st160004

REPUBLIQUE ALGERIENNE
DEMOCRATIQUE ET POPULAIRE
MINISTERE DE L’ENSEIGNEMENT
SUPERIEUR ET DE LA RECHERCHE
SCIENTIFIQUE
UNIVERSITE LARBI TEBESSI - TEBESSA
FACULTE DES SCIENCES ET TECHNOLOGIES
DEPARTEMENT DE GENIE ELECTRIQUE
MEMOIRE
DE FIN D'ETUDES POUR L'OBTENTION DU DIPLOME DE MASTER EN
Electrotechnique
THEME
Modélisation et Simulation d’un Filtre Actif
Parallèle à sept Niveaux à Commande MLI
Présenté par le binôme :
- HEBAIBIA Samira
- DAKHLI Loubna
Devant le jury :
- Pr. Dib Djalel……………………………. Président
- Mr DJEBBAR M. Salah………............. Encadreur
- Dr. GOUDELBOURK Siham ……….. ..Examinateur
Année Universitaire 2015 / 2016
REMERCIEMENTS
Nous tenons à exprimer nos remerciement et nôtres profondes
gratitudes avant tout à ALLAH le tout puissant pour la volonté, la
santé, le courage et la patience, qu'il nous a donné durant toutes ces
longues années.
Ainsi, nous tenons également à exprimer nos vifs remerciements à
notre encadreur Mr. DJABBAR Med Saleh pour avoir d'abord
proposée ce thème, pour suivi continuel tout le long de la réalisation
de ce mémoire et qui n'a pas cessée de nous donner ses conseils.
Nos remerciements à tous les membres du jury qui ont accepté de
juger notre travail.
Nous tenons à remercier vivement toutes personnes qui nous ont aidé
à élaborer et réaliser ce mémoire, ainsi à tous ceux qui nous ont
aidés de prés ou de loin à accomplir ce travail.
En fin, nous tenons à exprimer notre reconnaissance à tous nos amis
et collègues pour le soutien moral
Dédicace
A qui je dédie cet humble travail si ce n’est pas à mes très chers parents,
dont le sacrifice, la tendresse, l’amoure, la patience, le soutien, laide, et
l’encouragement, sont l’essence de ma réussite. Sans eux je ne serai pas ce
que je suis aujourd’hui. Qu’Allah les protège.
Je dédie ce travail également :
A mes très chères sœurs.
A mon très cher frère.
A tous mes chers amis.
A tous ceux qui me sont chers.
Dédicace
A qui je dédie cet humble travail si ce n’est pas à mes très chers parents,
dont le sacrifice, la tendresse, l’amoure, la patience, le soutien, laide, et
l’encouragement, sont l’essence de ma réussite. Sans eux je ne serai pas ce
que je suis aujourd’hui. Qu’Allah les protège.
Je dédie ce travail également :
A mes très chères sœurs.
A mes très chers frères.
A ma très chère amie Loubna.
A tous mes chers amis.
A tous ceux qui me sont chers.
Liste des figures
Figure(I.1) :Creux et coupure de tension……………………………………………………15
Figure(I.2) :Variation de fréquence…………………………………………………………16
Figure(I.3) :La fluctuation de la tension…………………………………………………….17
Figure(I.4) :Déséquilibres de système triphasé de tension………………………………….17
Figure(I.5) :Onde déformé et sa décomposition…………………………………………….18
Figure(I.6) :Montage de Steinmetz pour le rééquilibrage…………………………………...23
Figure(I.7) :Filtre amorti…………………………………………………………………….24
Figure(I.8) :Filtrage passif (resonnant et amorti)……………………………………………25
Figure(I.9) :Courant de source et spectre harmonique correspondent …………………………… 25
Figure(I.10) :Courant et spectre harmonique aprés élimination de h5………………………26
Figure(I.11) :Courant et spectre harmonique aprés élimination de h5 et h7………………...26
Figure(I.12) :Courant et spectre harmonique aprés élimination de h5 et h7, h11 et h13………27
Figure(II.1) : Structure de l’onduleur triphasé à sept niveaux à diodes flottantes……………32
Figure(II.2) :Configurations possible d’un bras de l’onduleur à sept niveaux……………….34
à diodes flottantes (E1,E2 ,E3 et E4).
Figure(II.3) : Référence comparé avec six porteuses disposition PD………………………...40
Figure(II.4) :Schéma de principe de commande SPWM a sept niveaux pour un seul bras….41
Figure(II.5) : Impulsions de commande générée par la référence avec chaque porteuse…….41
Figure(II.6) :Signal de commande a sept niveaux selon l’image de la tension désiré………41
Figure(II.7) :Sept niveaux de tension entre le point milieu M et la première phase ………...42
Figure(II.8) :Tension simple délivré par l’onduleur à sept niveaux de tension……………...42
Figure(II.9) : Schéma représentant le principe de séparation des puissances actives……….46
Figure(II.10) : Schéma du principe de la méthode d’identification des puissances (p,q)
instantanées…………………………………………………………………………………...46
.
Figure (III.1) :Principe du filtre actif parallèle………………………………………………50
Figure (III.2) :Structure générale d'un filtre actif parallèle à sept niveaux…………………..51
Figure(III.3) :Schéma de la régulation de Vdc par un régulateur PI…………………………52
Figure(III.4) :Schéma de la régulation des courants du F.A.P………………………………53
Figure (III.5) :Courants de source et son spectre harmonique avant compensation………...55
Figure (III.6) :Courant de source et son spectre harmonique après compensation………….56
Figure (III.7) : Courants harmoniques de référence…………………………………………..57
Figure(III.8): Courant harmonique injecté par le filtre………………………………………57
Figure(III.9): Superposition des harmoniques injectés et identifiés…………………………57
Figure(III.10): la tension continue Vdc suit la tension de référence Vdc_réf
(Pendent la variation de la charge à t=0.5s et t=1s)…………………………………………..58
Figure (III.11):Facteur de puissance…………………………………………………………58
Figure (III.12) : Allures des puissances active P et réactive Q………………………………58
Liste des tableaux :
Tableau II.1 :Etas de l’onduleur à sept niveaux et sa tension de sortie par rapport au point
milieu M……………………………………………………………………………………33
Tableau II.2 :Tension VKMrelative à chaque configuration……………………………..…36
SYMBOLES
fn :
fréquence fondamentale
Vs :
tension de source.
is :
Courant de source
P:
puissance active
S:
puissance apparente
Q:
la puissance réactive associée au courant fondamental
D:
la puissance déformante due aux harmoniques du courant
Φ1 :
le déphasage entre le courant fondamental et la tension
I h:
le courant harmonique du rang h
f p:
Fréquence de la porteuse
fr:
Fréquence du réseau
U ci, U’ci :
Tensions aux bornes des sources continues à l’entrée de l’onduleur
V km :
Tension de sortie d’un bras k par rapport au point milieu M
Vi :
Tension simple de la phase i de l’onduleur
i di, i‘di :
Courants continus d’entrée de l’onduleur
Vm:
Valeur maximale des tensions de référence
V réf. :
Courant de référence
I réf. :
Courant de référence
I α, I β
Courants perturbateurs calculés dans le repère α-β
V α, V β
Tensions perturbateurs calculés dans le repère α-β
p:
puissance instantané active.
q:
puissance instantané réactive.
p, q :
courant.
Puissance continue liée à la composante fondamentale active et réactive du
p, q :
Puissance alternative liées à la somme des composantes harmonique du courant.
Rs :
Résistance de court circuit de réseau
Ls :
Inductance de court circuit de réseau
Rc :
Résistance de ligne
Lc :
Inductance de ligne
Rf :
Résistance de filtre de sortie
Lf :
Inductance de filtre de sortie
Cdc :
Condensateur de stockage
Vdc :
Tension continue de l’onduleur
Vf :
Tension de filtre
If :
Courant de filtre
Rc :
Résistance de la charge
L c:
Inductance de la charge
Sommaire
Liste des tableaux
Liste des figures
Introduction Générale …………………………………………………………………………
Chapitre I :Perturbations des réseaux électriques et leurs principes de compensation……...
I.1.Introduction………………………………………………………………………………14
I.2.Les perturbations électriques……………………………………………………….……14
I.2.1 Creux et coupure de tension…………………………………………………………...15
I.2.2 Variation des fréquences………………………………………………………………16
I.2.3 Fluctuation de tension…………………………………………………………………16
I.2.4 Déséquilibres de système triphasé de tension ………………………………………..17
I.2.5 Harmoniques………………………………………………………………………….18
I.2.6 Inter-Harmoniques……………………………………………………………………19
I.3.Grandeurs caractéristiques …………………………………………………..…………19
I.4. Conséquences de la distorsion harmonique…………………………………………… 21
I.5. Solutions pour améliorer la qualité d’énergie électrique ……………………………....22
I.5.1 Solutions traditionnelles de dépollution……………………………………………….22
I.5.1.1 Dépollution des courants perturbateurs ……………………………………………..22
I.5.1.2 Filtrage passif ……………………………………………………………………….23
I.5.1.2.1. Filtre résonant……………………………………………………………………..24
I.5.1.2. 2Filtre amorti………………………………………………………………………..24
I.6. Structure du filtre passif ………………………………………………………………...25
I.7. Résultats et observations ………………………………………………………………...25
I.8. Solutions modernes de dépollution………………………………………………………28
I.9. Conclusion…………………………………………………………………………..…...29
Chapitre II : Modélisation et Simulation de l’onduleur à Sept niveaux à Commande MLI .
II.1. Introduction…………………………………………………………………………….31
II.2. Structure de l’onduleur triphasé à sept niveaux à diodes flottantes…………………....31
II.3.Modélisation aux valeurs instantanées de l’onduleur à sept niveaux à diodes
flottantes……………………………………………………………………………………..32
II.3.1 Hypothèses …………………………………………………………………………….32
II.3.2 Commande Complémentaire…………………………………………………………..33
II.3.3 Différentes configurations d’un bras de l’onduleur à sept niveaux à diodes flottantes .33
II.3.4 Mise en équations……………………………………………………………………...36
II.4. Génération des signaux de contrôle ……………………………………………………..38
II.4.1 Stratégie SPWM appliquée aux onduleurs multi niveaux……………………………...38
II.4.2 Algorithme de la commande SPWM a sept niveaux…………………………………..39
II.5. Identification des signaux harmoniques de référence……………………………..…….43
II.5.1 Méthode des puissances instantanées p.q(PIRI_Théoriep.q)…………………………43
II.6.Conclusion………………………………………………………………………………47
Chapitre III : Filtre actif parallèle à Sept niveaux
III.1.Introduction…………………………………………………………………………..…49
III.2.Principe du filtre actif parallèle ( FAP )………………………………………………....49
III.3.Structure générale d'un filtre actif parallèle à sept niveaux………………………....…..50
III.4.Régulation de la tension continue……………………………………………………….51
III.5.Régulation de courant du filtre actif……………………………………………………53
III.6.Simulation et Interprétations……………………………………………………………54
III.7.Conclusion……………………………………………………………………………...59
Conclusion Générale …………………………………………………………………………..
Introduction
générale
Introduction générale
La large utilisation des convertisseurs statiques dans les systèmes commandés à base
d’électronique de puissance entraîne des problèmes au niveau de réseau électrique.
Les convertisseurs statiques considérés comme des charges dites déformantes. Ces
charges non linéaires, telles que les redresseurs à diodes et à thyristors, les gradateurs, les
ordinateurs et leurs périphériques et les appareils de climatisation et d’éclairages à base de
tubes fluorescents, absorbent des courants non sinusoïdaux même s’ils sont alimentés par une
tension sinusoïdale et de ce fait introduisent des pollutions harmoniques sur les courants et les
tensions des réseaux de distribution électrique et consomment généralement de l’énergie
réactive.
Pour faire face à ce problème, il y a des solutions efficaces et peu onéreuses qui
permettent de diminuer l’émission des harmoniques. Parmi ces solutions, l’utilisation des
filtres passifs. Cette solution est la plus répandue et pratiquement la plus simple et la moins
chère mais elle présente deux inconvénients majeurs. Le premier est lié au phénomène de
résonance avec le réseau qui est à l’origine de l’amplification de tout harmonique à fréquence
voisine de celle du réseau. Le deuxième inconvénient est la dépendance des performances du
filtre passif aux caractéristiques du réseau sur lequel il est connecté.
Afin d’y remédier aux inconvénients des filtres passifs, une autre solution consiste à
mettre en œuvre un système de filtres actifs de puissance : Le filtre actif est un onduleur de
tension ou de courant qui injecté dans le réseau des courants perturbateurs égaux à ceux
absorbés par la charge polluante, mais en opposition de phase avec ceux-ci conduisant ainsi à
des courants sinusoïdaux coté réseau. Ainsi l’objectif du filtre actif parallèle consiste à
empêcher les courants harmoniques produits par des charges polluantes, de circuler à travers
l’impédance du réseau, située en amont du point de connexion du filtre actif.
Le travail présenté dans ce mémoire concerne particulièrement l’étude par simulation d’un
filtre actif parallèle destiné à compenser les courants harmoniques générés par une charge non
linéaire et la compensation de l’énergie réactive. Nous montrons en évidence la stratégie de
commande MLI .
Ce mémoire a été organisé en trois chapitres :
14
Le premier chapitre est consacré à des généralités sur les différentes sources de
pollution des réseaux électriques et les différentes stratégies de dépollution, et la simulation
de filtre passif avec l’interprétation des résultats.
Le second chapitre, est consacré à la modélisation et commande de l’onduleur triphasé
a sept niveaux, par la suite la méthode d’identification des harmoniques est détaillée (la
méthode des puissances instantanée PIRI) et la stratégie de commande de l’onduleur MLI a
sept niveaux est appliquée par simulation.
Au troisième et dernier chapitre, nous avons étudié le filtre actif parallèle à sept
niveaux par la technique
MLI, associe à la méthode d’identification des courants
harmoniques PIRI.
En fin on termine par une conclusion générale résume les principaux résultats et
synthèses aux quels nous avons abouti.
15
Chapitre I
Chapitre I Perturbations des réseaux électriques et leurs principes de compensation
I.1 Introduction
Le distributeur d’énergie doit fournir à l’ensemble de ses clients et utilisateurs une
énergie de bonne qualité sous la forme de trois tensions sinusoïdales constituant un réseau
triphasé équilibré. La qualité de cette énergie dépend de celle de la tension aux points de
raccordement.
Toutefois, cette tension subit généralement des perturbations et des altérations durant
son transport jusqu’à son arrivée chez le client industriel ou particulier. Les origines de ces
altérations sont nombreuses; outre les incidents relatifs à la nature physique et matérielle des
organes d’exploitation du réseau, il existe aussi des causes intrinsèques spécifiques au
fonctionnement de certains récepteurs particuliers.
Afin d’éviter le dysfonctionnement, la destruction des composants du réseau électrique,
il est indispensable de comprendre l’origine de ces perturbations et de chercher les solutions
adéquates pour les supprimer. Pour cela ce présent chapitre va aborder les différents types de
perturbations et leurs effets néfastes sur la qualité de l’énergie électrique, ensuite le filtre
passif est proposé comme une solution, parmi celles qui existent dans la littérature. Les
performances de cette dernière les résultats obtenus sont présentées.
I.2 Les perturbations électriques
Sauf exception, les tensions d’un réseau électrique constituent un système alternatif
triphasé, dont la fréquence de base est de 50 Hz. les paramètres caractéristiques d’un tel
système sont les suivants :




