Le redressement commandé

LE REDRESSEMENT COMMANDE
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Sommaire
1 Généralités ............................................................................................................................. 33
2 Montages mixtes .................................................................................................................... 33
2.1 Généralités ...................................................................................................................... 33
2.2 Etude du montage PD2 ................................................................................................... 34
2.3 Etude du montage PD3 ................................................................................................... 36
3 Montage tout thyristors .......................................................................................................... 40
3.1 Etude du montage PD2 ................................................................................................... 40
3.2 Etude du montage P3 ...................................................................................................... 41
3.3 Etude du montage PD3 ................................................................................................... 43
3.4 Réversibilité des montages tout thyristors...................................................................... 44
4 Groupement des redresseurs commandés .............................................................................. 47
4.1 Généralités ...................................................................................................................... 47
4.2 Etude d'un cas particulier de groupement série .............................................................. 48
4.3 Groupement en antiparallèle des montages tout thyristors............................................. 49
5 Utilisation des redresseurs commandés − Problèmes posés par les systèmes réels .............. 50
5.1 Dimensionnement de l'inductance de lissage ................................................................. 50
5.2 Choix et couplage du transformateur − Dimensionnement des redresseurs .................. 51
5.3 Chutes de tension − Rendement...................................................................................... 51
5.4 Comportement vis à vis du réseau d'alimentation .......................................................... 51
5.5 Conclusion − Critère de choix ........................................................................................ 53
5.6 Remarque au sujet de la commande des thyristors......................................................... 54
RE 33
B Redressement commandé
1 Généralités
La méthode d'étude est analogue à celle utilisée pour le redressement non commandé. Après
avoir, dans un premier temps, fait une étude théorique d'un certain nombre de montages, on
s'intéresse à quelques points particuliers liés à l'utilisation des redresseurs réels. Par contre,
nous n'envisagerons pratiquement aucune application ici, car les montages redresseurs commandés sont essentiellement employés dans les variateurs de vitesse, auxquels nous consacrerons un chapitre particulier.
Les montages peuvent, de même, se classer en parallèle, parallèle double et série. Les caractéristiques de chaque type de montage étant similaires à celles obtenues en redressement non
commandé, nous ne ferons donc plus leur étude systématique. Par contre, on distinguera les
montages tout thyristors, qui ne contiennent que des redresseurs commandés, des montages
mixtes, qui comportent également des diodes, car, comme on le verra plus loin, il existe des
différences assez sensibles entre les deux types de montages redresseurs.
En ce qui concerne les notations utilisées, nous désignerons par α l'angle de retard à l'amorçage des thyristors, compté à partir du moment où une diode, placée au même endroit que le
thyristor, s'amorcerait ( certains auteurs parlent de "commutation naturelle" pour désigner cet
instant ). D'autre part, on affecte d'un indice "prime" les valeurs moyennes des tensions, ce qui
permettra de les distinguer des valeurs moyennes en redressement non commandé et de les exprimer en fonction de ces dernières. De même, on notera f's et f'p les facteurs de puissance et
on les exprimera en fonction des facteurs fs et fp correspondants.
2 Montages mixtes
2.1 Généralités
Ces dispositifs comportant des diodes et des thyristors, il existe diverses structures possibles, même pour un type donné de montage. Les résultats obtenus étant similaires, nous n'étudierons de façon systématique que le cas des montages parallèle double symétriques, constitués par l'association d'un montage parallèle à diodes et d'un montage parallèle à thyristors.
Dans ce qui suit, nous supposerons que c'est le montage à cathode commune qui est constitué
de thyristors ( Cf. figure 1 ), mais ceci n'est pas impératif, les résultats sont identiques avec un
dispositif comportant des thyristors à anode commune. Seuls des impératifs technologiques,
comme par exemple l'utilisation possible d'une commande de gâchette non isolée pour les
thyristors, peuvent faire préférer la première solution.
RE 34
L'étude de ces montages ( comme celle des montages tout thyristors ) commence, de même, par la détermination des intervalles
D'1
T1
e2
de conduction des semi-conducteurs. Le courant débité étant ininterrompu, les deux montages parallèle fonctionnent de façon
D'2
T2
indépendante. En particulier, les intervalles de conduction des
eq
u
diodes sont les mêmes qu'en redressement non commandé. En ce
D'q
Tq
qui concerne les thyristors, leur déblocage est retardé de l'angle
α. Comme leur blocage est consécutif au déblocage de l'élément
suivant, également retardé du même angle, les intervalles de configure 1
duction s'obtiennent simplement en décalant de l'angle α les intervalles de conduction qu'on aurait en redressement non commandé, c'est à dire, ici, ceux
qu'on aurait obtenus en appliquant la règle de fonctionnement des montages parallèle à cathode commune.
e1
