui doit être rapide afin de minimiser la capacité de la tension de bus mais est contraint en bande passante par la structure imbriquée. La bande passante de cette régulation est donc fixée à un dixième de celle des convertisseurs. Le second de ces blocs correspond à “l’inversion du super-condensateur” dont l’état de charge doit pouvoir fluctuer pour permettre à cette source de compenser la lenteur de réaction du système PàC. Néanmoins, comme le condensateur précédent, cet état de charge doit revenir à une valeur idéale en régime permanent pour permettre à ce dispositif d’avoir le même potentiel énergétique à la charge et à la décharge. C’est ce que réalise la régulation « Gestion de l’état de charge » et modifie légèrement la consigne du courant super-condensateur. Cette régulation intervenant une fois la réponse transitoire réalisée ne doit donc pas empiéter sur la bande passante de la régulation de tension. Sa fréquence de coupure est réglée à 50 mHz. iCbus VBus iCoupl CBus PàC iPàC iCH Charge i ‘PàC DC/DC i ‘SC iSC DC/DC VPàC VSC SCs dPàC dSC PI Commande rapproché rapprochée PI iPàC iSC iSCref iPàCref T2 T1 i’SCref i’PàCref Gestion d’énergie ’énergie iSC Comp PI VSC VSCref Filtre Passe-Bas iCbusref Gestion de l’état ’état de charge PI VBus Interpré Interprétation de la demande VBusref Fig.3.20 Structure alternative de commande pour l’architecture à 2 convertisseurs Chapitre 4 : Pilotage d’un électro-générateur hybride Page 93 Ces considérations conduisent au schéma de la figure 3.20 qui donne une présentation alternative du système REM avec contrôle par inversion. Elle est basée sur le contrôle en cascade. En effet, on voit apparaître explicitement les 4 sous ensembles avec leurs contrôleurs déjà distingués dans le système REM (Fig.3.19) à savoir : - Commande rapprochée donnée par la boucle du courant SCs, - Boucle de tension contrôlant la trajectoire du bus continu permettant ainsi d’interpréter la demande la charge, - Le système de filtrage permettant la répartition de la demande en fonction des critères et/ou objectif définis - Boucle de compensation contrôlant l’état de charge des SCs Dans cette deuxième présentation les blocs de conversion rigide sont remplacés par un bilan de puissance (bloc T1 et T2) permettant d’exprimer la variable à contrôler. Dans [AZIB-2010b], une étude détaillée concernant la mise au point et le réglage de cette approche. 4.3.2.4 Représentation REM de l’architecture de commande de l’électro-générateur à un convertisseur L’analyse des flux énergétiques (Fig.3.21), contrôlés par l’unique grandeur explicite de réglage dSC, montre bien que : - Le réglage dSC agit directement sur la tension V’SC , tension que l’inductance LSC va filtrer ; - permet de répondre aux sollicitations en courant de la charge iCH (aux perturbations des courants iCH et iPàC près) ; - puis agit indirectement sur la tension de bus VBUS ; - et par cette dernière action, il agit, via le comportement du système PàC, sur le courant iPàC. Bus DC Couplage parallèle Charge électrique VBus VBus Charge VBus iCbus i CH iCoupl Pile à Combustible iPàC VBus iPàC Super -condensateurs Convertisseur Inductance i’SC iSC VSC VBus V’SC iSC PàC SCs VSC VBus VBus dSC Fig. 3.21 Identification des chaînes de réglage de l’architecture à 1 convertisseur entre la grandeur de réglage et les objectifs et contraintes Le nœud énergétique sur lequel nous avions basé notre stratégie précédente est conservé. Néanmoins, il faut désormais noter : - que le courant iPàC n’est plus directement pilotable, sinon par l’intermédiaire de VBus et d’une inversion de la dynamique du système pile. - et que la tension du bus VBus ne peut plus être régulée sous peine de voir le système PàC fournir une puissance quasiconstante. Cette tension VBus doit être asservie et la consigne de cet asservissement VBus_ref doit être calculée afin de prendre en compte les exigences du système PàC. Or, nous avions vu que l’évolution lente de VBus même en cas de défaut intermittent était favorable à la stabilité du système PàC. C’est la raison pour laquelle, nous allons appliquer un bloc stratégie similaire pour définir cette consigne (Fig.3.21). Chapitre 4 : Pilotage d’un électro-générateur hybride Page 94 Bus DC Couplage parallèle Charge électrique VBus VBus Charge VBus iCbus iCH Pile à Combustible iCoupl iPàC iPàC VBus Modèle Super -condensateurs Convertisseur Inductance i’SC iSC VSC VBus V’SC iSC PàC SCs VSC VBus VBus V’SCref Commande rapprochée iSCref iSC Comp Gestion de la PàC iCbus_ref Contrôle Gestion de l ’état de charge iCoupl_ref VBus VSC_ref iCH VBus_ref Stratégie Répartition d’énergie et interprétation de la demande Fig.3.22 Structure de commande proposée pour l’architecture à 1 convertisseur 4.3.2.5 Analyse détaillée de la commande de l’électro-générateur à un convertisseur 4.3.2.5.1 Détail sur la structure de commande Si l’on note que la gestion de l’état de charge des SC - doit être lent (par rapport à la réponse de la PàC) ; - et est forcément totalement lié à la puissance fournie par la PàC qui est la seule source alimentée en énergie primaire (H2). Ce lien se voit au travers du nœud de répartition des courants et a été décrit plus haut (figure 3.21). Il paraît légitime de lier la sortie du régulateur de la tension VSC à l’entrée (consigne) de l’asservissement de tension du bus continu VBus (également tension de PàC). La sortie du régulateur de gestion de l’état de charge est une consigne de courant iSC_ref. . Ce courant iSC sera obtenu par une modification de la tension VBus du bus agissant sur ce courant via le nœud (distribution parallèle) et le hacheur bidirectionnel d’interface. Aussi, pour piloter la consigne de tension VBus par la référence iSC_ref, devons nous inverser le modulateur (hacheur bidirectionnel) et le système PàC. Ces considérations conduisent au schéma de la figure 3.23. La stratégie de gestion d’énergie consiste dans le découplage des temps de réponses des deux sources et s’appuie ici sur architecture de contrôle en cascade [AZIB-2009b]. Comme cela vient d’être présenté, on peut distinguer trois blocs fonctionnels de contrôle : - Commande rapprochée donnée par la boucle du courant SCs, - Boucle de tension contrôlant la trajectoire du bus continu, - Boucle de compensation contrôlant l’état de charge des SCs Chapitre 4 : Pilotage d’un électro-générateur hybride Page 95 iCbus CBus PàC iCH VBus iCoupl iPàC iPàC Charge i ‘SC DC/DC VPàC iSC VSC SCs dSC Commande rapproché rapprochée PI iSC iSCref T2 Interpré Interprétation de la demande et Gestion d’é nergie d’énergie PI VBus VBusref PI VSC VSCref Fig.3.23 Structure de commande proposée pour l’architecture à 1 convertisseur [AZIB-2010a] Cette approche est basée sur la gestion précise de la tension du bus DC, qui permet le contrôle indirect de la puissance générée par la PàC. Ainsi, avec une boucle de tension rapide, les perturbations transitoires induites par les composantes HF de la charge peuvent être rejetées. Cela implique physiquement que la régulation du BUS continu est fortement dépendante de la rapidité des boucles de contrôle de SCs. En pratique, cette régulation s’effectue à l’aide d’une boucle de courant, qui assure aussi le rôle de protection des SCs. La boucle de tension met en œuvre un correcteur à action proportionnelleintégrale (PI), et génère une référence de courant (iSCref), qui est bornée. Quant à la boucle de compensation, elle a pour rôle de gérer le niveau de tension des SCs, et faire réagir la PàC pour maintenir son niveau de référence. En effet, dans cette configuration la variable de contrôle n’est plus le courant de la pile (iPàCref), mais c’est la tension du bus (VBusref) qui est l’image directe de la tension de la PàC (VPàC). Par conséquent, dans le but d'éviter à la PàC des changements trop rapides, la tension de bus doit évoluer d’une manière lente. Par ailleurs, le correcteur mis en place dans cette boucle est à action proportionnelle-intégrale (PI). Ainsi, sa bande passante est choisie de manière à respecter les contraintes de la PàC, c’est-àdire que cette bande passante est inférieure au 1 Hz. Un système d’anti-saturation a été ajouté pour compenser la limitation en pente de la tension du bus DC. 4.3.2.5.2 Modélisation et synthèse de la loi de commande Dans cette synthèse, la modélisation des différents éléments est celle prise en compte dans la première partie du chapitre destinée à la commande rapprochée des convertisseurs (boucles de courant de la structure à deux convertisseurs). Il en découle que le système complet peut être représenté par le système d’équations suivant : Chapitre 4 : Pilotage d’un électro-générateur hybride Page 96 LSC diSC = VSC − (1 − d SC )VBus dt (3.17) C Bus dVBus ' = iPàC + iSC − iCH dt (3.18) CSC dVSC = −iSC dt (3.19) Pour garantir la réjection des transitoires de la charge par les SCs, on mesure la tension de bus VBus qui voit la perturbation générée par ce courant sur le bus DC. Bien évidemment, dans certains cas, la mesure directe de cette information est possible (capteur de courant, manette de consigne etc) (Fig.3.23). C’est donc la deuxième boucle de la cascade de contrôle qui doit réaliser cette réjection de perturbation par la maîtrise de la tension de bus VBUS(t) à sa référence. Pour cela elle génère la référence du courant SCs (iSCref) : plus cette poursuite de tension sera rapide, plus la valeur de capacité CBus sera petite. Pour cette boucle, la synthèse du contrôleur doit s’appuyer sur le lien qui existe entre la grandeur de réglage (iSCref) et la grandeur à contrôler (VBus).Pour cela, on réalise un bilan de puissance autour du hacheur d’interface et son inductance. En négligeant les pertes on obtient : ( ) ' VSC ⋅ iSC = VSC ⋅ iSC + p Lsc (3.20) Où pLsc est la puissance reçue par l’inductance LSC. Dans le cadre d’un asservissement (mesure échantillonnée du passé et méconnaissance de l’avenir), cette valeur peut s’approximer comme suit : di i (k ) − iSC (k − 1) p Lsc (t = kTe ) = (VLsc ⋅ iSC ) = LSC SC iSC ≅ LSC SC iSC (k ) dt Te (3.21) Aussi, adopte t-on la commande virtuelle u2 : V p V i (k ) − iSC (k − 1) u 2 = SC iSC − Lsc ≅ SC iSC (k ) − LSC SC iSC (k ) Te ⋅ VBus VBus VBus VBus (3.22) afin d’obtenir la linéarisation du système à contrôler qui est donc désormais décrit par : C Bus dVBus = iPàC + u 2 − iCH dt (3.23) Avec la variable iPàC comme lentement variable (PàC pilotée lentement par la boucle de gestion de l’état de charge du SC) et la variable VBus faiblement variable autour de sa valeur de référence. La grandeur de contrôle u2 doit être construite pour rejeter les perturbations constituées par la charge et par la pile. Néanmoins, la commande du système physique est la variable iSCref et s’obtient à partir de la valeur désirée u2 en résolvant une équation du second degré admettant deux solutions. (iSC (k ))2 − Te ⋅ VBus + LSC ⋅ iSC (k − 1) iSC (k ) + Te ⋅ VBus u 2 (k ) = 0 LSC LSC (3.24) Il est préférable d’adopter la valeur de iSC la plus faible possible afin de réduire les contraintes thermiques et de maintenir la stabilité de la boucle d’asservissement. Pour ce dernier point, il faut en effet garantir qu’un ∆u2 >0 fournisse systématiquement un ∆iSC >0. Cet algorithme permettant d’obtenir la variable réelle de commande iSCref à partir de la variable fictive u2 est réalisé dans le bloc T2 indiqué sur la figure (Fig.3.23). Pour de faibles demandes de puissance, l’algorithme choisit la valeur absolue la plus petite parmi les deux solutions proposées par la résolution de (3.51). Dans le cas où la demande de puissance est très importante, cette équation ne donne pas de réponse réelle (discriminant négatif) ; l’algorithme adopte alors le courant iSC(k) qui donne la puissance transmise la plus élevée (en valeur absolue selon si l’on accélère où l’on freine). Cette valeur s’obtient en cherchant le point iSC annulant la dérivée de iSC : Chapitre 4 : Pilotage d’un électro-générateur hybride Page 97 iSC (k ) = Te ⋅ VBus + LSC ⋅ iSC (k − 1) 2 LSC (3.25) Comme il était légitime de le penser, cette valeur ne dépend bien évidemment pas de la commande désirée u2 (fonctionnement en saturation). On établit la fonction de transfert en écrivant le système dans l'espace de Laplace, entre la tension du bus continu et la commande fictive u2 comme suit : 1+ H BF (s ) = 1+ K P 21 ω I 21 K P 21 ωI s s+ 1 1 + τ 21s = ω I 21 s 2 1 + 2m21 s ω BF 21 s + ω BF 21 2 (3.26) C Bus Avec ω BF 21 = ω I 21 C Bus m21 = K P 21 2 ω I 21Cbus et τ 21 = K P 21 ω I 21 A l’instar de la boucle interne de courant, le correcteur synthétisé est également à action proportionnelle-intégrale (PI) ; la bande passante de cette boucle est choisie au dixième de celle contrôlant le courant pour respecter un bon découplage fréquentiel entre boucles interne et externe. Par ailleurs, afin de respecter les contraintes thermiques des SCs, la valeur absolue du courant de référence iSCref calculé doit être plus faible que le courant nominal (- iNOM < iSCref <+ iNOM) qui est assurée par la fonction de saturation (Fig.3.23). A ce stade, les deux boucles en cascade permettent de contrôler parfaitement le bus continu en prenant en compte les contraintes sur les SCs. Comme les SCs absorbent les transitoires que devraient supporter le bus, si rien n’était fait, cela entraînerait une déviation permanente de l’état de charge des SCs. L’annulation de cette dérive nécessite une compensation de l’état de charge du module de SCs. Pour cela, une boucle de compensation est ajoutée afin maintenir le niveau de charge autour de sa valeur de référence. Ce contrôle de l’état de charge des SC est assuré par la régulation de la tension du bus continu contrôlant ainsi indirectement le courant de la source lente (PàC). En effet, avec le contrôle de la trajectoire du bus continu, le système peut gérer indirectement le point de fonctionnement de la PàC contrôlant ainsi la dynamique de cette dernière. La tension du super-condensateur est directement commandée par son courant iSC. Ce courant est directement lié au courant i’SC côté bus continu par le bilan de puissance considérant le convertisseur et l’inductance sans perte et donné par l’équation (3.18). La partie haute fréquence de ce courant i’SC permet de compenser les variations rapides de la charge. La partie basse fréquence de ce courant i’SC provient de la pile grâce au régulateur d’état de charge. Le courant iPàC modifie la tension de bus VBus et incite ainsi le régulateur PI21 à réagir en modifiant sa consigne iSCref. Il y a donc interaction entre la boucle de supervision et la boucle interne de régulation de VBus. C’est ce lien qu’il faut décrire correctement pour justifier le choix de la structure du correcteur PI31 et du réglage de ses paramètres. Cette boucle est conçue en utilisant un modèle aux petits signaux. Autour d’un point de fonctionnement de la PàC, la caractéristique VFC=f(iFC) peut être linéarisée utilisant la variation du courant de PàC (δiFC ) en fonction de la variation du bus (δVBus). Si de plus son comportement est lentement variable, on a un comportement dissipatif pur modélisable par une résistance équivalente G : δ iPàC = −G δVBus (3.27) Avec G paramètre positif borné dans l’intervalle [GMin, GMax]. En se référant au (éq 3.17) à (éq 3.27), le lien entre la variation de la tension δVSC et la commande δVBusref peut être déduit de la boucle de tension du bus et la caractéristique de la PàC. δ i ' SC (s ) = H A (s ) × δVBusref (s ) + H B (s )× δ iCH (s ) (3.28) Où Chapitre 4 : Pilotage d’un électro-générateur hybride Page 98 H A (s ) = δi ' SC (s ) C (s ) × (1 + G × H 21 (s )) = 21 δVBusref (s ) 1 + C21 × H 21 (3.29) H B (s ) = δi 'SC (s ) C (s ) × H 21 (s ) = 21 δVBusref (s ) 1 + C21 × H 21 (3.30) Avec les deux fonctions de transfert C21 (choisie) et H21 (subie) définies par : C 21 (s ) = K 21 + H 21 (s ) = + ω I 21 = s K P 21 s + ω I 21 s (3.31) 1 (3.32) Cbus s Ceci donne une fonction de transfert en boucle fermée HBF31(s), que l’on peut identifier à la forme canonique : H BF 31 (s ) = Où τ 31 = VBus G × VSC C SC s (1 + τ 31 s ) 1 + 2m31 ω BF 31 2 (3.33) C Bus G (ω ) 2 Avec : s s + ω BF 31 ω I 31 = BF 31 A , K P 31 = V 2mω BF 31 G et A = Bus A VSC C SC Ce n’est pas surprenant de retrouver la même fonction de transfert que la boucle de tension car les trois courants i’SC, iFC et iCH jouent le même rôle vis-à-vis de la boucle interne. Avec les paramètres du système, cette fonction de transfert exhibe un intégrateur associé à un filtre de deuxième ordre, ayant un zéro et un pôle dans une fréquence très élevée par rapport à la bande passante de la boucle de compensation. En effet, cette bande est choisie de valeur inférieure à 1 Hz, afin de respecter les contraintes sur la PàC. Ainsi, après le découplage, le contrôleur PI est réglé en utilisant une fonction de transfert du système approximée par un intégrateur avec un gain (G/CBus) : H≅ G (3.34) C Bus s On cherche donc à régler un amortissement suffisant (m31 = 1) et surtout une dynamique acceptable pour la pile (fBF31 = 20 mHz). Ainsi en prenant G = 1 Siemens, ceci donne : ω I 31 = 0.58 rad ⋅ s −1 et K P 31 = 9.3 Par ailleurs, un système d’anti-saturation est nécessaire pour compenser la limitation en pente de la tension de référence. Par cette technique de commande, nous assurons une gestion d’énergie efficace des différents éléments du système. En effet, les contraintes électriques associées à chaque constituant ainsi que les spécifications de la charge sont respectés. 4.3.3 Résultats de simulation Dans l’objectif de tester la stratégie de commande et de gestion d’énergie en utilisant le modèle REM et le contrôle associé pour les deux structures, des simulations ont été effectuées dans l’environnement Matlab-Simulink avec les paramètres énumérés ci-dessous. A cet effet, nous avons considéré un profil de charge, sévère pour un système PàC sans assistance, Chapitre 4 : Pilotage d’un électro-générateur hybride Page 99 utilisant une succession d’échelons de puissance. Ainsi l'analyse sera essentiellement centrée sur la réponse transitoire de l’électro-générateur PàC/SCs. Tab.3.2 Paramètres du système hybride Pile à combustible Supercondensateur Inductances et capacité Tension à vide 45 V Capacité 125 F Inductance LPàC 200 µH Tension nominale 26 V Tension nominale 30 V Inductance LSC 100 µH Courant nominal 45 A Courant nominal 100 A Capacité CBus 14 mF Les figures 3.24, 3.25 présentent la réponse du système hybride pour les deux architectures vis-à-vis d’une charge incluant des échelons de courant positifs et négatifs, utilisant comme fréquence de filtrage de f =50 mHz pour la répartition de puissance. A chaque transitoire positif de charge (t = 10 s / 45 s / 95 s), la tension du bus pour la structure à deux convertisseurs (Fig.3.24e) est transitoirement légèrement affectée (moins de 4%), mais est globalement bien régulée à sa valeur de référence constante. Tandis que celle de la structure à un convertisseur (Fig.3.25e) diminue sans à-coup. On observe une diminution lente de la tension de la PàC, mais celle-ci reste néanmoins asservie à sa référence. En effet ceci est rendu possible par les supercondensateurs qui réagissent rapidement aux transitoires brusques du courant de la charge (composantes MF) (Fig .3.24b, Fig .3.25b). Une action d’anticipation par « feed-forward » aurait pu être ajoutée pour simuler les cas dans lesquels l’information sur le courant de charge est disponible pour le bloc de commande. Ces transitoires de iSC sont induits par la régulation de tension de bus et permettent d’assurer la majeure partie de la composante transitoire de la puissance exigée. Le transfert d'énergie des SCs au bus DC s’opère donc correctement et permet de compenser l'énergie qui n'est pas fournie par la PàC. Cela autorise la pile à réagir sans variations brusques de son courant aux sollicitations de la charge (Fig .3.24b, Fig .3.25b). L’augmentation constatée de 1,5 A s-1 est très favorable pour sa durée de vie. Puis, au fur et à mesure de l’augmentation du courant de la PàC, la décharge des SCs caractérisée par la diminution de sa tension s'atténue jusqu'à s'annuler. Il s’établit alors un régime de rééquilibrage (appelé compensation), caractérisé ici par une recharge du banc de SCs à sa valeur de référence (VSCref) fixée à 24 V (Fig.3.24f, Fig.3.25f). De plus, la commande du système réagit parfaitement en suivant la trajectoire des courants (Fig.3.24c,d, Fig.3.25c,d). 1000 40 -a500 0 PCH [W] 0 0 50 40 100 150 200 0 0 0 -20 50 48.5 100 150 200 VBusref [V] -e- 47.5 0 100 150 200 150 200 iSC / iSCref [A] 50 100 VSCref [V] -f- 26 48 50 -d- 20 20 0 iSC [A] -20 iPàC / iPàCref [A] -c- iPàC [A] -b- 20 24 0 50 100 Temps [s] VSC [V] 22 VBus [V] 150 200 0 50 100 Temps [s] 150 200 Fig.3.24 Résultats de simulation pour un profil de puissance de charge (f = 50 mHz) (structure à 2 convertisseurs) Durant les transitoires négatifs du courant de la charge (aux instants t = 65 s /150 s /185 s), on peut également observer une diminution lente du courant de la PàC (composante BF); celle-ci est contrôlée par la dynamique de la boucle de compensation qui est donc bien réglée. Durant ces transitoires, la charge est alimentée par la PàC mais une partie de la puissance excédentaire de celle-ci est absorbée par le banc de SCs (composante MF). Par la suite, un rééquilibrage Chapitre 4 : Pilotage d’un électro-générateur hybride Page 100 (compensation) s’effectue car la PàC fournit progressivement la puissance nécessaire à la charge, ainsi que celle nécessaire pour ramener les tensions des SCs à leurs niveaux de référence. En l’occurrence, il peut s’agir transitoirement d’une puissance plus faible que celle nécessitée par la charge afin que la tension du banc de SCs diminue vers son niveau de référence. Ce cas se présente, par exemple, entre t = 170 s et t = 180 s. Cette stratégie de gestion de l’énergie est similaire pour les deux structures de convertisseur présentées et donne des résultats analogues. Pour l’heure, le fonctionnement récupératif n'est pas pris en compte dans le profil utilisé. Toutefois, la baisse brutale de puissance de la charge crée un fonctionnement récupératif non pas de la charge vers les SCs mais de la PàC vers les SCs qui valide la capacité de la supervision à gérer ce type de situation. Dans la suite de l’étude, le régime récuperatif est introduit. La structure à un convertisseur permet donc d’obtenir une gestion équivalente à la structure à deux convertisseurs au niveau des contraintes sur la PàC. Par ailleurs, nous pouvons constater que les architectures étudiées ainsi que l’ensemble des commandes rapprochées et la gestion d’énergie associée permettent bien de satisfaire le cahier des charges de la source hybride : la demande de puissance de la charge (niveau de puissance et dynamique) d’une part et les contraintes des sources (respecter la dynamique de la PàC BF, faire réagir les SCs pour les MFs) d’autre part. Les résultats présentés montrent que le contrôle de la structure à un convertisseur reste simple, efficace et sûr, malgré une réduction des degrés de liberté. 