mada

ETUDE ET COMMANDE DE GÉNÉRATRICES ASYNCHRONES
POUR L' UTILISATION DE L' ÉNERGIE ÉOLIENNE
- Machine asynchrone à cage autonome
- Machine asynchrone à double alimentation reliée au réseau
Directeur de Thèse : René LE DOEUFF
Encadrant : Mohamed MACHMOUM
1
PLAN DE L’ETUDE
1ère PARTIE : Généralités sur les systèmes éoliens
Présentation du système éolien global
Problèmes posés par une chaîne de conversion éolienne
Solutions électrotechniques
2ème PARTIE : Machine asynchrone auto-excitée autonome
Performances en régime équilibré et déséquilibré
Limites de fonctionnement
3ème PARTIE : Simulateur analogie de turbine éolienne
Modélisation du vent et de la turbine
Commande d’une MCC
4ème PARTIE : Etude et commande de la MADA en génératrice
Topologie des machines à double alimentation
Modélisation de la machine en vue de la commande
Synthèse des régulateurs
Résultats et association avec le simulateur de turbine
2
Energie éolienne, qualité et développement :
12
12
Programme EOLE 2005, lancé
par l’ADEME en 1996 :
10
8
Objectif 0,5 GW en France d’ici
2005
6
4,15
4
2,9
2
0,15
0
Allemagne
Espagne
Danemark
France
Energie propre sans rejet atmosphérique
Géographiquement diffuse
Source d’énergie (vent) généralement plus importante en hiver
Captage et conversion de l’énergie complexe
Matériaux coûteux
Source d’énergie (vent) aléatoire
3
1ère PARTIE : Généralités sur les systèmes éoliens
Puissance installée en GW en Europe fin
2002 :
Conversion de l’énergie
2 R
1
2 3
Pm  C p ( )  R V1 ; avec  
2
KV1
8000
0.6
0.59
Cp
0.58
0.57
0.56
0.55
0.54
13 m/s
7000
6000
12 m/s
5000
11 m/s
4000
3000
10 m/s
2000
0.53
9 m/s
1000
0.52
0.51
0.5
0
14 m/s
9000
Puissance mécanique (Watts)
Cp
Exemple d’évolution du
coefficient de puissance
0.1
0.2
0.3
0.4
0.5
0.6

0
8 m/s
0
200
400
600
800 1000 1200 1400 1600
Vitesse de rotation du générateur (tr/min)
1800
2000
Vitesse fixe
Vitesse variable
4
1ère PARTIE : Généralités sur les systèmes éoliens
Puissance disponible sur l’arbre de la génératrice :
Système "stall"
Vres
Fonctionnement de
l'éolienne à Cp max. quelle
que soit la vitesse du vent :
Cp=Cpmax pour = opt
Vres
 opt 
Système " pitch"
Section de
pale
opt
R
.v ( zone II )
opt
max
I
III
II

Sens de
déplacement
V
min
Vvent
Vmin
Vmax
5
1ère PARTIE : Généralités sur les systèmes éoliens
Systèmes de régulation de vitesse et
production optimale d’énergie
Conversion électromécanique
SENS DU TRANSFERT D’ENERGIE
MULTIPLICATEUR
MAS
RESEAU
f
ENERGIE
REDRESSEUR
MAS à cage
directement reliée
au réseau
ONDULEUR
+
RESEAU
MULTIPLICATEUR
MAS
f
-
MAS à cage
reliée au
réseau par
redresseuronduleur
RESEAU
f
REDRESSEUR COMMANDE
ENERGIE
MULTIPLICATEUR
+
MADA
ONDULEUR
Machine asynchrone
à double alimentation
structure de Scherbius
ENERGIE
6
1ère PARTIE : Généralités sur les systèmes éoliens
machine asynchrone
Conversion électromécanique
1ère PARTIE : Généralités sur les systèmes éoliens
machines à structures spéciales
MS discoïde
modulaire à
champ axial
Machine à
réluctance
variable nonexcitée
Machine à réluctance
variable excitée par des
courants statoriques
triphasés
7
2 modes de fonctionnement
Fonctionnement
autonome
Raccordement au
réseau
Machine asynchrone
auto-excitée
 robustesse
 faible coût
Machine asynchrone
à double alimentation (Scherbius)
 vitesse variable
 taille du convertisseur réduite
8
1ère PARTIE : Généralités sur les systèmes éoliens
Raccordement des éoliennes
2ème PARTIE : Machine asynchrone auto-excitée autonome
objectifs
Modéliser le phénomène d’auto-excitation en régime
équilibré et déséquilibré
 Modèle diphasé de la machine asynchrone
 Modèle de la charge et des capacités basé sur une transformation
étoile – triangle
Validation du modèle par comparaison aux essais
expérimentaux
Etude des performances et des limites d’utilisation à l’aide
du modèle établi
9
2ème PARTIE : Machine asynchrone auto-excitée autonome
Machine asynchrone auto-excitée
Modèle diphasé
Za
MAS
Zb
Zc
Ca
Cb
Cc
  ψ sd   aRs
0
cRs
0   sd  1
 