Remarque 1: Cette méthode très rapide de recherche des intervalles de conduction ne s'applique qu'aux montages symétriques car il faut que tous les éléments d'un même montage parallèle soient identiques. Pour les montages dissymétriques, où ce n'est pas le cas, il faudra effectuer une étude plus détaillée du fonctionnement de chaque partie.
Remarque 2: Tout ce qui vient d'être dit reste valable pour les montages série, qui ne diffèrent
des montages parallèle double que par le type de couplage des tensions d'alimentations.
2.2 Etude du montage PD2
2.2.1 Allure des tensions et des courants
Posons comme habituellement e = E 2 sinθ.
Ainsi que nous l'avons dit au paragraphe précédent,
D'1 iD'1
T1 iT1 IC
up
e
les intervalles de conduction de D'1 et de D'2 sont invT1
changés, ceux de T1 et de T2 sont décalés de l'angle
u
D'2
T2
α. On obtient ensuite les allures des différentes grandeurs par des raisonnements analogues à ceux effectuées en redressement non commandé ( Cf. figure
figure 2
3 ). Signalons simplement que, comme les facteurs
de puissance au primaire et au secondaire sont égaux pour les montages PD, nous ne ferons
plus l'étude systématique au primaire pour ce type de montage.
ip
is
Remarque 1: Entre 0 et α ( de même qu'entre π et π + α, 2π et 2π + α, ... ), il y a conduction de
deux redresseurs d'une même branche du pont, ce qui entraîne l'annulation de la tension de
sortie. La charge ne recevant aucune énergie pendant ces instants, on appelle ce fonctionnement "phase de conduction en roue libre".
RE 35
u
vT1 ----
α
T2
T1
T2
D'1
−e
D'2
e
α
π
D'2
π +α
2π
θ
iT1
IC
iD'1
IC
θ
is
IC
θ
α
π
−IC
π +α
2π
θ
figure 3
figure 4
Remarque 2: En examinant l'allure de vT1,
on constate que la réapplication d'une tension positive sur les thyristors bloqués se
produit d'autant plus rapidement que α est
plus grand, ce qui peut entraîner des défauts
de blocage si l'angle de retard est très proche de π. Pour éviter d'avoir à limiter cet
angle, on modifie le montage, soit en ajoutant une diode supplémentaire dite "diode
de roue libre", qui assure la conduction pendant les phases de roue libre ( Cf. figure 4 ),
soit en permutant une diode et un thyristor
comme indiqué sur la figure 5. Dans les
deux cas, la d.d.p. aux bornes des thyristors
est maintenue inférieure à leur tension de
seuil pendant une demi-période quel que
soit α, ceci éliminant les possibilités de défaut de blocage. On peut cependant noter
que ces modifications dissymétrisent le
montage, ce qui entraîne que la méthode de
détermination des intervalles de conduction
décrite plus haut ne s'applique plus ici. Par
contre, l'étude montre que les allures de u et
de is restent les mêmes que pour le montage
symétrique.
figure 5
2.2.2 Calcul des grandeurs caractéristiques
2.2.2.1 Valeur moyenne de u
U'C =
1
π
∫
π
0
udθ =
1
π
π
∫α
E 2 sin θdθ =
π E 2
E 2
− cos θ] =
(1 + cos α)
[
α
π
π
E 2
U
est égal à C ( UC étant la valeur moyenne en redressement non
2
π
commandé ), on peut écrire le résultat sous la forme
En remarquant que
U'C = UC
(1 + cos α )
2
RE 36
2.2.2.2 Valeurs moyennes et efficaces des courants
a) Courant dans une diode et dans un thyristor
Les allures sont identiques au décalage près. On obtient immédiatement
I DC = I TC =
IC
2
I D = IT =
IC
2
b) Courant dans le transformateur
Comme pour tous les montages PD, il est à valeur moyenne nulle. Sa valeur efficace est
donnée par
I s2 =
1
2
2π
∫
π
0
i s2 dθ
1
=
π
π
∫α
I C2 dθ
I C2
= ( π − α ) , soit
π
α
Is = 1 − IC
π
2.2.2.3 Facteur de puissance
Notons f' la valeur commune du facteur de puissance au primaire et au secondaire. De
E 2
(1 + cos α ) I C
E 2
α
π
,
f' = P/S = U'CIC/EIs, avec U'C =
(1 + cos α ) et I s = 1 − I C , on tire f ' =
π
π
α
E 1 − IC
π
1 + cos α
soit
f'= f
α
2 1−
π
en notant f =
2 2
la valeur correspondante en redressement non commandé.
π
2.2.2.4 Remarque
On constate que, pour un débit IC donné, le courant efficace au secondaire du transformateur
diminue lorsque α augmente ( il en est d'ailleurs de même pour les courants dans les redresseurs du pont lorsque le montage est équipé d'une diode de roue libre ). On pourra tenir compte
de ceci pour dimensionner les éléments du montage si celui-ci n'est pas destiné à fonctionner à
"pleine ouverture". Par contre, si α peut varier entre 0 et π ( ce qui est généralement le cas ),
les composants seront calculés comme pour un redresseur non commandé.
2.3 Etude du montage PD3
2.3.1 Allure des tensions et des courants
Posons e1 = E 2 sinθ, e2 = E 2 sin(θ −
2π
4π
) et e3 = E 2 sin(θ −
). L'étude des intervalles
3
3
RE 37
is1
e1
D'1 iD'1
T1 iT1 IC
e2
D'2
vT1
T2
u
D'3
e3
T3
de conduction montre qu'il faut distinguer
deux cas, suivant que α est inférieur ou
supérieur à π/3. Nous avons donc
représenté sur les figures 7 et 7 bis les
allures correspondant à α = π/6 et à
α = 2π/3.
figure 6
u
vT1
T3
D'2
u32
α
T1
u12
u13
T2
D'3
u23
e1
π
6
π+ α π
6
2
u21
e2
T3
D'1
u31
u32
T1
D'2
u12
e3
5π + α
6
θ
iT1
IC
iD'1
IC
θ
is1
IC
θ
π+ α
−IC
6
5π + α
6
θ
figure 7: α = π/6
En comparant cette figure avec la suivante, on voit que le phénomène de roue libre n'apparaît que pour α supérieur à π/3. D'autre part, comme pour le montage PD2, le problème du défaut de blocage peut se poser aux valeurs élevées de α. Ici, seule la solution de la diode de roue
libre est possible. Là encore, la présence de cette diode ne modifie pas les allures de u et de is1.
RE 38
u
vT1
T2
D'2
u32
α
T3
T1
u12
u13
D'3
u23
e1
T2
u21
D'1
e2
π+ α
6
u31
T3
u32
D'2
u12
e3
π +π6
θ
iT1
IC
iD'1
IC
θ
is1
IC
θ
π+ α
6
−IC
π +π6
θ
figure 7 bis: α = 2π/3
2.3.2 Calcul des grandeurs caractéristiques
2.3.2.1 Valeur moyenne de u
Quel que soit α, la période de u est égale à 2π/3. Vu ce qui précède, il semble a priori qu'il
faille considérer deux cas. En réalité, il n'en est rien car, si on raisonne en termes d'association
de deux montages parallèle, on constate que π/3 n'est une valeur critique pour aucun des deux
montages ( pour le redresseur à diodes, c'est évident, pour celui à thyristors, on peut se référer
à l'étude faite ultérieurement pour le montage P3 ). Il suffit donc de faire le calcul dans le cas
le plus simple, soit α ≥ π/3, pour lequel on a u = u13 sur l'intervalle [π/6 + α;π + π/6] et u = 0
ensuite. Compte tenu de ceci, on a
U'C =
1
2π
3
∫
π
6
π
π+
π
2π 
3 6E  
2π   6