1000 40 -a500 iPàC [A] -b- 20 0 PCH [W] 0 0 50 100 iSC [A] -20 150 200 0 50 40 iPàC / iPàCref [A] -c20 0 0 -20 0 40 50 100 150 200 26 -e- VBus / VBusref [V] 35 50 50 100 Temps [s] 150 100 150 200 VSCref [V] -f- 22 0 200 24 30 25 0 150 iSC / iSCref [A] -d- 20 100 200 VSC [V] 0 50 100 Temps [s] 150 200 Fig.3.25 Résultats de simulation pour un profil de puissance de charge (structure à 1 convertisseur) 4.4 Commande basée sur la passivité (IDA PBC) 4.4.1 Principe Cette approche utilise la commande basée sur la passivité (PBC Passivity Based Controler) pour la gestion d’énergie du système hybride. Elle consiste à développer une commande linéaire ou non- linéaire ayant les mêmes objectifs que les stratégies précédentes et garantissant directement la stabilité du système bouclé au travers de la régulation du flux de puissance par balance d’énergie. La commande basée sur la passivité (PBC) est une technique bien établie pour la commande des systèmes mécaniques. Cette dénomination a été introduite pour la première fois dans [ORTE-1989] pour définir une méthodologie de conception de commandes assurant la stabilité des systèmes en les rendant passif. La PBC permet d’obtenir des contrôleurs robustes qui ont une interprétation physique claire en termes d’interconnexions du système avec son environnement. De plus, la PBC dispose d’une stabilité robuste vis-à-vis des effets dissipatifs non modélisés et exhibe des performances robustes. Un système de la forme : Chapitre 4 : Pilotage d’un électro-générateur hybride Page 101 x& = f ( x ) + g ( x ) u; x ∈ℜ n ; u ∈ℜ m y = h( x ); (3.35) y ∈ℜ m est dit passif [VAND-1996, ORTE-1998] par rapport à la fonction de cadence d’approvisionnement, existe une fonction non négative C0, appelée fonction de stockage, H : ℜn → ℜ + , s(u, y ) = u T y , s’il vérifiant H (0 ) = 0 , et telle que toutes les conditions initial x0 , pour tout t >0 et toute entrée de commande u (.) , l’intégralité suivante est vérifiée : t H ( x (t )) − H ( x0 ) ≤ ∫ u T (s ) y (s ) ds (3.36) 0 C’est-à-dire, la quantité d’énergie stockée dans un intervalle de temps n’est jamais supérieure à l’énergie totale fournie durant cette période. Les conséquences immédiates de la passivité sont que : Si x = 0 et y = 0 alors la fonction d’énergie H est décroissante. Donc, les systèmes passifs avec une fonction de stockage H définie positive sont stables au sens de Lyapunov. Le lecteur souhaitant approfondir cette analyse peut se référer à [ORTE-1998] pour obtenir des détails supplémentaires. La PBC définit donc une méthode de synthèse d’un contrôleur qui stabilise le système étudié en le rendant passif. Plus précisément, cet effet stabilisant s’obtient en injectant l’amortissement nécessaire dans le système afin d’amener une fonction d’énergie vers un minimum à l’équilibre souhaité. Bien qu’il y ait beaucoup de variantes à cette idée fondamentale, la PBC peut être largement classifiée dans deux grandes catégories. La PBC classique pour laquelle le concepteur de l’asservissement choisit à priori la fonction de stockage (en générale quadratique), puis conçoit le contrôleur qui rend la fonction de stockage non croissante. Dans la seconde classe de PBC, la fonction de stockage de la boucle fermée est libre, mais le concepteur s’impose une structure de contrôle, par exemple Lagrangienne ou Hamiltonienne commandé par port (PCH). Il caractérise ensuite l’ensemble des fonctions d’énergie assignables. Cette caractérisation est donnée en termes de solutions d’équation différentielles partielles (EDP). Les exemples les plus notables de cette approche sont les systèmes Lagrangienne, et une nouvelle méthodologie d’élaboration de la commande appelée Assignation de l’Interconnexion et de l’Amortissement (IDAPBC, Interconnetion and Damping Assignment approach). C’est cette dernière méthode que nous avons adoptée dans ce travail. L’approche PCH consiste, tout d’abord, à identifier la fonction d’énergie naturelle du système que l’on nommera H ( x ) , puis de réécrire le système non linéaire de (éq 3.35) en fonction du gradient de la fonction d’énergie : ∂H ∇H ( x ) = (x ) ∂x1 ∂H (x ) ∂x2 ... ∂H (x ) ∂xn T (3.37) Ainsi, la forme PCH du système initiale (éq 3.35) est : x& = [J ( x ) − ℜ( x )] ∇H ( x ) + g ( x ) u y = g T ∇H ( x ) (3.38) où y est la sortie considérée, J ( x ) est une matrice antisymétrique de dimension n × n représentant les interconnexions entre les états, et ℜ( x ) est une matrice symétrique semi-définie positive représentant l’amortissement naturel du système. L’équation (3.38) montre que la structure PCH fournit des renseignements énergétiques essentiels à la synthèse du système bouclé. Ainsi, la matrice d’interconnexion J ( x ) donne d’ores et déjà une indication sur l’échange ou la balance d’énergie entre les variables, tandis que la propriété de semi-définie positive de la matrice d’amortissement ℜ( x ) indique que les termes appartenant à cette matrice sont des termes associés à la dissipation. Chapitre 4 : Pilotage d’un électro-générateur hybride Page 102 Pour mettre en place la méthodologie de l’Assignation de l’Interconnexion et de l’Amortissement, prenant l’exemple du système non-linéaire donné par 1, que l’on veut stabiliser autour d’un point d’équilibre x ∈ℜn . Le système (3.35) en boucle fermée avec la commande u, telle que : [ ] u = g T ( x ) g ( x ) g T ( x ){ [J d (x ) − ℜ d ( x )]∇H d − f ( x )} −1 (3.39) à la forme suivante : x& = [J d ( x ) − ℜ d ( x )]∇H d (3.40) y = g T ( x ) ∇H d On peut démontrer que le système est asymptotiquement stable si, de plus, on vérifie la condition suivante; le plus grand ensemble invariant du système en boucle fermée (3.40) contenu dans {x ∈ℜ n } | H& d = 0 est égale à x . 4.4.2 Conception de la loi de commande 4.4.2.1 Structure de la loi de commande Une première solution pour concevoir la loi de commande et de gestion d’énergie consiste à synthétiser une commande sur la base du modèle non linéaire 2 [BECH-2006]. Toutefois, ce type de commande ne permet pas un contrôle sécuritaire des courants, défaut inhérent aux commandes par retour d’état. En effet, les courants des sources sont des grandeurs mesurées non contrôlées. Ce qui ne garantit pas que ces courants restent dans une bande maximale acceptable, de manière à assurer la sécurité des organes: les sources, convertisseurs et charge. iCbus VBus iCoupl CBus PàC iCH iPàC i ‘PàC DC/DC Charge i ‘SC iSC DC/DC VPàC VSC SCs dPàC Commande rapproché rapprochée dSC PI iPàC PI iSC iSCref iPàCref Contrôleur IDAIDA-PBC VBus VBusref VSCref VSC Gestion d’é nergie et interpré d’énergie interprétation de la demande Fig.3.26 Stratégie de commande et gestion d’énergie Chapitre 4 : Pilotage d’un électro-générateur hybride Page 103 Une solution classique consiste à élaborer une loi de commande en cascade permettant de conduire le courant de chaque source via la commande rapprochée de chaque convertisseur, comme précédemment utilisé. La figure 3.26 représente la structure de la loi de commande adoptée dans cette approche. Elle est composée de deux sous systèmes : les deux boucles internes de courant et la boucle externe du contrôleur IDA-PBC assurant la supervision et la gestion d’énergie [HILA-2010, AZIB-2011]. Le contrôleur IDA-PBC utilise également la perturbation sur le bus continu pour estimer le besoin de la charge et gérer parfaitement la répartition de puissance. La gestion d’état de charge de SCs est prise en compte dans cette supervision. 4.4.2.2 Modélisation et synthèse de la loi de commande Dans le cadre de cette étude, la modélisation du système est celle prise en compte dans les approches précédentes. Il en découle que le système complet, peut être représenté par l’ensemble des équations données dans l’annexe C. Dans ce travail, la charge est modélisée par un circuit RCH-LCH, dont la valeur de résistance est variable en fonction de la puissance demandée par la charge. Le modèle aux valeurs moyennes est donc : LCH diCH = VBus − RCH i CH dt (3.41) CBus dVBus = (1 − d PàC )iPàC + (1 − d SC )iSC − iCH dt (3.42) a- Modèle d’état global Le système hybride Pile à combustible / supercondensateurs peut être représenté par le modèle d’état d’ordre 5 : &1 = (1 − d PàC )z +C(1 − d SC )x5 − x3 x Bus x x =− 5 & 2 C SC &3 = − RCHL⋅ x3 + x1 x CH x &4 = − (1 − dLPàC )x1 + z PàC &5 = − (1 − dLSC )x1 + x2 x SC (3.43) avec : x = [x1 ; x 2 ; x 3 ; x 4 ; x 5 ] t = [V Bus ; V SC ; i CH ; i PàC ; i SC ]t (3.44) Les entrées de commande : u (t ) = [u1 ; u2 ] t = [(1 − d PàC ); (1 − d SC )] t (3.45) et les mesures : y (t ) = x et z (t ) = VPàC b- (3.46) Modèle d’état d’ordre réduit Chapitre 4 : Pilotage d’un électro-générateur hybride Page 104 Le contrôle des courants étant assuré par les commandes rapprochées des convertisseurs (boucles internes), nous pouvons supposer que les courants suivent parfaitement leurs références (principe des perturbations singulières en automatique). Dans ces conditions, le système global d’ordre 5 peut être ramené à un système réduit d’ordre 3, dont l’équation d’état est donnée ci-dessous : x3 x2 u u 2 − x3 + 1 x1 x1 x & = C Bus 1 & 2 = − Cu2 x SC x &3 = − RCHL⋅ x3 + x1 CH (3.47) avec : x = [x1 ; x2 ; x3 ] t = [VBus ; VSC ; iCH ] t (3.48) Les entrées de commande : u (t ) = [u1 ; u 2 ] t = [iPàC ; iSC ] t et les y (t ) = x et mesures * (3.49) z (t ) = [iPàC ; iSC ; VPàC ] t , * * * * V Bus [ x1 ; x2 ; x3 ] = VBus ;VSC ; , avec VBus et VSC RCH dont le point d’équilibre désiré x est les tensions de références du bus continu et le SCs respectivement. La fonction de stockage du système est définie comme : H (x) = 1 t x Qx 2 avec Q la matrice : c- (3.50) Q = diag (C Bus ; CSC ; LCH ) Modèle PCH du système d’ordre réduit On souhaite synthétiser une commande telle que la fonction d’énergie désirée atteint au point d’équilibre désiré H d (x ) = H d (x ) du système bouclé a son minimum x . Aussi, le choix de la fonction d’énergie Hd se porte t-il sur : 1 ~t ~ x Qx 2 (3.51) avec ~ x = x−x Dans ces conditions, l’écriture du système PCH en terme de la dynamique de l’erreur et du gradient de la fonction de l’énergie désirée en boucle fermée ∇H d est : d ~ x = [J − ℜ] ∇H d + A(u, x ) dt Chapitre 4 : Pilotage d’un électro-générateur hybride (3.52) Page 105 0 0 [J − ℜ] = 0 0 1 0 LCH C Bus x1 C Bus ~ ∇H d = C SC ~ x2 LCH ~ x3 d- − 1 LCH C Bus 0 RCH − 2 LCH (3.53) 1 C Bus A(u, x ) = z3 x u1 + 2 u 2 − ~ x3 x1 x1 1 − u2 C SC 0 (3.54) Loi de commande IDA-PBC Afin que la dynamique de l’erreur du système en boucle fermée s’écrive de la manière suivante : d ~ x = [J d − ℜ d ] ∇H d dt (3.55) Une solution possible consiste à prendre comme loi de commande : x1 x1 − r1 ~ x2 ; z3 RCH ~ u 2 = − r1 x1 u1 = r1 > 0 (3.56) avec 0 r1 Jd = C Bus C SC 1 LCH C Bus − r1 C Bus C SC − 0 0 1 x 2 r1 0 LCH C Bus x C2 1 Bus 0 ℜ = 0 0 et d 0 0 0 0 0 RCH L2CH (3.57) La preuve de la stabilité asymptotique se déduit : • De l’analyse de la dérivée de Hd : H& d = ∇ H dt ~ x& = −∇ H dt Rd ∇ H dt ≤ 0 • et du principe d’invariance de LaSalle avec : (3.58) H d ( x ) = H& d ( x ) = 0 . De plus Hd étant radialement non bornée, le système bouclé est globalement asymptotique stable. L’analyse de l’équation de la commande montre que les SCs assurent l’apport d’énergie suite à une erreur sur la régulation de la tension du bus, cette erreur étant elle-même due à des variations de la puissance de la charge. De même, la consigne * iPàC montre que la pile assure deux objectifs : - le transfert d’énergie permanent de la pile vers la charge, - l’apport d’énergie pour réguler le niveau de charge de SCs. Chapitre 4 : Pilotage d’un électro-générateur hybride Page 106 Toutefois, nous pouvons aisément constater qu’une méconnaissance de la valeur de la charge va entraîner un mauvais contrôle de la tension des SCs à la valeur de référence. Dans ces conditions, les SCs assurent un apport d’énergie trop important lors des transitoire de puissance et la recharge de ces derniers n’est pas assurée. Afin de remédier à ce problème, une première solution consiste à ajouter à la référence * iPàC un léger effet intégrateur. La commande est alors : x&C = γ ~ x2 * * VBus VBus − r1 ~ x2 − xC ; VPàC RCH ~ u 2 = − r1 x1 u1 = r1 > 0 (3.59) Par cette technique de commande, nous assurons les objectifs de la gestion d’énergie d’un tel système hybride tout en garantissant une stabilité asymptotique du système bouclé. De plus cette commande comporte un unique paramètre de réglage, ce qui lui confère une facilité d’implémentation en pratique. 4.4.3 Résultats de simulation Dans l’optique de tester cette seconde approche algorithmique de commande et gestion d’énergie basée sur la méthodologie IDA-PBC, des simulations ont été effectuées dans l’environnement Matlab-Simulink avec les paramètres déjà énumérés dans le tableau 3.2. La figure 3.27 présente la réponse du système sollicité par le même profil de puissance que celui employé pour la validation de la structure en boucles imbriquées gérée par des correcteurs PI. Nous constatons pour cette approche que le contrôle commande assure un pilotage parfait du système. Les SCs réagissent rapidement aux transitoires rapides (composante HF bien prise en compte par l’organe d’assistance) et assurent la majeure partie du front raide de la puissance exigée par la charge maintenant ainsi constant la tension de bus à sa valeur de référence. Cela permet à la PàC de ne réagir qu’en régime BF, ce qui est effectivement très favorable à la durée de vie de son stack. Enfin, l’état de charge des SCs est bien compensé et régulé à sa référence. Dans le même temps, la trajectoire des courants est bien assurée sans erreur de poursuite. 1000 40 -a- iPàC [A] -b- 20 500 0 PCH [W] 0 0 40 50 100 -20 150 200 iSC [A] 0 -d- 20 -c- 50 100 150 200 150 200 iSC / iSCref [A] 0 20 iPàC / iPàCref [A] 0 0 50 48.5 55 50 48 45 100 150 -20 200 100 VSCref [V] -f- 26 24 22 VBus [V] 47.5 40 0 50 28 VBusref [V] -e- 0 50 100 Temps [s] 150 150 200 200 20 VSC [V] 0 50 100 Temps [s] 150 200 Fig.3.27 Résultats de simulation pour un profil de puissance de charge (r1=10 / γ=30) En analysant ces résultats, nous pouvons en déduire que cette approche basée sur la passivité assurant intrinsèquement la stabilité du système, a montré un bon comportement du système durant les transitoires. De plus, cette stratégie demeure relativement simple à mettre en place. Chapitre 4 : Pilotage d’un électro-générateur hybride Page 107 4.5 Validation expérimentale Nous avons vu, durant les tests de simulation, les performances des différentes approches proposées notamment lors des transitoires de charge. Nous allons au cours de cette section présenter une validation expérimentale sur la plateforme développée à cet objet. Tous nos essais sont effectués sur la plateforme expérimentale présentée en début de ce chapitre. Le système de charge utilisé dans ce troisième chapitre est uniquement la charge active non réversible que nous programmons pour suivre des profils de puissance similaires à ceux testés en simulation. Notons que les régimes de récupération feront l’objet du dernier chapitre et seront réalisés avec la charge active deux quadrants. Nous analyserons en détail le comportement du système et le gain en performances que l’électro-générateur peut tirer de cette hybridation. Au cours de cette partie, nous allons traiter trois points en, à savoir : nous appuyant sur l’une ou l’autre des architectures. Plus précisément : - La validation expérimentale des résultats de simulations. - Les impacts du taux d’hybridation et le dimensionnement de l’assistance. - Le gain en termes d’économie d’énergie induit par l’hybridation. 4.5.1 Validation expérimentale des résultats de simulations Nous avons effectué une validation expérimentale des résultats de simulation obtenus en utilisant le profil de charge utilisé en simulation et ceci pour les deux approches de contrôle. Les résultats de ces tests sont illustrés à la figure 3.28 pour l’approche issue de la REM (deux convertisseurs), à la figure 3.29 pour l’approche issue de la REM (un convertisseur) et enfin à la figure 3.30 pour l’approche IDA-PBC. Conformément à la simulation, les résultats expérimentaux reflètent l'efficacité des deux approches développées pour les deux structures proposées: - Dans les trois cas, les SC répondent quasi instantanément aux transitoires de la charge (Fig.3.28-b, Fig.3.29-b, Fig.3.30-b), et se comportent comme un filtre passe-haut avec un temps de réponse de quelques millisecondes. Ils fournissent donc l'énergie transitoire de la demande qui ainsi n'est pas à fournir par la pile à combustible. - C’est pourquoi le système PAC réagit lentement aux changements de la charge (Fig.3.28-b, Fig.3.29-b, Fig.3.30-b) et répond comme un filtre passe – bas avec un temps de réponse de quelques secondes. - La trajectoire du courant pour les deux sources est illustrée par les figures Fig.3.28-d / Fig 3.29-d/ Fig.3.30-d. On y voit que les boucles de contrôle forcent chaque source à suivre leurs consignes qui respectent les caractéristiques intrinsèques des sources. Plus précisément, le comportement du courant PàC augmente sans à-coups avec une pente d’environ 1,5 A.s-1. Cela permet de respecter les spécifications dynamiques requises pour ce type de PàC. Chapitre 4 : Pilotage d’un électro-générateur hybride Page 108 1000 40 -a500 PCH [W] 0 iSC [A] -20 0 0 50 100 150 200 0 50 40 40 iPàC / iPàCref [A] -c- 0 0 -20 0 50 50 100 150 200 VBusref [V] -e- -d- 20 20 0 26 100 150 200 150 200 iSC / iSCref [A] 50 100 VSCref [V] -f- 24 48 22 VBus [V] 46 iPàC [A] -b- 20 0 50 100 Temps [s] 150 200 20 VSC [V] 0 50 100 Temps [s] 150 200 Fig.3.28 Résultats expérimentaux pour un profil de puissance de charge f = 50 mHz (REM deux convertisseurs) - En outre, l'état de charge SC est correctement géré et fluctue au gré des sollicitations extérieures autour de sa valeur de référence qui est ici de 24 V (Fig.3.28-f, Fig.3.29-f, Fig.3.30-f). Cela valide la bonne performance du système de compensation. - La tension de bus pour la structure à deux convertisseurs (Fig.3.28-e, Fig.3.30-e) est transitoirement légèrement affectée, mais est globalement bien régulée à sa valeur de référence constante. Alors que celle de la structure à un convertisseur (Fig.3.29-e) diminue sans à-coup pour garantir une trajectoire lente du fonctionnement de la PàC ; cette tension poursuit, de plus, sa valeur de référence sans erreur de trajectoire. Ceci révèle et confirme l’efficacité de la boucle avec, une bonne performance en poursuite (la bande passante recherchée est respectée) et un rejet de perturbation efficace. 1000 40 -a- iPàC [A] -b- 20 500 0 PCH [W] 0 0 50 150 200 0 40 iPàC / iPàCref [A] -c- 40 100 0 0 -20 50 100 150 200 50 -d- 20 20 0 iSC [A] -20 0 -e- 50 22 25 20 50 100 Temps [s] 150 100 150 200 24 30 0 200 VSCref [V] -f- 26 VBus / VBusref [V] 150 iSC / iSCref [A] 40 35 100 200 VSC [V] 0 50 100 Temps [s] 150 200 Fig.3.29 Résultats expérimentaux pour un profil de puissance de charge (REM un convertisseur) - Notons que pour chaque diminution de la puissance de la charge, la puissance des SCs change de signe pour absorber l'énergie supplémentaire en excès dans le bus DC, produite par la PàC dont le courant décroît lentement : ainsi il Chapitre 4 : Pilotage d’un électro-générateur hybride Page 109 n’est pas à déplorer le gaspillage de cette énergie convertie pour ne pas endommager le système. Elle est en effet temporairement récupérée par une augmentation de l'état de charge des SCs 1000 40 -a- 40 50 100 iPàC [A] 0 PCH [W] 0 0 -b- 20 500 -20 150 200 iSC [A] 0 -d- 20 -c- 50 100 150 200 150 200 iSC / iSCref [A] 0 20 iPàC / iPàCref [A] -20 0 0 55 50 100 150 200 50 100 28 - e - VBusref [V] 50 0 VSCref [V] -f- 26 24 45 40 VBus [V] 0 50 22 100 Temps [s] 150 200 20 VSC [V] 0 50 100 Temps [s] 150 200 Fig.3.30 Résultats expérimentaux pour un profil de puissance de charge (r1=10 / γ=30) (IDA PBC deux convertisseurs) - La compensation d’anti-saturation des boucles de courant agit brièvement pour éviter que le contrôleur de PI ne diverge. Ce système d’anti-saturation permet au contrôleur de travailler proche d’un mode linéaire et ainsi, évite toute déstabilisation du système. Selon ces résultats d’expérimentation, il devrait être mentionné que les deux approches ont des fonctionnements semblables dans leur réponse en puissance. Ils confirment l'efficacité et la performance du contrôle développé, exposant aussi la robustesse des contrôleurs proposés au regard des variations de charge. Les réglages sont basés sur le découplage fréquentiel qui assure la stabilité du système bouclé tout en restant extrêmement simple à implanter. Les avantages de ce type d’algorithme sont la facilité, la simplicité et la rapidité de mise en œuvre. 