 
   0
ψ
0

aR
0
cR
d
s
s   sq 
  sq   


0
bRr  p   rd  0
 dt  ψ rd   cRr
 
 
 

ψ

0
cR
p


bR





 0
rq
rq
 
r
r
 
d
 Ω  K ( rd sq  rq sd )   r  f 

J
J
J
 dt
1
a
 Ls
1
b
 Lr
M
c
 Ls Lr
0
1  Vsd 
 
0  Vsq 

0
M2
  1
Ls Lr
10
400
Vsa (V)
200
(a)
Simulation d'un amorçage
de la tension statorique
0
-200
-400
1
1.5
2
2.5
3
temps (s)
3.5
4
4.5
5
Vsa (V)
1000
500
F.E.M.
statorique
(b)
0
-500
Point de
fonctionnement
Vc 
IM
C s
-1000
1
1.5
2
2.5
3
temps (s)
3.5
4
4.5
5
F.E.M.
rémanente
Is
11
2ème PARTIE : Machine asynchrone auto-excitée autonome
Importance de la saturation magnétique
2ème PARTIE : Machine asynchrone auto-excitée autonome
Identification de l'inductance magnétisante
Essai au synchronisme sous tension variable
IS RS
lS
IM
V
E
Relevé des couples de
points (IM,M)
M
Inductance magnétisante M (H)
0.5
Points éxperimentaux
0.45
Interpolation polynomiale
0.4
0.35
0.3
0.25
0.2
0.15
0
0.5
1
1.5
2
2.5
3
Courant magnétisant Im (A)
3.5
4
12
Zn=Rn+Ln
Zi,j=Ri,j+Li,j
Za
MAS
Zb
Cb
Zca
Zbc
Zc
Ca
Zab
MAS
Cbc
Cab
Cc
Cca