La fréquence
L’amplitude des trois tensions
La forme d’onde, qui doit être la plus sinusoïdale possible
La symétrie du système triphasé, caractérisée par l’égalité des modules des trois
tensions et leur déphasage relatif.
La qualité de la tension peut être aussi affectée, soit du fait de certains incidents
inhérents à la nature physique et aux obstacles liés à l’exploitation du réseau, soit de certains
récepteurs non linéaires.
Ces défauts se manifestent sous forme de différentes perturbations affectant un ou
plusieurs des quatre paramètres précédemment définis. On a donc quatre possibilités
distinctes de perturbation.
17
Chapitre I Perturbations des réseaux électriques et leurs principes de compensation
I.2.1Creux et coupure de tension
Le creux de tension est une diminution brutale de la tension à une valeur situé entre 10% et
90% de la tension nominale [01] [02] pendent une durée allant de 10 ms jusqu'à quelques
secondes.
Les creux de tension sont dus à des phénomènes naturels comme la foudre, ou à des
défauts sur l’installation des réseaux électriques. Ils apparaissent également lors de manœuvre
d’enclenchement mettant en jeu des courants de fortes intensités (moteurs transformateurs,
ets).
Une coupure de tension quant à elle est une diminution brutale de la tension a une valeur
supérieure a 90% de la tension nominale, disparition totale pendent une durée comprise entre
10 ms est une minute pour les coupures brèves, supérieur à une minute pour les coupures
longues. La plus part des appareils électriques admettent une coupure totale d’alimentation
d’une durée inferieur à 10 ms. La figure I.1 montre un exemple de creux et de coupure de
tension. [01]
Coupure
Creux
400
Tension (V)
300
200
100
0
-100
-200
-300
-400
0
0.05
0.1
0.15
0.2
0.25
0.3
0.35
0.4
0.45
0.5
Temps (s)
Figure I.1. Creux et coupure de tension.
Conséquences: Perturbation ou arrêt du procède, pertes de données, données erronées,
ouverture de contacteurs, verrouillage de variateurs de vitesse, ralentissement ou décrochage
des moteurs et extinction de lampes à décharge [03].
18
Chapitre I Perturbations des réseaux électriques et leurs principes de compensation
I.2.2 Variation des fréquences
Une variation sensible de la fréquence de réseau peut apparaitre sur les réseaux des
utilisateurs non interconnectés ou alimentés par une source thermique, comme le montre la
figure I.2 .au niveau des réseaux de distribution ou de transport, cette variation de la
fréquence et très rare et n’est présente que lors de circonstances exceptionnelle comme dans
le cas de certains défauts graves sur les réseaux.
Dans des conditions normales d’exploitation, la valeur moyenne de la fréquence fondamentale
doit être comprise dans l’intervalle 50Hz ±1%. [01]
400
300
Tension (V)
200
100
0
-100
t
-200
-300
-400
0
0.02
0.04
0.06
0.08
0.1
0.12
Temps (s)
Figure I.2. Variation de fréquence.
I.2.3 Fluctuation de tension
Les fluctuations de tension sont des variations périodiques ou erratiques de l’enveloppe
de la tension. Ce sont des variations brutales de l’amplitude de la tension située dans une
bande de 10% est se produisent sur un intervalle de temps de quelque centième de seconde.
Elles sont en particulier dues à la propagation sur les linges du réseau de courant d’appel
important. L’origine principale de ce courant et le fonctionnement d’appareil dont la
puissance absorbée varie de manière rapide, comme les fours à arc et des machines à souder.
Ces fluctuations se traduisent par des variations d’intensité, visible au niveau de l’éclairage
causant un gène visuel perceptible pour une variation de 1% de la tension. Ce phénomène de
papillotement est appelé flicker. Un exemple de fluctuation de tension est montré dans la
figure I.3. [01]
19
Chapitre I Perturbations des réseaux électriques et leurs principes de compensation
400
300
Tension (V)
200
100
0
-100
-200
-300
-400
0
0.02
0.04
0.06
0.08
0.1
0.12
Temps (s)
Figure I.3. La fluctuation de la tension
Conséquences : Fluctuation de la luminosité des lampes (papillotement ou Flicker) [03].
I.2.4 Déséquilibres de système triphasé de tension
Lorsque les trois tensions ne sont pas identiques en amplitude et/ou ne sont pas décalés
d’un angle 120° les unes par rapport aux autres, on parlera de déséquilibre du système
triphasé comme le montre la figure I.4. Un réseau électrique triphasé équilibré alimentant un
récepteur électrique triphasé non équilibré conduit à des déséquilibres de tension dus à la
circulation de courants non équilibrés dans les impédances du réseau. [01]
100
80
Tension (V)
60
40
20
0
-20
-40
-60
-80
-100
0
0.02
0.04
0.06
0.08
0.1
0.12
0.14
0.16
0.18
0.2
Temps (s)
Figure I.4. Déséquilibres du système triphasé de tension.
20
Chapitre I Perturbations des réseaux électriques et leurs principes de compensation
Conséquences: Couples moteurs inverses (vibrations) et sur-échauffement des machines
électriques [03]
I.2.5 Harmoniques
Les principales sources d’harmoniques sont les dispositifs contenant des éléments qui
commutent (les convertisseurs statiques), et les dispositifs à caractéristique tension- courant
non linéaire (fours à arc, inductances saturées, transformateurs, machines tournantes, etc.)
[04]. Ces équipements électriques sont considérés comme des charges non linéaires émettant
des courants harmoniques dont les fréquences sont des multiples entiers de la fréquence
fondamentale, ou parfois à des fréquences quelconques. Le passage de ces courants
harmoniques dans les impédances du réseau électrique peut entraîner des tensions
harmoniques aux points de raccordement et alors polluer les consommateurs alimentés par le
même réseau [05][03].
a) Déformation du signal périodique : Un signal déformé est due principalement à la
superposition des harmoniques sur la composante fondamentale. Les signaux illustrés sur la
figure I.6, montrent l’effet des harmoniques d’ordre 3,5 et 7 sur le fondamental de la
tension.
F o nd ament ale
Harmo niq ue d ' o rd re3
Harmo niq ue d ' o rd re5
Harmo niq ue d ' o rd re7
Onde déformé
100
80
Tension (V)
60
40
20
0
-20
-40
-60
-80
-100
0
0.002
0.004
0.006
0.008
0.01
0.012
0.014
0.016
0.018
0.02
Temps (s)
Figure I.5 : Onde déformé et sa décomposition.
21
Chapitre I Perturbations des réseaux électriques et leurs principes de compensation
Conséquences : surcharges (du conducteur de neutre, des sources…), déclenchements
inconvenables, vieillissement accéléré et dégradation du rendement [03].
b) Origines des harmoniques :L'augmentation sensible du niveau de la pollution
harmonique du réseau électrique est une conséquence de la prolifération des convertisseurs
statiques .En effet, ces convertisseurs sont considérés comme des charges non linéaires
émettant des courants harmoniques .Ces courants harmoniques dans les impédances du
réseau électrique peuvent entrainer des tensions harmoniques aux points de raccordement et
alors polluer les consommateurs alimentés par le même réseau électrique. [06]
c) Effets des harmoniques : On distingue deux sortes d’effets possibles
 Les effets quasi instantanés : sur certain types d’appareillage, tels que l’électronique
de puissance, calculateurs, relais, systèmes de contrôle et régulation, etc., la présence des
harmoniques sur les signaux provoque le déplacement du passage par zéro et des
modifications de la valeur de crête de l’onde [03].