4.5.2 Choix du taux d’hybridation Dans ce paragraphe, nous voulons vérifier si nos deux stratégies sont également capables d’être ajustées facilement pour obtenir le taux d’hybridation requis pour un fonctionnement performant de l’électro-générateur hybride. Nous nous contentons des essais pour la structure à deux convertisseurs mais en utilisant les deux approches algorithmiques (REM associés à des correcteurs PI d’une part, et IDA PBC d’autre part). Les figures 3.31, 3.32 présentent respectivement ces essais pour la REM et l’IDA-PBC. Dans chaque cas, un niveau d’hybridation différent est visé pour garantir une dynamique de PàC plus ou moins élevée. Dans le cas de la REM, le réglage de cette dynamique s’opère à travers le bloc stratégie et le choix de la fréquence de coupure du filtre de consigne qui est son paramètre clef. Nous pouvons constater pour la première approche (Fig.3.31) le comportement du système pour un changement de cette fréquence (f = 50 mHz sur les courbes de gauche et f = 25 mHz celles de droite). De fait, dans le second cas, l’assistance est, à chaque transitoire, utilisée plus longtemps, ce qui limite considérablement le temps de réaction de la PàC ; la PàC répond très lentement conduisant l’état de charge des SCs à fluctuer considérablement. Pour la seconde approche, nous avons réalisé l’essai inverse, c’est à dire diminuer le taux d’hybridation, en augmentant le paramètre γ du contrôleur passif. Le comportement du système est illustré sur la figure 3.32. Nous constatons que l’assistance est moins sollicitée, ce qui implique que la PàC suit d’avantage les demandes dynamiques de la charge avec pour conséquence une faible fluctuation de l’état de charge des SCs. Chapitre 4 : Pilotage d’un électro-générateur hybride Page 110 1000 40 500 20 PCH [W] 0 0 40 50 100 150 200 0 iSC / iSCref [A] 20 iPàC / iPàCref [A] 0 50 100 150 200 150 200 VSCref [V] 26 24 0 22 -20 0 50 100 Temps [s] 150 20 200 VSC [V] 0 50 -a- 100 Temps [s] 1000 40 500 20 iPàC / iPàCref [A] PCH [W] 0 0 50 100 0 150 200 0 30 iSC / iSCref [A] 20 50 100 150 200 VSCref [V] 25 0 -20 VSC [V] 20 0 50 100 Temps [s] 150 200 0 50 100 Temps [s] 150 200 -bFig.3.31 Résultats expérimentaux pour deux fréquences de filtrage a : f =50 mHz , b : f =25 mHz (REM et correcteurs PI pour l’architecture à deux convertisseurs) 1000 40 500 20 PCH [W] 0 0 iPàC / iPàCref [A] 0 50 100 150 200 0 50 28 iSC / iSCref [A] 20 150 200 150 200 VSCref [V] 26 0 100 24 22 -20 0 50 100 Temps [s] 150 200 20 VSC [V] 0 50 100 Temps [s] -a- 1000 40 500 20 PCH [W] 0 0 iPàC / iPàCref [A] 0 50 100 150 200 50 28 iSC / iSCref [A] 20 0 150 200 150 200 VSCref [V] 26 0 100 24 22 -20 0 50 100 Temps [s] 150 200 20 VSC [V] 0 50 100 Temps [s] -bFig.3.32 Résultats expérimentaux pour deux taux d’hybridation a : r1=10 / γ=30, b : r1=10 / γ=40 (IDA-PBC pour l’architecture à deux convertisseurs) Chapitre 4 : Pilotage d’un électro-générateur hybride Page 111 Selon ces résultats, nous pouvons conclure que nous pouvons, à travers chacune des approches algorithmiques, contrôler le degré de liberté donné par le taux d’hybridation. Ceci nous permet d’adapter le comportement du système selon les critères et/ ou objectifs souhaités qui sont dans la majeure partie des cas étroitement liés aux constituants (essentiellement le système PàC), au dimensionnement du système et donc à l’application. 4.5.3 Première évaluation du gain en termes d’économie d’énergie liée à l’hybridation Nous nous sommes focalisés lors des essais précédents sur le comportement de l’électro-générateur en fonction des approches de commande et gestion d’énergie et des structures proposées. Maintenant nous souhaitons mesurer le gain apporté en termes d’économie d’énergie par l’hybridation [AZIB-2009a]. Dans cette optique, nous avons réalisé des essais sur le système PàC seul, d’une part et au sein du système hybride, d’autre part en réponse au même profil de charge et en assurant un relevé du débit d’hydrogène dans le but de comparer la consommation des deux systèmes. Dans un premier temps, l’analyse sera concentrée sur la réponse transitoire des deux systèmes. La charge consiste alors dans une succession de deux variations de charge de 50 W à 400 W puis de 400 W à 50 W. La figure 3.33 représente le comportement des deux systèmes en synchronisant les courbes sur les variations de puissance de la charge. Dans le premier cas, une forte chute de tension peut être observée sur la tension PàC. Celle-ci est bien sûr induite par la variation du courant et dure pendant quelques secondes ce qui est significatif d’une réaction due à la boucle d’air : manque de réactifs (mode sous alimentation) engendré en grande partie par le réponse du compresseur. Aussi, dans ce mode de fonctionnement le système PàC a des difficultés à suivre la demande de la charge. Cela implique une dégradation des performances du système et une diminution de la durée de vie. A contrario, le système utilisant une assistance respecte parfaitement les contraintes sur le système. PCH PCH iPàC iPàC iSC VBUS VBUS VBUS_ref VBUS_ref VSC_ref VPàC VSC Temps [s] VPàC Temps [s] a- PàC seule b- PàC /SC Fig.3.33 Résultats expérimentaux pour un échelon de puissance de charge Chapitre 4 : Pilotage d’un électro-générateur hybride Page 112 H2_PàC = 3.5108 l H2_PàC-SC = 3.0375 l Flux [l/min] 10 PàC / SC 5 PàC 0 0 10 20 30 Temps [s] 40 50 Fig.3.34 Débit d’hydrogène pour un échelon de puissance et consommation associée Comme mentionné auparavant, une autre préoccupation très importante est l’économie d’énergie. C'est la raison pour laquelle, nous avons suivi la consommation d’hydrogène des deux systèmes. La figure 3.34 montre le débit massique hydrogène et le volume réel de consommation d’H2. Pour le système PàC seule, on observe un dépassement de consommation pour chaque appel de puissance supplémentaire. Cela peut être rapproché du comportement de la PàC (chute de tension donc baisse de rendement) ainsi que du changement soudain dans la demande en débit de réactifs. Du côté de l’air, cela signifie que le compresseur doit changer très rapidement de débit pour compenser le manque d’oxydant et consomme beaucoup de puissance pour obtenir ce nouveau régime. Au contraire, l’utilisation de l’assistance permet de respecter la dynamique du système PàC et par la même limite les surconsommations durant les pointes de puissance : pas de chute de rendement intempestive, pas d’appel de puissance important du compresseur. De même, lors de la diminution de puissance, on constate une diminution lente de la puissance fournie par la PàC ; ceci n’est pas trop dommageable pour l’efficacité énergétique car cette énergie est stockée dans le module de SCs. Par ailleurs, par intégration du débit d’hydrogène mesuré, on peut vérifier que l’hybridation amène bien une réduction de consommation (ici de ~ 13 %) comparé à l’architecture à PàC seule. Sur le cycle complet de puissance représenté par la figure 3.35, nous observons le bon comportement du système utilisant un système d’assistance. 1000 40 -a- -b- iPàC [A] 20 500 0 PCH [W] 0 0 100 -c- 40 200 -20 300 iPàC / iPàCref [A] 0 100 -d- 20 200 300 200 300 iSC / iSCref [A] 0 20 -20 0 0 100 50 200 300 0 100 28 VBusref [V] -e- VSCref [V] -f- 26 48 24 22 VBus [V] 46 iSC [A] 0 100 200 300 Temps [s] 20 VSC [V] 0 100 200 300 Temps [s] Fig.3.35 Résultats expérimentaux pour un profil de puissance long Comme test final, la figure 3.36 représente une comparaison du débit d’hydrogène et le volume global d’H2 (en normo litre) des deux systèmes pour un cycle de puissance complet. Il montre clairement que l'utilisation de l’assistance supercapacitive améliore la consommation en hydrogène (~ 10 % de réduction de volume). En effet, pendant les maximums de puissance, il n'y a aucune surconsommation ce qui n’est pas le cas pour le système utilisant la PàC unique. Chapitre 4 : Pilotage d’un électro-générateur hybride Page 113 H2_PàC = 29.2796 l H2_PàC-SC = 26.3175 l Flux [l/min] 15 10 5 PàC 0 0 50 PàC / SC 100 150 Temps [s] 200 250 300 Fig.3.36 Consommation d’hydrogène pour le profil de puissance de la figure 3.35 4.6 Conclusion La bibliographie sur la commande et la gestion d’énergie et de puissance des électro-générateurs hybrides a fait apparaître une grande diversité d’approches difficiles à comparer. Pour notre part, nous avons privilégié une approche systémique ayant fait ses preuves dans la description de systèmes énergétiques complexes. C’est pourquoi, nous avons développé une représentation graphique basée sur la REM des deux architectures électriques envisagées au chapitre précédent. Cette représentation s’est avérée éclairante tant dans la mise en exergue des degrés de liberté explicites et implicites offerts par la structure que dans l’identification des chaînes de réglage liant les commandes aux objectifs ou contraintes du système. De cette analyse ont découlé deux architectures de commande basées sur les règles d’inversion de la méthode REM, c’est-à-dire privilégiant la gestion locale de l’énergie et une structure algorithmique par architecture électrique. Chacune d’elles fait apparaître des boucles gérant des sous-systèmes simples ; celles-ci ont donc pu être mises en œuvre aisément et efficacement avec des correcteurs de type Proportionnel – Intégral. Par ailleurs, les deux structures de commande ont permis d’implanter la stratégie de partage fréquentiel des puissances. Les deux architectures associées à leur structure de contrôle et de gestion ont été validées sur la plateforme expérimentale. Les essais effectués ont montré que chacune offre une maîtrise des flux d’énergie conforme aux spécifications. Celles-ci (hybridation plus ou moins renforcée du système PàC) peuvent être prises en compte facilement par le réglage des paramètres. Les structures précédentes se sont révélées pertinentes car clairement structurées, facilement implantables dans un microcontrôleur de pilotage et aisément portables d’une application à l’autre. La stabilité du système rebouclé est garantie par le bon découplage des dynamiques de réponse entre les boucles imbriquées. Il est toutefois apparu intéressant d’explorer une autre approche automatique qui prenne en compte dès sa conception et sans a priori la stabilité du système commandé. En conséquence, nous avons appliqué la méthode de la commande passive sur un électro-générateur hybride à deux convertisseurs et possédant des boucles internes de courant. Cette technique a dégagé une commande que nous avons pu également mettre en œuvre simplement sur le banc et qui offre des paramètres de réglage pour prendre en compte les spécifications du cahier des charges. Les premiers essais se sont révélés très encourageants car ils permettent non seulement de garantir un fonctionnement conforme à ce que le concepteur spécifie, mais aussi ils révèlent, sur les cycles de mission testés, un comportement énergétique très favorable du système complet par rapport au système PàC sans assistance électrique. Toutefois ces premiers essais sont, dans ce chapitre, uniquement réalisés avec des profils de puissance respectant la puissance nominale des constituants du système comme par exemple les limites d’état de charge de l’organe de stockage auxiliaire. Le chapitre suivant a pour objectif d’explorer les aménagements à introduire pour garantir un fonctionnement fiable de l’électrogénérateur même en cas de sollicitations électriques extrêmes. Chapitre 4 : Pilotage d’un électro-générateur hybride Page 114 REFERENCES Chapitre 4 [AKLI-2007] C. R. AKLI C.R. AKLI, B. SARENI, X. ROBOAM and A. JEUNESSE, “Energy management and size of hybrid locomotive,” IEEE-PEA’07, Sept. 2007. [ALLE-2009] A.L. ALLEGRE, A. BOUSCAYROL and R. TRIGUI, “Influence of control strategies on battery/supercapacitor hybrid Energy Storage Systems for traction applications,” IEEE-VPPC, 2009. [AYAD-2003] M. Y. AYAD, S. RAËL and B. DAVAT, “Hybrid power source using supercapacitors and batteries,” EPE’03, Toulouse, 2003. [AZIB-2009a] T.AZIB, O. BETHOUX, C. MARCHAND and E. BERTHELOT, “Supercapacitors for Power Assistance in Hybrid Power Source with Fuel Cell,” Conference of the IEEE Industrial Electronics Society, IEEE-IECON’09, pp. 3747 – 3752, 2009. [AZIB-2009b] T.AZIB O. BETHOUX, G. REMY, C. MARCHAND and E. BERTHELOT, “Structure and Control Strategy for a Parallel Hybrid Fuel Cell/Supercapacitors Power Source,” Vehicle Power and Propulsion Conference, IEEE VPPC’09, pp. 1858 – 1863, 2009. "Best Paper Award". [AZIB-2010a] T.AZIB, O. BETHOUX, G. REMY, C. MARCHAND and E. BERTHELOT, “Innovative Control Strategy of a Single Converter for Hybrid Fuel Cell/Supercapacitors Power Source,” IEEE Transactions on Industrial Electronics, Vol. 57, Issue.12, 2010, in edition. [AZIB-2010b] T.AZIB, O. BETHOUX, G. REMY, C. MARCHAND and E. BERTHELOT, “Système hybride à pile à combustible et supercondensateur : structures, contrôle-commande et gestion d’énergie,” EJEE, in edition, 2010. [AZIB-2011] T.AZIB, M. HILAIRET, O. BETHOUX and R. TALJ, “Experimental validation of passivity-based controller for coordination of converters in fuel cell system,” FDFC’11, in press, 2011 [BARR-2010] P. BARRADE, A. BOUSCAYROL, P. DELARUE, “An Energetic Based Method Leading to Merged Control Loops for the Stability of Input Filters,” IEEE-VPPC’10, 2010. [BECH-2006] M. BECHERIF, “Modelling and Passivity based Control of Hybrid Sources: Fuel Cells and Super-Capacitors,” IEEEIAS’06, Industry Applications Conference, Vol. 3, N°8, pp. 1134-1139, 2006. [BERN-2006] J. BERNARD, S. DELPRAT, F. BUECHI, T-M. GUERRA, “Global Optimisation in the power management of a Fuel Cell Hybrid Vehicle (FCHV),” Vehicle IEEE Power and Propulsion Conference, VPPC '06, pp.1-6, 2006. [BERN-2007] J. BERNARD, S. DELPRAT, F.N. BÜCHI and T-M. GUERRA, “Fuel cell battery hybrid vehicle: From global optimization to real time power management,” In Proc. International Conference on Advances in Vehicle Control and Safety, Buenos Aires, 2007. [BOSS-2007] T. BOSSMANN, A. RUFER, P. BARRADE and A. BOUSCAYROL, “Energetic macroscopic representation of a hybrid storage system based on supercapacitors and compressed air,” IEEE-ISIE’07, pp. 2691-2696, 2007, [BOUS-2003] A. BOUSCAYROL, “Formalismes de représentation et de commande des systèmes électromécaniques multi-machines multi-convertisseurs,” HDR de l'Université de Sciences et Technologies de Lille, 2003. [BOUS-2005] A. BOUSCAYROL, “Different energetic descriptions for electromechanical systems,” In Proc. of EPE 2005. [BOUS-2006] A. BOUSCAYROL, W. LHOMME, P. DELARUE, B. LEMAIRE-SEMAIL and S. AKSAS, “Hardware-in-the-loop simulation of electric vehicle traction systems using energetic macroscopic representation,” IEEE-IECON’06, pp. 5319-5324, 2006. [CHRE-2007] D. CHRENKO, M-C. PÉRA and D. HISSEL, “Fuel Cell modeling and control with energetic macroscopic representation,” IEEE-ISIE’07, pp.169-174, 2007. [DANG-2007] V. DANG BANG, “Conception d’une interface d’électronique de puissance pour la Pile à combustible,” Thèse de doctorat de UJF, 2007. [DELA-2003] P. DELARUE, A. BOUSCAYROL, A. TOUNZIA, X. GUILLAUD and G. LANCIGU, “Modelling, control and simulation of an overall wind energy conversion system,” Renewable Energy, Vol. 28, n°. 8, pp. 1159-1324, 2003. [DELP-2002] S. DELPRAT, “Évaluation de stratégies de commande pour véhicules hybrides parallèle,” Thèse de doctorat de Université de Valenciennes et du Hainaut-Cambrésis, 2002. [DUBR-2002] Alexandra DUBRAY, “ Adaptation des lois de gestion d’énergie des véhicules hybrides suivant le profil de mission suivi,” Thèse de INPG, 2002. [EHSA-2005] M. EHSANI, Y. GAO, S E. GAY and A. EMAD, “Modern Electric, Hybrid Electric, and Fuel Cell Vehicles,” CRS Press, 2005. Chapitre 4 : Pilotage d’un électro-générateur hybride Page 115 [GARC-2007] Marcos GARCIA ARREGUI, “Theoretical study of a power generation unit based on the hybridization of a fuel cell stack and ultracapacitors,” Thèse de doctorat de INPT, 2007. [HANK-2008] W. HANKACHE, “Gestion Optimisée de l’Energie Electrique d’un Groupe Electrogène Hybride à Pile à Combustible,” Thèse de doctorat de INPT, Toulouse, 2008. [HARM-2005] F. G. HARMON, “The control of a parallel hybrid electric propulsion system for a small unmanned aerial vehicle using a CMAC neural network,” Neural Networks, Vol. 18, N°5-6, pp. 772-780., 2005. [HILA-2010] M. HILAIRET, O. BETHOUX, T.AZIB and R. TALJ, “ Interconnection and Damping Assignment Passivity-based control of a fuel cell system,” IEEE International Symposium Industrial Electronics, ISIE’10, in press. [JANG-2005] Z. JIANG, L. GAO and R. A. DOUGAL, “Flexible Multiobjective Control of Power Converter in Active Hybrid Fuel Cell / Battery Power Sources,” IEEE Trans. Power Electronics, Vol.20, n°1, pp.244-253, 2005. [JOHA-2007] L. JOHANNESSON, M. ASBOGARD, B. EGARDT, “Assessing the potential of predictive control for hybrid vehicle power trains using stochastic dynamic programming,” IEEE Transactions on intelligent transportation systems,Vol.8, N° 1, pp. 71-83. 2007. [LACH-2004] J. LACHAIZE, “Etude des stratégies et des structures de commande pour le pilotage des systèmes énergétiques à Pile à Combustible (PAC) destinés à la traction,” Thèse de doctorat de l’Institut National Polytechnique de Toulouse, 2004. [LECL-2004] A. LECLERCQ, P. SICARD, A. BOUSCAYROL and B. LEMAIRE-SEMAIL, “Control of a triple drive paper system based on the energetic macroscopic representation,” IEEE-ISIE’04, pp. 889-893, 2004. [LHOM-2004] W. LHOMME, A. BOUSCAYROL, P. BARRADE, “Simulation of series hybrid electric vehicles based on Energetic Macroscopic Representation," IEEE-ISIE’ 04, pp. 1525-1530, 2004. [LHOM-2007] W. Lhomme, “Gestion d'énergie de véhicules électriques hybrides basée sur la représentation énergétique macroscopique,” Thèse de doctorat de l'Université des Sciences et Technologies de Lille, 2007. [OULD-2006] B. OULD BOUAMAMA et G. DAUPHIN-TANGUY, “Modélisation par bond graph. Application aux systèmes énergétiques,” Techniques de l'ingénieur, Dossier BE-8-281, 2006. [ORTE-1989] R. ORTEGA and M. SPONG, “Adaptative motion control of grid robots: A tutorial,” Automatica, Vol.25, pp.877-888, 1989. [ORTE-1998] R. ORTEGA, A. LORIA, P. J. NICKLASSON and H. S. RAMREZ “Passivity-based control of Euler-Langrange systems,” Springer-Verlag, Berlin, 1998. [KERM-2007] S. KERMANI, “A comparison of two global optimization algorithms for hybrid vehicle energy management,” International Conference on Advances in Vehicle Control and Safety (AVCS), Buenos, Argentina, 2007. [PAYM-2007] A. PAYMAN, S. PIERFEDERICI, F. MEIBODY-TABAR, B. DAVAT, “Implementation of a Flatness Based Control for a Fuel Cell-Ultracapacitor Hybrid System,” IEEE-PESC’07, Power Electronics Specialists Conference, 2007. [RIU-2009] D. RIU and all, “Rational hybrid power generation system with PEM fuel cell and supercapacitor,” in Proc. European Conference on Power Electronics, EPE 2009. [RODA-2005] P. RODATZ, G. PAGANELLI, A. SCIARRETTA and L. GUZZELLA, “Optimal power management of an experimental fuel cell supercapacitor-powered hybrid vehicle,” Journal of Control Engineering Practice, Vol.13, pp.41–53, 2005. [SALM-2007] F. R. SALMASI, “Control strategies for hybrid electric vehicles: evolution, classification, comparison and future trends”, IEEE Trans. on Vehicular Technology, September 2007, vol. 56, no. 5, p. 2393-2404. [SEMA-2003] E. SEMAIL, A. BOUSCAYROL and J.-P. HAUTIER, “Vectorial formalism for analysis and design of polyphase synchronous machines,” The European Physical Journal (EPJ) - Applied Physics, Vol. 22, n°. 3, pp. 207-222, 2003. [SCIA-2007] A. SCIARRETTA and L. GUZZELLA, “Control of Hybrid Electric Vehicles - A Survey of Optimal Energy-Management Strategies,” IEEE Control Systems Magazine, Vol.27, N° 2, pp. 60-70, 2007. [SCOR-2004] J. SCORDIA, “Approche systématique de l’optimisation du dimensionnement et de l’élaboration de lois de gestion d’énergie de véhicules hybrides,” Thèse de doctorat de UHP, 2004. [SCOR-2005] J. SCORDIA, “Systematic elaboration of online energy management laws for hybrid vehicles,” EVS21, Monaco, April 2005. [THOU-2004] P. THOUNTHONG, S. RAËL and B. DAVAT, “Supercapacitors as an energy storage for fuel cell automotive hybrid electrical system,” IEEE ESSCAP’04, Belfort, 2004. [THOU-2008] P. THOUNTHONG, S. RAËL and B. DAVAT, “Control strategy of fuel cell and supercapacitors association for distributed generation system”, IEEE Transactions on Industrial Electronics, Vol. 54, N°. 6, Dec. 2008. Chapitre 4 : Pilotage d’un électro-générateur hybride Page 116 [VAND-1996] A. J. VAN DER SCHAFT, “L2-Gain and passivity techniques in non-linear control,” Springer-Verlag, Berlin 1996. [VERH-2004] J. N. VERHILLE, A. BOUSCAYROL, P-J. BARRE, J-C. MERCIE, J-P. HAUTIER, E. SEMAIL, “Torque tracking strategy for anti-slip control in railway traction systems with common supplies,” Proc. of IEEE-IAS'04, Vol. 4, pp. 2738-2745, 2004 Chapitre 4 : Pilotage d’un électro-générateur hybride Page 117 Page 118 Chapitre 5/ Prise en compte des fonctionnements extrêmes 5.1 Introduction __________________________________________________________________ 120 5.2 Description fonctionnelle des comportements extrêmes vis-à-vis de l’électro-générateur ___ 121 5.3 Description fonctionnelle de l’électro-générateur étudié ______________________________ 122 5.4 Description algorithmique de l’électro-générateur étudié _____________________________ 122 5.4.1 Gestion de l’électro-générateur hybride en mode normal ___________________________________ 123 5.4.1.1 Description de l’électro-générateur hybride en mode normal ______________________________ 123 5.4.1.2 Structure de commande de l’électro-générateur hybride en mode normal ___________________ 126 5.4.2 Gestion des limites locales ____________________________________________________________ 128 5.4.2.1 Gestion de saturations en courant des sources __________________________________________ 128 5.4.2.2 Gestion de saturations de l’état de charge du module SCs _________________________________ 128 5.4.3 Gestion dans les cas extrêmes sollicitant les limites locales [AZIB-2010] ________________________ 129 5.5 Validation expérimentale _______________________________________________________ 132 5.5.1 5.5.2 5.6 Validation expérimentale du comportement du système sur 1 cycle ECE 15 ____________________ 133 Validation expérimentale de la gestion des fonctionnements extrêmes ________________________ 136 Conclusion ___________________________________________________________________ 137 REFERENCES Chapitre 5 ______________________________________________________________ 138 Chapitre 5 : Prise en compte des fonctionnements extrêmes Page 119 Chapitre 5 Prise en compte des fonctionnements extrêmes 5.1 Introduction Les chapitres précédents nous ont permis d’identifier l’importance de l’assistance électrique du système pile à combustible afin d’obtenir un électro-générateur basé sur une PàC apte à répondre à des applications à profil de puissance «chahuté» sans diminution d’efficacité énergétique ni détérioration de la durée de vie. Nous avons pu établir des architectures offrant des degrés de liberté tant pour la conception du système complet que pour son pilotage. Nous avons enfin détaillé la structure fonctionnelle des électro-générateurs retenus en sous-ensembles énergétiques interconnectés. De cette analyse ont découlé plusieurs solutions algorithmiques facilement implantables et aisément portables qui nous ont permis de répondre aux attentes en fonctionnement normal. En respectant un cahier des charges (puissance et énergie nominales), la charge peut prélever une puissance instantanée issue des sources internes qui suivent des références appropriées. En premier lieu, le système PàC n’est sollicité que par des courants lentement variables (rendement et durée de vie améliorés) et d’autre part le module de SCs répond aux transitoires de la charge tout en voyant son état de charge régulé lentement vers sa valeur de référence. Néanmoins, il nous faut envisager les modes extrêmes qui entraîneront le système dans ses limites d’utilisation. En effet, dans le cas de profils de mission exceptionnellement contraignants. Il est primordiale de se fixer des limites de fonctionnement et prévoir des équipements annexe, il faut donc vérifier que l’électro-générateur conserve son intégrité, offre un mode dégradé performant et permette un retour rapide à la normal lorsque le profil de puissance reprend un cours acceptable. Aussi, cette discussion embrasse t-elle deux problématiques couplées : Chapitre 5 : Prise en compte des fonctionnements extrêmes Page 120 - La première question est fonctionnelle et vise à vérifier que, dans toutes les situations envisageables, l’électrogénérateur possède les constituants pour se protéger et assurer une continuité de service à la charge. - La seconde question est algorithmique et intervient quand le système sort de la configuration nominale évoquée au chapitre 3. Ces nouvelles conditions opératoires nécessitent une nouvelle stratégie de gestion de l’alimentation. En particulier des protections locales dédiées à un constituant ont des répercutions sur la fonctionnalité générale et doivent également être traitées en amont de la structure algorithmique. Dans ce chapitre, nous nous plaçons résolument dans la perspective de la mise en œuvre de l’électro-générateur dans une application. Ainsi, dans la continuité du manuscrit, nous conservons comme exemple illustratif la traction électrique d’une automobile. Dans un premier temps, nous décrivons le système tel qu’il a dû être réaménagé pour prendre en compte toutes les contraintes de cette application. Dans un deuxième temps, nous décrivons son pilotage en mode normal en nous appuyant sur sa Représentation Energétique Macroscopique. Puis, nous décrivons la mise en œuvre des protections locales des différents constituants. Nous en venons dans un quatrième temps à envisager les répercutions sur le système complet d’une activation de l’une de ces protections locales. Ceci nous amène à définir de nouveaux modes de fonctionnement. Enfin, une validation expérimentale sur le banc du LGEP permet de confirmer l’efficacité de ces choix et de s’assurer que la commutation d’un mode de fonctionnement à l’autre est bien gérée. 