dU ij
d 2U ij
d 3U ij
1
 1 



.  Rk Ck 
 U ij  RL * 2  LL * 3

dt
dt
dt
  
 1 
 CC 
  Lk Ck  CC   RR  









2


1
 1 
 1  djij
 1  d jij



.  RR.Ck . 
 LL.Ck . 
 . jij  RL.Ck . 
.
. 2

  
 1 
 CC 
 CC  dt
 CC  dt
  Lk Ck  CC   RR  







Fonctions de
Ra,b,c, La,b,c,
Ca,b,c
13
2ème PARTIE : Machine asynchrone auto-excitée autonome
Prise en compte du régime déséquilibré
r
Va
Ra,b,c
Ia
Ib
MODELE DE
LA MACHINE Ic
Vc
ASYNCHRONE 
Vb
PASSAGE DES
COURANTS DE
LIGNE AUX
COURANTS DE
PHASE
Ca,b,c
La,b,c
Jab
Uab
Jbc
MODELE DE Ubc
LA CHARGE U
Jca
ca
Va
PASSAGE DES
TENSION SIMPLES Vb
AUX TENSIONS V
c
COMPOSEES
 U ab  U ca  Va  Vb  Vc  
Va 
V   1  U  U   V  V  V  
ab 
 b  3   bc
 a b c
 U  U  V  V  V  
Vc 
bc 
 a b c
  ca
  I a  I b   J ab  J bc  J ca  
 J ab 
J   1  I  I   J  J  J  
bc
ca  
 bc  3   b c   ab
 I  I  J  J  J  
 J ca 
bc
ca  
  c a   ab
14
2ème PARTIE : Machine asynchrone auto-excitée autonome
Architecture du modèle global
2ème PARTIE : Machine asynchrone auto-excitée autonome
Validation du modèle
(essai d'amorçage et de désamorçage)
Délai
d’amorçage
Délai d’amorçage
Vsa (V)
400
200
Vsa (V)
0
-200
-400
0
1
2
3
4
5
6
7
200 V
8
1s
Vsc (V)
200
0
-200
-400
0
1
2
3
4
5
6
7
8
Temps (s)
Ecroulement de la tension
Ecroulement de la tension
400
300
Vsc (V)
200
Vsc (V)
Vsc (V)
400
100
0
-100
-200
200 V
-300
-400
1s
20
22
24
26
28
30
32
34
36
38
40
Coïncidence des délais d'amorçage et des
amplitudes théoriques et expérimentaux
15
2ème PARTIE : Machine asynchrone auto-excitée autonome
Fonctionnement en régime déséquilibré
Capacités équilibrés (33 µF) déconnexion soudaine de
l’une des 3 charges :
Simulation
Expérimental
Concordance de la durée du régime transitoire et des amplitudes
16
Vecteur courant statorique en régime déséquilibré
5
4
4
Courant statorique d’axe 
Courant statorique d’axe 
Vecteur courant statorique en régime équilibré
5
3
2
1
0
-1
-2
-3
-4
-5
-5
3
2
1
0
-1
-2
-3
-4
-4
-3
-2
-1
0
1
2
3
Courant statorique d’axe 
4
5
-5
-5
-4
-3
-2
-1
0
1
2
3
Courant statorique d’axe 
4
5
ondulations
100 Hz
17
2ème PARTIE : Machine asynchrone auto-excitée autonome
Mise en évidence du déséquilibre
280
270
Tension statorique (V)
C=36 µF
260
À capacité fixée,
Il existe un point
de fonctionnement
limite au delà
duquel la machine
se désamorce
C=32 µF
250
240
C=28 µF
230
220
210
200
190
500
1000
1500
2000
Puissance débitée (W)
18
2ème PARTIE : Machine asynchrone auto-excitée autonome
Evolution de la tension en fonction de la
puissance débitée
À capacité fixée,
la résistance de charge est réduite
jusqu'au désamorçage de la machine
V
V
f
f
36 µF
19,5 %
36 µF
5,6 %
32 µF
23,5 %
32 µF
3,9 %
28 µF
29,7 %
28 µF
2%
0
10
20
Variation de tension (%)
30
0
2
4
6
Variation de fréquence (%)
19
2ème PARTIE : Machine asynchrone auto-excitée autonome
Influence d'une charge résistive
310
300
Vitesse de la
machine
(rad/s)
290
13
13.5
14
Variation de la vitesse
de 5 % (3000 à 2850 tr/min)
14.5
15
15.5
16
16.5
17
260
240
Variation de la tension générée
de 14 % (250 V à 215 V)
Tension
statorique (V)
220
200
13
49
48
47
13.5
14
14.5
15
15.5
16
16.5
17
Fréquence
(Hz)
46
45
13
13.5
14
14.5
15.5
15
Temps (s)
16
16.5
17
Variation de la fréquence
statorique
de 4,5 % (48,2 à 46 Hz)
20
2ème PARTIE : Machine asynchrone auto-excitée autonome
Influence d'une variation de vitesse
 Modélisation simple basée sur :
o
Un modèle de machine diphasé
o
Un modèle de la charge et des capacités indépendant
 Importance de la saturation et donc de l'identification de
l'inductance magnétisante
 Limites de fonctionnement dues aux variations de tension et de
fréquence
 Amélioration par interface d'électronique de puissance
(alourdissement du dispositif)
21
2ème PARTIE : Machine asynchrone auto-excitée autonome
Bilan
3ème PARTIE : Simulateur analogie de turbine éolienne
objectifs
Placer les génératrices à l’étude dans un contexte proche de
celui d’une éolienne réelle
 Utilisation d’outils existants pour la modélisation du vent
 Utilisation des équations statiques de la turbine éolienne
Etablissement d’une consigne de vitesse à partir d’un
modèle de turbine et commande d’une MCC à partir de cette
consigne de vitesse
 Commande robuste