Les effets à terme : dans les machines tournantes, les transformateurs et les
condensateurs, ils se manifestent par des échauffements supplémentaires, ce qui entraine la
destruction du matériel ou plus fréquemment une diminution de leur durée de vie par
surcharge thermique. [03][07].
I.2.6 Inter-Harmoniques
Les inter-harmoniques sont superposées à l'onde fondamentale mais ne sont pas des
multiples entiers de la fréquence du réseau [08] [03].Les inter-harmoniques sont souvent
produites par des convertisseurs statiques de fréquence, les cycloconvertisseurs, les moteurs
asynchrones et les dispositifs à arc électrique [09][03].
Conséquences: perturbation des signaux de tarification et papillotement (Flicker) [03].
I.3.Grandeurs caractéristiques
a) Grandeur harmonique
C’est l’une des composantes sinusoïdales de la variation de la grandeur physique
possédant une fréquence multiple de celle de la composante fondamentale. L’amplitude de
l’harmonique est généralement de quelques pour cent de celle du fondamental [06]
22
Chapitre I Perturbations des réseaux électriques et leurs principes de compensation
b) Rang de l’harmonique
C’est le rapport de sa fréquence fn à celle du fondamental (généralement la fréquence
industrielle, 50Hz) :
(I.1)
c) Valeur efficace d’une grandeur alternative
Il y a identité entre l'expression usuelle de cette valeur efficace calculée à partir de
l'évolution temporelle de la grandeur alternative (y(t)) et l'expression calculée à partir de son
contenu harmonique
= ∑
.
(I.2)
On note qu’en présence d’harmoniques, les appareils de mesure doivent avoir une bande
passante élevée (> 1 kHz).
d) Taux de distorsion
Le taux de distorsion est un paramètre qui définit globalement la déformation de la grandeur
alternative
%
∑
100
(I.3)
: La valeur efficace de la composante fondamentale (du courant ou de la tension).
: Les valeurs exactes des différentes composantes harmoniques (du courant ou de la
tension).
e) Facteur de puissance
Normalement, pour un signal sinusoïdal le facteur de puissance est donné par le rapport
entre la puissance active P et la puissance apparente S. Les générateurs, les transformateurs,
les lignes de transport et les appareils de contrôle et de mesure sont dimensionnés pour la
tension et le courant nominaux. Une faible valeur du facteur de puissance se traduit par une
mauvaise utilisation de ces équipements. Dans le cas où il y a des harmoniques, une puissance
supplémentaire appelée la puissance déformante (D) entre en considération. Elle est donnée
par la relation :
23
Chapitre I Perturbations des réseaux électriques et leurs principes de compensation
. ∑
(I.4)
Le facteur de puissance est donc égal :
(I.5)
Avec :
.
.
∅
(I.6)
∅
(I.7)
On peut aussi calculer le facteur de puissance de la manière suivante :
.
∅
.
∅
(I.8)
On constate que la puissance déformante et la puissance réactive contribuent à la dégradation
du facteur de puissance. [06]
I.4. Conséquences de la distorsion harmonique
De nombreux effets des harmoniques sur les installations et les équipements électriques
peuvent être cités. Les effets les plus importants sont l’échauffement, l’interférence avec les
réseaux de télécommunication, les défauts de fonctionnement de certains équipements
électriques et le risque d’excitation de résonance [10].

Echauffement : Les pertes par effet Joule se décomposent en la somme des pertes
issues du fondamental et de celles engendrées par les harmoniques :
∑
(I.9)
Ces pertes supplémentaires occasionnées par la présence des courants harmoniques réduisent
le rendement des équipements tels que les moteurs, les transformateurs,…etc.
 Dysfonctionnement de certains équipements : En présence d’harmoniques, le courant et la
tension peuvent changer plusieurs fois de signe au cours d’une demi-période. Par conséquent,
les équipements sensibles au passage par zéro de ces grandeurs électriques sont perturbés.
24
Chapitre I Perturbations des réseaux électriques et leurs principes de compensation
 Interférences dans les systèmes de communication : Le couplage électromagnétique entre
les réseaux électriques et de communication peut provoquer des interférences. Le courant
circulant dans le réseau électrique engendre un champ magnétique qui induit un courant dans
les conducteurs des réseaux de communication. L’importance des interférences est fonction
de l’amplitude et de la fréquence des courants électriques ainsi que de l’importance du
couplage électromagnétique entre les réseaux.
• Excitation des résonances : Des équipements constitués de capacités ou d’inductances
peuvent avoir des fréquences de résonance proches de celles des harmoniques. Ainsi, les
harmoniques sont amplifiées et il peut apparaître des surtensions ou des surintensités qui
détériorent les câbles, font disjoncter les fusibles.
I.5. Solutions pour améliorer la qualité d’énergie électrique
Ces solutions peuvent être mise en œuvre pour :

Corriger un dysfonctionnement dans une installation.

Agir de façon préventive en vue de raccordement de charges polluantes.

Mettre en conformité l’installation par rapport a une norme ou a des recommandations
du distributeur d’énergie.