5.2 Description fonctionnelle des comportements extrêmes vis-à-vis de l’électro-générateur L’électro-générateur est constitué de deux sources. D’un point de vue local, les deux sources ont une plage admissible de courant : de 0 à IPàC_Max pour le système PàC et de - ISC_Max à + ISC_Max pour le module de SCs. Par ailleurs la tension de ce module doit être maintenue dans une fourchette [VSC_Min ; VSC_Max ] pour laquelle on adopte généralement VSC_Min = VSC_Max / 2. C’est pourquoi, la limite maximale de courant peut être ramenée à zéro (cas de la tension VSC atteignant sa limite supérieure) et la limite minimale de courant pourra également l’être (cas de la tension VSC atteignant sa limite inférieure). En dernier lieu, les tensions des bus continus ne doivent pas dépasser une valeur critique afin de respecter les tensions nominales des composants qui sont connectés sur chaque bus (condensateurs, convertisseurs, voire directement les sources) et d’en préserver ainsi l’intégrité. Cette description des contraintes locales montre les limites fonctionnelles que subit l’électro-générateur. En effet, les limitations en courant signifient que la puissance des sources est limitée et que la limitation en tension des bus continu impose qu’aucune énergie significative ne peut être accumulée aux nœuds d’interconnexion. Deux cas peuvent donc se présenter : - En premier lieu, la puissance prélevée par la charge peut devenir supérieure à la somme des puissances des deux sources. Par exemple, ce cas peut survenir dans la configuration d’un module de SCs fortement déchargé et d’une élévation importante et brusque de la puissance de la charge (Fig 4.1a). Dans ces conditions, le module ne peut fournir l’impulsion de courant nécessaire pour que le système PàC élève progressivement sa puissance. Pour ce premier mode extrême, nous proposons de choisir le mode dégradé le plus conservatif vis-à-vis de l’alimentation, c’est-à-dire de limiter la puissance de la charge à la valeur maximale instantanée que puissent fournir les deux sources. Pour cela, il faut prévoir un organe de modulation de la puissance de sortie s’il n’existe pas (ou si son contrôle sur la charge n’est pas accessible). Dans le cas du véhicule ce contrôle est bien-entendu possible. - D’autre part, la puissance prélevée par la charge peut devenir inférieure à la somme des puissances des deux sources. Par exemple, ce cas peut survenir dans la configuration d’un module de SCs fortement chargé suite à un mode régénératif (PCH < 0) de longue durée ou bien dans le cas d’un module de SCs fortement chargé associé à une baisse importante et brusque de la puissance prélevée par la charge ; le système PàC fournit alors transitoirement une puissance que ni la charge ni le module de SCs ne peuvent consommer ou stocker (Fig 4.1b). On voit donc que ce second cas ne peut pas se gérer sans disposer sur le nœud, liant les trois sources, d’un élément supplémentaire. Vu l’exceptionnalité du phénomène, on prévoit un élément dissipatif apte à évacuer le surplus transitoire de puissance. Cet élément doit pouvoir être modulé pour travailler en fonction des besoins. La figure 4.1 résume cette description. Chapitre 5 : Prise en compte des fonctionnements extrêmes Page 121 PPàC a- Puissance requise transitoirement trop élevée PCh Stratégie a PàC Charge Modulation de la puissance de la charge SC PCh > PPàC + PSC PSC PPàC PCh Stratégie b b- Puissance fournie transitoirement trop élevée PàC PCh < PPàC + PSC Charge SC Modulation d’un organe auxiliaire de dissipation de l’énergie excédentaire PSC Fig.4.1 Echanges de puissances limitées et stratégie associée 5.3 Description fonctionnelle de l’électro-générateur étudié L’architecture de l’électro-générateur doit le plus possible correspondre à ce que nous pourrions implanter en vue d’alimenter les moteurs de traction d’un véhicule. Pour minimiser leurs pertes, ceux-ci sont conçus à des tensions nominales importantes et les onduleurs de traction sont en général alimenté avec des bus continu constant afin de proposer le couple maximal jusqu’à un certain pourcentage de la vitesse nominale (environ tiers de la vitesse nominale). Or le facteur d’élévation, offert par les hacheurs (boost et buck-boost) employés dans nos architectures électriques, est limité pour diverses raisons : choix technologique des semi-conducteurs fortement lié à la tension d’usage, limitation de la plage d’excursion du rapport cyclique, pertes dans les convertisseurs statiques de puissance. Aussi, est-on contraint à utiliser un transformateur (associé à un onduleur) ou à placer en cascade deux hacheurs pour obtenir un rapport de transformation élevé [HUAN-2008, TODO-2004, TODO-2008]. Nous avons retenu la seconde solution pour passer de tensions voisines de 30 V (26 à 46 V pour la PàC et 1 à 30 V pour le module SCs) à une tension de 280 V (tension d’alimentation requise pour les onduleurs pilotant les machines synchrone du banc du LGEP). Le bus intermédiaire est régulé à VBus1_ref = 80 V et le second bus sur lequel est connecté la charge à VBus2_ref = 280 V. Comme nous l’avons vu, il faut prévoir un système de dissipation de l’énergie que ne pourrait pas stocker le module de SCs. Ce système devra donc être pour s’adapter à la demande de puissance excédentaire. L’ensemble modulateur / dissipateur peut être connecté à différents points du montage. Toutefois, il nous paraît judicieux de le connecter au plus près de la charge afin de ne pas avoir à sur-dimensionner les autres organes de la chaîne de conversion pour des flux énergétiques exceptionnels. Pour une application automobile, cela signifie que la puissance maximale de freinage (freinage d’urgence) peut être rendue indépendante de la puissance maximale d’accélération. De plus, même en cas de défaillance de l’un ou l’autre des constituants de la chaîne nominale, le dispositif de dissipation pourra être activé ; dans le cas d’un véhicule cela garantit en toutes circonstances la possibilité du freinage électrique. 5.4 Description algorithmique de l’électro-générateur étudié L’architecture de l’électrogénérateur étant décrite, nous devons en proposer une commande et une stratégie de gestion d’énergie. Comme cette architecture est une adaptation de celle à deux convertisseurs proposée au chapitre 2 (§ 2.4.4), la structure algorithmique va s’appuyer sur celle déjà établie au chapitre 3 (§ 3.3.2.3.). Nous allons donc essentiellement souligner les aménagements que nous avons dus introduire pour garantir un fonctionnement fiable même en conditions extrêmes d’utilisation. Pour cela, nous utilisons la REM et la méthode de contrôle par inversion qu’elle propose. Chapitre 5 : Prise en compte des fonctionnements extrêmes Page 122 iDiss iDissSW Système de dissipation iChSW iCH iCoupl3 iCbus2 CHARGE VBus2 CBus2 iCoupl2 Bus DC n°2 DC/DC Etage « haute tension » - interface élévatrice - dispositif dissipatif d2 V’Bus1 iL2 iCbus1 CBus1 iPàC VBus1 iPàC iCoupl Bus DC n°1 i ‘PàC i ‘SC DC/DC VPàC V’PàC iSC iSC V’SC VSC SCs DC/DC dPàC dSC PàC Fig.4.2 schéma structurel de l’architecture de l’électro-générateur étudié 5.4.1 Gestion de l’électro-générateur hybride en mode normal 5.4.1.1 Description de l’électro-générateur hybride en mode normal A partir du schéma de la figure 4.2, nous pouvons distinguer deux parties, à savoir la structure à deux convecteurs déjà étudiée et le second étage élévateur associé à la charge bidirectionnelle. Aussi reprenons-nous la REM de la structure à deux convertisseurs (Fig. 4.3), et y rajoutant la REM du système de charge. Etage « haute tension » VBus1 Bus1 DC iL2 VBus1 Couplage parallèle VBus1 iCbus1 Pile à Combustible Inductance Convertisseur VPàC iPàC iCoupl1 i’PàC VBus1 Convertisseur Inductance i’SC iSC VSC PàC Super -condensateurs SCs VSC iPàC V’PàC dPàC VBus VBus V’SC iSC dSC Fig.4.3 REM de l’architecture à deux convertisseurs (Fig .3.10) Etage « haute tension » directement connecté à la charge ―― Cette partie se décompose en sous-ensembles de conversion ou d’accumulation. On trouve Chapitre 5 : Prise en compte des fonctionnements extrêmes Page 123 Bus DC n°2 ―― Le bus continu n°2 est matérialisé par un condensateur de filtrage et est traversé par tous les flux énergétiques du système. C’est un élément d’accumulation d’énergie potentielle, qui a par pour variable d’état sa tension VBus2 et est représenté par un rectangle orange barré. En négligeant les pertes (courant de fuite et dissipation par effet Joule), il est décrit par la relation suivante : C Bus 2 dV Bus 2 = iCbus 2 = iCoupl 2 + iCoupl 3 dt (4.1) Avec CBus2 la capacité du condensateur, iCbus2 le courant qui traverse le condensateur, iCoupl2 le courant à la sortie du convertisseur, et iCoupl3 le courant de sortie du nœud énergétique qui couple les différentes sources. Inductance d’entrée ―― L’inductance, autre élément d’accumulation d’énergie électrique (rectangle orange barré) est décrit par la variable d’état iPàC qui répond à l’équation suivante (pertes négligées) : L2 diL 2 ' + VBus1 - VBus 1 =0 dt Système dissipation (4.2) Couplage parallèle dDiss V’’Bus2 VBus2 Charge électrique dCH VBus2 V’Bus2 Charge SD iDiss iDissSW Interrupteur iChSW VBus2 iCoupl3 iCH Interrupteur VBus2 Couplage parallèle VBus2 iCbus2 Bus2 DC iCoupl2 VBus2 Convertisseur d2 iL2 V’Bus2 Inductance VBus1 iL2 Fig.4.4 REM de la partie « haute tension » Convertisseur hacheur réversible ―― Le convertisseur électrique assure l’adaptation des niveaux de tension des deux bus. Il se comporte comme un transformateur contrôlé par le rapport cyclique d2 de sa commande MLI. Il est symbolisé par un pictogramme carré, de couleur orange et de contour rouge. Le modèle utilisé est le modèle moyen déjà développé auparavant. Les équations caractéristiques de la conversion sans pertes sont : 1 VBus 2 = 1 − d VBus1 2 i = 1 i ' L 2 1 − d 2 Coupl 2 (4.3) Mise en parallèle ―― Il s’agit d’un couplage électrique des puissances par sommation des courants schématisé par des pictogrammes orange carrés et imbriqués. Les nœuds de courant sont donc représentés par deux couplages avec comme grandeur commune la tension VBus2 et pour équations : Chapitre 5 : Prise en compte des fonctionnements extrêmes Page 124 V Bus 2 commun iCoupl 3 = i DessSW +i ChSW (4.4) V Bus commun iCbus 2 = iCoupl 2 + iCoupl 3 (4.5) Interrupteurs ―― Les interrupteurs sont utilisés pour moduler puissance transmise à la charge d’une part et au système de dissipation d’autre part. Ils représentent une conversion rigide pilotable par les rapports cycliques dCH, dDiss de leur commande et sont donc symbolisés par un pictogramme carré, de couleur orange et de contour rouge. Le modèle utilisé est le modèle moyen donné par les équations suivantes: iCH = d CH ⋅ iChSW i Diss = d Diss ⋅ i DissSW (4.6) Système dissipation Couplage parallèle dDiss VBus2 V’’Bus2 Charge électrique dCH VBus2 V’Bus2 Charge SD iDiss iDissSW Interrupteur iChSW VBus2 iCH Interrupteur iCoupl3 VBus2 Couplage parallèle VBus2 iCbus2 Bus2 DC iCoupl2 VBus2 Convertisseur d2 iL2 V’Bus2 Inductance VBus1 Bus1 DC iL2 VBus1 Couplage parallèle VBus1 iCbus1 Pile à Combustible Inductance Convertisseur iCoupl1 VBus1 Convertisseur Inductance VPàC iPàC i’PàC i’SC iSC VSC iPàC V’PàC VBus VBus V’SC iSC PàC Super -condensateurs SCs VSC dPàC dSC Fig. 4.5 REM de l’électro-générateur étudié La charge ―― Le système de charge est représentée par un profil de puissance correspondant aux exigences de l’application. L’image de cette demande est donnée par le courant iCH. Il est illustré en REM par une source d’énergie électrique (symbole elliptique vert, contour vert foncé). Chapitre 5 : Prise en compte des fonctionnements extrêmes Page 125 Le système de dissipation ―― Le système de dissipation est réalisé avec des résistances de puissance. Il est représenté par le courant iDiss. Il est illustré en REM par une source d’énergie électrique (symbole elliptique vert, contour vert foncé). En rassemblant les deux parties, nous obtenons la représentation fonctionnelle de l’électro-générateur étudié (cf Fig. 4.5). 5.4.1.2 Structure de commande de l’électro-générateur hybride en mode normal A partir de la description graphique REM, on peut déduire une structure de commande selon la procédure d’inversion énoncée dans le chapitre précédent. Il s’agit de créer une commande locale de l’énergie en inversant la structure de conversion pas à pas. Système dissipation Couplage parallèle dDiss V’’Bus2 VBus2 i Diss i DissSW Charge électrique dCH VBus2 V’Bus2 Charge SD Interrupteur iChSW VBus2 iCH Interrupteur i Coup3 VBus2 Couplage parallèle VBus2 i Cbus2 Bus2 DC iCoup2 VBus2 Convertisseur d2 iL2 V’Bus2 Inductance VBus1 Bus1 DC i L2 VBus1 Couplage parallèle VBus1 i Cbus1 Pile à Combustible Inductance Convertisseur iCoupl1 VBus1 Convertisseur Inductance VPàC i PàC i’PàC i’SC i SC VSC i PàC V’PàC VBus VBus V’SC i SC PàC Super -condensateurs SCs VSC dPàC dSC Fig.4.6 Identification, en mode normal, des chaînes de réglage entre grandeurs de réglages et objectifs / contraintes L’analyse des flux énergétiques contrôlés par les cinq grandeurs de réglage explicites (dPàC, dSC, d2, dPàC, et dSC) montre bien que : - Le réglage dPàC agit directement sur la tension V’PàC; - Le réglage dSC agit directement sur la tension V’SC ; - Ces deux réglages agissent de manière symétrique sur la tension de bus VBus1 ; - Ces deux réglages permettent de répondre avec la même dynamique aux sollicitations en courant de l’étage du bus2 (iL2) (image de la charge) ; - Le réglage d2 agit directement sur la tension V’Bus1; Chapitre 5 : Prise en compte des fonctionnements extrêmes Page 126 - Ce réglage agit sur la tension VBus2 ; - Ce réglage permet en plus de répondre aux sollicitations en courant de charge (iCH) ; - Les deux grandeurs de contrôle restantes (dCH, dDiss) assurent le fonctionnement sécuritaire qui sera traité au paragraphe § 3.3.3. Aussi conservons-nous une commande identique pour la partie déjà étudiée qui permet d’intégrer la stratégie de répartition fréquentielle des deux sources. L’étage « haute tension » est commandé par inversion locale et fait apparaître des commandes en cascades liées à chacun des éléments accumulatifs L2 et CBus2. Elles sont réalisées grâce à de correcteurs PI et permettent de gérer la demande de puissance exigée par la charge (Fig 4.7). Stratégie Protection k R2 Système dissipation Couplage parallèle dDiss Charge électrique dCH V’’Bus2 VBus2 VBus2 V’Bus2 i Diss iDissSW iChSW iCH Charge SD VBus2 Interrupteur iCoupl3 Interrupteur VBus2 iCbus2_ref Couplage parallèle V Bus2 iCbus2 VBus2_ref i Coupl2 Bus2 DC VBus2 iCoupl2_ref Interprétation de la demande Convertisseur Contrôle d2 Modèle iL2 V’Bus2 V’Bus2_ref Inductance VBus1 iL2 iL2_ref VBus Couplage parallèle VBus iCbus1 Pile à Combustible Bus1 DC Inductance Convertisseur VPàC iCoupl VBus Super -condensateurs Convertisseur Inductance i PàC i’PàC i’SC V’PàC VBus V Bus iSC V SC V’SC i SC PàC SCs VSC iPàC dPàC Commande rapprochée V’PàCre V’SCref f iSCref iPàCref i’PàCref i’SCref iCoupl1_ref VBus1 iSC Comp Stratégie VSC_ref Contrôle Gestion de l ’état de charge k R1 iCbus1_ref VBus1_ref iL2_mes Répartition d’énergie Fig.4.7 Structure de contrôle en mode nominal La REM nous a permis de définir une structure de contrôle pertinente et a dégagé les moyens de mettre en œuvre la stratégie de répartition fréquentielle des puissances. Toutefois, cette description ne fait pas apparaître les limitations intrinsèques des composants. Il faut donc compléter cette description et définir les stratégies associées. Chapitre 5 : Prise en compte des fonctionnements extrêmes Page 127 5.4.2 Gestion des limites locales Le système PàC et le module SCs doivent respecter des plages d’utilisation tant en courant qu’en tension. Ajoutons que le module SCs est un dispositif de stockage dont l’état de charge doit en plus être parfaitement maîtrisé pour éviter toute détérioration. La gestion des limites à garantir localement est abordée ci-dessous : la limitation en courant est présentée dans un premier temps et utilisée pour réalisée la gestion de l’état de charge des SCs. 5.4.2.1 Gestion de saturations en courant des sources Afin de respecter les contraintes thermiques des SCs, la valeur absolue du courant de référence iSCref calculé doit être plus faible que son courant nominal (- iNOM < iSCref <+ iNOM). De même, la PàC doit éviter le mode électrolyseur (0< iPàCref) et tout sur-courant qui amènerait un échauffement excessif du cœur de pile et apporterait peu de puissance supplémentaire (0< iPàCref <+ iNOM). Ces deux contraintes sont assurées par la fonction de saturation située dans chacun des deux blocs liés au pilotage des convertisseurs (Fig. 4.8). Bien entendu, les régulateurs de courant (de type PI) sont informés de la différence entre la référence qu’ils souhaitent et celle qui est réellement appliquée et ils en tiennent compte à chaque période d’échantillonnage afin de rester en mode linéaire et ainsi d’être apte à reprendre le contrôle dès que la saturation de consigne disparaît. Pile à Combustible Inductance Convertisseur Convertisseur Inductance Super -condensateurs VPàC i PàC i’PàC i’SC i SC VSC i PàC V’PàC VBus VBus V’SC i SC PàC SCs VSC dPàC Commande rapprochée V’PàCref iPàCref V’SCref Sat. i’PàCref i’SCref Sat. VSC_ref Contrôle iSC Comp Stratégie Répartition d’énergie iSCref Gestion de l ’état de charge kR1 Fig.4.8 Gestion de la plage de variations en courant des sources 5.4.2.2 Gestion de saturations de l’état de charge du module SCs Le niveau de charge des SCs est appelé à varier de manière importante, et en particulier lorsque l’électrogénérateur est sollicité par une succession rapide de transitoires. Un profil trop contraignant peut entraîner l’état de charge au-delà de sa plage nominale. Par ailleurs, la prolongation inattendue d’un régime de récupération de puissance entraînera inexorablement l’état de charge du module SCs au-delà de sa valeur nominale. Pour garantir l’intégrité de ce constituant lors de ce type de fonctionnement, un système de protection s’avère nécessaire. En effet, cette stratégie de protection a été réalisée en utilisant une saturation dynamique à la fois sur l’état de charge et sur le courant délivré par ce système. Cette contrainte est assurée par la fonction de saturation du régulateur de courant du module SCs. En effet, celui-ci agit dynamiquement sur les bornes de saturation en courant (iSCmax et iSCmin) comme montre la figure 4.9, où ∆V est un paramètre de réglage qui permet d’obtenir une transition douce entre le fonctionnement normal et le blocage de la charge (VSC = VSCmax) ou de la décharge du module SCs (VSC = VSCmin). Lorsque la tension VSC se rapproche de VSCmax la limitation du courant de charge (iSCmax) est progressivement réduite et s’annule lorsque VSC = VSCmax. Inversement, la limitation du courant de décharge (iSCmin) est progressivement ramenée à zéro lorsque VSC tend vers sa limite basse VSCmin. Cette fonction permet donc de maintenir la tension VSC dans l’intervalle [VSCmin , VSCmax]. Cela signifie que la moitié de la fonction de l’organe d’assistance est bloquée au voisinage des fonctionnements extrêmes. Ceci assure donc la sécurité locale du constituant mais induit aussi une perte de contrôle sur la structure. Chapitre 5 : Prise en compte des fonctionnements extrêmes Page 128 iSC_ref iSCmax > 0 ∆V ε VSC = VSC_ref - VSC ∆V VSC = VSCmax VSC = VSCmin iSCmin < 0 Fig. 4.9 Gestion des saturations des SCs 5.4.3 Gestion dans les cas extrêmes sollicitant les limites locales [AZIB-2010] Comme nous venons de l’expliquer, le déclenchement d’une protection locale supprime un degré de réglage sur le système. Dans la pratique, la protection en courant de la PàC empêche celle-ci de rétablir l’état de charge du module de SCs en rendant inopérante la chaîne de réglage entre dPàC et la tension VSC : en effet ce degré de liberté est exclusivement utilisé pour asservir le courant interne iPàC (Fig 4.10). Si le temps d’action de cette protection est court, cela est sans incidence sur le système global car, l’état de charge des SCs a, alors, peu dérivé. En revanche, une action prolongée amènera l’état de charge des SCs vers une de ses limites, entraînant une mise service de cette protection locale. Par ailleurs, d’autres configurations peuvent également entraîner directement le déclenchement de cette protection locale. Lorsque, pour protéger les SCs (en termes de thermique ou d’état de charge), le courant des SCs est saturé, on constate que le système perd un degré de liberté. Le rapport cyclique dSC ne peut plus agir sur la tension du bus intermédiaire VBus1, car il est exclusivement dédié à la maîtrise du courant des SCs dont la consigne est réglée indépendamment de la mesure de VBus1 (Fig 