Adaptabilité du dispositif
22
Dispositif mécanique (aérogénérateur)
Vvent
Coefficient de puissance
Cp
de l’éolienne

1
1
K
1 R
Vvent
 eol

MCC
Couple éolien
C
1
p 3 2
    
 R V
2

U
Hacheur
U1
Dispositif mécanique
Dispositif électrotechnique
Equation
mécanique
m
1
J eol s  f eol
-
Multiplicateur
1ref
K
 2 ref
Tr
Rapport
cyclique
COMMANDE
LQ
 2 ref
Dispositif électrotechnique
Modélisé sous Simulink
Modélisé sous Simulink
MCC réelle
23
3ème PARTIE : Simulateur analogie de turbine éolienne
Architecture générale du simulateur
Composante
lente
Vm
Décomposition
spectrale de
Van der Hoven
Ajustement
d’amplitude
+
Composante
de turbulence
Vt
Filtrage
+
Vent
2
Vm
1
0
-1
0
100
200
300
400
500
600
700
800
900
1000
700
800
900
1000
20
Vt
10
0
-10
-20
0
100
200
300
400
500
600
Temps (s)
24
3ème PARTIE : Simulateur analogie de turbine éolienne
Modélisation du vent
V
1
Coefficient de
Cp puissance de la turbine

Calcul du
coefficient de
puissance
1 R
V
Cp
Couple mécanique
produit par la turbine
C
1
p 3 2
     
 R V
T 2

Etablissement
du couple
mécanique de
l’éolienne
Equation
mécanique
m
1
J T s  fT

Multiplicateur
de vitesse
1
1
K
 2ref
r
Equation
mécanique
Multiplicateur
de
vitesse
25
3ème PARTIE : Simulateur analogie de turbine éolienne
Modélisation de la turbine
Ke
Modèle
de la
MCC
f mcc
Ua
-
Ia
1
La p  Ra
em
Kc
-
1
pJ mcc

y
r
Iaobs
Gain du
retour d’état
[K Kta+Ga]
obs
refobs
robs
Filtre de
Kalman
Commande
LQG
Ia
ref
Commande sans
capteur, seule la
mesure de courant est
utilisée
26
3ème PARTIE : Simulateur analogie de turbine éolienne
Commande de la machine à courant continu
t
Horloge
Temps
Vitesse
Vitesse de
référence
Régulateur LQ
ModèleMCC
i
courant
MCC
courant
u
Vitesse
oc
Saturation
1800 tr/min
Modèle de turbine
opt
max
I
Saturation
de la
vitesse de
référence
III
II
min
Vvent
Vmin
u1
Saturation
400 V
i
Ua
Tension MCC
Saturation
correspondant à la tension
max générée par le
hacheur
Vmax
27
3ème PARTIE : Simulateur analogie de turbine éolienne
Simulation de l’ensemble turbine + modèle de
MCC
Vvent m/s
20
Profil de vent établi à
partir de la décomposition
spectrale
15
10
5
0
160
180
200
220
240
260
280
300
320
340
ref tr/min  tr/min
1800
1600
Vitesse de consigne et
vitesse mesurée de la
machine à courant continu
1400
1200
1000
800
600
160
180
200
220
240
260
280
300
320
340
28
3ème PARTIE : Simulateur analogie de turbine éolienne
Résultats de simulation (éolienne libre)
Omega ref
Omega
MCC Leroy-Somer
10kW
29
3ème PARTIE : Simulateur analogie de turbine éolienne
Essais de l’ensemble turbine + MCC réelle
Etude de différentes génératrices dans un contexte proche d’un
système éolien réel
Adaptation d’un algorithme de commande LQG robuste.
Bonne corrélation entre résultats théoriques et expérimentaux
30
3ème PARTIE : Simulateur analogie de turbine éolienne
Bilan
4ème PARTIE : Etude et commande de la MADA en génératrice
objectifs
Etablissement d’un modèle diphasé de la MADA
Mise en place d’une stratégie de commande permettant le
fonctionnement en génératrice dans le contexte d’un système
éolien
Synthèse de trois régulateurs linéaires de philosophies
différentes
Evaluation des performances par divers essais puis par
l’association avec un modèle de turbine
31
s

b
b
r
us
b'
c
S
ws
a'
ur

wr
a
vs
r
us

N
s

vs
a
ws
vr
c
Analogie de fonctionnement avec la machine synchrone :
c'