−
E 6 cos θ −  dθ =
sin
θ



+α
3
2 π  
3   π +α
π+
6
6
RE 39
U 'C =
soit
3 6E  π
π   3 6E

sin − sin α −   =
(1 + cos α)


2π  2
2
2π
d'où, en faisant apparaître UC =
3 6E
,
π
U'C = UC
1 + cos α
2
On retrouve la même expression que pour le montage PD2. Ceci est d'ailleurs une règle
générale. Pour tous les montages mixtes fonctionnant en courant ininterrompu, la valeur
1 + cos α
.
moyenne de la tension de sortie peut se mettre sous la forme U'C = UC
2
2.3.2.2 Valeurs moyennes et efficaces des courants
a) Courant dans une diode et dans un thyristor
I DC = I TC =
On a immédiatement
IC
3
I D = IT =
IC
3
b) Courant dans le transformateur
Il suffit, bien sûr, de déterminer sa valeur efficace. Ici, il faut considérer les deux cas possibles pour α car le raisonnement précédent, qui faisait intervenir le principe de superposition,
n'est pas valable dans le cas d'une élévation au carré ( fonction non linéaire par excellence! ).
Par contre, vu la symétrie des alternances, il suffit toujours d'intégrer sur une demi-période.
π
α≤ :
3
I s21
1
=
2
2π
π
α≥ :
3
I s21
1
=
2
2π
∫
5π
+α
6
I C2 dθ
π
+α
6
π+
π
=
1 2  5π
π

I C  + α −  + α 
6

π 6
1
∫ π α I dθ = π I
6
+
6 2
C
2
C π

+
π π

−  + α 

6 6
⇒
⇒
Is =
2
IC
3
α
Is = 1 − IC
π
2.3.2.3 Facteur de puissance
De f ' =
U 'C I C
3 6E
2
α
, avec U'C =
(1 + cos α) et I s = I C ou I s = 1 − I C suivant le cas, on
3
π
3EI s
2π
3 6E
3 6E
(1 + cos α) I C 3(1 + cos α)
(1 + cos α ) I C 3(1 + cos α )
2
π
2
π
ou f ' =
déduit f ' =
, soit
=
=
2π
2
α
α
3E I C
3E 1 − I C
6π 1 −
3
π
π
π
1 + cosα
α ≤ : f '= f
3
2
π
1 + cos α
α ≥ : f '= f
3
α
6 1−
π
avec f = 3/π, facteur de puissance correspondant en redressement non commandé.
RE 40
3 Montage tout thyristors
3.1 Etude du montage PD2
3.1.1 Allure des tensions et des courants
ip
is
up
e
T'1 iT'1
T1 iT1 IC
T'2
vT1
T2
u
figure 8
u
α
vT1 ---- T2T'1
T1T'2
3.1.2 Calcul des grandeurs caractéristiques
T2T'1
3.1.2.1 Valeur moyenne de u
−e
e
α
Comme pour le montage mixte, les intervalles de
conduction de T1 et de T2 sont décalés de α. Par
contre, du fait qu'ici, le montage à anode commune
est également constitué de thyristors, les intervalles
de conduction de ces redresseurs sont, de même,
décalés. Il s'ensuit que le fonctionnement en roue
libre ne peut plus exister et que les différentes
grandeurs ont l'allure représentée sur la figure 9.
π +α
θ
iT1
IC
U 'C =
iT'1
IC
θ
is
IC
θ
1
π
soit U'C =
α
−IC
Tous les intervalles de conduction étant
décalés de α, il suffit de reprendre l'intégrale utilisée dans le cas du redressement non
commandé et de rajouter cet angle aux intervalles d'intégration. On a donc
π +α
figure 9
θ
π +α
∫α
udθ =
1
π
π +α
∫α
E 2 sin θdθ
π +α E 2
E 2
− cos θ]
=
2 cos α
[
α
π
π
soit, finalement,
U 'C =
2 2E
cos α = UC cos α
π
toujours en faisant apparaître la valeur moyenne en redressement non commandé.
3.1.2.2 Valeurs moyennes et efficaces des courants
On peut remarquer que les allures des courants sont identiques, au décalage de α près, à
celles obtenues en redressement non commandé. Ceci, qui est valable quel que soit le montage
tout thyristors, nous permet d'écrire directement les résultats.
RE 41
I TC =
IC
2
IT =
IC
2
Is = IC
3.1.2.3 Facteur de puissance
L'expression de U'C montre que, pour α supérieur à π/2, la puissance P = U'CIC change de signe, le montage redresseur fournissant alors de l'énergie au réseau au lieu d'en recevoir ( nous
reviendrons plus loin sur ce point ). Le facteur de puissance étant, a priori, défini pour un récepteur, nous le calculerons ici par f' = P/S pour éviter d'avoir à distinguer les deux cas.
2 2E
cos αI C
π
2 2E
2 2
f' = U'CIC/EIs, avec U'C =
cos α et Is = IC entraîne f ' =
=
cos α ,
EI C
π
π
f ' = f cos α
soit
en rappelant que f désigne le facteur de puissance en redressement non commandé.
3.2 Etude du montage P3
3.2.1 Allure des tensions et des courants
is1 T1 iT1
ip1
e1
IC
vT1
T2
u
e2
T3
e3
figure 10
Le tracé des trois tensions e1 = E 2 sinθ,
e2 = E 2 sin(θ − 2π/3), e3 = E 2 sin(θ − 4π/3)
permet de déterminer les intervalles de conduction des thyristors. On en déduit ensuite
l'allure des différentes grandeurs ( Cf. figure
11 ) en rappelant que, comme en redressement non commandé, on a ip1 = n(is1 − IC/3).
De même, on note U la valeur efficace de la
tension aux bornes d'un enroulement primaire
3.2.2 Calcul des grandeurs caractéristiques
3.2.2.1 Valeur moyenne de u
Comme précédemment, on écrit immédiatement
1
U 'C =
2π
3
5π
+α
6
∫π α
6
+
5π
+α
3E 2
3E 2 
 5π