4.11). V Bus Couplage parallèle VBus iCbus1 Bus1 DC Inductance Convertisseur Pile à Combustible iCoupl V Bus Super -condensateurs Convertisseur Inductance VPàC i PàC i’PàC i’SC i SC V SC iPàC V’PàC V Bus VBus V’SC i SC PàC SCs VSC dPàC Commande rapprochée V’PàCref V’SCref iSCref iPàCref Sat. i’PàCref i’SCref iSC Comp iCoupl1_ref VBus1 k R1 Stratégie VSC_ref Contrôle Gestion de l ’état de charge iCbus1_ref iL2_mes VBus1_ref Répartition d’énergie Fig.4.10 Réduction des degrés de liberté lors de l’action de la saturation en courant de la PàC Chapitre 5 : Prise en compte des fonctionnements extrêmes Page 129 V Bus Couplage parallèle VBus iCbus1 iCoupl Bus1 DC Inductance Convertisseur Pile à Combustible V Bus Convertisseur Inductance Super -condensateurs VPàC i PàC i’PàC i’SC i SC V SC iPàC V’PàC V Bus VBus V’SC i SC SCs PàC VSC dPàC V’PàCref Commande rapprochée V’SCref iPàCref i’PàCref i’SCref iSCref Sat. VSC_ref iSC Comp Gestion de l ’état de charge iCoupl1_ref k R1 VBus1 Contrôle Stratégie iCbus1_ref iL2_mes VBus1_ref Répartition d’énergie Fig.4.11 Réduction des degrés de liberté lors de l’action de la saturation en courant des SCs Interrupteur VBus2 Interrupteur i Coup3 VBus2 Couplage parallèle VBus2 i Cbus2 Bus2 DC iCoup2 VBus2 Convertisseur d2 i L2 V’Bus2 Inductance VBus1 Bus1 DC i L2 VBus1 Couplage parallèle VBus1 iCbus1 Pile à Combustible Inductance Convertisseur iCoupl1 VBus1 Convertisseur Inductance VPàC iPàC i’PàC i’SC iSC VSC i PàC V’PàC VBus VBus V’SC iSC PàC Super -condensateurs SCs VSC dPàC dSC Fig.4.12 Chaîne de réglage agissant sur VBus1 lors de l’action de la saturation en courant des SCs Cet état de fait ne peut durer plus que quelques millisecondes car l’énergie stockable dans le condensateur de filtrage CBus1 est faible. Quel que soit son sens, cette dérive est inacceptable car une surtension provoquerait la destruction des composants et une sous-tension induirait une diminution de puissance des convertisseurs voire une perte de commandabilité de ceux-ci. Il Chapitre 5 : Prise en compte des fonctionnements extrêmes Page 130 est donc nécessaire de trouver une autre chaîne énergétique de réglage de cette tension VBus1 qui permette de réguler la tension pendant toute la durée de la protection des SCs. Ce degré de réglage ne peut pas venir de la commande de la PàC, car celle-ci a des caractéristiques complémentaires de celles des SCs et ne peut donc en aucun cas occuper leur fonction. En revanche, l’analyse des chaînes de réglage montre que le rapport cyclique du convertisseur de l’étage « haute tension » peut très bien jouer ce rôle (Fig 4.12). De fait, le couplage parallèle, au travers de la distribution des puissances entre la charge, le système de dissipation et le condensateur C2, offre un nouveau degré de liberté qu’une stratégie adaptée peut exploiter. L’inversion du couplage « haute tension » s’écrit comme suit : iChSW = k R 2 iCoupl 3 i DissSW = (1 − k R 2 )iCoupl 3 (4.7) où kR2 est le coefficient de répartition associé. Son réglage doit être assuré par un bloc stratégie. Nous voyons qu’en régime normal kR2 vaut 1 et les deux variables de réglage dCh et dDiss valent respectivement 1 et 0 afin d’assurer d’une part le transfert naturel de la puissance à la charge et d’autre part la déconnection du système de dissipation. En revanche en régime de limitation de la puissance des SCs, kR2 va être adapté pour permettre à dSW et dCh d’assurer le contrôle du bus 2. Aussi, deux cas sont à discriminer. - Dans la première situation (cas ‘a’ de la figure 4.1), la puissance des SCs est saturée à la décharge ce qui signifie que la puissance demandée par la charge à la source globale est trop élevée. Nous avons vu que ce cas devait être traité par une diminution de la puissance exigée afin de la ramener à la puissance maximale disponible à tout instant sur la source. C’est ce que va réaliser le modulateur de charge en réglant sa valeur dCH afin d’assurer une régulation de VBus2. La valeur de kR2 est donc fixée à 1 dans le cas ‘a’. Système dissipation Couplage parallèle dDiss Charge électrique dCH V’’Bus2 VBus2 VBus2 V’Bus2 iDiss iDissSW iChSW i CH Charge SD VBus2 Interrupteur iCoupl3 Interrupteur VBus2 Couplage parallèle VBus2 iCbus2 i Coupl2 Bus2 DC VBus2 Convertisseur d2 i L2 V’Bus2 V’Bus2_ref Inductance VBus1 i L2 de VBus1 VBus VBus1 Couplage parallèle V Bus1 Pile à Combustible Contrôle iL2_ref VBus1_ref i Cbus1 Bus1 DC Inductance Convertisseur iCoupl iCoupl1 VBus VBus1 Convertisseur Inductance VPàC iPàC i’PàC i’SC iSC VSC iPàC V’PàC VBus VBus V’SC iSC Super -condensateurs PàC SCs VSC dPàC dSC Fig.4.13 Régulation de VBus1 lors de l’action de la saturation en courant des SCs et identification des chaînes de réglage permettant le contrôle de VBus2 Chapitre 5 : Prise en compte des fonctionnements extrêmes Page 131 - Dans la seconde situation (cas ‘b’ de la figure 4.1), la puissance des SCs est saturée à la charge ce qui signifie que la puissance fournie par la charge à la source globale est trop élevée. Nous avons vu que ce cas devait être traité par une dissipation de l’excès de puissance instantanée afin de préserver l’élément de stockage. C’est ce que va réaliser le modulateur de dissipation en ajustant sa valeur dDiss pour réguler la tension VBus2. La valeur de kR2 est donc fixée à 0 dans le cas ‘b’. En adoptant ce choix, on dédie la grandeur de réglage d2, non plus à la régulation de la tension du bus 2 (VBus2), mais à celle de VBus1. Par inversion de la représentation de ce sous ensemble, on obtient la structure de contrôle de la figure (Fig 4.13). Celle-ci met également en évidence deux commandes (dDiss et dCh) capables d’agir sur la tension VBus2 laissée sans contrôle (Fig 4.13). Notons que dans les deux cas, la régulation de tension est obtenue en inversant bloc à bloc la chaîne de transfert entre les deux commandes symétriques dDiss et dCh (Fig 4.14). VBus2_ref iCbus2_ref Contrôle des organes de protection Stratégie kR2 Système dissipation Couplage parallèle dDiss Charge électrique dCH VBus2 VBus2 VBus2 VBus2 i Diss i DissSW iChSW i CH Charge SD VBus2 Interrupteur i Coupl3 Interrupteur VBus2 Couplage parallèle VBus2 iCbus2 i Coupl2 Bus2 DC VBus2 Convertisseur d2 i L2 V’Bus2 Contrôle V’Bus2_ref Inductance VBus1 VBus VBus1 Couplage parallèle VBus1 Pile à Combustible de VBus1 i L2_ref i L2 en mode extrême VBus1_ref i Cbus1 Bus1 DC Inductance Convertisseur i Coupl iCoupl1 VBus VBus1 Convertisseur Inductance VPàC i PàC i’PàC i’SC iSC VSC i PàC V’PàC VBus VBus V’SC i SC PàC Super -condensateurs SCs VSC dPàC dSC Fig.4.14 Régulation des tensions VBus1 et VBus2 lors de l’action de la saturation en courant des SCs 5.5 Validation expérimentale Les résultats présentés ont été réalisés à partir de la plateforme expérimentale au chapitre 3 (§ 3.2). La charge active travaille dans les deux quatre quadrants et réalise un profil de mission routier sur un cycle urbain ECE15 (Fig.4.15). Ce profil de puissance permet d’explorer les différents régimes de fonctionnement (Fig.4.16). Chapitre 5 : Prise en compte des fonctionnements extrêmes Page 132 1000 PCH [W] 500 0 -500 0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 Temps [s] Fig.4.15 Profil de puissance lié cycle ECE 15. (cf Fig 2 .x) PàC Charge a- Régime normal SC PàC Charge b- Régime de décharge c- Régime de rétablissement SC PàC Charge SC Fig.4.16 Les différents régimes de l’électro-générateur basé sur une PàC Au cours de cette partie, nous allons traiter les quatre points suivants : - La validation expérimentale du comportement du système pour cycle ECE 15. - Les conséquences de l’écrêtage du courant de PàC. - L’effet du dimensionnement de l’assistance. - La validation expérimentale de la gestion des limites extrêmes. 5.5.1 Validation expérimentale du comportement du système sur 1 cycle ECE 15 Ce travail de validation débute par l’utilisation du profil de mission ECE 15 avec un système PàC fortement hybridé (CSC = 125 F et f = 50 mHz). Aussi, tout au long du profil, la charge n’entraînera jamais l’électro-générateur aux limites de ses possibilités ; les commandes locales ne sont jamais saturées et l’algorithme de gestion demeure en mode normal. Cet essai nous permet de valider la structure à deux convertisseurs avec son étage « haute tension » et ceci avec un profil de incluant des phases de récupération. Chapitre 5 : Prise en compte des fonctionnements extrêmes Page 133 La figure 4.17 représente l’évolution du comportement de l’ensemble du système pour cette simulation du profil ECE 15. Nous pouvons constater, au travers du courant iL2(t) que la puissance exigée PCH(t) est bien bidirectionnelle dans le temps. Comme souhaité, cette puissance est répartie entre les deux sources : la puissance du système PàC suit une évolution lente (Fig.4.17b). En outre, le contrôle assure bien la régulation des tensions des bus 1 et 2 dont les valeurs sont maintenues constantes respectivement à 80 V et 280 V malgré les variations de la puissance de la charge (Fig.4.17e, Fig.4.17f). En effet, le bus continu n°2 est en prise directe avec la charge et rejette sa perturbation en prélevant une puissance positive ou négative sur le bus continu n°1. La perturbation se propage donc d’un bus à l’autre au travers du convertisseur bidirectionnel d’interface. La régulation de la tension du bus n°1 est assurée par l’action rapide des SCs (Fig.4.17b) lors des phases transitoires imposées par la demande de puissance (cf les pointes de puissance à t = 35 s, puis t = 75 s et t = 135 s). Cela autorise la pile à réagir sans variations brusques de son courant (Fig.4.17b) pour apporter sur un temps long l’énergie nécessaire au système. Nous pouvons constater que la tension SCs augmente quand le courant est négatif, ce qui indique bien une charge du supercondensateur (Fig.4.17g) lors de régimes de rétablissement imposés par la charge (t = 110 s par exemple) et également par la pile dont la puissance diminue aussi progressivement qu’elle a augmenté (t = 170 s à 200 s par exemple). Sur un temps long, le système de gestion essaye néanmoins de maintenir la valeur de charge autour de sa valeur optimale (VSCref = 24 V) (Fig. 4.17-g). Pour les asservissements dans les boucles rapprochées (contrôle de courant), la trajectoire est bien respectée, les courants suivent parfaitement leurs références (Fig. 4.17a, Fig. 4.17c, Fig. 4.17d). Nous pouvons également constater que l’ensemble des commandes rapprochées assure un suivi précis des consignes établies par la gestion d’énergie. Action d’anticipation 20 iL2 / iL2ref [A] -a- 10 0 -10 0 50 100 150 200 250 iPàC / iPàCref [A] 40 -c- 20 Réponse sans à coup 0 0 100 50 100 150 200 250 VBusref1 [V] 50 0 30 50 -g- 100 150 40 20 0 -20 -40 200 250 VSC [V] 50 100 150 Temps [s] 0 50 0 100 150 200 250 200 250 200 250 iSC / iSCref [A] -d- récupération 100 150 50 VBus2 [V] -f- VBusref2 [V] 0 1 50 -h- 0.5 100 150 Dissipation Off dDiss 0 VSCref [V] 0 iSC [A] 250 25 20 iPàC [A] -b- 300 VBus1 [V] -e- 40 20 0 -20 -40 200 250 -0.5 0 50 100 150 Temps [s] 200 250 Fig.4.17 Réponse du système pour un cycle ECE 15 avec (CSC = 125 F) et (f = 50 mHz) IPàCmin = 0 A Réglage des limites de courant de la PàC ―― Au cours du chapitre 1, nous avons souligné que le fonctionnement de la PàC à puissance réduite peut également être préjudiciable provoquant une dégradation accélérée de l’AME par oxydation à forts potentiels (proche de la tension de circuit ouvert). Or que jusqu'à présent cette contrainte n’a pas été prise en compte dans nos réglages. En imposant une limite basse de courant IPàCmin non nulle, nous avons voulu tester la réaction du système de gestion. Nous avons fixé la nouvelle limite à 4 A, soit environ 10% du courant net nominal. La réponse du système sur un cycle de fonctionnement est présentée à la figure 4.18. Nous pouvons constater que la nouvelle limite de courant de la PàC est bien prise en compte et assurée par la commande. Le comportement global du système reste similaire à l’essai précédent à ceci près que la dynamique du courant de la PàC est réduite car la source primaire apporte en permanence de l’énergie au système (Fig.4.18b). En revanche, l’arrêt long du Chapitre 5 : Prise en compte des fonctionnements extrêmes Page 134 véhicule peut entraîner une dérive de la tension des SCS. La stratégie de gestion doit établir un critère comme la tension maximale des SCs pour décider d’arrêter le système PàC. D’un point de vue système, les conséquences de cet arrêt suivi d’un redémarrage futur doivent être évaluées. Par ailleurs, la présence permanente d’une puissance du à l’écrêtage, peut avoir des conséquences sur le système aux voisinages des limites extrêmes, plus particulièrement, lorsque les SCs atteints leurs charge maximale. Dans ces conditions, le système se voit forcement dissipé cette énergie. Ceci à un impact considérable sur le rendement du système ainsi que la fiabilité. Fin de cycle 20 -a- 10 40 20 0 -20 -40 iL2 / iL2ref [A] 0 -10 0 50 150 200 250 20 écrêtage 0 0 100 50 100 -e- 50 0 30 50 100 150 200 250 300 VBusref1 [V] 250 200 50 250 -g- 20 100 150 Temps [s] 200 250 100 150 200 250 200 250 VBus2 [V] -f- VBusref2 [V] 50 -h- 0.5 100 150 Dissipation Off dDiss 0 VSCref [V] 50 150 iSC / iSCref [A] 50 0 VSC [V] 100 -d- 1 25 0 0 0 VBus1 [V] 150 iSC [A] 40 20 0 -20 iPàC / iPàCref [A] -c- 40 100 iPàC [A] -b- 200 -0.5 250 0 50 100 150 Temps [s] 200 250 Fig.4.18 Réponse du système pour un cycle ECE 15 avec écrêtage avec (CSC = 125 F) et (f = 50 mHz) IPàCmin = 4 A 20 -a- 10 40 20 0 -20 -40 iL2 / iL2ref [A] 0 -10 0 50 150 200 250 40 20 0 -20 -40 iPàC / iPàCref [A] -c- 40 100 20 écrêtage 0 0 100 50 100 150 200 250 VBus1 [V] -e- 300 VBusref1 [V] 50 0 30 50 -g- 100 150 200 VSCref [V] 50 100 150 Temps [s] 200 100 250 150 -d- 0 200 250 iSC / iSCref [A] 50 100 150 200 -f- 250 VBus2 [V] VBusref2 [V] 0 Plage de variation 0 50 250 250 VSC [V] 20 iSC [A] 0 1 25 iPàC [A] -b- 50 -h- 0.5 100 150 200 250 Dissipation Off dDiss 0 -0.5 0 50 100 150 Temps [s] 200 250 Fig.4.19 Réponse du système pour un cycle ECE 15 avec écrêtage (CSC 26 F, f = 50 mHz) Chapitre 5 : Prise en compte des fonctionnements extrêmes Page 135 Réglage du dimensionnement de l’assistance ―― Ce troisième essai vise à tester la portabilité de l’algorithme de contrôle. Pour cela, ses paramètres sont réajustés pour lui permettre de gérer un système doté d’un module SCs de capacité réduite (CSC = 26 F et VSCnom = 30 V). La figure 4.19 présente le comportement du nouveau système. La régulation des bus continus est toujours aussi efficace (Fig.4.19e, Fig.4.19f) et la décomposition fréquentielle génère la même consigne de courant pour le système PàC (Fig.4.19c). Seul le système d’assistance voit ses caractéristiques électriques modifiées avec une plus grande dynamique de sa tension VSC(t) et de son courant iSC(t) (Fig.4.19g, Fig.4.19d). En dernier nous allons tester le système mis en place pour gérer les fonctionnements extrêmes du système. Dans le but de comparer le fonctionnement avec et sans gestion des saturations locales et de leurs répercutions, nous avons procédé à la diminution de l’excursion de tension tolérée sur le module SCs. Nous avons effectué un essai avec une valeur maximale VSCmax ramenée de 29 V à 27 V. Le comportement du système sollicité par une simulation du profil ECE 15 est présenté dans la figure 4.20. Sur la même figure est rappelé le comportement du système avec la valeur VSCmax = 29 V utilisée précédemment. 5.5.2 Validation expérimentale de la gestion des fonctionnements extrêmes Nous pouvons distinguer les deux plages de fonctionnement : la plage normale et la plage de saturation. La deuxième plage débute quand le système de stockage atteint la limite supérieure spécifiée dans la commande. La gestion locale de saturation opère pour limiter la valeur négative du courant des SCs afin d’éviter tout dépassement en tension VSC. Ceci provoque l’augmentation brutale de la tension du bus intermédiaire VBus1(t). Dès que la tension de celui dépasse le seuil de maximal fixé à 115 V, le système bascule en mode de gestion de la saturation. Cela le conduit d’une part à imposer une consigne de courant iPàcref nulle à la PàC et d’autre part à régler la tension VBus1(t) non plus par la grandeur de réglage dSC mais par la grandeur de réglage d2. La tension du bus n°2 n’est alors transitoirement plus régulée et voit sa tension augmenter subitement. La valeur de seuil de 400 V déclenche la mise en service du hacheur de dissipation qui régule ce dernier bus par fourchette de tension. La sortie du mode de saturation s’effectue lorsque la tension du bus n°2 passe sous une valeur limite de 280 V. Cette chute de tension signifie en effet que la puissance exigée par la charge est supérieure à ce que fournit l’ensemble PàC et SCs. Ce système de fourchette de tension permet bien d’éviter des oscillations rapides entre les deux modes. Il est également à noter que dans les deux phases la consigne du courant PàC a été filtrée de sorte que la PàC n’a jamais subie d’à-coups dommageables. En revanche, cette stratégie conservative pour la dégradation du stack a un coût énergétique lié à une conversion d’énergie allongée (par rapport à un arrêt brutal de iPàC). Saturation Normale 20 -a- 10 iL2_Sat [A] 0 -10 iL2_ideal[A] 0 40 50 -c- 20 100 150 200 iPàC _Ideal [A] iPàC _Sat [A] 0 0 50 100 VBus1 [V] -e- 150 200 Normale 40 20 0 -20 -40 40 20 0 -20 -40 400 VBusref1 [V] Saturation iPàC [A] -biSC [A] 0 50 -d- 100 150 200 150 200 iSC _Sat [A] iSC _Ideal [A] 0 50 -e- 100 VBus1 [V] 100 VBusref1 [V] 300 50 0 30 50 -g- 100 150 200 max 25 20 VSCref [V] 0 50 VSC [V] 100 VSC_Ideal [V] 150 200 0 1.5 1 0.5 0 -0.5 -h- 0 Temps [s] 50 dDiss 50 100 150 200 150 200 Dissipation On 100 Temps [s] Fig.4.20 Réponse du système pour un cycle ECE 15 avec gestion de saturations (f = 50 mHz) Chapitre 5 : Prise en compte des fonctionnements extrêmes Page 136 A travers cette analyse, nous pouvons clairement apprécier les performances du système développé. La gestion reste simple et efficace à la fois en mode normal et en mode saturé et assure une transition sûre entre les deux modes. 5.6 Conclusion L’objectif de ce chapitre a été d’explorer les modes de fonctionnements extrêmes que peut subir l’alimentation. Une stratégie de gestion conservative a été définie. Elle consiste à préserver des temps de réaction lents pour le système PàC et à maintenir l’état de charge des SCs dans les limites définies par le cahier des charges. Cette option implique forcément un aménagement de l’électro-générateur qui consiste à lui adjoindre un système de dissipation de l’énergie que le dispositif de stockage ne peut emmagasiner ainsi qu’un moyen d’action sur la puissance exigée par la charge. Ce choix a également conduit à mettre en place, au sein des boucles locales de l’architecture de commande, des limitations de courant dont les bornes sont adaptables dynamiquement en fonction de l’état du système. L’influence de ces actions locales sur la gestion globale du système à été analysée grâce à la représentation fonctionnelle REM. De fait, la mise en service d’une protection supprime systématiquement un degré de réglage et met en péril le fonctionnement de la gestion d’énergie envisagée en mode normal. En s’appuyant sur la REM du système complet, de nouvelles chaînes énergétiques ont pu être identifiées et utilisées pour stabiliser le système. Bien entendu, les nouveaux constituants (système de dissipation et modulateur de charge) ont dû être utilisés et une stratégie appropriée a été dégagée. Cette nouvelle gestion du système complété a été validée sur le banc du LGEP. Il a été vérifié qu’une charge sortant des spécifications de l’alimentation n’endommagera pas celle-ci ; seule l’efficacité énergétique en est éventuellement affectée. Par ailleurs, grâce à la technique de commande en fourchette, le phénomène de « chattering » entre algorithmes (mode normal, mode extrême) est maîtrisé en fréquence. Chapitre 5 : Prise en compte des fonctionnements extrêmes Page 137 REFERENCES Chapitre 5 [AKLI-2007] C. R. AKLI C.R. AKLI, B. SARENI, X. ROBOAM and A. JEUNESSE, “Energy management and size of hybrid locomotive,” IEEE-PEA’07, Sept. 2007. [AZIB-2010] T. AZIB, O. BETHOUX, G. REMY, C. MARCHAND and E. BERTHELOT, “Control Strategy with Saturations Management of a Fuel Cell/Ultracapacitors Hybrid Vehicule,” Vehicle Power and Propulsion Conference, IEEE VPPC’10, 2010. [HUANG-2008] B. HUANG, A. SHAHIN, J-P. MARTIN, S. PIERFEDERICI, B. DAVAT, “High voltage ratio non-isolated DC-DC converter for fuel cell power source applications”, IEEE- PESC 2008, Juin. 2008. [TODOROVIC-2004] M.H. TODOROVIC, L. PALMA, P. ENJETI, “Design of a wide input range DC-DC converter with a robust power control scheme suitable for fuel cell power”, IEEE APEC '04, Vol. 55, No. 3, Sept 2004 [TODOROVIC-2008] M.H. TODOROVIC, L. PALMA, P. ENJETI, “Design of a Wide Input Range DC–DC Converter With a Robust Power Control Scheme Suitable for Fuel Cell Power Conversion”, IEEE Transactions On Industrial Electronics, Vol. 55, No. 3, Mars 2008. Chapitre 5 : Prise en compte des fonctionnements extrêmes Page 138 Page 139 Chapitre 6/ Conclusion générale et perspectives 6.1 Conclusion générale ___________________________________________________________ 141 6.2 Perspectives __________________________________________________________________ 142 REFERENCES Chapitre 6 ______________________________________________________________ 143 Chapitre 6 : Conclusion générale et perspectives Page 140 Chapitre 6 Conclusion générale et perspectives 6.1 Conclusion générale Le principal atout de la pile à combustible (PAC) est son excellente efficacité énergétique, ce qui, compte tenu des préoccupations environnementales actuelles (alternative aux énergies fossiles), explique l’engouement pour cette technologie. Outre le respect des spécificités physiques de la pile (temps de réponse, défaillances temporelles…), le rendement est un point clé à assurer. L’objectif de ce travail de thèse était de contribuer par une approche systémique à trouver des voies d’intégration des systèmes pile à combustible pour constituer des électrogénérateurs simples, efficaces et fiables. Dans le premier chapitre de ce mémoire, nous avons tout d’abord rappelé le principe de fonctionnement d’un électrogénérateur pile à combustible. Ceci nous a permis d’établir un modèle utilisateur comportant peu de paramètres à renseigner et des informations dynamiques suffisamment pertinentes pour élaborer des stratégies d’utilisation et des commandes idoines. Ce modèle a été validé expérimentalement sur un système PàC et a révélé la nécessité de ne faire subir au système PàC que des sollicitations électriques très lentement variables. Dans le cas où l’application exige des profils de puissance plus « chahutés », il est donc souhaitable de filtrer cette entrée par l’utilisation d’une source auxiliaire complémentaire à la PàC. Il nous est apparu que, dans de nombreux cas, les super-condensateurs pouvaient utilement jouer ce rôle. Nous avons en effet souligné leur complémentarité, leur durée de vie élevée, leur coût maîtrisé et leur maturité technologique. Le deuxième chapitre nous a donc conduits à inventorier et à classer les structures envisageables permettant de faire cohabiter harmonieusement ces deux sources complémentaires (PàC et SCs). Le critère de souplesse de réglage comme de flexibilité de conception nous a amené à retenir la structure associant un convertisseur statique à chaque charge. En croisant ce premier critère avec un second (la continuité de service), nous avons également retenu le système n’utilisant qu’un seul convertisseur dédié à l’interface de la source d’assistance (SCs). En s’appuyant sur ce choix, le troisième chapitre a cherché à construire des algorithmes de commande, faciles à mettre en œuvre en temps réel, et structurés de telle sorte qu’apparaisse Chapitre 6 : Conclusion générale et perspectives Page 141 clairement un sous-ensemble réglant la stratégie de gestion d’énergie. Deux méthodes ont été employées. La première se fonde sur la représentation en entier REM. Elle a permis de mettre en exergue les degrés de liberté explicites et implicites des deux structures. L’identification des chaînes de réglage agissant sur les objectifs et contraintes des 2 systèmes a facilité la mise au point de structures de commande basées sur les règles d’inversion de la REM. Un système régulé répondant aisément à un cahier des charges donné a été conçu et mis en œuvre expérimentalement. De même, la commande passive a été envisagée pour les garanties de stabilité qu’elle apporte intrinsèquement. Au travers d’un algorithme différent, la même souplesse de réglage a pu être assurée. Dans le quatrième et dernier chapitre nous nous sommes intéressés aux difficultés de fonctionnement qui peuvent survenir lorsque les limites de réglage du système électro-générateur sont atteintes. De fait, la saturation d’un actionneur entraîne toujours la perte d’un degré de liberté. Nous nous sommes de nouveau appuyés sur la REM tout à la fois pour réorganiser la partie opérative et pour prévoir un second mode de gestion approprié en cas de saturation d’une source. 