Machine synchrone : r dépendant de la position mécanique de la machine

MADA : r entièrement contrôlable par l’alimentation du rotor
32
4ème PARTIE : Etude et commande de la MADA en génératrice
Topologie des machines asynchrones à double
alimentation
4ème PARTIE : Etude et commande de la MADA en génératrice
Objectif de la commande
U
V
W
kl
Commande
convertisseur
réseau
UDC
DC/AC
klref
UDCref
ks
AC/DC
MADA
Commande
convertisseur
rotor
Pref
Qref
P : Puissance active échangée entre le stator et le réseau
Q : Puissance réactive échangée entre le stator et le réseau
kl : Facteur de puissance du convertisseur réseau
UDC : Tension du bus continu
33
4ème PARTIE : Etude et commande de la MADA en génératrice
Modélisation en vue de la commande
Etablissement de la référence de puissance
Essai en boucle ouverte :
A vitesse de vent donnée :
La consigne de puissance augmente jusqu’à ce que l’ensemble
turbine+MADA atteigne la vitesse de rotation optimale
Etablissement d’un abaque : Pref=f(Vvent)
Commande de la machine en puissances active et réactive
34
4ème PARTIE : Etude et commande de la MADA en génératrice
Modélisation en vue de la commande
(choix du référentiel et simplifications)
Hypothèses de travail :
Résistance de phase Rs négligée
Réseau stable donc flux de la machine constant
;
Référentiel diphasé lié aux flux avec le vecteur flux
aligné sur l'axe d

ds

Vs
s
s
et 
qs
0
Vds  0 et Vqs  Vs
35
Modélisation en vue de la commande

Vds

V
 qs

V
 dr

Vqr


d
 Rs I ds   ds   s  qs
dt
 ds

d
 Rs I qs   qs   s  ds 
 qs
dt
;


d

 Rr I dr   dr   r  qr  dr
 qr
dt


d
 Rr I qr   qr   r  dr
dt
M


P


V
I
s
qr


Ls




V

V
M
Q  s s  s I 
dr


Ls
Ls
4ème PARTIE : Etude et commande de la MADA en génératrice
(Equations)
 Ls I ds  MI dr
 Ls I qs  MI qr
 Lr I dr  MI ds
 Lr I qr  MI qs


M2
V

R
I

g

(
L

)
I
r dr
s
r
qr
 dr

L
s






2
MV
M
s 
Vqr  Rr I qr  g s ( Lr 
) I dr  g s
Ls
 s Ls 

36
Modèle interne simplifié de la machine
M
 ds
Ls
+

-
Rr  p( Lr 
Vqr -

Vdr
2
M
)
Ls
Iqr
P
MVs

Ls
M2
g s ( Lr 
)
Ls
M2
g s ( Lr 
)
Ls

+
1
4ème PARTIE : Etude et commande de la MADA en génératrice
g s
+
Idr
1
Rr  p( Lr 
2
M
)
Ls
Vs2
Ls s
MVs

Ls
Q
+

+
37
Bonne précision statique de façon à obtenir une production
optimale d'énergie et un facteur de puissance unitaire
Dynamique électrique aussi élevée que possible malgré les
dynamiques mécaniques lentes, sans engendrer de dépassements
pouvant nuire à la durée de vie de la machine
Bon rejet des perturbations qui peuvent être nombreuses sur
un tel système
Robustesse face aux éventuelles variations paramétriques du
dispositif
38
4ème PARTIE : Etude et commande de la MADA en génératrice
Cahier des charges de la commande
Lien entre puissances
statoriques et courants
rotoriques
4ème PARTIE : Etude et commande de la MADA en génératrice
Principe de la commande
P=Kiqr
Q=K1Idr+K2
Principe des contrôles direct et indirects pour l'axe q :
Iqrmes
Régulateurs :
Pref
R(p)
uq
wr
Pmes
PI avec compensation de pôles
RST placement de pôles
LQG
Contrôle direct
Contrôle indirect
Modèle de la MADA
NON simplifié
K
39
Structures des régulateurs
Régulateur polynomial
RST basé sur la théorie du
placement de pôles
robustes
Régulateur multivariable
basé sur la minimisation
d'un critère quadratique
wm
um
Yref
ki
kp 
p
-
B
A
Y