π

E 2 sin θdθ =
− cos θ] π6 =
− cos + α + cos + α 
[

 6

6

+α
2π
2π 
6
ce qui donne, après regroupement des termes en cosinus,
U 'C =
3 6E
cos α = UC cos α
2π
RE 42
La relation finale est analogue à celle obtenue dans le cas du montage PD2. En fait, on
constate que, quel que soit le montage tout thyristors fonctionnant en courant ininterrompu, on
a U'C = UCcosα ( de même qu'on avait U'C = UC(1 + cosα)/2 pour les montages mixtes ).
α
u
vT1
T3
u12
T1
T2
T3
u13
e1
π+ α
6
e2
e3
5π + α
6
θ
iT1
IC
ip1
2nIC
3
θ
− nIC
3
θ
figure 11
3.2.2.2 Valeurs moyennes et efficaces des courants
Les expressions sont les mêmes qu'en redressement non commandé.
I TC =
a) Courant dans un thyristor
b) Courant dans le transformateur
I sC =
IC
3
IC
3
Is =
IT =
IC
3
IC
3
Ip =
2 nI C
3
3.2.2.3 Facteurs de puissance
3 6E
cos αI C
2π
U 'C I C
3
18
cosα = fs cosα
Au secondaire f 's =
=
=
cos α ,soit f 's =
IC
3EI s
2π
2
π
3E
3
RE 43
3 6E
cos αI C
2π
U 'C I C
3 6
Au primaire f 'p =
=
=
cos α , soit
3UI p
E
2I C
2π 2
3 n
n
3
f 'p =
3 3
cosα = fp cosα
2π
3.3 Etude du montage PD3
3.3.1 Allure des tensions et des courants
is1
T'1 iT'1
T1 iT1 IC
e1
vT1
T2
T'2
e2
u
T'3
e3
T3
De même, on déduit les intervalles de
conduction des thyristors des tracés de
e1 = E 2 sinθ, e2 = E 2 sin(θ − 2π/3) et
e3 = E 2 sin(θ − 4π/3). Les allures des
courants et des tensions s'obtiennent ensuite par les raisonnements habituels ( Cf.
figure 13 ).
figure 12
u
vT1
T3
T'1
u32
α
u12
T1
T'2
u13
u23
e1
π+ α
6
iT1
iT'1
T2
T'3
u21
e2
π+ α
T3
u31
T'1
u32
T1
T'2
u12
e3
θ
2
IC
θ
is1
IC
θ
−IC
figure 13
RE 44
3.3.2 Calcul des grandeurs caractéristiques
3.3.2.1 Valeur moyenne de u
1
De même U'C =
π
3
∫
π
π
+α
3E 6
3E 6   π