6.2 Perspectives Si ces travaux, comme d’autres, ont contribué à dégager un ensemble cohérent répondant aux objectifs, force est de constater qu’il reste des domaines à parfaire. D’une part, en liaison avec le chapitre 1 (modélisation) et le chapitre 3 (validation avec ou sans assistance), il faut, pour un système PàC donné, affiner la valeur de la fréquence qui réalisera le meilleur compromis entre la durée de vie et le coût du système complet. Par ailleurs si ce critère doit être éclairé, il peut également être reconsidéré pour prendre en compte un critère basé sur la limitation des variations de courant du système PàC. A ce titre, le chapitre 4 devra être approfondi pour intégrer cette contrainte avec des garanties de stabilité. De la même manière, ce travail visant à augmenter la durée de vie des systèmes PàC par une optimisation de leur sollicitation électrique (par la charge) ne peut être dissocié de la thématique de bonne gestion de l’ensemble du système PàC. Cette problématique s’articule autour du bon contrôle des conditions opératoires du stack et nécessite une bonne connaissance en temps réel de celui-ci et des auxiliaires. Or, pour être concrètement mise en œuvre, cette connaissance doit se baser sur des capteurs “bon marché” et offrant un bon compromis précision / bande passante. En ce sens, les mesures électriques sont intéressantes. Elles pourraient être exploitées, en association avec d’autres mesures, pour aider à la connaissance de l’état de fonctionnement du système PàC. La première voie pour faciliter la connaissance interne est d’utiliser l’excitation intrinsèquement réalisée par la charge. Si celle-ci n’est pas suffisamment riche en informations, l’hybridation offre un potentiel important pour permettre de superposer un signal d’identification sans perturber la puissance délivrée à la charge. Aussi espérons nous que le LGEP saura accompagner les autres laboratoires français centrés sur cette thématique pour apporter éclairages et solutions dans ces deux domaines. Chapitre 6 : Conclusion générale et perspectives Page 142 REFERENCES Chapitre 6 [BETH-2009] Olivier BETHOUX and al., “A new on-line state-of-health monitoring technique dedicated to PEM fuel cell,” IEEEIECON’09, 2009. [DAVA-2009] B. DAVAT and all, “Fuel cell-based hybrid systems,” IEEE –ELECTROMOTION’09, 2009. [ESCO-2009] T. ESCOBET and all, “Model based fault diagnosis in PEM fuel cell systems,” Journal of Power Sources, 2009. [FRAP-2010] Emmanuel FRAPPÉ and all, “Fault Detection and Identification using Simple and Non-Intrusive On-line Monitoring Techniques for PEM Fuel Cell,” IEEE VPPC’10, 2010. [FOUQ-2006] N. FOUQUET and all, “Model based PEM fuel cell state-of-health monitoring via ac impedance measurements,” Journal of Power Sources, vol. 159, pp. 905-913, 2006. [GERA-2010a] M. GERALD and all, “Oxygen Starvation Effects on PEMFC Durability,” ASME’10, 2010 [HERN-2008] A. HERNANDEZ and all, “Diagnostic d'Une Pile à Combustible Pemfc. Une Approche Statistique,” Journal Européen des Systèmes Automatisés, Vol.42, pp. 1255-1277, 2008. [HINA-2009-a] M. HINAJE and all, “Online humidification diagnosis of a PEMFC using a static DC–DC converter”, International Journal of Hydrogen Energy, Vol.34, pp.2718-2723, 2009 [HINA-2009-b] M. HINAJE and all, “Impact of defective single cell on the operation of polymer electrolyte membrane fuel cell stack,” International Journal of Hydrogen Energy, Vol. 34, pp.6364-6370, 2009. [HISS-2004] Daniel HISSEL and all, “Diagnosis of automotive fuel cell power generators,” Journal of Power Sources, Vol. 128, pp. 239– 246, 2004. [INGI-2008] Ari INGIMUNDARSON and all, “Model-Based Detection of Hydrogen Leaks in a Fuel Cell Stack”, IEEE Transactions on Control Systems Technology, Vol. 16, N° 6, 2008. [NARJ-2008] A. NARJISS and all, “On-line diagnosis of a PEM fuel cell through the PWM converter,” FDFC’2008, France Nancy, 2008. [PERA-2007] Marie-Cécile PÉRA and all, “Power Generation by Fuel Cells,” IEEE Industrial Electronics Magazine, pp.1932-4529, 2007. [RIAS-2007] L. A. M. RIASCOS and all, “A Bayesian network fault diagnostic system for proton exchange membrane fuel cells,” Journal of Power Sources, Vol. 165, pp. 267–278, 2007. [RUBIO-2007] M.A. RUBIO and all, “Diagnosis of PEM fuel cells through current interruption,” Journal of Power Sources, Vol.171, pp. 670-677, 2007 [TIAN-2008] G. Tian et all, “Diagnosis methods dedicated to the localisation of failed cells within PEMFC stacks,” Journal of Power Sources, vol. 182, 2008, pp. 449–461. [WASTERLAIN-2010] S. WASTERLAIN and all, “Study of temperature, air dew point temperature and reactant flow effects on proton exchange membrane fuel cell performances using electrochemical spectroscopy and voltammetry techniques,” Journal of Power Sources, Vol.195, pp. 984-993. 2010 Chapitre 6 : Conclusion générale et perspectives Page 143 Page 144 REFERENCES [AKLI-2007] C. R. AKLI C.R. AKLI, B. SARENI, X. ROBOAM and A. JEUNESSE, “Energy management and size of hybrid locomotive,” IEEE-PEA’07, Sept. 2007. [ALLE-2009] A.L. ALLEGRE, A. BOUSCAYROL and R. TRIGUI, “Influence of control strategies on battery/supercapacitor hybrid Energy Storage Systems for traction applications,” IEEE-VPPC, 2009. [ALVA-2010] R. ALVAREZ, P. SCHLIENGER and M. WEILENMAN, “Effect of hybrid system battery performance on determining CO2 emissions of hybrid electric vehicles in real-world conditions,” Energy Policy, Vol.38, pp. 6919-6925, 2010. [ANAB-2006] M. INABA, T. KINUMOTO, M. KIRIAKE, R. UMEBAYASHI, A. TASAKA and Z. OGUMI, “Gas crossover and membrane degradation in polymer electrolyte fuel cells,“ Electrochimica Acta, Vol.51, pp.5746–5753, 2006. [ANDR-2004] M. ANDRÉ, “The artemis European driving cycles for measuring car pollutant Emission,” Report INRETSLTE 0411, 2004. [AXANE] http://www.axane.fr/fr/news/default.cfm [AYAD-2003] M. Y. AYAD, S. RAËL and B. DAVAT, “Hybrid power source using supercapacitors and batteries,” EPE’03, Toulouse, 2003. [AZIB-2009a] T.AZIB, O. BETHOUX, C. MARCHAND and E. BERTHELOT, “Supercapacitors for Power Assistance in Hybrid Power Source with Fuel Cell,” Conference of the IEEE Industrial Electronics Society, IEEE-IECON’09, pp. 3747 – 3752, 2009. [AZIB-2009b] T.AZIB O. BETHOUX, G. REMY, C. MARCHAND and E. BERTHELOT, “Structure and Control Strategy for a Parallel Hybrid Fuel Cell/Supercapacitors Power Source,” Vehicle Power and Propulsion Conference, IEEE VPPC’09, pp. 1858 – 1863, 2009. "Best Paper Award". [AZIB-2010] T. AZIB, O. BETHOUX, G. REMY, C. MARCHAND and E. BERTHELOT, “Control Strategy with Saturations Management of a Fuel Cell/Ultracapacitors Hybrid Vehicule,” Vehicle Power and Propulsion Conference, IEEE VPPC’10, 2010. [AZIB-2010a] T.AZIB, O. BETHOUX, G. REMY, C. MARCHAND and E. BERTHELOT, “Innovative Control Strategy of a Single Converter for Hybrid Fuel Cell/Supercapacitors Power Source,” IEEE Transactions on Industrial Electronics, Vol. 57, Issue.12, 2010, in edition. [AZIB-2010b] T.AZIB, O. BETHOUX, G. REMY, C. MARCHAND and E. BERTHELOT, “Système hybride à pile à combustible et supercondensateur : structures, contrôle-commande et gestion d’énergie,” EJEE, in edition, 2010. [AZIB-2011] T.AZIB, M. HILAIRET, O. BETHOUX and R. TALJ, “Experimental validation of passivity-based controller for coordination of converters in fuel cell system,” FDFC’11, in press, 2011 [BALL-2003] BALLARD Power Systems, “NexaTM Power Module User’s Manual,” MAN5100078, 2003. [BARR-2002] P. BARRADE and A. RUFER, “Supercapacitors as energy buffers: a solution for elevators and for electric busses supply,” IEEE-PCC'02, Osaka, pp. 1160-1165, 2002. [BARR-2010] P. BARRADE, A. BOUSCAYROL, P. DELARUE, “An Energetic Based Method Leading to Merged Control Loops for the Stability of Input Filters,” IEEE-VPPC’10, 2010. [BECH-2006] M. BECHERIF, “Modelling and Passivity based Control of Hybrid Sources: Fuel Cells and SuperCapacitors,” IEEE-IAS’06, Industry Applications Conference, Vol. 3, N°8, pp. 1134-1139, 2006. [BELH-2001] Farid BELHACHEMI, “Modélisation et caractérisation des supercondensateurs à couche double électrique utilisés en électronique de puissance,” Thèse de doctorat de l’INPL, 2001. [BERN-2006] J. BERNARD, S. DELPRAT, F. BUECHI, T-M. GUERRA, “Global Optimisation in the power management of a Fuel Cell Hybrid Vehicle (FCHV),” Vehicle IEEE Power and Propulsion Conference, VPPC '06, pp.1-6, 2006. Références Page 145 [BERN-2007] J. BERNARD, S. DELPRAT, F.N. BÜCHI and T-M. GUERRA, “Fuel cell battery hybrid vehicle: From global optimization to real time power management,” In Proc. International Conference on Advances in Vehicle Control and Safety, Buenos Aires, 2007. [BETH-2009], Olivier BETHOUX and al., “A new on-line state-of-health monitoring technique dedicated to PEM fuel cell,” IEEE-IECON’09, 2009. [BLAN-2009] Christian BLANC, “Modeling of a Vanadium Redox Flow Battery Electricity Storage System,” Thèse de doctorat de l’Ecole Polytechnique Fédérale de Lausanne, UPFL, 2009. [BOBL-2009] Sébastien BOBLET, “bilan : SPÀCT-80,” Séminaire Pan-H, 6 -7 Avril 2009. [BOIL-2005] Mathieu BOILLOT, “Validation expérimentale d’outils de modélisation d’une pile à combustible de type PEM,” Thèse doctorat à l’INPL, Nancy, 2005. [BOSS-2007] T. BOSSMANN, A. RUFER, P. BARRADE and A. BOUSCAYROL, “Energetic macroscopic representation of a hybrid storage system based on supercapacitors and compressed air,” IEEE-ISIE’07, pp. 2691-2696, 2007, [BOUL-2009] Loïc BOULON, “ Modélisation multi-physique des éléments de stockage et de conversion d'énergie pour les véhicules électriques hybrides. Approche systémique pour la gestion d'énergie,” Thèse de doctorat de UFC, 2009. [BOUS-2003] A. BOUSCAYROL, “Formalismes de représentation et de commande des systèmes électromécaniques multimachines multi-convertisseurs,” HDR de l'Université de Sciences et Technologies de Lille, 2003. [BOUS-2005] A. BOUSCAYROL, “Different energetic descriptions for electromechanical systems,” In Proc. of EPE 2005. [BOUS-2006] A. BOUSCAYROL, W. LHOMME, P. DELARUE, B. LEMAIRE-SEMAIL and S. AKSAS, “Hardware-inthe-loop simulation of electric vehicle traction systems using energetic macroscopic representation,” IEEE-IECON’06, pp. 5319-5324, 2006. [BTIW-2004] Breakthrough Technologies Institute Washington, “Fuel Cell Vehicle World Survey 2003,” 2004. [CACC-2004] M. CACCIATO, F. CARICCHI, F. G. CAPPONI and E. SANTINI , “A critical evaluation and design of bidirectional DC/DC converters for supercapacitors interfacing in fuel cell applications,” in Proc. Industry Applications Conf., IEEE IAS 2004, Vol.2, pp. 1127-1133, 2004. [CAND-2008] D. CANDUSSO, A. DE BERNARDINISA, M-C. PÉRA, F. HAREL, X. FRANÇOIS, D. HISSEL, G. COQUERY and J-M, KAUFFMAN, “Fuel cell operation under degraded working modes and study of diode by-pass circuit dedicated to multi-stack association,” Energy Conversion and Management, Vol.49, pp.880–895, 2008. [CEA-2006] Direction de Communication CEA, “GENEPÀC, première pile à combustible PSA Peugeot Citroën / CEA” 2006. [CERR-2001] Pierre CERRE_COMBE, “ les Piles Basse Température PEMFC,” CLEFS CEA-N°44, 2000-2001. [CHAP-1999] P. CHAPOULIE, “Modélisation systémique pour la conception de véhicule électrique muli-sources, application aux véhicules équipé de générateurs photovoltaïque ou de supercondensateurs,” Thèse de doctorat de l’INPT, 1999. [CHOI-2003] W. CHOI, “Fuel Cell Powered UPS Systems: Design Considerations,” IEEE-PESC03, Vol.1, pp. 385 – 390, 2003. [CHRE-2007] D. CHRENKO, M-C. PÉRA and D. HISSEL, “Fuel Cell modeling and control with energetic macroscopic representation,” IEEE-ISIE’07, pp.169-174, 2007. [COHE] Mark COHEN, “ Top 10 reasons for using ultracapacitors in your system designs,” white paper, MAXWELL Technologies, www.maxwell.com [COOK-2001] Brian COOK, “An Introduction to Fuel Cells and Hydrogen Technology,” Heliocentris, December 2001. [CORB-2009] P. CORBO, F. MIGLIARDINI and O. VENERI, “Dynamic behaviour of hydrogen fuel cells for automotive application,” Renewable Energy, Vol.34, pp. 1955-1961, August 2009. [COUF-2005] Pascal COUFFIN et Marion PERRIN, “ Le stockage des énergies intermittentes,” CLEFS CEA-N° 50/51, 2004-2005. Références Page 146 [DAI-2008] Zhen DAI, D. NIEMEIER and D. EISINGER, “Driving cycles: a new cycle-building method that better represents real-world emissions,” U.C. Davis-Caltrans Air Quality Project, 2008. [DANG-2006] DANG Bang Viet, “Conception d’une interface d’électronique de puissance pour Pile à Combustible,” Thèse de doctorat de l’UJF, 2006. [DANG-2007] V. DANG BANG, “Conception d’une interface d’électronique de puissance pour la Pile à combustible,” Thèse de doctorat de UJF, 2007. [DAVA-2009] B. DAVAT, S. ASTIER.; T. AZIB, O. BETHOUX, D. CANDUSSO, G. COQUERY, A. DE BERNARDINIS, F. DRUART, B. FRANCOIS, M. G. ARREGUI, F. HAREL, D. HISSEL, J-P. MARTIN, M-C. PERA, S. PIERFEDERICI, S, RAEL, D. RIU, S. SAILLER, Y. BULTEL, T. CREUZET, C. TURPIN and T. ZHOU, “Fuel cellbased hybrid systems,” IEEE –ELECTROMOTION, 2009. [DELA-2003] P. DELARUE, A. BOUSCAYROL, A. TOUNZIA, X. GUILLAUD and G. LANCIGU, “Modelling, control and simulation of an overall wind energy conversion system,” Renewable Energy, Vol. 28, n°. 8, pp. 1159-1324, 2003. [DELP-2002] S. DELPRAT, “Évaluation de stratégies de commande pour véhicules hybrides parallèle,” Thèse de doctorat de Université de Valenciennes et du Hainaut-Cambrésis, 2002. [DESA-2005] Department of Economic and Social Affairs, Population Division, “World Population Prospects: The 2004 Revision,” New York, 24 February 2005. [DEST-2004] B. DESTRAZ and all, “Power-energy management in lift drive system with supercapacitor compensator,” IEEE-PESC04, Vol.1, pp. 677 – 682, 2004. [DGUHC-2006] Direction Générale de l’Urbanisme de l’Habitat et de la Construction, “Réglementation Thermique 2005 : des Bâtiments Confortables et Performants,” mai 2006. [DUBR-2002] Alexandra DUBRAY, “ Adaptation des lois de gestion d’énergie des véhicules hybrides suivant le profil de mission suivi,” Thèse de INPG, 2002. [EHSA-2005] M. EHSANI, Y. GAO, S E. GAY and A. EMAD, “Modern Electric, Hybrid Electric, and Fuel Cell Vehicles,” CRS Press, 2005. [ENA-2006] ENA, Direction des études, “ Les Interrogations Sur l'Evolution de La Demande Mondiale,” Séminaire Energie et société, 2006. [ESCO-2009], T. ESCOBET and all, “Model based fault diagnosis in PEM fuel cell systems,” Journal of Power Sources, 2009. FERO-2009] Diego FEROLDI, M. SERRAA and J. RIERA, “Energy Management Strategies based on efficiency map for Fuel Cell Hybrid Vehicles,” Journal of Power Sources, Vol.190, pp.387–401, 2009. [FONT-2005] G. FONTES, “Modélisation et caractérisation de la pile PEM pour l’étude des interactions avec les convertisseurs statiques,” thèse de doctorat de l’INPL. [FONT-2010] G. FONTES, C. TURPIN, and S. ASTIER, "A Large-Signal and Dynamic Circuit Model of a PEM Fuel Cell: Description, Parameter Identification, and Exploitation", IEEE Trans. on Industrial Electronics, Vol. 57, pp. 18741881, No.6, 2010. [FOUQ-2006] N. FOUQUET and all, “Model based PEM fuel cell state-of-health monitoring via ac impedance measurements,” Journal of Power Sources, vol. 159, pp. 905-913, 2006. [FRAN-2010] L. FRANCK-LACAZE, C. BONNET, E. CHOI, J. MOSS, S. PONTVIANNE, H. POIROT, R. DATTA and F. LAPICQUE, “Agening of PEMFC’s due to operation at low current density: Investigation of oxidative degradation,” International journal of hydrogen energy, in press, 2010. [FRAP-2010], Emmanuel FRAPPÉ and all, “Fault Detection and Identification using Simple and Non-Intrusive On-line Monitoring Techniques for PEM Fuel Cell,” IEEE VPPC’10, 2010. [GALL-2005] Damien GALLET et Romain GRATIEN, “ l’Electrolyse Haute Température,” CLEFS CEA-N°, 2004-2005 [GALO-2005] H. GALOUS, D. HISSEL, S. BONTOUR, F. HAREL and J.M. KAUFFMANN, “Power management of an embedded fuel cell - supercapacitor APU,” IEEE EPE’05, 2005. Références Page 147 [GALO-2006] H. GALOUS, J. F. FAUVARQUE and R. GALLAY, “Hybrid power source with batteries and supercapacitor for vehicle applications,” IEEE, ESCAP’06, 2006. [GALO-2007] H. GALOUS et Roland GALLAY, “Application des supercondensateur,” Technique d’ingénieur, N° D3335, 2007. [GAO-2004] Lijun GAO “An actively controlled fuel cell/battery hybrid to meet pulsed power demands,” J. Power sources, Vol.130, pp.202–207, 2004. [GARC-2007] Marcos GARCIA ARREGUI, “Theoretical study of a power generation unit based on the hybridization of a fuel cell stack and ultracapacitors,” Thèse de doctorat de INPT, 2007. [GERA-2010] M. GERARD, J-P. POIROT-CROUVEZIER, D. HISSEL and M-C. PERA, “Oxygen starvation analysis during air feeding faults in PEMFC,” Int journal of hydrogen energy, in press, 2010. [GERA-2010a] M. GERALD and all, “Oxygen Starvation Effects on PEMFC Durability,” ASME’10, 2010 [GERT- 2009] D. GERTEISEN, T. HEILMANN and CH. ZIEGLER, “Modeling the phenomena of dehydration and flooding of a polymer electrolyte membrane fuel cell,” Journal of Power Sources, Vol. 187, No.1, pp. 165-181, Feb. 2009. [GIEC -2007] GIEC, “ Bilan 2007 des changements climatiques : Rapport de synthèse,” Genève, Suisse, 2008. [GIUL-2004] F. GIULII, M. CACCIATO, “Using Super Capacitors in combination with Bi-Directional DC/DC Converters for Active Load Management in Residential Fuel Cell Applications,” 1st European Symposium on Supercapacitors, IEEE-ESSCAP’04, 2004. [GOU-2010] B. GOU, W. KI NA and B. DIONG, “FUEL CELLS: Modeling, Control, and Applications,” CRC Press Taylor & Francis Group, 2010. [GUAL-2007] H. GUALOUS et R. GALLAY, “Application des supercondensateurs,” Techniques de l'ingénieur, Dossier d3335, 2007. [HAER-2009] V. V. HAERRI and P. SCHWEIZER, “Living and Mobility - Blue Angel 3 with SAM for a Demonstration Platform of V2G,” World Electric Vehicle Journal, Vol. 3, 2009. [HANK-2008] W. HANKACHE, “Gestion Optimisée de l’Energie Electrique d’un Groupe Electrogène Hybride à Pile à Combustible,” Thèse de doctorat de INPT, Toulouse, 2008. [HARE-2007] F. HAREL, X. FRANÇOIS, D. CANDUSSO, M.-C. PERA, D. HISSEL and J.-M. KAUFFMANN, “PEMFC durability test under specific dynamical current solicitation linked to vehicle road cycle,” Fuel Cells from Fundamentals to Systems, Wiley-VCH, vol. 7, pp. 142-152, Apr. 2007. [HARM-2005] F. G. HARMON, “The control of a parallel hybrid electric propulsion system for a small unmanned aerial vehicle using a CMAC neural network,” Neural Networks, Vol. 18, N°5-6, pp. 772-780., 2005. [HERN-2008] A. HERNANDEZ and all, “Diagnostic d'Une Pile à Combustible Pemfc. Une Approche Statistique,” Journal Européen des Systèmes Automatisés, Vol.42, pp. 1255-1277, 2008. [HILA-2010] M. HILAIRET, O. BETHOUX, T.AZIB and R. TALJ, “ Interconnection and Damping Assignment Passivity-based control of a fuel cell system,” IEEE International Symposium Industrial Electronics, ISIE’10, in press. [HINA-2009-a] M. HINAJE and all, “Online humidification diagnosis of a PEMFC using a static DC–DC converter”, International Journal of Hydrogen Energy, Vol.34, pp.2718-2723, 2009 [HINA-2009-b] M. HINAJE and all, “Impact of defective single cell on the operation of polymer electrolyte membrane fuel cell stack,” International Journal of Hydrogen Energy, Vol. 34, pp.6364-6370, 2009. [HIS-2004] Stéphane HIS, “L’hydrogène : vecteur énergétique du futur ?,” IFP - Diffusion des Connaissances, panorama 2004. [HISS-2004] Daniel HISSEL and all, “Diagnosis of automotive fuel cell power generators,” Journal of Power Sources, Vol. 128, pp. 239–246, 2004. [HUANG-2008] B. HUANG, A. SHAHIN, J-P. MARTIN, S. PIERFEDERICI, B. DAVAT, “High voltage ratio nonisolated DC-DC converter for fuel cell power source applications”, IEEE- PESC 2008, Juin. 2008. [IEA-2008] International Energy Agency, “World Energy Outlook, WEO-2008,” OECD/IEA, France, 2008. Références Page 148 [INGI-2008] Ari INGIMUNDARSON and all, “Model-Based Detection of Hydrogen Leaks in a Fuel Cell Stack”, IEEE Transactions on Control Systems Technology, Vol. 16, N° 6, 2008. [JAEC-2010] Anne JAECKER-VOIROL, “Émissions polluantes des moteurs thermiques : Procédures d’essais,” Technique d’ingénieur, N° BM 2 506, 2010. [JIAN-2004] Z. JIANG, L. GAO , M. J. BLACKWELDER and R A. DOUGAL, “PEMFC Design and experimental tests of control strategies for active hybrid fuel cell/battery power sources,” J. Power Sources, Vol.130, pp. 163-171, 2004. [JANG-2005] Z. JIANG, L. GAO and R. A. DOUGAL, “Flexible Multiobjective Control of Power Converter in Active Hybrid Fuel Cell / Battery Power Sources,” IEEE Trans. Power Electronics, Vol.20, n°1, pp.244-253, 2005. [JOHA-2007] L. JOHANNESSON, M. ASBOGARD, B. EGARDT, “Assessing the potential of predictive control for hybrid vehicle power trains using stochastic dynamic programming,” IEEE Transactions on intelligent transportation systems,Vol.8, N° 1, pp. 71-83. 