Réduction du facteur énergétique [03]
I.5.1. Solutions traditionnelles de dépollution
Suivant les types de perturbation, courant et tension, deux solutions traditionnelles de
dépollution sont analysées.
I.5.1.1 Dépollution des courants perturbateurs
Afin de dépolluer les réseaux électriques de ce type de perturbation, plusieurs solutions ont
été introduites dans la littérature.
a) Rééquilibrage des courants du réseau électrique
Répartition égale des charges sur les trois phases.
25
Chapitre I Perturbations des réseaux électriques et leurs principes de compensation

Compensateur passif, par exemple montage de Steinmetz qui provoque un fort
déséquilibre pour les fréquences différentes de 50HZ avec des résonances qu’il
faut éviter d’exciter à proximité d’un générateur d’harmonique [03].
Figure I.6Montage de Steinmetz pour le rééquilibrage
b) Compensation de la puissance réactive
La puissance réactive est majoritairement consommée par les moteurs asynchrones et
plus récemment par des dispositifs à base d’électronique de puissance. Différentes méthodes
de compensation sont utilisées pour relever le facteur de puissance. La plus simple consiste à
placer des batteries de condensateurs en parallèle avec le réseau. L’inconvénient de cette
méthode réside dans le fait que la puissance réactive fournie par les condensateurs est
constante et qu’elle ne s’adapte pas à l’évolution du besoin. [03][11]
c) Compensation des courants harmoniques : Plusieurs solutions existent pour limiter
la propagation et l’effet des harmoniques dans les réseaux électriques :

L’augmentation de la puissance de court-circuit du réseau et l’utilisation de
convertisseurs peu polluants qui ont pour effet de diminuer la distorsion harmonique,

L’utilisation de dispositifs de filtrage pour réduire la propagation des harmoniques
produits par des charges non linéaires, à savoir le filtrage passif et qui fera l’objet de
ce qui suit.
I.5.1.2 Filtrage passif
Le filtre passif modifier localement l’impédance du réseau, de façon à dériver les
courants harmoniques et à diminuer les tensions harmoniques là où c’est nécessaire. On
associe des éléments capacitifs et inductifs de manière à obtenir une résonance série accordée
à une fréquence choisie. [12]
26
Chapitre I Perturbations des réseaux électriques et leurs principes de compensation
Il existe deux classes de filtres passifs (résonant, amorti) permettant de réduire les
harmoniques.
I.5.1.2.1. Filtre résonant
Le filtre résonant est constitué d'un condensateur monté en série avec une inductance. Ces
éléments sont placés en dérivation sur l'installation et accordés sur un rang d'harmonique à
éliminer. L'impédance de cet ensemble est très faible pour sa fréquence d'accord, et se
comporte ainsi comme un court circuit pour l'harmonique considéré, à savoir les deux
harmoniques les plus gênantes h5 et h7[12].
I.5.1.2.2 Filtre amorti
Un filtre amorti se compose d’une capacité en série avec un ensemble constitué de la
mise en parallèle d’une inductance et d’une résistance appelée résistance d’amortissement. Il
est utilisé lorsque les performances demandées ne sont pas trop élevées. On utilise souvent un
filtre passe haut pour filtrer simultanément les plus hautes fréquences du spectre et non une
fréquence particulière [12].Donc est conçue pour éliminer une bande de fréquence a partir de
l’harmonique h11, qui correspond a la fréquence de 550 Hz. Les harmoniques h11, h13, h17 et
h19, pratiquement sont éliminés par ce type de filtre.
Figure I.7 : Filtres amorti et résonant.
27
Chapitre I Perturbations des réseaux électriques et leurs principes de compensation
I.6. Structure du filtre passif
Figure I.8 : filtrage passif (resonnant et amorti).
I.7. Resultats et observations

Forme du courant avantfiltrage
le courantde source est completement déformé,acause des harmoniques injectés par la
charge polluante vers le réseau.
Co ura nt de s o urc e (A)
40
20
0
-20
-40
0
0.01
0.02
0.03
0.04
0.05
Time
0.06
0.07
0.08
0.09
0.1
18
20
(s)
Fondame nta l (50 Hz) = 34 .51 , THD= 2 2 .6 0 %
100
80
60
40
20
0
0
2
4
6
8
10
Harmo nic
12
14
16
Rank
Figure I.9 Courant de source et spectre harmonique correspondent.
28
Chapitre I Perturbations des réseaux électriques et leurs principes de compensation

Forme du courant aprés l’elimination d’harmonique h5 :
Cou rat de
source(A)
50
0
-50
0
0.01
0.02
0.03
0.04
0.05
0.06
0.07
0.08
0.09
0.1
Time (s )
Fo nda me ntal (5 0Hz) = 3 7 .7 1 , THD= 7.2 5%
100
50
0
0
2
4
6
8
10
12
Harmo nic
14
16
18
20
Rank
Figure I.10 Courant et spectre harmonique aprés élimination de h5.

Forme du courant après élimination de h5 et h7 :
Courant de s ource (A)
50
0
-50
0.1
0.11
0.12
0.13
0.14
0.15
0.16
0.17
0.18
0.19
T i m e ( s )
Fondame ntal (5 0Hz) = 45.37, THD = 2.94 %
100
80
60
40
20
0
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
20
Ha rmo nic Ra nk
Figure I.11 : Courant et spectre harmonique aprés élimination de h5 et h7.
29
Chapitre I Perturbations des réseaux électriques et leurs principes de compensation

Forme du courant après élimination de h5 , h7 ,h11 et h13
Courant(A)
50
0
-50
0.1
0.11
0.12
0.13
0.14
0.15
0.16
0.17
0.18
0.19
Time (s )
Fo nda me nta l (5 0 Hz) = 6 4 .4 5 , THD= 1 .0 6 %
100
80
60
40
20
0
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
20
Ha rmo nic Ra nk
Figure I.12 Courant et spectre harmonique aprés élimination de h5 , h7, h11 et h13.
On constate après insertion du filtre résonant avec le réseau ,que ce dernier , est très
sélectif,(voir figures I.09 , I.10 et I.11 ). Il permet d’éliminer les harmoniques de faible
fréquences telles que les harmoniques h5 et h7 .
Cependant, les fréquences superieures à celle du rang d’accord telles que h11, h13, h17 et
h19, persistent et influent légèrement sur la forme du courant malgré la nette amélioration dans
la valeur du THD I = 2.94 %.
L’association du filtre amorti avec le résonant ,contribué à absorber les harmoniques de
rang élevés h11, h13, h17.Ce qui améliore le THD I ,qui déscend j’usqua la valeur de 1.06 %
avec une formepresque sinusoidale du courant(fig.I.12).
Le filtrage passif est très utilisé dans le domaine de l’industrie, mais ces performances
restent très limitées en raison de ces importants inconvénients :
 Une connaissance approfondie de la configuration du réseau électrique est nécessaire ;
 Les variations de l’impédance du réseau peuvent détériorer la performance du filtre ;
 Le réseau peut former un système résonnant avec un filtre et les fréquences voisines de la
fréquence de résonance sont amplifiées ;
30
Chapitre I Perturbations des réseaux électriques et leurs principes de compensation
 Equipement volumineux ;
 Inadaptabilité et perte d’efficacité lorsque les caractéristiques du réseau
électrique
évoluent.
Pour surmonter les problèmes intrinsèques du filtre passif, l’idée est de se pencher vers le
filtrage actif comme une alternative, et qui fera l’objet du deuxième chapitre. [12]
I.8 Solutions modernes de dépollution :
Deux raisons principales ont conduit à concevoir une nouvelle structure de filtrage
moderne et efficace appelée filtre actif de puissance.

La première raison est due aux inconvénients inhérents des solutions traditionnelles de
dépollution qui ne répondent plus à l’évolution des charges et des réseaux électriques. En
effet, les méthodes de dépollution des réseaux électriques présentent un certain nombre
d’inconvénients. Le plus important d’entre eux est sans doute le fait d’être sensible aux
évolutions de l’environnement. Ils voient leur efficacité baisser avec les variations des
perturbations (variation des fréquences et des amplitudes des harmoniques).

La seconde raison fait suite à l’apparition de nouveaux composants à commutation
forcée, comme les transistors bipolaires, les thyristors GTO et les transistors IGBT qui a
permis de réaliser de nouvelles structures qui assurent le contrôle de la forme d’onde de la
phase du courant d’entrée. Le but de ces filtres est de générer soit des courants, soit des
tensions harmoniques de manière à compenser les perturbations responsables de la
dégradation des performances des équipements et installations électriques. Ainsi le filtrage
actif tend à annuler les courants harmoniques en injectant dans la source perturbatrice des
courants harmoniques d’amplitudes identiques, mais en opposition de phases à l’aide d’un
pont onduleur. A cet effet, une mesure du courant de la charge non linéaire permet de
connaître le courant à fournir.
On cite trois configurations possibles de filtres actifs :

Filtre actif parallèle (FAP) : conçu pour compenser toutes les perturbations de courant
comme les harmoniques, les déséquilibres et la puissance réactive ;

Filtre actif série (FAS) : conçu pour compenser toutes les perturbations de tensions
comme les harmoniques, les déséquilibres et les creux de tension ;