 π

6
6
E
cos
d
=
sin
=
sin + α − sin − + α 
θ
θ
θ
[
]
π
π


 6

− +α
− +α
π
π  6
6
6
6
+α
U'C =
ce qui donne, après regroupement des termes en sinus,
3 6E
cos α = UC cos α
π
3.3.2.2 Valeurs moyennes et efficaces des courants
Les expressions sont les mêmes qu'en redressement non commandé.
a) Courant dans un thyristor
b) Courant dans le transformateur
IC
3
IT =
Is =
2
IC
3
I TC =
IC
3
3.3.2.3 Facteur de puissance
3 6E
cos αI C
π
U 'C I C
3 6E
2
, soit
De f ' =
, avec U'C =
cos α et I s =
I C , on tire f ' =
3EI s
3
π
2
3E I C
3
3
f '= cosα = f cosα
π
Remarque: Le fait d'obtenir systématiquement f' = fcosαprovient, en particulier, de ce que
les courants gardent la même forme qu'en redressement non commandé. La puissance apparente S reste donc la même et dans l'expression de f', on peut faire apparaître le terme constant
UCIC/S, qui est par définition le facteur de puissance du montage à diodes correspondant.
3.4 Réversibilité des montages tout thyristors
3.4.1 Généralités − Fonctionnement en redresseur et en onduleur
Nous avons déjà signalé que, pour α supérieur à π/2, U'C pouvait devenir négatif. Avant
d'envisager ce cas, revenons quelques instants sur le fonctionnement pour α inférieur à π/2.
Tant que la condition α < π/2 reste vérifiée, la puissance U'CIC fournie par le montage redresseur est positive. Celui-ci fonctionne donc en générateur. En fait le redresseur ne sert que
RE 45
d'intermédiaire, c'est en réalité le réseau d'alimentation qui fournit la puissance absorbée par
la charge. On peut résumer ce fonctionnement par le schéma de la figure 14, sur lequel figurent la polarité réelle de la "tension continue" U'C et le sens du transfert de puissance.
Réseau
+ IC
P
Charge
P
[GENERATEUR]
[REDRESSEUR]
[RECEPTEUR]
− IC
figure 14: α < π/2 marche en redresseur
Pour α supérieur à π/2, U'C devient négatif. Les thyristors imposant le sens du courant, IC
reste positif ce qui entraîne que la puissance U'CIC est négative et que le montage redresseur
fonctionne en récepteur. Mais, là encore, il ne sert que d'intermédiaire et transfère sur le réseau
la puissance reçue. Cette puissance ne pouvant provenir que du circuit de charge, celui-ci
devra pouvoir fonctionner en générateur, donc répondre à certaines conditions sur lesquelles
nous reviendrons. Ces conditions étant supposées vérifiées, on peut résumer ce fonctionnement par le schéma de la figure 15.
Réseau
[RECEPTEUR]
− IC
P
Charge
P
[ONDULEUR]
[GENERATEUR]
+ IC
figure 15: α > π/2 marche en onduleur non autonome
Remarques sur le fonctionnement en onduleur
− Le réseau n'étant pas uniquement connecté au montage redresseur, la puissance restituée
vient en déduction de celle qu'il doit fournir aux autres charges ( la puissance globale fournie étant toujours très supérieure à celle récupérée ). Toutes proportions gardées, ce fonctionnement est donc équivalent à la mise en service d'un alternateur supplémentaire.
− En fournissant une puissance "continue" à une charge alternative, le montage se comporte
bien en onduleur, mais contrairement à certains montages que nous verrons plus loin, il
n'élabore pas les signaux alternatifs. La conversion ne peut donc se faire qu'en présence d'un
réseau adéquat qui fournit les signaux ( ainsi d'ailleurs que les tensions de blocage des thyristors ). C'est pourquoi on parle de marche en onduleur non autonome ( ou "assisté" ).
− Le fonctionnement étant lié au fait que la tension moyenne de sortie puisse devenir négative, les montages mixtes, pour lesquels U'C reste positif quel que soit α, ne peuvent en aucun
cas fonctionner en onduleur.
3.4.2 Conditions de fonctionnement − Problèmes spécifiques
Pour illustrer nos propos, nous supposerons que le montage est de type PD2, mais ce qui va
être dit est évidemment valable quel que soit le montage tout thyristors.
RE 46
La condition primordiale pour que le fonctionnement en onduleur soit possible est que le
dipôle placé entre les bornes de sortie puisse se comporter comme un générateur avec le sens
du courant imposé par les thyristors. Ce dipôle doit donc être actif ( un débit sur un simple
circuit RL ne pourrait pas donner lieu au fonctionnement en onduleur ). Dans la pratique, il
comporte une f.é.m. branchée comme indiqué sur la figure 16,
T'1
T1
L
où L matérialise l'inductance du circuit de charge ( ou l'induce
tance de lissage additionnelle ). On peut noter que l'hypothèse
vT1
R
T'2
T2
du courant strictement constant utilisé pour l'étude n'est pas
u
indispensable, il n'est même pas obligatoire que ce courant
E'
soit ininterrompu ( c'est, cependant, en général le cas lors du
figure 16
fonctionnement en onduleur ).
La résistance interne globale R du montage étant toujours très faible, il peut apparaître, a
priori, d'importances surintensités en cas de variations brusques de E' ou de la tension d'alimentation. Pour éviter cela, les montages sont équipés d'un dispositif de contrôle agissant sur
l'angle de retard à l'amorçage des thyristors pour que la valeur moyenne du courant débité reste
inférieure à une valeur ICM fixée ( dans un certain nombre d'applications, d'ailleurs, le dispositif fonctionne en permanence en limitation d'intensité ).
u