2007. [JUR -2007] Journal officiel de l’Union européenne Règlement (CE) n° 715/2007 du Parlement européen et du Conseil, relatif aux émissions (Euro5, Euro 6), 20 juin 2007. [KAW -2010] T. KAWAI, “E-mobility development of Toyota”, Keynote of Mr. Taiyou Kawai, Toyota Motor Corp., VPPC2010 Lille (France). [KERM-2007] S. KERMANI, “A comparison of two global optimization algorithms for hybrid vehicle energy management,” International Conference on Advances in Vehicle Control and Safety (AVCS), Buenos, Argentina, 2007. [KIM-2006] Y-H. KIM, S-H. KIM, S-C. RHO, H-W MOON and K-H KIM, “Instantaneous Voltage Drop Compensation for UPS System Connected in Parallel with Batteries and Ultracapacitors,” 37th IEEE Power Electronics Specialists Conference, pp.807-811, Korea, June 2006 [KORD-1996] Karl KORDESCH and Gtinter SIMADER, “Fuel Cells and Their Applications,” VCH Publishers, New York, 1996. [KUND-2007] S. KUNDU, M. W. FOWLER, L. C. SIMON, R. ABOUATALLAH and N. BEYDOKHTI, “Degradation analysis and modeling of reinforced catalyst coated membranes operated under OCV conditions,” Journal of Power Sources, Vol.183, pp.619–628, 2008. [LACH-2004] J. LACHAIZE, “Etude des stratégies et des structures de commande pour le pilotage des systèmes énergétiques à Pile à Combustible (PAC) destinés à la traction,” Thèse de doctorat de l’Institut National Polytechnique de Toulouse, 2004. [LAR -2003] J. LARMINIE and A. DICKS, "Fuel Cell Systems Explained", John Wiley & Sons [LAUR-2006] E. LAURENT, “La face cachée du pétrole,” édité chez Plon, ISBN : 225920323, 2006. [LECA-2009] J.-M. LE CANUT, R. LATHAM, W. MÉRIDA and D.A. HARRINGTON,“Impedance study of membrane dehydration and compression in proton exchange membrane fuel cells,” Journal of Power Sources, Vol. 192, No.2, pp. 457466, Jul. 2009. [LECL-2004] A. LECLERCQ, P. SICARD, A. BOUSCAYROL and B. LEMAIRE-SEMAIL, “Control of a triple drive paper system based on the energetic macroscopic representation,” IEEE-ISIE’04, pp. 889-893, 2004. [LERO-1967] E. LE ROY LADURIE, “ Histoire du climat depuis l'an mil” Flammarion, 1967. [LERO-2007] E. LE ROY LADURIE, “ Abrégé d'histoire du climat du Moyen Âge à nos jours. Entretiens avec Anouchka Vasak,” Fayard, 2007. [LEVE-2006] J. LEVENE, B. KROPOSKI, and G. SVERDRUP, “Wind Energy and Production of Hydrogen and Electricity — Opportunities for Renewable Hydrogen,” POWER-GEN Renewable Energy and Fuels Technical Conference, Las Vegas, Nevada, April, 2006. [LHOM-2004] W. LHOMME, A. BOUSCAYROL, P. BARRADE, “Simulation of series hybrid electric vehicles based on Energetic Macroscopic Representation," IEEE-ISIE’ 04, pp. 1525-1530, 2004. [LHOM-2007] W. Lhomme, “Gestion d'énergie de véhicules électriques hybrides basée sur la représentation énergétique macroscopique,” Thèse de doctorat de l'Université des Sciences et Technologies de Lille, 2007. Références Page 149 [LUFE-2004] Guillaume LEFEVRE, ”conception de convertisseurs statiques pour l’utilisation de la pile à combustible,” Thèse de doctorat de UJF, novembre 2004. [MARI-2005] J.N. MARIE-FRANCOISE, H. GUALOUS, R. OUTBIB and A. BERTHON, “42V Power Net with supercapacitor and battery for automotive applications,” Elsevier, Journal of Power Sources, vol. 143, pp. 275–283, 2005. [MAXW] MAXWELL Technologies, “ISE CORPORATION,” www.maxwell.com [MAXW-2003] MAXWELL technology, “Boostcap Ultracpacitor Module Operating Manual,” www.Maxwell.com, Janvier 2003. [MIKK-2001] M. MIKKOLA, “Experimental studies on polymer electrolyte membrane fuel cell stacks,” Master’s thesis submitted in partial fulfilment of the requirements for the degree of Master of Science in Technology, 2001. http://www.tkk.fi/Units/AES/studies/dis/mikkola.pdf].) [MOSD-2003] Renaut MOSDALE, “Transport électrique routier Véhicules électriques à pile à combustible,” Technique d’ingénieur, N°D5570, 2003. [MULT-2007] B. MULTON and H. BEN AHMED, “ Le stockage stationnaire d’énergie électrique : pourquoi et comment ?,” Revue 3E.I, n°48, pp.18-29, mars 2007. [NARJ-2008] A. NARJISS and all, “On-line diagnosis of a PEM fuel cell through the PWM converter,” FDFC’2008, France Nancy, 2008. [NERG-2002] T. NERGAARD, “Design Considerations for a 48 V Fuel Cell to Split Single Phase Inverter System with Ultracapacitor Energy Storage,” IEEE-PESC02, pp.2007 - 2012, 2002. [OULD-2006] B. OULD BOUAMAMA et G. DAUPHIN-TANGUY, “Modélisation par bond graph. Application aux systèmes énergétiques,” Techniques de l'ingénieur, Dossier BE-8-281, 2006. [OUYA-2007] M. OUYANG, L. XUA, J. LIA, L. LUA, D. GAOA and Q. XIE, “Performance comparison of two fuel cell hybrid buses with different power train and energy management strategies,” Journal of Power Sources, Vol. 163, pp.467– 479, 2006. [ORTE-1989] R. ORTEGA and M. SPONG, “Adaptative motion control of grid robots: A tutorial,” Automatica, Vol.25, pp.877-888, 1989. [ORTE-1998] R. ORTEGA, A. LORIA, P. J. NICKLASSON and H. S. RAMREZ “Passivity-based control of EulerLangrange systems,” Springer-Verlag, Berlin, 1998. [ORTÚ-2007] M. ORTÚZAR, J. MORENO, J. DIXON, “Ultracapacitor-Based Auxiliary Energy System for an Electric Vehicle: Implementation and Evaluation,” IEEE trans. on Industrial Electronics, Vol.54, No.4, pp. 2147-2156, Aug. 2007. [PADD-2009] S. J. PADDISON and K. S. PROMISLOW, “Device and Materials Modeling in PEM Fuel Cells,” Topics in Applied Physics Volume 113, Springer, 2009. [PASK-2009] Józef PASKA, “Hybrid power systems – An effective way of utilising primary energy sources” Renewable Energy, Vol.34, pp.2414-2421, 2009. [PAYM-2007] A. PAYMAN, S. PIERFEDERICI, F. MEIBODY-TABAR, B. DAVAT, “Implementation of a Flatness Based Control for a Fuel Cell-Ultracapacitor Hybrid System,” IEEE-PESC’07, Power Electronics Specialists Conference, 2007. [PBCAG] Plan Bleu – Centre d'Activités Régional, http://www.planbleu.org/methodologie/idd014.pdf “Consommation énergétique annuelle par habitant,” [PERA-2007] Marie-Cécile PÉRA “Power Generation by Fuel Cells,” IEEE Industrial Electronics Magazine, pp.1932-4529, 2007. [PLAS-2005] Gabriel PLASSAT, “ Les technologies des moteurs de véhicules lourds et leurs carburants. Tome 1, CH 09 : Les véhicules hybrides,” ADEME Département Technologies des Transports, 2005. [PUKR-2004] J.T. PUKRUSHPAN, H. PENG, and A. G. STEFANOPOULOU, “Control-Oriented Modeling and Analysis for Automotive Fuel Cell Systems”, Trans. of the ASME, Vol.126, pp. 14-25, 2004. Références Page 150 [RABI-2008] S. RABIH, “ Contribution à la modélisation de systèmes réversibles de types électrolyseur et pile à hydrogène en vue de leur couplage aux générateurs photovoltaïques ”, thèse de doctorat de l’INPT, 2008. [RIAS-2007] L. A. M. RIASCOS and all, “A Bayesian network fault diagnostic system for proton exchange membrane fuel cells,” Journal of Power Sources, Vol. 165, pp. 267–278, 2007. [RIU-2009] D. RIU and all, “Rational hybrid power generation system with PEM fuel cell and supercapacitor,” in Proc. European Conference on Power Electronics, EPE 2009. [RIZO-2004] N. RIZOUG, P. BARTHOLOMEUS and P. LE MOIGNE, “Electrical and thermal behaviour of a supercapacitor module: on-line characterization,” IEEE ESSCAP'04, Belfort, France, pp. 12, 2004. [RIZO-2006] N. RIZOUG, “Modélisation électrique et énergétique des supercondensateurs et méthodes de caractérisation : application au cyclage d'un module de supercondensateurs basse tension en grande puissance,” Thèse de doctorat de l’USTL, 2006. [RODA-2005] P. RODATZ, G. PAGANELLI, A. SCIARRETTA and L. GUZZELLA, “Optimal power management of an experimental fuel cell supercapacitor-powered hybrid vehicle,” Journal of Control Engineering Practice, Vol.13, pp.41– 53, 2005. [ROSE] Robert ROSE, “Questions and Answers about Hydrogen and Fuel Cells,” Breakthrough Technologies Institute, Available at www.fuelcells.org [RUBIO-2007] M.A. RUBIO and all, “Diagnosis of PEM fuel cells through current interruption,” Journal of Power Sources, Vol.171, pp. 670-677, 2007 [SAHR-2009] M. SAHRAOU, C. KHARRAT and K. HALOUANI, “Two-dimensional modeling of electrochemical and transport phenomena in the porous structures of a PEMFC”, Int. J. of Hydrogen Energy, Vol. 34, No.7, pp.3091-3103, Apr. 2009. [SALM-2007] F. R. SALMASI, “Control strategies for hybrid electric vehicles: evolution, classification, comparison and future trends”, IEEE Trans. on Vehicular Technology, September 2007, vol. 56, no. 5, p. 2393-2404. [SANT--2002] E. SANTI, D. FRANZONI, A. MONTI, D. PATTERSON, F. PONCI and N. BARRY, “A Fuel Cell Based Domestic Uninterruptible Power Supply,” IEEE, APEC’02, Vol.1, pp.605 – 613, 2002 [SCHU-2003] R. M. SCHUPBACH, J.C. BALDA, M. ZOLOT and B. KRAMER, “design methodology of a combined battery-ultracapacitor energy storage unit for vehicle power management,” IEEE-PESC03, Vol.1, pp. 88 - 93, 2003. [SCHW-2005] V. SCHWARZ et B. GINDROZ “ Le stockage électrochimique,” ADEME, Dossier Stockage de l’Energie, 2005. [SCIA-2007] A. SCIARRETTA and L. GUZZELLA, “Control of Hybrid Electric Vehicles - A Survey of Optimal EnergyManagement Strategies,” IEEE Control Systems Magazine, Vol.27, N° 2, pp. 60-70, 2007. [SCOR-2004] J. SCORDIA, “Approche systématique de l’optimisation du dimensionnement et de l’élaboration de lois de gestion d’énergie de véhicules hybrides,” Thèse de doctorat de UHP, 2004. [SCOR-2005] J. SCORDIA, “Systematic elaboration of online energy management laws for hybrid vehicles,” EVS21, Monaco, April 2005. [SEMA-2003] E. SEMAIL, A. BOUSCAYROL and J.-P. HAUTIER, “Vectorial formalism for analysis and design of polyphase synchronous machines,” The European Physical Journal (EPJ) - Applied Physics, Vol. 22, n°. 3, pp. 207-222, 2003. [SHAH-2007] A.A. SHAH, G.-S. KIM, P.C. SUI and D. HARVEY, “Transient non-isothermal model of a polymer electrolyte fuel cell,” Journal of Power Sources, Vol. 163, No.2, pp. 793-806, Jan. 2007. [SHI-2008] L. SHI and M. L. CROW, “Comparison of Ultracapacitor Electric Circuit Models,” IEEE Conversion and Delivery of Electrical Energy in the 21st Century, 2008. [TALJ-2009] Reine TALJ, “Modélisation et Commandes Non Linéaires du système d’air des Piles à Combustible Type PEM (Proton Exchange Membrane),” Thèse de doctorat de UPS11, Octobre 2009. Références Page 151 [TALJ-2010] R.J. TALJ, D. HISSEL, R. ORTEGA, M. BECHERIF and M. HILAIRET, “Experimental validation of a PEM fuel-cell reduced-order model and a moto-compressor higher order sliding-mode control”, IEEE Trans. on Industrial Electronics, Vol. 57, No.6, pp. 1906-1913, 2010. [TANI-2008] A. TANIGUCHI, T. AKITA and K. YASUDA, and Y. MIYAZAKI, “Analysis of degradation in PEMFC caused by cell reversal during air starvation,” Int journal of hydrogen energy, Vol.33, pp.2323–2329, 2008. [TASA-2006] R, TASAKA, T. KINUMOTO, M. KIRIAKE and R. UMEBAYASHIA, “Gas crossover and membrane degradation in polymer electrolyte fuel cells,” Electrochimica Acta, Vol.51, pp.5746–5753, 2006. [TERR] http://terresacree.org/ [THAM-2000] T. THAMPAN, S. MALHOTRA, T. HAO and R. DATTA, “Modeling of conductive transport in protonexchange membranes for fuel cells”, J. of the Electrochemical Society, Vol. 147, No.9, pp. 3242-3250, 2000 [THAM-2001] T. THAMPAN, S. MALHOTRA, J. ZHANG and R. DATTA, “PEM fuel cell as a membrane reactor”, Catalysis Today, Elsevier, Vol. 67, pp.15-32, 2001. [THAM-2003] T.M. THAMPAN, “Design and development of higher temperature membranes for PEM fuel cells”, Dissertation for the degree of Doctor of Philosophy, Faculty of the Worcester Polytechnic Institute, 2003. [THOU-2004] P. THOUNTHONG, S. RAËL and B. DAVAT, “Supercapacitors as an energy storage for fuel cell automotive hybrid electrical system,” IEEE ESSCAP’04, Belfort, 2004. [THOU-2006] P. THOUNTHONG, S. RAËL and B. DAVAT, “Control strategy of fuel cell/supercapacitors hybrid power sources for electric vehicle”, Elsevier, Journal of Power Sources, Vol.158, pp. 806–814, 2006. [THOU-2008] P. THOUNTHONG, S. RAËL and B. DAVAT, “Control strategy of fuel cell and supercapacitors association for distributed generation system”, IEEE Transactions on Industrial Electronics, Vol. 54, N°. 6, Dec. 2008. [TIAN-2008], G. Tian et all, “Diagnosis methods dedicated to the localisation of failed cells within PEMFC stacks,” Journal of Power Sources, vol. 182, 2008, pp. 449–461. [TODOROVIC-2004] M.H. TODOROVIC, L. PALMA, P. ENJETI, “Design of a wide input range DC-DC converter with a robust power control scheme suitable for fuel cell power”, IEEE APEC '04, Vol. 55, No. 3, Sept 2004 [TODOROVIC-2008] M.H. TODOROVIC, L. PALMA, P. ENJETI, “Design of a Wide Input Range DC–DC Converter With a Robust Power Control Scheme Suitable for Fuel Cell Power Conversion”, IEEE Transactions On Industrial Electronics, Vol. 55, No. 3, Mars 2008. [TURP-2008] C. TURPIN, “Piles à combustible et composants électrochimiques de stockage : caractérisation, modélisation et mise en œuvre dans des systèmes énergétiques, ” HDR de INP-Toulouse, 2008. [ULLA-2004] N. R. ULLAH, T. GROOT and T. THIRINGER, “The Use of a Combined Battery/Supercapacitor Storage to Provide Voltage Ride-Through Capability and Transient Stabilizing Properties by Wind Turbines,” IEEE-PESC04, 2004. [UZUN-2007] M. UZUNOGLU and M.S. ALAM, “Dynamic modeling, design and simulation of a PEM fuel cell/ultracapacitor hybrid system for vehicular applications,” Energy Conversion and Management, Vol.48, pp.1544–1553, 2007. [VAND-1996] A. J. VAN DER SCHAFT, “L2-Gain and passivity techniques in non-linear control,” Springer-Verlag, Berlin 1996. [VERH-2004] J. N. VERHILLE, A. BOUSCAYROL, P-J. BARRE, J-C. MERCIE, J-P. HAUTIER, E. SEMAIL, “Torque tracking strategy for anti-slip control in railway traction systems with common supplies,” Proc. of IEEE-IAS'04, Vol. 4, pp. 2738-2745, 2004 [VILE-2010] S.A. VILEKAR and R. DATTA, “The effect of hydrogen crossover on open-circuit voltage in polymer electrolyte membrane fuel cells”, J. of Power Sources, Elsevier, Vol.195, pp.2241-2247, 2010. [WAHD-2006] B. WAHDAME, “Analyse et optimisation du fonctionnement de piles à combustible par la méthode des plans d’expériences,” Thèse de doctorat de l’UTBM, 2006. [WAHD-2008a] B. WAHDAME, L. GIRARDOT, D. HISSEL, F. HAREL, X. FRANCOIS, D. CANDUSSO, M-C. PERA and L. DUMERCY, “Impact of power converter current ripple on the durability of a fuel cell stack,” Int. Symposium on Industrial Electronics, IEEE-ISIE08, pp. 1495–1500, Jul. 2008. Références Page 152 [WAHD-2008b] B. WAHDAME, D. CANDUSSO, F. HAREL, X. FRANCOIS, M-C, PERA, D. HISSEL and J-M. KAUFFMANN, “Analysis of a PEMFC durability test under low humidity conditions and stack behaviour modelling using experimental design techniques,” Journal of Power Sources, Vol. 182, pp.429–440, 2008. [WASTERLAIN-2010] S. WASTERLAIN and all, “Study of temperature, air dew point temperature and reactant flow effects on proton exchange membrane fuel cell performances using electrochemical spectroscopy and voltammetry techniques,” Journal of Power Sources, Vol.195, pp. 984-993. 2010 [YOUS-2008] N. YOUSFI-STEINER, P. MOCOTEGUY, D. CANDUSSO, D. HISSE, A. HERNANDEZ and A. ASLANIDES, “A review on PEM voltage degradation associated with water management: Impacts, influent factors and characterization,” Journal of Power Sources, Vol.183, pp.260–274, 2008. Références Page 153 Page 154 ANNEXE A Développement du comportement statique de la PàC Le potentiel d’une cellule PEM est inférieur au potentiel théorique dû à plusieurs mécanismes de pertes irrévocable qui sont appelés souvent surtensions ou pertes. Le modèle décrivant le comportement statique est donné par l’équation (éq A.1). Celle-ci dépend essentiellement de la densité du courant et de la pression partielle des réactifs. En effet : VPàC _ Cell = VTh − V AN − VCA − VM − RI i (A.1) Où VAN et VCA représentent respectivement les chutes de tension anodiques et cathodiques et VM représente les pertes ohmiques. RI représente les résistances aux interfaces. Ce dernier terme étant relativement petit, il sera négligé dans l'étude suivante. - Pertes ohmique VM: Ces pertes dépendent surtout de la conductivité de la membrane (σm). Ils sont proportionnels à la densité de courant : V M = i. Lm σ m (A.2) λ0H + , 298 . exp− E µ 1+ δ R σ m = (ε m − ε m 0 ) q 1 1 − c HA, 0α T 298,15 (A.3) Avec : Lm : épaisseur de la membrane, σm : Conductivité de proton de membrane, εm : la porosité de membrane, εm0 : Le seuil de percolation de fraction de volume d'eau dans membrane hydratée, λ0H+,298 : Conductance équivalente pour H + à dilution infinie, à température de référence 298 K, δ : Proportion de mutuels matriciels à coefficients de diffusion effectifs, Eµ : énergie d’activation pour viscosité, CHA,0 : concentration d’acide de membrane . Où le degré de dissociation (α) dépend de la constante d'équilibre (KA,C) de la réaction, comme suit : α= (λ + 1) − (λ + 1)2 − 4λ (1 − 1 K AN ,CA ) 2(1 − 1 K AN ,CA ) (A.4) avec ∆H 0 1 1 K AN ,CA = K AN ,CA, 298 . exp− − R TPàC 298,15 (A.5) La porosité de la membrane (εm) est liée au nombre de molécules d'eau (λ), εm = (V M λ (A.6) Vw ) + λ Où ( VM ) et ( Vw ) sont respectivement, le volume molaire partiel de la membrane et de l'eau. Les molécules d'eau (λ) dépendent de l'humidité relative par l'équation Brunauer-Emmett-Teller [THAM-2000]. Par conséquent, des pertes ohmic dépendent fortement de l'humidité et de température de membrane. A l’inverse, ce terme n’est pas influencé par des pressions partielles des réactifs. De là, une fois que le degré d'humidité relatif de température est fixé, qui est le cas dans nos simulations et l'installation expérimentale, le terme de pertes ohmic reste constant et ne peut contribuer à la création d'un effet d'hystérésis. • Réaction d’oxydation d’hydrogène (ROH) et chute de tension anodique VAN La chute de tension anodique est du aux pertes d’activation et de concentration. Elle s’exprime comme suit : 1 i i AN , 0 RT V AN = r PàC sinh −1 α AN F 2 1 − i i AN , L . (A.7) Avec : Annexes Page 155 R : constante universelle des gaz parfaits, i : densité de courant de la PàC, iAN,0 : densité de courant d’échange d’anode, iAN,L : densité de courant limite d’anode, αAN : coefficient d’efficacité de transfert au niveau de la réaction de l’anode, Lm : épaisseur de la membrane, σm : conductivité de la membrane. Cette formule résulte de la combinaison de l’équation de Butler-Volmer qui représente les pertes d’activation, et l’équation de the Nernst qui représente les pertes de concentrations. Pour déterminer le terme d’activation, la densité de courant d’échange de l’anode est calculée utilisant la loi d’Arrhenius comme suit: pH2 i AN , 0 = γ M , AN p H ,ref 2 E exp− AN ,φ0 R 1 − 1 T T ref * i AN , 0,ref (A.8) ou, EAN/CA, φ0 est l’énergie effective d’activation de iAN/CA,0. Ainsi, augmentant iAN/CA,0 implique l’augmentation de γM,AN/CA, la température, et la concentration H2. On peut voir l’impact de la température et les pressions partiels sur les performances thermodynamiques. Avec i*AN/CA,0,ref : Référence anodique/cathodique de la densité du courant d’échange, γM,AN/CA : Secteur d'électrode géométrique En plus, pour déterminer le terme de concentration, la densité de courant limite à l’anode est calculé utilisant l’équation de Fick comme suit: ν − i AN , L ≡ ANe −ν AN , H 2 F P .p RTPàC H 2 D H 2T (A.9) Avec pH2T est la pression partielle d’hydrogène dans le plat de graphite d’anode et PH2D est la perméabilité de la plaque de diffusion de gaz anodique pour l’hydrogène. La réaction anodique est très rapide, particulièrement comparé à la réaction de réduction de l’oxygène à la cathode. En plus, le coté d’anode est approvisionné avec de pure gaz comparé au coté de la cathode ou l’oxygène est mélanger à l’azote. Ainsi, la chute de tension du à la réaction l’oxydation de l’hydrogène est relativement petite comparée à celle de la réaction de réduction de l’oxygène. • Réaction de réduction d’oxygène (RRO) et chute de tension cathodique VCA La chute de tension cathodique est également du aux pertes d’activation et de concentration. Elle s’exprime comme suit : 1 i i CA,0 RT VCA = r PàC sinh −1 α CA F 2 1 − i i CA, L (A.10) Avec : iCA,0 : densité de courant d’échange de la cathode, iCA,L : densité de courant limite de la cathode, αCA : coefficient d’efficacité de transfert au niveau de la réaction de la cathode, Comme pour l’anode, la densité de courant d’échange est : pO2 iCA, 0 = γ M ,CA pO ,ref 2 E exp− CA,φ0 R 1 1 − T PàC Tref * iCA, 0,ref (A.11) D’une manière similaire, le courant limite de la cathode est donnée par : ν − iCA, L ≡ Ce − ν CA,O 2 F P .p RTPàC O2 E O2 S (A.12) avec pO2S est la pression partielle d’oxygène dans le plat de graphite de la cathode, and PO2E est la perméabilité de la plaque de diffusion de gaz cathodique pour l’oxygène. Annexes Page 156 Pour l’ensemble de l’anode et la cathode, γM = ac Lc, avec ac est la surface spécifique du catalyseur (au alentours 600-1000 cm²/mg), et Lc est la charge du catalyseur (environ 0.3-0.5 mg Pt/cm², des chargements inférieurs sont possibles, mais aboutiraient aux tensions cellulaires inférieures) [VILE-2010]. De plus, l’expression générale de la perméabilité de la couche α pour un i donné est : Piα ≡ κ iα Diα / Lα (A.13) Ou Kiα est le coefficient de division pour un i donné dans la couche α, Diα est le coefficient de diffusion pour un i donné dans la couche α, and Lα est l’épaisseur de la couche α. De là, la tension de pile à combustible peut être exprimée comme suit, RT 1 i i AN , 0 VPàC _ Cell = VTh − r PàC sinh −1 α AN F 2 1 − i i AN , L 1 i iCA,0 RT − i. Lm − r PàC sinh −1 α CA F σm 2 1 − i iCA, L (A.14) − i.RI Cette tension dépend des pressions partielles de réactifs à travers les chutes de tension de la cathode et de l'anode. Ainsi, en mode transitoire, cette tension sera sous l'influence de la dynamique de ces pressions partielles. Plus précisément ces variables sont principalement affectées par les volumes de l'anode et de la cathode ainsi que la dynamique de compresseur d’air. Annexes Page 157 ANNEXE B Dimensionnement des inductances et des capacités de filtrage Le dimensionnement du système pour un cahier des charges énergétique donné nous donne les caractéristiques électriques