Combinaison parallèle série et la combinaison série parallèle(UPQC) : solution
universelle pour compenser toutes les perturbations en courant et en tension.
31
Chapitre I Perturbations des réseaux électriques et leurs principes de compensation
Notre travail de dépollution du réseau est fondé essentiellement sur un filtre actif
parallèle (FAP) à sept niveaux, dans le but d’améliorer beaucoup plus l’opération de filtrage
et avoir un réseau propre en termes de qualité d’énergie. Modélisation et commande de ce
type d’onduleur fera l’objet du deuxième chapitre.
I.9 Conclusion
Lorsque, la forme de la tension rencontre des perturbations, ces derniers ont des effets
néfastes sur tous les équipements électriques, qui peuvent aller à des échauffements et à la
dégradation du fonctionnement. Les harmoniques occupent une grande partie des ces effets et
leurs conséquences sont indésirables sur les différents éléments connectés aux réseaux. Les
convertisseurs statiques qui sont vus par le réseau comme
des charges non linéaires,
absorbent des courants non sinusoïdaux et consomment de la puissance réactive. Pour
diminuer les effets de ces perturbations harmoniques, différentes solutions traditionnelles et
modernes de dépollution ont été présentées.
32
Chapitre II
Chapitre II
Modélisation et Simulation de l’onduleur à Sept niveaux à Commande MLI
II.1. Introduction
Les onduleurs de tension constituent une fonction incontournable de l’électronique de
puissance. Ils sont présents dans des domaines d’application les plus varies, dont le plus
connu est sans doute celui du filtrage actif de puissance. La forte évolution de l’opération de
filtrage ,s’est appuyée, d’une part, sur le développement de composants à semi-conducteurs
entièrement commandable, puissants, robustes et rapides, et d’autre part, sur l’utilisation
quasi-généralisée des techniques dites de modulation de largeurs d’impulsions (MLI).[13]
Dans ce chapitre, nous commençons par présenter
la structure ainsi que le modèle de
commande de l’onduleur à diodes flottantes à sept niveaux, avec ces différentes
configurations possibles. Ensuite nous abordons la mise en simulation du modèle que nous
avons aboutit, afin de confirmé le bon fonctionnement de ce dernier. Nous terminons ce
chapitre par l’identification des courants harmoniques, en utilisant la méthode PIRI en vue de
la commande du filtre actif parallèle à sept niveaux. Les résultats obtenus seront présentés et
discutés.
II.2 Structure de l’onduleur triphasé à sept niveaux à diodes flottantes
La Figure II.1 représente la structure de l’onduleur à sept niveaux à diodes flottantes. Un
bras d’un tel onduleur comprend douze transistors avec leurs diodes antiparallèles. Chaque
transistor est dimensionné de façon à bloqué la tension aux borne d’une des sources du côté
continu. Cette liaison (Clamping-Diodes) participe à la connexion de la borne de sortie aux
niveaux intermédiaires de la tension continue d’entrée. La mise en série des diodes de liaison
est indispensable pour avoir la même tension de blocage pour toutes les diodes.
34
Chapitre II
Modélisation et Simulation de l’onduleur à Sept niveaux à Commande MLI
Fig. II.1 Structure de l’onduleur triphasé à sept niveaux à diodes flottantes.
II.3 Modélisation aux valeurs instantanées de l’onduleur à sept niveaux
à diodes flottantes
La modélisation permet d’étudier l’évolution des différentes grandeurs régissant le
fonctionnement de l’onduleur à sept niveaux à diodes flottantes tout en considérant les
commutations des interrupteurs [13].
II.3.1 Hypothèses
Afin de simplifier l’étude, les hypothèses retenues pour la mise en équations sont les
suivantes :

Chaque paire transistor-diode est représentée par un interrupteur bidirectionnel,

Les interrupteurs sont idéalisés (tension de saturation, courant de fuite et temps de
commutation sont supposés nuls),

Les interrupteurs étant parfaits, les temps morts sont supposés nuls,

Les sources de tension sont supposées parfaites,

Les transitions entre les configurations ne dépendent que des commandes des
transistors.
35
Modélisation et Simulation de l’onduleur à Sept niveaux à Commande MLI
Chapitre II
II.3.2 Commande Complémentaire
Afin d’éviter de laisser en circuit ouvert la source de courant (ouverture de tous les
interrupteurs) ou de connecter deux points de potentiels différents (fermeture de tous les
interrupteurs), une commande complémentaire doit être adoptée. Si𝐹𝑘𝑖 représente la fonction
de connexion de l’interrupteur 𝑇𝑘𝑖 , définie par 𝐹𝑘𝑖 = 1 lorsque cet interrupteur est fermé et
𝐹𝑘𝑖 = 0 lorsqu’il est ouvert, la commande complémentaire retenue est caractérisée par une
relation liant les fonctions de connexion des interrupteurs d’un bras 𝑘 comme suit :
𝐹′𝑘𝑖 = 1 − 𝐹𝑘(7−1) ,
𝑖 = 1, … ,6 , 𝑘 = 1,2,3
(II.1)
Le tableau 1.1 donne les états possibles d’un bras k tout en tenant compte de la
commande complémentaire choisie. L’état 1 signifié que l’interrupteur correspondant est
fermé et l’état 0 qu’il est ouvert. Ce tableau montre que cette commande complémentaire
permet d’exploiter les sept niveaux de tension de sortie possibles pour un bras de l’onduleur.
𝑭𝒌𝟏 𝑭𝒌𝟐 𝑭𝒌𝟑 𝑭𝒌𝟒 𝑭𝒌𝟓 𝑭𝒌𝟔 𝑭′𝒌𝟏𝟏 𝑭′𝒌𝟐 𝑭′𝒌𝟑 𝑭′𝒌𝟒 𝑭′𝒌𝟓 𝑭′𝒌𝟔
𝑽𝒌𝑴
1
1
1
1
1
1
0
0
0
0
0
0
𝑈𝑐1 + 𝑈𝑐2 + 𝑈𝑐3
1
1
1
1
1
0
1
0
0
0
0
0
𝑈𝑐1 + 𝑈𝑐2
1
1
1
1
0
0
1
1
0
0
0
0
𝑈𝑐1
1
1
1
0
0
0
1
1
1
0
0
0
0
1
1
0
0
0
0
1
1
1
1
0
0
−𝑈′𝑐1
1
0
0
0
0
0
1
1
1
1
1
0
−𝑈′𝑐1 − 𝑈′𝑐2
0
0
0
0
0
0
1
1
1
1
1
1
−𝑈′𝑐1 − 𝑈′𝑐2 − 𝑈′𝑐3
Tableau II.1 Etas de l’onduleur à sept niveaux et sa tension de sortie par rapport au point milieu 𝑀
II.3.3 Différentes configurations d’un bras de l’onduleur à sept niveaux
à diodes flottantes
La topologie de l’onduleur à sept niveaux à diodes flottantes fournit à la sortie chacune de
ses phases une tension par rapport au point milieu 𝑀 possédant sept niveaux différents.
Lenombre de niveaux de tension d’un onduleur représente le nombre de potentiels différents
de l’étage continu qu’il est possible d’imposer à la tension de sortie. Cependant, il est à noter
36
Chapitre II
Modélisation et Simulation de l’onduleur à Sept niveaux à Commande MLI
que chaque niveau de tension n’est obtenu que par l’intermédiaire d’une unique configuration
de cet onduleur. Les configurations possibles en conduction continue sont regroupées dans la
Figure II.2.
37
Chapitre II
Modélisation et Simulation de l’onduleur à Sept niveaux à Commande MLI
Figure II.2 Configurations possible d’un bras de l’onduleur à sept niveaux
à diodes flottantes (E1, E2,E3 et E4).
38
Modélisation et Simulation de l’onduleur à Sept niveaux à Commande MLI
Chapitre II
Figure II.2. Configurations possible d’un bras de l’onduleur à sept niveaux
à diodes flottantes (E5,E6 et E7).
Cette description des différentes topologies de l’onduleur nous permet de constater que la
tension de sortie 𝑉𝑘𝑀 donnée par le tableau II.2 est une tension à sept niveaux
Configuration
Tension 𝑽𝒌𝑴
𝑬𝟏
𝑼𝒄𝟏 + 𝑼𝒄𝟐 + 𝑼𝒄𝟑
𝑬𝟐
𝑼𝒄𝟏 + 𝑼𝒄𝟐
𝑬𝟑
𝑼𝒄𝟏
𝑬𝟒
0
𝑬𝟓
−𝑼′𝒄𝟏
𝑬𝟔
−𝑼′𝒄𝟏 − 𝑼′𝒄𝟐
𝑬𝟕
−𝑼′𝒄𝟏 − 𝑼′𝒄𝟐 − 𝑼′𝒄𝟑
Tableau II.2. Tension 𝑉𝑘𝑀 relative à chaque configuration.
II.3.4 Mise en équations
Admettons que l’onduleur est associé à une charge triphasée équilibrée et connectée en étoile.
Le point neutre de la charge est supposé non connecter.
Le potentiel du nœud 𝑘(𝑘 = 1 , 2 , 3) de l’onduleur triphasé à sept niveaux à diodes flottantes
par rapport au point milieu M est donné par l’équation suivante :
VkM  Fk1 Fk 2 Fk 3 Fk 4 Fk 5 Fk 6 (U C1  U C 2  U C 3 )  Fk1 Fk 2 Fk 3 Fk 4 Fk 5 (1  Fk 6 )(U C1  U C 2 ) 
Fk1 Fk 2 Fk 3 Fk 4 (1  Fk 5 )(1  Fk 6 )U C1  Fk'1 Fk' 2 Fk'3 Fk' 4 Fk'5 Fk' 6 (U ' C1  U ' C 2  U ' C 3 ) 
'
k1
'
k2
'
k3
'
k4
'
k5
F F F F F (U
'
C1
U
'
C2
)(1  F )  F F F F (1  F )(1  F )U
'
k6
'
k1
'
k2
'
k3
'
k4
'
k5
'
k6
'
(II.1)
C1
Afin de simplifier l'équation (2), on définit les fonctions de connexion des demi -bras Fbk
et F’bk associées respectivement au demi-bras du haut et du bas. Pour un bras s’expriment à
l’aide des fonctions de connexion des interrupteurs comme suit :
39
Modélisation et Simulation de l’onduleur à Sept niveaux à Commande MLI
Chapitre II
Fkb