vT1 ----
α
T2T'1
T1T'2
T2T'1
−e
e
θ
figure 17
Nous avons représenté ci-contre les allures de
u et de vT1 correspondant à un fonctionnement en
onduleur. On retrouve le fait, déjà signalé précédemment, que la durée d'application de la tension
négative sur les thyristors devient très faible lorsque α se rapproche de π. Comme, ici, il n'est pas
question d'utiliser une diode de roue libre, il faut
limiter α à une valeur maximale αM. La différence π − αM, appelée "butée onduleur" est généralement prise égale à 30°.
Signalons, pour terminer, qu'en dehors de la cause générale de défaut de blocage rappelée
ci-dessus, il en existe deux autres, spécifiques au fonctionnement en onduleur et qui sont:
− Un non-amorçage du thyristor suivant à cause, par exemple, d'un fonctionnement incorrect
de la commande.
− Une coupure, momentanée ou définitive, du réseau d'alimentation.
Dans tous les cas, il en résulte une modification de l'allure de u qui entraîne l'apparition d'une
surintensité contre laquelle le circuit de contrôle du courant ne peut pas réagir. En effet, ce circuit ne peut que modifier les instants d'amorçage des thyristors bloqués et est incapable d'agir
sur les thyristors passant. La seule protection possible contre ce type de défaut est donc l'emploi de dispositifs à ouverture rapide ( disjoncteur ou fusible ).
RE 47
3.4.3 Applications
La plupart se situent dans le domaine de la variation de vitesse, que nous étudierons plus
loin. Nous citerons donc simplement ici une application particulière, l'utilisation dans le transport de l'énergie électrique sous forme continue. Celui-ci présente les avantages suivants:
− possibilité de raccorder des réseaux de fréquences différentes
− disparition des effets capacitifs et inductifs ( parasites électromagnétiques, effet de peau ... )
− tension d'isolement plus faible.
Bien évidemment, ce mode de transport d'énergie présente aussi quelques inconvénients ( coût
de l'installation, pertes supplémentaire dans les redresseurs, ... ). Ceci limite actuellement son
emploi, soit à des lignes transportant une puissance importante à longue distance, soit à celles
imposant des contraintes particulières ( liaison continent-île, par exemple ).
i
Réseau 1
Réseau 2
14243
14243
P1
P2
figure 18
On a représenté ci-contre le schéma
de principe d'un système réversible ( si
la réversibilité n'était pas utile, le pont
alimenté par le réseau générateur serait
simplement constitué de diodes ). Pour
transférer de la puissance du réseau 1 au
réseau 2, P1 fonctionne en redresseur et
P2 en onduleur. Réciproquement, P1
fonctionne en onduleur et P2 en redresseur pour le transfert inverse.
4 Groupement des redresseurs commandés
4.1 Généralités
Comme pour les montages à diodes, on peut envisager le groupement en série ou en parallèle. Les montages pouvant, de plus, être, soit tout thyristors, soit mixtes, ceci conduit à un grand
nombre de réalisations possibles. Dans tous les cas, le but recherché est, principalement, d'améliorer le comportement du dispositif vis à vis du réseau et, accessoirement, d'agir sur la période et l'amplitude de l'ondulation de la tension de sortie. Deux exemples types de réalisations
sont constitués, d'une part, par l'équivalent à thyristors du groupement PD3 + S3 à diodes ( Cf.
paragraphe 5.1 du redressement non commandé ), d'autre part, par la mise en série de deux
ponts mixtes, dont nous dirons quelques mots.
Une autre possibilité, que nous évoquerons également, consiste à grouper en anti-parallèle
deux montages tout thyristors. Ceci permet d'obtenir un système entièrement réversible, aussi
bien du point de vue de la tension que de celui du courant.
RE 48
4.2 Etude d'un cas particulier de groupement série
is1
ip
N2
N1
e
T'11
T11
IC
D'1
D12
u1
T'21
T21
u
D'2
D22
u2
is2
N2
e
figure 19
L'association est réalisée conformément au schéma de la
figure 19 et est utilisée entre autres dans le cadre de la traction électrique. Le but est, par rapport à un montage mixte
simple, de diminuer la valeur efficace du courant fourni par
le réseau d'alimentation lorsque les thyristors ne fonctionnent pas à pleine ouverture. Pour en décrire sommairement
le fonctionnement, on note, comme habituellement, n le
rapport N2/N1, E la valeur efficace de la tension e, Ip la
valeur efficace de ip et UC le maximum que peut prendre la
valeur moyenne U'C de la tension u, en notant que, comme
il y a deux ponts en série, on a UC = 2⋅2 2 E/π = 4 2 E/π ).
La stratégie de commande utilisée consiste à prendre comme référence la valeur moyenne
de la tension de sortie et de mettre en oeuvre deux modes de fonctionnement différents suivant
que U'C est inférieur ou supérieur à UC/2.
a) 0 ≤ U'C ≤ UC/2
Les thyristors T'21 et T21 sont bloqués en permanence ( le pont correspondant ne s'oppose cependant pas au passage du courant, car IC peut se refermer à travers D'22 et D22, qui font office
de diodes de roue libre ). Le réglage de la tension moyenne se fait en agissant sur l'angle de retard à l'amorçage, noté α1, des thyristors T'11 et T11. Les grandeurs u2 et is2 étant nulles, tout se
passe comme si on avait un seul pont mixte, ce qui, compte tenu de la définition de UC, donne
UC