des constituants qui nous permet de dimensionner les interrupteurs, l'inductance d'entrée l, et la capacité de sortie C constituant les convertisseurs. En effet, les inductances de lissage utilisées limitent l’ondulation de courant dans les convertisseurs et la source et le condensateur de filtrage permet de limiter les ondulations de tension dues au découpage en sortie du convertisseur. B.1 Inductance d’entrée L’interface électronique entre les sources et le bus, conversion continue continue unidirectionnel en courant pour la PàC, de type survolteur, alors que pour l’organe de stockage, il s’agit d’une conversion bidirectionnelle en courant. En tenant compte de la réversibilité du courant, ce qui donne deux modes de fonctionnement distinct, soit en mode dévolteur ou survolteur. Cependant, une structure générique (Fig.B.1) est utilisée pour illustrer la procédure du dimensionnement. Elle représente le convertisseur de PàC en fonctionnement survolteur, et en survolteur/dévolteur le convertisseur de SCs. DC-DC iL L is i’L CBus VL Ve Vs Fig.B.1 Convertisseur Survolteur/Dévolteur. La figure ci-dessous illustre les formes d’onde du courant et la tension de l’inductance pour les deux modes en considérant que la tension est continue, c'est-à-dire en négligeant l’ondulation de tension vis-à-vis de la valeur moyenne. V, I V, I Ve Ve ILM VL ILm αT ILm ∆IL t ∆IL ILM Ve-Vs αT ILMoy IL a/ Dévolteur ILMoy IL T T t VL Ve-Vs b/Survolteur Fig.B.2 forme d’onde du courant et la tension dans l’inductance. - Cas d’un convertisseur Survolteur (Elévateur) Calculons l’ondulation de courant : 0 ≤ t ≤ αT Annexes i L (t ) = Ve ⋅ t + I Lm L (B.1) Page 158 αT ≤ t ≤ T Ve − Vs (V − Vs ) ⋅ α ⋅ T ⋅ t + I LM − e lL L iL (t ) = (B.2) Avec : - iL(t) : le courant parcourant l’inductance. - Ve : la tension aux bornes de la source. - Vs : la tension de sortie (tension du bus continu) - L : l’inductance d’entrée du convertisseur. - ILM : le courant maximum dans l’inductance. - ILm : le courant minimum dans l’inductance. - α: le rapport cyclique du convertisseur. On a pour t = αT iL (αT ) = Ve V ⋅ αT + I Lm = I LM ↔ ∆I L = I LM − I Lm = e ⋅ αT L L (B.3) Avec : ∆iLmax : l’ondulation maximale du courant. Vs = Ve 1−α (on néglige les pertes) (B.4) Ce qui nous permet d’exprimer l’ondulation du courant comme suit : ∆I L = (1 − α ) ⋅ αT ⋅ V L s (B.5) L’inductance est calculée en fonction de l’ondulation maximale de courant souhaitée. L’ondulation maximale est obtenue pour un rapport cyclique de ½ car : dI L 1 =0⇔α = dα 2 (B.6) Ainsi l’inductance minimale est donnée : Lmin = T ⋅ Vs Vs = 4 ⋅ ∆I L max 4 ⋅ ∆I L max ⋅ f (B.7) f : la fréquence de découpage, (f= 1/T=20 kHZ) Classiquement, on se fixe l’ondulation par un pourcentage du courant maximum (typiquement 5 à 10% de iLmax) - Cas d’un convertisseur Abaisseur (Dévolteur) 0 ≤ t ≤ αT i L (t ) = Ve − Vs ⋅ t + I Lm L (B.8) αT ≤ t ≤ T iL (t ) = Ve V ⋅α ⋅T ⋅ t + I LM − e L L (B.9) On a pour t = αT iL (αT ) = Annexes V − V1 Ve − Vs ⋅ αT ⋅ αT + I Lm = I LM ↔ ∆I l1 = I l1M − I l1m = SC l1 L (B.10) Page 159 Ve = α ⋅Vs (on néglige les pertes) Et Ce qui nous permet d’exprimer l’ondulation du courant comme suit : ∆I L = (1 − α ) ⋅ αT ⋅V L s (B.11) On constate qu’on a la même ondulation pour les deux modes, ce qui permet d’exprimer l’inductance minimale en fonction de l’ondulation maximale par : Lmin = T ⋅ Ve Ve = 4 ⋅ ∆I L max 4 ⋅ ∆I L max ⋅ f (B.12) Numériquement, pour le fonctionnement nominal du système, les caractéristiques retenues pour les inductances des convertisseurs de puissance sont montrées dans le tableau suivant : Pile à Combustible Supercondensateurs f L ∆ILMax L ∆ILMax 25 kHz 140 µH 4,5 A 65 µH 9,6 A Tab.B.1 Caractéristiques des convertisseurs de puissance B.2 Capacité de sortie La figure ci-dessous illustre les formes d’onde du courant et la tension le bus continu (capacité de sortie). A fin de limité les ondulations de la tension de sortie, la capacité du bus continu est donnée comme suit : V, I VsM Vs ∆Vs Vsm IL -I s αT T t - Is ICbus Fig.B.3 forme d’onde de la tension et du courant dans le bus continu 0 ≤ t ≤ αT Vs (t ) = − Is ⋅ t + VsM CBus (B.13) Avec : CBus : la capacité du bus continu, On a pour t = αT : Vs (αT ) = − Is I ⋅ αT + VsM = Vsm ↔ ∆Vs = VsM − Vsm = s ⋅ αT CBus CBus (B.14) Ou : - VsM : la tension maximale aux bornes du bus continu. Annexes Page 160 - VsM : la tension minimale aux bornes du bus continu. - ∆Vs : l’ondulation de la tension. - Is : le courant de sortie du bus continu et Vs = Ve I e' , Ie = (on néglige les pertes) 1−α 1−α (B.15) Ce qui nous permet d’exprimer l’ondulation de la tension comme suit : ∆Ve = (1 − α ) ⋅ αT ⋅ I C Bus (B.16) e La capacité est calculée en fonction de l’ondulation maximale de la tension souhaitée. L’ondulation maximale est obtenue pour un rapport cyclique de ½. Ce qui permet d’exprimer la capacité minimale comme suit : CBus min = T ⋅ I e max I e max = 4 ⋅ ∆Vs max 4 ⋅ ∆Vs max ⋅ f (B.17) f : la fréquence de découpage =20 kHZ ∆VBusmax : l’ondulation maximale de la tension. Classiquement, on se fixe l’ondulation par un pourcentage de la tension maximale (typiquement 5 à 10% de VBusmax) Numériquement, pour le fonctionnement nominal du système, les caractéristiques retenues pour les inductances des convertisseurs de puissance sont montrées dans le tableau suivant : Tab.B.2 Caractéristiques des convertisseurs de puissance Pile à Combustible Annexes Supercondensateurs f CBus ∆VBusMax L ∆ILMax L ∆ILMax 25 kHz 0,6 mF 4,8 V 140 µH 4,5 A 65 µH 9,6 A Page 161 ANNEXE C Stratégie de commande des convertisseurs Cette étude concerne les lois de commandes rapprochées de chacun des convertisseurs, de la PàC (convertisseur statique survolteur) et SCs (convertisseur statique réversible en courant) pour la structure à deux convertisseurs, et seul le convertisseur de SCs (convertisseur statique réversible en courant) pour la structure à un convertisseur. Ceci consiste à mettre en place à partir de la modélisation des convertisseurs, des boucles de courant intérieur qui permettent de conduire le courant de chaque source, contrôlant ainsi le rapport cyclique de chaque convertisseur. En effet, contrôlant ces courants est primordial, du fait que sa permet de protéger les convertisseurs aussi bien que les sources (SCs et FC) contre des sur intensités de courant. La littérature offre une variété de lois de contrôle pour le pilotage des convertisseurs classiques portant par exemple sur la compensation de pole, les modes glissants l’approche proportionnelle, intégrale et dérivateur PID, le retour d’état, et la commande robuste. Dans notre étude, nous avons opté pour la structure de contrôle à action Proportionnelle-Intégrale (PI) avec une compensation de non-linéarités pour assurer la robustesse vis-à-vis les variations de la charge pour des raisons de simplicité et de rapidité de réponse essentiellement. Le convertisseur est commandé en MLI (Modulation de Largeur d’Impulsion) pour avoir une fréquence constante de commande des interrupteurs. Ce qui permet de limiter les pertes par commutation des interrupteurs. C.1 Convertisseur statique survolteur associé à la PàC C.1.1 Modélisations et commande du convertisseur Pour assurer le transfert d'énergie unidirectionnel entre la pile à combustible et le bus continu (la pile à combustible n'est pas réversible en courant), un convertisseur statique DC-DC survolteur est utilisé pour réaliser cette interface, pour adapter le niveau de tension de pile (niveau en pleine charge 26 V) au niveau du bus continu. Cela concerne donc exclusivement la structure à deux convertisseurs. En fonction du rapport cyclique (d) associé à la conduction de l’interrupteur commandé, on obtient la relation caractérisant ce convertisseur sans pertes (rapport de transformation) reliant la tension de sortie VS à la tension d’entrée VE : VS 1 = VE (1 − d ) (C.1) Nous présentons figure C.1 le schéma de base de cette conversion statique. On retrouve donc la structure classique du hacheur parallèle. Il se compose classiquement de deux branches L – K – D (inductance – transistor – diode) et d'un condensateur C de filtrage à la sortie. Le convertisseur sera piloté via le signal de grille de l'interrupteur K1, selon le principe classique de la MLI (Modulation à Largeur d’Impulsion). Le rapport cyclique 0 ≤ dPàC ≤ 1 de la MLI représente l’entrée de commande du système. D LPàC VPàC K CBus VBus dPàC Fig.C.1 Représentation électrique du convertisseur survolteur associé à la PàC Un modèle instantané du convertisseur est considéré et peut être analysé avec le jeu d’équations des différentes séquences de fonctionnement selon l’état de l’interrupteur K : - Interrupteur K passant (0 ≤ t ≤ dPàC ·T) Annexes Page 162 diPàC (t ) L = VPàC (t ) PàC dt i (t ) + C dVBus (t ) = 0 Bus CH dt diPàC (t ) = VL − PàC (t ) dt Ou - (C.2) Interrupteur K ouvert (dPàC ·T ≤ t ≤ T) diPàC (t ) LPàC dt + VBus (t ) = VPàC (t ) i (t ) + C dVBus (t ) = i (t ) Bus PàC CH dt (C.3) Nous pouvons ainsi représenter le convertisseur par un système d’équations unique basé sur un modèle aux valeurs moyennes. Nous considérons ici les interrupteurs parfaits : LPàC C Bus diPàC = VPàC − (1 − d PàC )VBus dt dVBus = (1 − d PàC )iPàC − iCH dt (C.4) Ce modèle est directement utilisable pour réaliser une simulation du convertisseur, dans un environnement de type Matlabsimulink. Au niveau des interrupteurs, le tableau Tab.C.1 donne les contraintes subies en termes de tension maximale supportée, de courant maximal et de courant efficace pour ce convertisseur. Tab.C.1 Contraintes subies par les interrupteurs du convertisseur Contraintes iKmax iKmoy VKmax Expression ∆I dt d PàC ⋅ I moy I moy + VBus = VPàC 1 − d PàC iDmoy ∆I dt (1 − d PàC ) ⋅ I moy |VDmax| VBus = iDmax I moy + VPàC 1 − d PàC La commande du convertisseur doit d’une part suivre la trajectoire du courant désiré et d’autre part, limiter le courant et/ou la puissance transmise pendant les sollicitations importantes de la charge, de manière à assurer la sécurité des organes auquel il est relié. Donc, cette première boucle concerne le contrôle du courant débité par la PàC. Puisque VBus(t) est variable dans le temps, l’équation (éq C.4) est non-linéaire de premier ordre. Néanmoins, le condensateur du bus continu est dimensionné pour filtrer des fréquences plus hautes que la fréquence de coupure de la boucle de Annexes Page 163 courant. Avec cette hypothèse, on peut considérer la tension du bus constante durant la régulation du courant iPàC. Ainsi en écrivant le système (éq 3.4) dans l'espace de Laplace, on obtient : iPàC (s ) = 1 LPàC ⋅ s VPàC (s ) − [1 − d PàC (s )]VBus = 1 LPàC ⋅ s VPàC (s ) − DPàC (s )VBus (C.5) Ou DPàC (s ) = 1 − d PàC (s ) (changement de variable) VPàC : perturbation à basse fréquence, VBus, VPàC : grandeurs mesurées, On établit la fonction de transfert entre le courant de pile et le rapport cyclique comme suit : VBus K P1s + ω I 1 i (s ) LPàC ⋅ s s 1 + τ1 s H BF (s ) = PàC = 2 V K P1s + ω I 1 DPàC (s ) s s s + Bus 1 + 2m1 + LPàC ⋅ s s ωBF 1 ωBF 1 VBus ω I 1 , m1 = LPàC ωBF1 = K P1 VBus LPàC 2 ωI 1 et τ 1 = (C.6) K P1 ωI 1 Avec : - ωBF : fréquence propre en boucle fermée - m1 : la constante d’amortissement, - τ1 : constante de temps du zéro, - KP1 : gain proportionnel, - ωI1 : pulsation d’intégration. Le régulateur est à action Proportionnelle-Intégrale (PI). Une anti-saturation est ajoutée pour maintenir d’une part le rapport cyclique dans l’intervalle (0 < dPàC < 0,95) et d’autre part la boucle fermée du système dans le domaine linéaire. La bande passante de la boucle de courant est alors choisie du cinquième au dixième de la fréquence de découpage (fd) fixée à 25kHz, c'est-à-dire de 2.5 kHz à 5kHz ainsi que le coefficient d’amortissement est choisi à m1=1. Nous en déduisons les paramètres du régulateur PI avec VBus = 48 V, LPàC = 100 µH, and fBF1 = 2.5 kHz: (ω ) = 2 ωI1 A.N : BF 1 A1 , K P1 = ωI 1 ≈ 13 rad ⋅ s −1 V 2m1 ⋅ ω BF 1 et A1 = Bus A1 LPàC et K P1 ≈ 0.011 De plus, pour empêcher le dépassement du courant, le zéro de la boucle fermée devrait être compensé par un filtre passe bas, avec une constante de temps de : τ1 = K P1 ωI 1 = 0,011 ≈ 0,85 ms 13 C.2 Convertisseur statique survolteur bidirectionnel connecté au SCs C.2 .1 Modélisations et commande du convertisseur Annexes Page 164 Pour assurer le transfert d'énergie bidirectionnel entre les SCs et le bus continu (les SCs étant réversible en courant) de façon à permettre tant le stockage d'énergie que la restitution, un convertisseur statique DC-DC bidirectionnelle est utilisé pour réaliser cette interface. Cela concerne donc les deux structures. Nous présentons figure C.2 le schéma de base de cette conversion statique. On retrouve donc la structure du convertisseur survolteur unidirectionnel avec un deuxième interrupteur K2 (transistor) à la place de la diode. Cela permet d’assurer la réversibilité en courant. LSC K2 K1 VSC CBus VBus dSC Fig.C.2 Représentation électrique du convertisseur survolteur bidirectionnel associé au SCs D’une manière similaire, l’équation caractéristique de ce convertisseur (rapport de transformation), reliant les deux tensions (entrée VE & sortie VS) en fonction du rapport cyclique (d) des interrupteurs K1, K2 a la même expression, donner par l’équation (éq C.1). Le convertisseur sera piloté via le signal de grille des interrupteurs K1, K2 selon le principe classique de la MLI (Modulation à Largeur d’Impulsion), ce de façon complémentaire avec des temps morts d'environ 2 µs. Ceci dit, le rapport cyclique 0 ≤ dSC ≤ 1 de la MLI représente l’entrée de commande du système. Les contraintes électriques subies au niveau des interrupteurs présentées sur le tableau Tab.C.1, sont équivalentes pour les deux montages. En appliquant la démarche de modélisation utilisée pour le montage unidirectionnel (soit par l’analyse des séquences de fonctionnement selon les états des interrupteurs en négligeant les phases de fonctionnement associées aux temps morts). On trouve : diSC LSC dt = VSC − (1 − d SC )VBus C dVBus = (1 − d )i − i SC PàC Bus Bus dt (C.7) Ainsi en écrivant le système (éq C.7) dans l'espace de Laplace, on obtient : iSC (s ) = Ou 1 LSC ⋅ s VSC (s ) − [1 − d SC (s )]VBus = 1 LSC ⋅ s VSC (s ) − DSC (s )VBus (C.8) DSC (s ) = 1 − d SC (s ) (changement de variable) VSC : perturbation à basse fréquence, VBus, VSC : grandeurs mesurées, On établit d’une manière équivalente, la fonction de transfert entre le courant de SCs et le rapport cyclique comme suit : VBus K P 2 s + ω I 2 i (s ) LSC ⋅ s s 1+τ2s H BF 2 (s ) = SC = 2 V K P 2 s + ωI 2 DSC (s ) s s s + Bus 1 + 2m2 + LSC ⋅ s s ωBF 2 ωBF 2 Annexes (C.9) Page 165 VBus ωI 2 , m2 = LSC ωBF 2 = K P2 VBus LSC 2 ωI 2 et τ 2 = KP2 ωI 2 La structure du régulateur est la même que précédemment, à action Proportionnelle-Intégrale (PI). Une anti-saturation est également ajoutée pour maintenir d’une part le rapport cyclique dans l’intervalle (0 < dSC < 0,95) et d’autre part la boucle fermée du système dans le domaine linéaire. La bande passante de la boucle de courant est alors choisie du cinquième au dixième de la fréquence de découpage (fd) fixée à 25 kHz, c'est-à-dire de 2.5 kHz à 5 kHz ainsi que le coefficient d’amortissement est choisi à m2=1. Nous en déduisons les paramètres du régulateur PI avec VBus = 48 V, LSC = 200 µH, and fBF2 = 2.5 kHz: (ω ) 2 ωI 2 = A.N : BF 2 A2 , K P2 = ωI 2 ≈ 26 rad ⋅ s −1 V 2m2 ⋅ ω BF 2 et A2 = Bus A2 LPàC et K P 2 ≈ 0.021 De plus, pour empêcher le dépassement du courant, le zéro de la boucle fermée devrait être compensé par un filtre passe bas, avec une constante de temps de : τ2 = Annexes K P2 ωI 2 = 0,021 ≈ 0,81 ms 26 Page 166 ANNEXE D Règles d’échelle entre le cahier des charges et le banc Cette étude concerne les règles adoptées pour la mise en échelle du cahier des charges (véhicule et profile) donné par le cycle NEDC, et qui a fait l’objet d’étude dans la partie (2.2), sur notre banc moteur représentant une charge deux quadrants présenté dans (3.2.4.2). En effet le principe de cette démarche consiste à reproduire le scenario du profile de charge sur un banc à échelle réduite, en conservant les caractéristiques du profile réel. D.1 Effort à l’avancement du véhicule Ceci consiste à adapter le couple moteur aux couples résistants (cahier des charges) • Bilan des forces extérieures : Force due à la résistance au roulement des pneumatiques sur la chaussée : r r Froul = Troul = C RR × M × g (D.1) - CRR = Tgθ : Coefficient de résistance au roulement des pneumatiques, - M : Masse du véhicule avec ces occupants, - g : Accélération de la pesanteur. Force aérodynamique (ou aéraulique) : r r 1 Faéro = ρ × S .C X × V 2 2 - (D.2) ρ : Masse volumique de l’air, - S : Section frontale du véhicule, - CX : Coefficient de pénétration dans l’air du véhicule, - V : Vitesse du véhicule. Elle dépend des cycles de roulage, Force pour vaincre une pente (attraction terrestre) : r r Fp = P × sin α = Mg × sin α avec sin α = arctgpente α (D.3) - M : Masse du véhicule avec ces occupants, - g : Accélération de la pesanteur, - α : Angle formé par la pente de la route et de l’horizontale. Force pour mouvoir le véhicule (effort à l’avancement) : r Favan inconnue r r r r Favan + Faéro + Fp = Mγ G (D.4) (D.5) - M : Masse du véhicule avec ces occupants, - γ : Accélération du véhicule. La norme de l’effort (ou force) total à l’avancement du véhicule peut être exprimée ainsi : r r r r r Favan = Froul + Faéro + Fp + Fγ Annexes (D.6) Page 167 La norme du moment du couple moteur ramené aux roues peut être exprimée ainsi : CM _ r = JΩ'+Cr (D.7) D.2 Couple résistant et vitesse des roues Les relations de la puissance (Pr), du couple (Cr) et de la vitesse angulaire (Ωr) à fournir aux roues peuvent être exprimées ainsi : • Puissance mécanique aux roues motrices : Pr = Fr × V (D.8) • Moment du couple aux roues motrices : C r = Fr × Rr (D.9) • Vitesse des roues motrices : Ωr = V Rr (D.10) V : Vitesse linéique du véhicule, Rr : Rayon des roues motrices du véhicule. D.3 Couple résistant et vitesse de la machine électrique D.3.1 Equation mécanique Le couple résistant (Cr1) et la vitesse ramenés (Ω) à la ou les machines électriques seront égaux à : • Moment du couple à l’arbre ou aux arbres moteurs : CM = Cr m ×η (D.11) • Vitesse angulaire à l’arbre ou aux arbres moteurs : ΩM = m × Ωr (D.12) m : Rapport d’entraînement du réducteur (positionné entre les roues et l’arbre de(s) machines), η : Rendement de la transmission mécanique (cinématique). • La relation du couple pour le démarrage en pente peut s’exprimer ainsi : Cd _ min i = ( Froul + Fp ) × Rr (D.13) r Hypothèse : La masse véhicule prise en compte est la masse totale, le couple JΩ' = 0 . • La relation de la puissance, pour atteindre la vitesse maximale désirée ainsi qu’une vitesse de sécurité pour les dépassements peut s’exprimer ainsi : Pr = ( Froul + Faero( v ) ) × Rr × V (D.14) D.3.2 Caractéristique mécanique du moto-réducteur kΩ = Ω max × Ωb (D.15) Pmax = C M _ max × Ω max (D.16) Annexes Page 168 D.4 Application numérique D.4.1 Effort à l’avancement, couple et vitesse des roues • Froul : Force de résistance au roulement : Froul = 128 N. CRR = 100.10-4 , M = 1300 Kg, g = 9,81 m/s², • Faéro : Force de résistance aérodynamique : Faéro = 0,373×V² N. ρ = 1,28 Kg/m3, S = 2,08 m² CX = 0,28, V = Elle dépend des cycles de roulage, VA = 0. La valeur retenue est nulle. • Fp > 0 ou < 0 : Force nécessaire pour vaincre une pente : Fp = 1270 N M = 1300 Kg, g = 9,81 m/s², α = 0,0997 rad( α = 5,71° ; pente = 10%). • F γ > 0 ou < 0 : Force d’accélération désirée : F γ = 1300 γ N M = 1300 Kg, γ = 2 m/s². • Pr : Puissance aux niveaux des roues : Pr = Fr × V Fr = Elle dépend des conditions de roulage, V = Elle dépend des cycles de roulage. • Cr : Couple aux niveaux des roues : Cr = 0,31 × Fr Cr = Il dépend des conditions de roulage, Rr = 0,31 m (pour la dimension de pneumatique 195/55R16). Les calculs ci-dessous mettent en évidence les conditions pour déterminer la puissance : - le démarrage en pente (Pente = 20%) : Fd_mini = 128 + 2501 ≈ 2630 N, Cd_mini= 2630 × 0,31 ≈ 815 N.m, - la puissance pour la vitesse maximale désirée de 150 Km/h : Fr_mini = 128 + 648 ≈ 776 N Cr_mini = 776 × 0,31 ≈ 241 N.m Pmaxi = 776 × 150 × 1000/3600) ≈ 33 KW. Annexes Page 169 D.4.2 Couple résistant et vitesse de la machine électrique Par exemple, le rapport global du réducteur est de 6,23 et respecte ainsi la vitesse maximale de 8000 tr/min. Le couple moteur du au démarrage en pente de 20% est : CM=Cr/m*η R = 815/6,23*0,94 ≈ 140 N.m. La puissance maximale du moteur sans fonctionnement à puissance constante (Pcoin) est : Pcoin = Cm max*Ωmax = 140*838 ≈ 117 KW. Un fonctionnement à puissance constante est mis en place à partir de la vitesse de base (Ωb). Le rapport kΩ retenu est 2,3. La vitesse angulaire de base est égale à : Ωb = 838 × 2,3 = 365 rad/s soit 3500 tr/min La puissance de la machine est donc égale à : Pmax = 140 × 365 ≈ 51 KW. Les caractéristiques des composants de la chaîne de traction électrique sont donc : • Machine électrique : P = 51 KW, C = 140 N.m, Nb = 3500 tr/min (Nn), Nmax = 8000 tr/min. • Réducteur/différentiel : P = 51 KW, Csortie = 815 N.m, m = 6,23, ηmini = 94 %. Equation mécanique du banc : 0,005708 dΩ + 0,00153Ω + 0,105 = 0,854 × I q dt Coefficients facteur d’échelle : - Vitesse : véhicule = 8000 tr/min, moteur 4000 tr/min, Réduction = 1 pour le banc, - Couple : véhicule = 140 N.m avant réduction, 815 après réduction, moteur = 6,08 N.m : M = 8.75 Kc = 7.75 D.5 Synthèse des paramètres Caractéristiques banc moteur : J = 0.005708 - inertie en Kg.m² f = 0.00153 - coefficient frottement visqueux Cs = 0.105 - couple frottement sec en N.m Kt = 0.854 - coefficient couple machine electrique N.m/A Annexes Page 170 Conv_V_u = 10/66.67 - Convertisseur vitesse moteur / consigne Conv_I_u = 10/7.82 - Convertisseur courant moteur / consigne Caractéristiques véhicule : Crr = 100e-4 - coefficient de roulements pneumatiques M = 1100 - masse véhicule en Kg Rr = 0.31 - rayon roues en m S = 2.08 - surface frontale en m² Cx = 0.28 - coefficient de pénétration dans l'air ro = 1.28 - masse volumique de l'air en m^3 (0°C niv.mer) Pente = 0/100 - pente en +/- % g = 9.81 - accélération de la pesanteur en m/s² Va = 0 - vitesse du vent en +/- m/s C_Froul = Crr*M*g*Rr - couple dû force résistance roulement en N.m Kaero = 0.5*ro*S*Cx*Rr - constante de couple aérodynamique C_Mgp = M*g*sin(atan(Pente))*Rr - couple dû force pour vaincre pente en +/- N.m K_Facc = M*g*Rr - constante de couple dynamique d'accélération Adaptation application sur le banc à échelle réduite : m = 8.75 - réduction roue/moteur électrique Kc = 7.75 - rapport d'adaptation de couple réel/maquette Annexes Page 171