Fk1 Fk 2 Fk 3 Fk 4 Fk 5 Fk 6
'b
k

Fk'1 Fk' 2 Fk'3 Fk' 4 Fk'5 Fk' 6
F
(II.2)
Posons aussi:
Fkb1

Fk1 Fk 2 Fk 3 Fk 4 Fk 5 (1  Fk 6 )
'b1
k
F

Fk'1 Fk' 2 Fk'3 Fk' 4 Fk'5 (1  Fk' 6 )
Fkb 2

Fk1 Fk 2 Fk 3 Fk 4 (1  Fk 5 )(1  Fk 6 )
Fk'b 2

Fk'1 Fk' 2 Fk'3 F4' (1  Fk'5 )(1  Fk' 6 )
(II.3)
En introduisant (II.2) et (II.3) dans l’équation (II.1) on obtient:

VkM
 F (U
'b
k
'
C1
Fkb (U C1  U C 2  U C 3 )  Fkb1 (U C1  U C 2) )  Fkb 2U C1
U
'
C2
 U 'C 3 )  F (U
'b1
k
'
C1
U )  F U
'
C2
'b 2
k
'
(II.4)
C1
L’équation (II.4) peut être réécrite sous la forme suivante:
VkM

( Fkb Fkb1 Fkb 2 )U C1  ( Fkb Fkb1 )U C 2  FkbU C 3
(II.5)
 ( Fk'b Fk'b1 Fk'b 2 )U ' C1  ( Fkb Fk'b1 )U ' C 2  Fk'bU ' C 3
L’équation (II.5) montre qu'un onduleur à sept niveaux est une mise en série de six
onduleurs à deux niveaux. Les tensions composées de l'onduleur à sept niveaux sont
exprimées à l'aide des fonctions de connexion des interrupteurs comme suit:
U 12  V1M  V2 M  ( F1b  F2b )(U C1  U C 2  U C 3 )  ( F1b1  F2b 2 )(U C1  U C 2 )  ( F1b 2  F2b 2 )U C1
 ( F1'b  F2'b )(U C 4  U C 5  U C 6 )  ( F1'b1  F2'b 2 )(U C 4  U C 5 )  ( F1'b 2  F2'b 2 )U C 4
U 23  V2 M  V3M  ( F2b  F3b )(U C1  U C 2  U C 3 )  ( F2b1  F3b 2 )(U C1  U C 2 )  ( F2b 2  F3b 2 )U C1
 ( F2'b  F3'b )(U C 4  U C 5  U C 6 )  ( F2'b1  F3'b 2 )(U C 4  U C 5 )  ( F2'b 2  F3'b 2 )U C 4
U 31  V3M  V1M  ( F  F )(U C1  U C 2  U C 3 )  ( F
b
3
b
1
b1
3
II.6
 F )(U C1  U C 2 )  ( F
b2
1
b2
3
 F )U C1
b2
1
 ( F3'b  F1'b )(U C 4  U C 5  U C 6 )  ( F3'b1  F1'b 2 )(U C 4  U C 5 )  ( F3'b 2  F1'b 2 )U C 4
Les tensions simples sont liées aux tensions composées par la relation suivante :
40
Modélisation et Simulation de l’onduleur à Sept niveaux à Commande MLI
Chapitre II
1
(U 12  U 31 )
3
1
V2  (U 23  U 12 )
3
1
V3  (U 31  U 23 )
3
V1 
(II.7)
En remplaçant (II.6) dans (II.7), il vient
b
b1
b2
 F1b  F1b1 
 F1b 
V1 
 2  1  1  F1  F1  F1 




V   1  1 2  1  F b  F b1  F b2 U  F b  F b1 U   F b U
 2
 2  C3
2
2  C1
2  C2
 2 3
  2


 Fb 
b
b1
b2 
b
b1 

V3 
 1  1 2   F3  F3  F3 
 F3  F3 
 3

 F1'b  F1'b1  F1'b2 
 F1'b  F1'b1 
 F1'b 
 'b



 
  F2  F2'b1  F2'b2 U C 4   F2'b  F2'b1 U C 5   F2'b U C 6
 F 'b  F 'b1  F 'b2 
 F 'b  F 'b1 
 F 'b 
3
3 
3 
 3
 3
 3 





(II.8)
(9)
Les courants d’entrée de l’onduleur i d0, i d1, i d2, i d3, i d4, i d5 s’expriment en fonction des
courants de phase i1, i2, i3, et les fonctions de connexion des demi-bras comme suit
i d 1  F1b 2 i1  F2b 2 i 2  F3b 2 i3
i d 2  F1b1i1  F2b1i 2  F3b1i3
i d 3  F1b i1  F2b i 2  F3b i3
i d 4  F1'b 2 i1  F2'b 2 i 2  F3'b 2 i3
(II.9)
i d 5  F1'b1i1  F2'b1i 2  F3'b1i3
i d 6  F1'b i1  F2'b i 2  F3'b i3
i d 0  i1  i 2  i3  i d 1  i d 2  i d 3  i d 4  i d 5  i d 6
II.4 Génération des signaux de contrôle
Une autre étape importante est celle de la génération des signaux de contrôle des semiconducteurs de l'onduleur du filtre actif. Ces signaux de contrôle sont obtenus à partir des
signaux
de références identifiés par la méthode PIRI, cette méthode d’identification des
harmoniques, sera traitée dans la dernière partie de ce chapitre. Une grande variété
d'approches comme celle de l'hystérésis, la modulation en largeur d'impulsion (MLI, SPWM),
la modulation vectorielle dans l'espace(SVM), etc., sont des méthodes permettant le contrôle
des semi-conducteurs du filtre actif. La méthode de contrôle basée sur le principe de la
stratégie SPWM est développée dans ce qui suit, en vue de la commande de l’onduleur à
sept niveaux.
41
Chapitre II
Modélisation et Simulation de l’onduleur à Sept niveaux à Commande MLI
II.4.1 Stratégie SPWM appliquée aux onduleurs multi niveaux
En se basant sur l'onduleur de tension a deux niveaux, on peut étendre l'étude à des
niveaux supérieurs. Pour un onduleur à N niveaux, les nombres des différents composants
nécessaires dans chaque branche sont régis par les relations suivantes [14]:

Nombre de sources de tensions secondaire du bus continu: S = N -1,

Nombre d'interrupteurs à semi conducteurs : K = 2(N - 1),

Nombre de diodes de bouclage: D = 2(N - 2)
Ainsi ,pour un onduleur à sept niveaux , donc N = 7, cela veut dire qu’on a besoin de 6
sources de tension secondaire continues avec six condensateurs C, 12 interrupteurs de
puissance et 10 diodes de bouclage . La tension aux bornes de chaque condensateur est
égale à Vdc / 6, avec Vdc est la tension totale du bus continu. (Voir Figures II.1et II.2)
II.4.2 Algorithme de la commande SPWM a sept niveaux
Pour commander un onduleur à N niveaux de tension, (N - 1) porteuses triangulaires sont
nécessaires.
Les signaux triangulaires doivent
toutes avoir
la
même
fréquence
d’échantillonnage, et la même amplitude [15].Ils peuvent être horizontalement ou
verticalement décalés. S'ils le sont horizontalement, le déphasage entre deux signaux
consécutifs est donné par (2π / (N - 1)). S'ils le sont verticalement, ils peuvent être en phase
ou non et occupent une bande continue avec le même décalage vertical. Ils sont ensuite
comparés au signal de référence d’amplitude Ar et de fréquence Tr. Chaque comparaison
donne 1 si une porteuse est supérieure ou égale à la référence, et 0 dans le cas contraire. À la
sortie du modulateur, la somme des résultats issus des comparaisons est ensuite décodée, et
donne la valeur correspondant à chaque niveau de tension.
Cette technique est caractérisée aussi par deux paramètres essentiels à savoir :

L’indice de modulation m, qui est égale au rapport de la fréquence fp de la porteuse à
la fréquence fr de la référence m= fp / fr