U'C = 4 (1 + cos α1 )
en particulier,

 I = 1 − α1 nI
C
 p
π
b) UC/2 ≤ U'C ≤ UC
Les thyristors T'11 et T12 sont commandés en permanence à pleine ouverture ( α1 = 0 ). Le
réglage de la tension moyenne se fait en agissant sur l'angle correspondant α2 pour les thyristors T'21 et T21. Tout se passant maintenant comme si on avait un pont à diodes en série avec un
pont mixte, on déduit de U'C = U'1C+ U'2C, avec U'1C = 2 2 E/π, que
ip
2nIC
nIC
−nIC
−2nIC
2 2E
2E
2E
+
(1 + cos α 2 ) =
(3 + cos α 2 )
π
π
π
U 'C =
α2
π
Pour la même raison, le courant ip présente l'allure ciθ contre. Sa valeur efficace se calcule par
I p2
figure 20
1
= 
π
∫
α2
0
( nIC )
2
dθ +
π
∫α (2nI
2
C
)
2
 ( nI C )
dθ  =
(4π − 3α 2 )
π

2
RE 49
UC

U
'
=
(3 + cos α 2 )
C

4

 I = 4 − 3α 2 nI
C
 p
π
Au total, on a donc
Ip
2nIC
Pont mixte
seul
nIC
Groupement
série
UC/2
figure 21
UC U'C
Nous avons représenté sur la figure 21
l'évolution de Ip en fonction de U'C pour une
valeur donnée de IC, en faisant apparaître en
regard celle que l'on aurait pour un pont
mixte seul. Ces courbes montrent bien
l'intérêt du groupement si le système est
amené fréquemment à fonctionner à des
valeurs de U'C nettement inférieures à la
valeur maximale possible ( ce qui effectivement le cas pour la traction électrique ).
4.3 Groupement en antiparallèle des montages tout thyristors
Cette association, destinée, comme dit en introduction, à créer un système totalement réversible, se fait conformément au schéma de principe de la figure 22. Ceci permet le fonctionnement dans les quatre quadrants indiqué sur la figure 23, qui met en évidence le redresseur
échangeant de la puissance avec la charge et son rôle en fonction du signe des valeurs moyennes IC de i et U'C de u.
P1
Réseau
i
u1 u
2
P2
u2
Réseau
U'C
P2 onduleur
1
P1 redresseur
P2 redresseur P1 onduleur
3
figure 22
IC
4
figure 23
Suivant le mode de commande des thyristors de chaque redresseur, on distingue deux types
de montages:
a) Montage avec courant de circulation
Chacun des deux redresseurs conduit en permanence. Les tensions à leurs bornes n'étant pas
égales en valeur instantanée, la mise en antiparallèle doit, comme pour le groupement de redresseurs en parallèle, s'effectuer par l'intermédiaire de bobines interphases qui absorbent les
différences de potentiel entre les deux ponts. A titre d'exemple, on a représenté sur la figure 24
un schéma de branchement possible pour deux montages PD3.
RE 50
Signalons que la conduction simultanée des deux redresseurs impose que
les valeurs moyennes de u1 et de u2
sont opposées. Comme, quels que
soient les montages considérés, ces
dernières sont toujours de la forme
UCcosα1 et UCcosα2, en notant α1 et α2
les angles de retard à l'amorçage de
chaque groupe de thyristors, ceci
entraîne que l'on devra systématiquement avoir α1 = π − α2.
i
u1
u
u2
Réseau
figure 24
L'avantage de ce type de montage est que, comme les deux redresseurs conduisent en permanence, le passage d'un quadrant à l'autre se fait de façon continue, donc sans temps mort.
De ce fait, ce procédé est surtout utilisé lorsqu'on veut une inversion rapide du courant.
b) Montage sans courant de circulation
Seul le redresseur actif conduit, ce qui évite l'adjonction d'inductances supplémentaires. Par
contre, le passage d'un quadrant à un autre s'accompagne d'un temps mort, dû à la nécessité
d'attendre l'extinction du courant dans la charge ( donc le blocage effectif des thyristors ) avant
d'envoyer les impulsions de déblocage sur les thyristors de l'autre montage. Ce système est
donc un peu moins rapide en ce qui concerne l'inversion du courant.
5 Utilisation des redresseurs commandés − Problèmes posés par les systèmes réels
5.1 Dimensionnement de l'inductance de lissage
L'ondulation de la tension issue du redresseur pouvant devenir très élevée, on n'exige généralement pas un facteur de forme donné pour le courant, on se contente d'imposer que la self
de lissage assure un fonctionnement en courant ininterrompu pour tout débit supérieur à un
débit minimum que l'on caractérise par sa valeur moyenne IC0. Pour faire les calculs, on se
place donc dans le cas critique où le montage fournit le courant minimum et fonctionne, de ce
fait, à la limite du courant ininterrompu. Le courant débité présentant alors une ondulation très
importante, non sinusoïdale de surcroît, la méthode du premier harmonique n'est plus applicable et la détermination devient nettement plus ardue. Nous n'insisterons donc pas davantage
sur ce calcul, nous contentant de donner les résultats pour les montages les plus usuels.
Lω0
PD2
mixte
U
0,57 C
I C0
PD2
tout thyristors
UC
I C0
P3
0,40
UC
I C0
PD3
mixte
U
0,24 C
I C0
PD3
tout thyristors
U
0,093 C
I C0
RE 51
Les résultats étant donnés en fonction de la grandeur usuelle UC, on constate en particulier
qu'à l'inverse du monophasé, le filtrage en triphasé est plus facile avec un pont tout thyristor
qu'avec un pont mixte. La raison en est que l'ondulation de la tension de sortie du montage
PD3 mixte est de 3f0 ( f0, fréquence du réseau ), alors que celle du pont tout thyristor est de 6f0.
5.2 Choix et couplage du transformateur − Dimensionnement des redresseurs
Pour l'essentiel, on se reportera à l'étude correspondante faite en redressement non commandé. On peut simplement rappeler que, dans le cas des montages mixtes, les courants dans les
redresseurs et dans le transformateur dépendent de l'angle de retard à l'amorçage. Si la plage de
variation de celui-ci est limitée, on dimensionnera les éléments pour la valeur minimale que
peut prendre α. Dans le cas contraire ( et systématiquement pour les montages tout thyristors ),
tous les éléments seront calculés comme en redressement non commandé.
5.3 Chutes de tension − Rendement
Comme précédemment, on distingue la chute de tension due au seuil des redresseurs, qui ne
dépend, ni du courant débité, ni de l'angle de retard à l'amorçage, des chutes résistive et inductive. Ces dernières sont indépendantes de α pour les montages tout thyristors, mais décroissent
avec l'angle de retard à l'amorçage pour les montages mixtes. Globalement, la caractéristique
en charge U'C1 = f(IC) pourra donc se mettre sous la forme
U'C1 = UC − nV0 − K I C
avec nV0, chute de tension due aux seuils, et K, coefficient indépendant de IC, mais pouvant
dépendre de α, qui englobe les chutes résistive et inductive.
Le rendement se calcule comme habituellement par la relation η =
P
, compte tenu
P + ∑ pertes
du fait que P dépend de α. A même courant débité, les pertes sont constantes pour les montages tout thyristors ( les différents courants efficaces ne dépendent pas de l'angle de retard à
l'amorçage ), alors qu'elles décroissent ( mais moins vite que P ) pour un montage mixte. Au
total, quel que soit le montage, le rendement diminue avec P, mais, dans les mêmes conditions
de puissance fournie à la charge, le rendement du montage mixte est meilleur que celui du
montage tout thyristors. Signalons d'autre part qu'en fonctionnement onduleur, P désigne la
puissance fournie par le circuit de charge.
5.4 Comportement vis à vis du réseau d'alimentation
5.4.1 Harmoniques du courant de ligne
Pour les montages tout thyristors, l'allure du courant en ligne est identique, au décalage de α
près, à celui obtenu en redressement non commandé. On se reportera donc à la discussion faite
RE 52
dans le paragraphe correspondant.
Pour les montages mixtes, l'allure du courant dépend, en plus, de l'angle de retard à l'amorçage. L'amplitude de ses harmoniques évoluera donc également avec α. A titre d'exemple,
nous avons regroupé ci-dessous les résultats correspondants aux montages PD2 et PD3, en
faisant figurer en regard ceux correspondants aux montages tout thyristors ( N.B.: le terme I1,
qui sert de référence, correspond au fondamental obtenu en redressement non commandé ).
harmonique
mixte
PD2
PD3
1
 α
I1 cos 
 2
2
3
4
5
0
I1
 3α 
cos 
 2
3
0
I1
 5α 
cos 
 2
5
tout
thyristors
I1
0
I1
3
0
I1
5
mixte
 α
I1 cos 
 2
I1
sinα
2
0
I1
sin(2α )
4
I1
 5α 
cos 
 2
5
tout
thyristors
I1
0
0
0
I1
5
5.4.2 Puissance réactive
Dans ce qui suit, on admet que le courant dans la charge est parfaitement lissé. On note i le
courant en ligne, v la tension simple correspondante ( ou la tension d'alimentation dans le cas
du monophasé ), i1 le fondamental de i, I'1 sa valeur efficace et ϕ1 le déphasage entre i1 et v.
v
i
i1
Montage tout thyristor
α
v
i
i1
θ
Montage mixte
αα
θ
2
figure 25
Pour déterminer la puissance réactive, il
faut a priori connaître I'1 et ϕ1. On peut cependant se passer du calcul de I'1 en utilisant le fait que Q peut aussi s'obtenir par
Ptanϕ1. Comme P = U'CIC, il suffit donc de
déterminer ϕ1. Vu l'hypothèse faite sur la
forme du courant dans la charge, i présente
une allure rectangulaire et le fondamental
est "centré" sur ce courant ( Cf. figure 25 ).
Ceci permet de déterminer ϕ1, puis de calculer Q, compte tenu des expressions de la
puissance active P.
a) Montages tout thyristors
ϕ1 = α
⇒ Q = UCIC cosαtanα