Yref
T
S
u
-
B
A
Y
R
S
M
em
ym
w
wm   
u
um  xˆ
M
Q?
Q?
Modèle de commande
Modèle d’observation
em  x  xˆ
y
ym   
u
40
4ème PARTIE : Etude et commande de la MADA en génératrice
Régulateur à action
Proportionnelle - Intégrale
Caractéristiques des régulateurs
Robustesse médiocre face aux incertitudes paramétrique et de
modélisation
Pas de prise en compte des perturbations et peu de degrés de
liberté pour le réglage
RST : Prise en compte des perturbations
Bonne gestion du compromis rapidité / performances
LQG : Nombreux degrés de liberté pour le réglage
Bonne efficacité face aux incertitudes paramétrique et de
modélisation
41
4ème PARTIE : Etude et commande de la MADA en génératrice
PI :
Performances
Régulateur PI
Régulateur LQG
Régulateur RST
0
0
P (W)
-1000
0
P (W)
-1000
-2000
-2000
-2000
-3000
-3000
-3000
-4000
-4000
-4000
-5000
-5000
-5000
2
2000
2.2
2.4
Temps (s)
2.6
2.8
2
2000
Q (VAR)
2.2
2.4
Temps (s)
2.6
2.8
2
2000
Q (VAR)
1500
1500
1500
1000
1000
1000
500
500
500
0
0
0
2
2.2
2.4
Temps (s)
2.6
2.8
40
2
2.2
2.4
Temps (s)
2.6
2.8
40
Idr
Iqr
30
30
10
10
10
2.4
Temps (s)
2.6
2.8
0
2.6
2.8
2.2
2.4
Temps (s)
2.6
2.8
2
2.2
2.4
Temps (s)
2.6
Idr
Iqr
30
20
2.2
2.4
Temps (s)
40
Idr
Iqr
20
2
2.2
Q (VAR)
2
20
0
P (W)
-1000
2.8
0
2
2.2
2.4
Temps (s)
2.6
2.8
N=1450 tr/min ; à t=2s, Pref=-5kW ; à t=2,5s, Qref=2kVAR :
 Contrôle indirect : oscillations très faibles sur les courants
42
4ème PARTIE : Etude et commande de la MADA en génératrice
(suivi de consigne contrôle indirect)
Performances
Régulateur PI
Régulateur RST
-5000
-5000
-5200
Contrôle
direct
-5000
-5200
P (W)
-5200
P (W)
-5400
-5400
-5400
-5600
-5600
-5600
-5800
-5800
-5800
-6000
1.95
-6000
1.95
2
2.05 2.1 2.15
temps (s)
2.2
2200
2
2.05 2.1 2.15
temps (s)
-6000
1.95
2.2
2200
2100
2100
2100
2050
2050
2050
2000
2000
2000
1950
1.95
1950
1.95
2.2
2
2.05 2.1 2.15
temps (s)
1950
1.95
2.2
-5000
P (W)
-5200
-5400
-5400
-5400
-5600
-5600
-5600
2.3
2.4
Q (VAR)
-5800
1.9
2
2.1
2.2
Temps (s)
2300
2.3
2.4
Q (VAR)
-5800
1.9
2200
2200
2100
2100
2100
2000
2000
2000
2
2.1
2.2
Temps (s)
2.3
2.4
1900
1.9
2
2.1
2.2
Temps (s)
2.3
2
2.1
2.2
Temps (s)
2300
2200
1900
1.9
2.2
P (W)
-5200
2300
2.05 2.1 2.15
temps (s)
-5000
P (W)
2.1
2.2
Temps (s)
2.2
Régulateur LQG
-5200
2
2
Régulateur RST
-5000
-5800
1.9
2.05 2.1 2.15
temps (s)
Q (VAR)
2150
2.05 2.1 2.15
temps (s)
2
Q (VAR)
2150
2
P (W)
2200
Q (VAR)
2150
Régulateur PI
Contrôle
indirect
Régulateur LQG
2.4
1900
1.9
2.3
2.4
Q (VAR)
2
2.1
2.2
Temps (s)
Pref=-5kW ; Qref=2kVAR ; à t=2s, N passe de1350 tr/min à 1450 tr/min
 Contrôle indirect : régulateur LQG pratiquement insensible à la
variation de vitesse
2.3
2.4
43
4ème PARTIE : Etude et commande de la MADA en génératrice
(variation de vitesse en échelon)
Performances
magnétisante M divisée par 2
Contrôle indirect :
Régulateur PI
0
Régulateur RST
P (W)
0
Régulateur LQG
P (W)
0
-1000
-1000
-1000
-2000
-2000
-2000
-3000
-3000
-3000
-4000
-4000
-4000
-5000
-5000
-5000
2
2.5
Temps (s)
3
2
2.5
Temps (s)
3
2
2500
2500
2500
2000
2000
2000
1500
1500
1500
1000
1000
1000
500
500
500
0
Q (VAR)
-500
0
Q (VAR)
-500
2
2.5
Temps (s)
3
P (W)
2.5
Temps (s)
0
3
Q (VAR)
-500
2
2.5
Temps (s)
3
2
2.5
Temps (s)
3
A t=2s, Qref=2kVAR ; à t=2,5s, Pref=-5kW ; à t=3s, N passe de1350 tr/min à
1450 tr/min
 Le régulateur LQG reste le plus performant malgré la présence d'oscillations
44
4ème PARTIE : Etude et commande de la MADA en génératrice
(robustesse vis à vis des variations de paramètres)
Conditions de l'essai : Résistances Rs et Rr doublées, Inductances
Dispositif mécanique (turbine)
Vent
V
Coeficient de puissance
de la turbine
Cp
Cp