Le taux de modulation, r est le rapport de l’amplitude V m de la tension de référence à
l’amplitude V pm de la porteuse V m / V pm
42
Modélisation et Simulation de l’onduleur à Sept niveaux à Commande MLI
Chapitre II
Dans le cas d’une MLI multi niveaux le rapport, est entre l’amplitude V m de la tension
de référence à la somme des amplitudes des porteuses verticales.
(II.10)
m= Vm / (N-1) Vpm
Les tensions de référence, qui permettent d’obtenir un système triphasé équilibré, sont de
formes sinusoïdales :
Vréf k  Vm (sin 2f r t  (k  1)
2
) , k= 1, 2,3
3
Dans notre cas l’onduleur à sept niveaux nécessite (N-1) porteuses, c’est-à-dire 6 porteuses en
phase, décalées et occupent une bande continue avec le même décalage vertical, comme le
montre la figure II.3
Fig. II.3 Référence comparé avec six porteuses disposition PD
Nous entendons par la disposition en phase (Phase Disposition PD), toutes les porteuses
Six carriers
r =0.8).
sont identiques en amplitude, en fréquence
et (m
en =18,
phase.
C’est la méthode MLI la plus utilisée
vue la simplicité de son implémentation.
La
stratégie SPWM consiste à exploiter les instants d’intersection, d’une onde de
référence, généralement sinusoïdale, qui est l'image de l'onde de sortie désirée, avec 6
porteuses triangulaires bipolaires. L’algorithme qui génère, les impulsions de commande des
interrupteurs de l’onduleur à sept niveaux, est illustré sur la figure II.4. Celui-ci se met en
fonctionnement, dés que les courants réel de ligne identifiés et celles de référence injectés
par l’onduleur sont comparais et régulées par l’intermédiaire d’un régulateur PI qui sera
évoqué dans le troisième chapitre.
43
Chapitre II
Modélisation et Simulation de l’onduleur à Sept niveaux à Commande MLI
Fig. II.4 Schéma de principe de commande SPWM a sept niveaux pour un seul bras
Fig. II.5 Impulsions de commande générée par la référence avec chaque porteuse.
Fig. II.6 Signal de commande a sept niveaux selon l’image de la tension désirée.
Les impulsions de commande générée par les six porteuses, suivant les sept niveaux de
tension de l’onduleur sont illustrées sur les figures II.5 et II.6
44
Modélisation et Simulation de l’onduleur à Sept niveaux à Commande MLI
Chapitre II
Pour des condensations égaux en valeurs C=20mF et une tension du bus continue égale a
600 V, on obtient les deux figures ci dessous (fig. II.7 et II.8).
Fig. II.7 Sept niveaux de tension entre le point milieu M et la première phase (m=20)
Fig. II. 8 Tension simple délivré par l’onduleur à sept niveaux de tension (m=20)
 Interprétation
Nous avons abordé dans ce chapitre la modélisation ainsi que la simulation de l’onduleur à
savoir à sept niveaux. Nous remarquons que l’onduleur répond efficacement aux ordres de
commande de la stratégie MLI à six porteuses on délivrant 7 niveaux de tension entre le
potentiel de la phase A et le point médiane de la source continu M, ce qui confirme la
fiabilité et la faisabilité du modèle de commande de l’onduleur à sept niveaux, élaboré dans
ce chapitre.
L’allure de la tension simple produite par l’onduleur
a tendance de se
45
Chapitre II
Modélisation et Simulation de l’onduleur à Sept niveaux à Commande MLI
rapprochée a une sinusoïde, ce qui justifié aussi le concept fondamentale de l’onduleur multi
niveaux, qui vise l’amélioration de la qualité du signale et l’élimination des harmoniques.
II.5 Identification des signaux harmoniques de référence
Les méthodes de contrôle dans le domaine temporel sont basées sur la comparaison
instantanée des signaux de compensation harmonique de référence, sous forme de tension
ou de courant, aux signaux harmoniques réels. Le principe est de maintenir la tension ou le
courant instantané de référence proche du signal réel avec une tolérance raisonnable.
Le plus grand défi de cette approche est sans doute l'élimination de la composante
fondamentale pour générer des signaux harmoniques de référence. La plus connue de ces
stratégies qui a fait ses preuves, est sans doute la méthode des puissances instantanées réel est
imaginaire(PIRI)
[15],[16]. Vue sa simplicité d’implantation et sa grande rapidité de
correction de signal dans le réseau, nous avons choisie cette méthode temporel, afin de
générer les signaux de référence, servant à la commande du filtre actif a sept niveaux.
II.5.1 Méthode des puissances instantanées pq (PIRI_Théorie pq.)
Cette méthode d’identification des courants harmoniques, consiste à éliminer la
composante continue des puissances active et réactive instantanées ce qui est relativement
facile à réaliser [17],[18].La méthode des puissances instantanées introduite par H.Akagi
exploite la transformation de Concordia des tensions aux points de raccordement du filtre actif
parallèle et des courants absorbés par la charge polluante, afin de calculer les puissances réelle
et imaginaire instantanées.
Notons respectivement par (𝑉𝛼 , 𝑉𝛽 et𝑖𝛼 ,𝑖𝛽 ) les composantes orthogonales de Concordia
associées aux tensions 𝑉𝑠𝑘 ( k = a, b, c) et aux courants 𝑖𝑠𝑘 . La transformation de Concordia
permet d’écrire, les deux relations suivantes :
1
Vα
2
[V ]=√3 [
β
0
−
+
1
2
√3
2
1
1 −2
iα
2
[𝑖 ]=√3 [
√3
β
0 +
2
1
Vsa
2
] [Vsb ]
√3
Vsc
2
−
1
− 2 ica
] [icb ]
√3
icc
2
(II.11)
(II.12)
46
Chapitre II
Modélisation et Simulation de l’onduleur à Sept niveaux à Commande MLI
Les puissances réelle et imaginaire instantanées, notées respectivement p et q, sont
définies par la relation matricielle suivante :
Vα
𝑝
[𝑞 ]= [
−Vβ
Vβ iα
][ ]
Vα 𝑖β
(II.13)
En remplaçant les tensions et les courants diphasés par leurs homologues triphasés, nous
obtenons :
P= Vα iα + Vβ 𝑖β = Vsa ica + Vsb icb +Vsc icc
(II.14)
De même, pour la puissance imaginaire on a :
q=Vα iβ -Vβ 𝑖α =
1
√3
[(Vsc − Vsb )ica + (Vsa − Vsc )icb + (Vsb − Vsa )icc]
(II.15)
Les composantes des puissances réelle et imaginaire instantanées s’expriment comme la
somme d’une composante continue et d’une composante alternative, ce qui nous permet
d’écrire:
𝑝 = 𝑝̅ + 𝑝̃
{
𝑞 = 𝑞̅ + 𝑞̃
(II.16)
Où :
𝑝̅ , 𝑞̅Sont les composantes continues de p et q;
𝑝̃, 𝑞̃Sont les composantes alternatives de p et q.
L’inverse de l’équation (II.12) des puissances active et réactive permet d’établir la relation
(II.16) des courants 𝑖α et 𝑖β donne :
𝑖α
𝑖β
[ ] =
1
2
𝑉𝛼
2
+ 𝑉𝛽
Vα
[V
β
−Vβ 𝑝
][ ]
Vα 𝑞
(II.17)
En considérant les équations (II.15) et (II.16), nous pouvons séparer le courant dans le
repère (α, β) en trois composantes, active et réactive à la fréquence fondamentale et somme
des harmoniques. Ceci conduit à :
47
Modélisation et Simulation de l’onduleur à Sept niveaux à Commande MLI
Chapitre II
𝑖α
𝑖β
[ ] =
1
2
𝑉𝛼
+
2
𝑉𝛽
{[
Vα −Vβ 𝑝̅
Vα −Vβ 0
Vα −Vβ 𝑝̃
][ ]+ [
][ ] + [
] [ ]}
Vβ Vα 0
Vβ Vα 𝑞̅
Vβ Vα 𝑞̃
(II.18)
Maintenant, si on souhaite également compenser la puissance réactive, ainsi que les
courants harmoniques générés par les charges non linéaires, le signal de référence du filtre
actif parallèle doit inclure 𝑝̃, 𝑞̃ et ̅𝑞. Dans ce cas, les courants de référence sont calculés par:
𝑖ref α
[𝑖
]= 𝑉 2
ref β
1
2
𝛼 + 𝑉𝛽
[
Vα
Vβ
Vβ
𝑝̃
][
]
−Vα 𝑞̃ + 𝑞̅
(II.19)
Les courants triphasés sont obtenus à partir des courants diphasés par 𝑖ref α et𝑖ref β par la
transformation inverse de Concordia. Ces courants représentent les perturbations et
deviennent les courants de référence qui sont à injecter en opposition de phase sur le réseau
électrique pour éliminer les harmoniques.
1
𝑖ref a
2
[𝑖ref b ] = √
√3
𝑖ref c
[−
0
−
1
2
1 √3
2 2
−
√3
2]
𝑖ref α
[𝑖
]
ref β
(II.20)
Il est évident, d’après la relation (II.19), que pour identifier une des trois composantes,
par exemple les courants harmoniques, les parties alternatives des puissances réelles et
imaginaires doivent être séparées des parties continues. Cette séparation peut être réalisée en
utilisant deux filtres, le premier pour isoler la partie p de la puissance active instantanée, le
second pour isoler la partie q de la puissance réactive instantanée, comme le présente la figure
(II.9).
Fig. II.9.Schéma représentant le principe de séparation des puissances actives
48
Chapitre II
Modélisation et Simulation de l’onduleur à Sept niveaux à Commande MLI
La relation suivante donne l’expression générale d’un filtre passe- bas du deuxième ordre
𝑤 20
𝐹𝑝 (s)=𝑆 2 +2𝑤
2
0 𝛿𝑆+𝑤 𝑐
(II.19)
Avec :𝑤0 =2𝜋𝑓0 , 𝑓0 est la fréquence de coupure du filtre ;
s : L’opérateur de Laplace.
𝛿 : Dépassement
Le schéma de la figure II.10 illustre les étapes qui permettent l’obtention des courants de
référence par la méthode des puissances réelles et imaginaires instantanées.
Fig. II.10 Schéma du principe de la méthode d’identification des puissances (p,q) instantanées
Donc les courants harmoniques identifiés par la PIRI, seront utilisés comme références
avec celles injectes par l’onduleur a sept niveaux, pour contrôler les interrupteurs de celui-ci
par l’intermédiaire de la technique MLI multiniveaux. La commande du filtre à sept niveaux,
fera l’objet du troisième et dernier chapitre.
49
Modélisation et Simulation de l’onduleur à Sept niveaux à Commande MLI
Chapitre II
II.6 Conclusion
Dans ce chapitre, nous avons présenté le modèle de fonctionnement de l’onduleur triphasé
à sept niveaux et les différentes configurations possibles de ce type d’onduleur.
C’est ainsi que nous avons introduit la notion de fonction de connexion des demi-bas
par analogie à la fonction de connexion des interrupteurs. Nous avons également défini pour
l’onduleur a sept
commande
niveaux, les conditions de sa commandabilité et aussi son unique
complémentaire
possible
afin
d’avoir
un
fonctionnement
totalement
commandable.
Nous avons constaté que toutes les relations donnant les différentes tensions pour cet
onduleur est analogue à celle de l’onduleur à deux niveaux, en utilisant les fonctions de
connexion des demi-bas.
Ensuite nous avons remarqué que l’onduleur
à sept niveaux est équivalent à six
onduleurs à deux niveaux en série, délivrant respectivement un système triphasé équilibré.
Le modèle de l’onduleur multi niveaux à commande MLI élaboré dans ce chapitre a
donné des satisfactions coté grandeurs électriques, les
résultats obtenus confirment les
performances électriques du modèle proposé. Ce model est utilisé comme un filtre actif
parallèle, sa mission principale consiste à dépolluer le réseau électrique. Cette tache de
dépollution fera l’objet du troisième chapitre.
50
Chapitre III
Chapitre III
Filtre actif parallèle à Sept niveaux
III.1 Introduction
Les filtres actifs sont des convertisseurs de puissance. Pour obtenir le fonctionnement
optimal de ces filtres actifs, on doit améliorer la forme de leur tension de sortie.
L'amélioration de cette forme est un axe de recherche très actif, qui ne cesse de se développer
en profitant de la technologie des semi-conducteurs et des calculateurs numériques. Pour
améliorer la forme de cette tension, on peut agir sur la structure du convertisseur ou sur sa
méthode de commande. Plusieurs topologies de convertisseurs sont proposées dans la
littérature. Parmi ces convertisseurs, on distingue les convertisseurs multiniveaux, à structure
NPC (Neutral Point Clamping) ou a diodes flottantes [19][20][21] [22] [23] qui permettent
d’augmenter la tension délivrée à la charge grâce à leur topologie. Ainsi, ils permettent de
générer une tension la plus sinusoïdale possible et d’améliorer le taux d’harmoniques grâce au
nombre élevé de niveaux de tension offert par ce convertisseur. L’utilisation de ce dernier
dans le domaine des fortes puissances et/ou haute tension permet de résoudre simultanément
les difficultés relatives à l’encombrement et à la commande des groupements d’onduleurs à
deux niveaux généralement utilisés dans ce type d’application.
Dans ce chapitre, on va s'intéresser à l’application de l’onduleur à sept niveaux élaboré
précédemment, dans l’opération de filtrage. Pour cela il est nécessaire de passer par la
régulation de la tension du bus continu Vdc par le moyen d’un régulateur PI, ensuite par le
même type de régulateur on ajuste les courants harmoniques délivrés par l’onduleur via le
réseau électrique. Les résultats de simulations seront représentés et commentés.
III.2 Principe du filtre actif parallèle(FAP)
Le principe du filtre actif parallèle consiste à générer des harmoniques en opposition de
phase à ceux existant sur le réseau. Ceci peut être schématisé sur la figure III.1.Alors que le
courant absorbé par la charge polluante est non sinusoïdal, le courant crée parle filtre actif est
tel que le courant absorbé au réseau est sinusoïdal [23][24].
52
Chapitre III
Filtre actif parallèle à Sept niveaux
Fig. III.1 Principe du filtre actif parallèle
Le FAP
étudie dans ce travail est basé sous l'aspect puissance, par identifications des
courants harmoniques temporelles sous le principe
du calcul des puissances actives et
réactive instantanés( PIRI ).
III.3 Structure générale d'un filtre actif parallèle à sept niveaux
Un filtre actif est composé de quatre parties comme le montre la figure III.2. La partie
puissance est constituée d'un circuit de stockage d'énergie de six condensateur , d'un onduleur
destiné a répartir le courant dans les différentes phases et un filtre d'entrée( Lf ) destiné à
réaliser l'interface entre le réseau et l'onduleur. La partie contrôle tient compte du circuit de
stockage d'énergie( Ceq ), du filtre d'entrée et des harmoniques sur le réseau et permet
d'actionner le circuit onduleur.
Le filtre actif parallèle (FAP) est un onduleur de tension à MLI à sept niveaux, traite la
compensation harmonique.et connecté en parallèle avec la charge polluante.
La partie contrôle-commande, est principalement fondée sur l’algorithme d’identification
des courants harmoniques par la méthode PIRI, associé à l’algorithme de la technique MLI.
Les deux algorithmes contribuent à la génération des signaux de commande du filtre. La
régulation de la tension du bus continu continue ( Vdc ), aux bornes de la capacité équivalente
est indispensable, de même pour le courant injecté sur le réseau ,qui est nécessaire pour
assurer le bon fonctionnement du filtre a sept niveaux . La régulation est assurée par le
régulateur classique Proportionnel- Intégral PI. Le filtre actif génère des courants
harmoniques, de même amplitude que ceux du réseau mais en opposition de phase avec
ceux-ci.
53
Chapitre III
Filtre actif parallèle à Sept niveaux
Fig. III.2 Structure générale d'un filtre actif parallèle à sept niveaux
III.4 Régulation de la tension continue :
La tension aux bornes du condensateur doit être maintenue à une valeur constante. Pour
cela, on choisi un régulateur Proportionnel – Intégrateur PI mentionné, ci-dessous afin de
garder la tension du condensateur Vdc à sa valeur de référence Vdc*. La valeur de la tension
mesurée Vdc est comparée à sa référence Vdc*. Le signal d’erreur est ensuite appliqué a l’entrée
du régulateur PI.
La relation entre la puissance active absorbée par la capacité équivalente C eq et la tension
aux bornes de celle – ci s’écrit [18].
Pc 
d 1
2 
 Ceq .Vdc 
dt  2