α
cos
=
P
U
I
C C

soit, finalement,
Q = UCI C sinα
RE 53
b) Montages mixtes
α

ϕ
=
1

1 + cos α  α 
2
⇒ Q = U CI C
tan  soit, finalement,

 2
α
cos
1
+
2


P = UCI C 



2 
Q
UCIC
UCIC
2
montage tout thyristor
montage mixte
figure 26
UCIC P
Q=
U CI C
sinα
2
A titre de comparaison, on peut tracer les caractéristiques Q = f(P) pour une valeur donnée de IC. Vu les expressions en fonction de α de ces grandeurs, les courbes sont des arcs de cercle, comme indiqué ci-contre,
où on s'est limité, pour les montages tout thyristors, au
cas du fonctionnement en redresseur ( pour le fonctionnement complet, on obtient un demi-cercle de rayon
UCIC centré sur l'axe vertical, du moins si on ne tient
pas compte de la butée onduleur ). On en déduit que, du
point de vue de la consommation de puissance réactive,
le montage mixte est, de loin, préférable.
5.4.3 Facteur de puissance
Les expressions de f' ont été données au fur et à mesure pour les différents montages. On se
contentera donc de signaler que, exception faite du montage PD3 mixte pour α < π/3, pour un
couple de valeurs U'C et IC donné, le facteur de puissance des montages mixtes est toujours supérieur à celui des montages tout thyristors. Ceci est dû au fait que pour un débit fixé, la valeur
efficace du courant fourni par le réseau d'alimentation est plus faible dans le premier cas. Si,
de plus, on impose la même valeur de U'C, la puissance de sortie est identique et f' = P/S est
forcément plus proche de l'unité pour les montages mixtes.
5.5 Conclusion − Critère de choix
Le choix d'un redresseur commandé est, a priori, un peu plus complexe que celui d'un
redresseur non commandé. En effet, d'une part, il faut opter pour une structure ( parallèle,
parallèle double, série, voire groupement de redresseurs ), d'autre part, une fois la structure
retenue, il reste à choisir entre le montage mixte et celui tout thyristors.
En ce qui concerne la structure, il suffit de se reporter à la discussion faite en redressement
non commandé. Pour ce qui est de l'alternative montage mixte ou montage tout thyristors, on
peut dire d'entrée que, si le système doit être réversible, le problème est résolu car seul le deuxième répond à cette condition. Dans le cas contraire, on peut distinguer deux cas:
a) Redresseurs alimentés en monophasé: L'étude des différents paramètres ( harmoniques,
puissance réactive, facteur de puissance ) a montré que le montage mixte donnait systématiquement de meilleurs résultats. C'est donc ce dernier que l'on retiendra.
RE 54
b) Redresseurs alimentés en triphasé: Le choix est moins évident, car certains paramètres
sont meilleurs pour le montage mixte, d'autres le sont pour le montage tout thyristors. En principe, aux faibles et moyennes puissances, on opte pour le montage mixte, moins coûteux et
plus facile à commander. Aux puissances élevées, où le problème le plus important est celui
des harmoniques du courant en ligne, on utilise le montage tout thyristors, bien que la réversibilité ne soit pas exigée. Notons également que, comme ce dernier est plus intéressant en ce
qui concerne le filtrage du courant de sortie ( Cf. discussion du paragraphe 5.1 ), il arrive très
souvent qu'on l'emploie à la place du montage mixte dans le cas des puissances moyennes.
5.6 Remarque au sujet de la commande des thyristors
5.6.1 Commande brève − Commande longue
Le fonctionnement interne du thyristor fait que celui-ci peut être amorcé par des signaux de
gâchette de très courte durée. La commande d'un certain nombre de montages se fait donc par
une impulsion unique, dont la durée ne dépasse habituellement pas une centaine de microsecondes. L'inconvénient de ce mode de commande est que, si le thyristor n'est pas encore polarisé positivement au moment où arrive l'impulsion ( ce qui peut se produire par exemple en
régime transitoire dans un variateur de vitesse ), l'amorçage ne peut pas se produire. Pendant
une ou plusieurs alternances du réseau, le
vGK
Commande
brève
es
redresseur restera donc bloqué et on assistera à une anomalie de fonctionnement. Lorsα
θ que ce défaut est susceptible de se produire,
on utilise, à la place de la commande brève,
une commande longue qui consiste, soit à
vGK
Commande longue
es
alimenter la gâchette jusqu'à la fin de la
demi-alternance, soit à répéter les impulα
θ sions ( Cf. figure 27 ). Dans ce cas, la commande sera encore présente au moment où
vGK
le thyristor peut redevenir passant, ce qui
Commande par train
es
d'impulsions
élimine le problème signalé précédemment.
Il faut cependant noter que, dans ce cas, l'aα
θ
morçage est régi par des conditions internes
de fonctionnement et ne dépend plus forfigure 27
mellement de la commande.
Remarque: Sur la figure 27, es désigne la tension de synchronisation du dispositif électronique
fournissant les signaux de commande. Pour que α puisse être réglé entre 0 et 180°, il faut que
le passage par zéro de es coïncide avec celui de la tension aux bornes du thyristor bloqué. Etant
donné que les problèmes en courant interrompu peuvent être résolus comme indiqué ci-dessus,
on se contente de réaliser cette condition en courant ininterrompu, en imposant que es soit
l'image de la tension d'alimentation en monophasé, et celle de la tension composée adéquate en
RE 55
triphasé ( ou de la tension simple, si on veut obtenir automatiquement une butée onduleur de
30° − mais, dans ce cas, le début de la caractéristique de réglage du dispositif de commande
doit être neutralisé, pour éviter d'envoyer des impulsions sur un thyristor polarisé négativement ).
5.6.2 Commande des montages triphasés tout thyristors
L'utilisation des circuits habituels de commande brève conduirait à une répartition temporelle des signaux de commande comme indiqué ci-dessous.
α e1
T'1
T1
T'2
T2
vGT1
vGT'1
T'3
T3
vGT2
vGT'2
e2
e3
e1
θ
π/3
θ
θ
vGT3
vGT'3
figure 28
θ
A cause de cette répartition, la mise en conduction du pont est impossible. En effet, celle-ci
suppose que deux thyristors soient amorcés simultanément ( par exemple T1 et T'3 ), donc qu'il
y ait coïncidence d'arrivée des impulsions de commande, ce qui n'est pas le cas ici. Pour y
remédier, deux solutions sont possibles:
− Utilisation d'une impulsion de confirmation
Chaque thyristor reçoit une première impulsion, normalement retardée de α, suivie d'une
deuxième, retardée de α + π/3, qui coïncide donc avec la première impulsion de commande du
thyristor de l'autre montage parallèle ( Cf. schévGT1
Impulsion de confirmation
ma partiel ci-contre ). Ce procédé est répété pour
α α + π/3
θ
vGT'3
tous les thyristors, car, lors d'un fonctionnement
en courant interrompu ( cas qui est loin d'être
θ
vGT2
exceptionnel ), le problème se repose à chaque
θ nouvel amorçage d'un thyristor.
figure 29
− Elargissement des signaux de commande
Leur largeur est rendue supérieure à π/3. Le circuit de gâchette du premier thyristor est donc
encore alimenté quand on commande le thyristor de l'autre montage parallèle, ce qui rend
effectivement possible la mise en conduction du pont.