1 R
V
Couple méanique de la
turbine
C
1
p 3 2
 R V
     
m 2

1
Pref
(essai en boucle ouverte)
Pref
+
Pmes
Qref +
-
Qmes -
Vra
Commande Vrb
vectorielle Vrc
Commande
Multiplicateur
K
r
Equation mécanique
r
1
Js  f
-

1
1
K
2
r
P
2
mes
Calcul du
couple
Réducteur
MADA
 mes   2
f
Impulsions
MLI
Bus DC
AC
DC
Réseau
DC
AC
Dispositif électrotechnique
45
4ème PARTIE : Etude et commande de la MADA en génératrice
Essais avec le simulateur
(schéma synoptique)
-La présence de l’onduleur minimise les différences entre les régulateurs
- Meilleure régularité du régulateur LQG
46
4ème PARTIE : Etude et commande de la MADA en génératrice
Essais avec le modèle de turbine
(Résultats des trois régulateurs)
Banc d'essais en cours de développement
4ème PARTIE : Etude et commande de la MADA en génératrice
Réseau
220 / 380 V
50 Hz
CAPT.
COURANT
CAPT.
TENSION
CAPT.
TENSION
MCC
MADA
HACHEUR
CAPT.
COURANT
CAPT.
COURANT
IMPULSIONS
MLI
CAN
IMPULSIONS
MLI
C
N
A
TMS320F240
CARTE
DE CDE
I
N
T
E
R
F
A
C
E
C
O
D
E
U
R
INTERFACE
D’ADAPTATION

Carte DS1103
47
4ème PARTIE : Etude et commande de la MADA en génératrice
Interface graphique DSPACE control desk
48
Conclusions
Etude de deux systèmes de production d'énergie
(autonome et relié au réseau) et d'un simulateur de turbine.
Modélisation simple du phénomène d'auto-excitation de la
machine à cage en régime déséquilibré. Faibles différences
théorie / pratique dues aux incertitudes sur la caractéristique
de magnétisation.
Réalisation théorique et expérimentale d'un simulateur de
turbine adaptable.
Comparaison de trois régulateurs linéaires pour la
commande de la MADA en génératrice.
49
Perspectives
Finalisation du banc d’essais en cours de développement
Etude de la commande du deuxième convertisseur de la
MADA pour autoriser la bidirectionalité du transfert de
puissance
Intégration du dispositif sur un micro-réseau à l’étude au
laboratoire
Modélisation plus fine du phénomène de saturation dans
les machines asynchrones
Dispositif de stockage d'énergie et optimisation technique
et économique de la chaîne de conversion
50
Merci
de votre
attention.
51