(III.1)
Soit après la transformation de Laplace :
Pc s  
1
Ceq .s.Vdc2 s 
2
(III.2)
La relation suivante donne l’expression générale du régulateur PI :
K s  
K p .s  K i
s
(III.3)
54
Chapitre III
Filtre actif parallèle à Sept niveaux
Avec:
Kp: Gain proportionnel du régulateur
Ki : Gain intégral du régulateur
La figure III.3, présente le schéma de la régulation de Vdc.
Fig. III.3. Schéma de la régulation de Vdc par un régulateur PI.
Le terme G(s) a pour expression :
Gs  
2
Ceq s
(III.4)
La fonction de transfert en boucle fermée est alors donnée par :
 K p  Ki
1 
s
K i  Ceq

F s  
Kp
K
s2 
s i
Ceq
Ceq
(III.5)
L’expression générale d’une fonction de transfert du second ordre est :
 Kp  2
1 
s . c
K i 

F s   2
s  2. . c s   c2
(III.6)
Après identification avec l’équation (14), on obtient :
 K i   c 2 .C eq

 K p  2. . K i .C eq
(III.7)
55
Chapitre III
Filtre actif parallèle à Sept niveaux
Sachant que la fréquence de coupure est choisi : c = 2×18 rad/s
ainsi que le coefficient
d’amortissement, c = 0,6.
III.5 Régulation de courant du filtre actif :
En négligeant les résistances du filtre de sortie sur le courant de référence If (pour les
harmoniques basses fréquences qui sont loin de la fréquence de commutation)[11], nous
pouvons écrire la relation suivante caractérisant le courant du filtre actif If :
Lf
d
i f  v f  vs
dt
(III.8)
Notons par Δif, la différence entre le courant de référence et le courant mesuré à partir de
la relation suivante :
 i f  i * i f
(III.9)
Des équations (III.8) et (III,9) , nous obtenons l’expression ci-dessous :
Lf
d
d 

i f   v s  L f i *   v f
dt
dt 

(III.10)
Le premier terme de la partie droite de la relation (III.10) peut être défini comme tension
de référence (Vf*), ce qui nous donne l’expression suivante :
v*f  vs  L f
d *
i
dt
(III.11)
L’écart entre Vf* et Vf produit alors une erreur sur le courant. Selon la relation (III.11), la
tension de référence est composée de deux termes à fréquences différentes. Le premier
représente la tension du réseau Vs directement mesurable. Le second est égal à la chute de
tension aux bornes de l’inductance L f, lorsque celle-ci est traversée par un courant égal à
celui de la référence. Ce terme doit être élaboré par un régulateur PI de courant, comme le
montre la Fig. III.4
Fig. III.4 Schéma de la régulation des courants du F.A.P
56
Chapitre III
Filtre actif parallèle à Sept niveaux
Dans ce schéma, G(s) représente l’onduleur qui peut être modélisé par la relation suivante [25]
1

G ( s )  K 1   s


V

K  dc
2V p

(III.12)
Avec Vdc la tension côté continu de l’onduleur, Vp l’amplitude de la porteuse triangulaire et
τ représentant le retard causé par le calcul des courants perturbateurs.
III.6 Simulation et Interprétations :
La simulation a été réalisée pour confirmer l’étude théorique en régime statique et
vérifier les performances dynamiques du FAP à sept niveaux. Afin d'évaluer l'efficacité de
notre
approche, fondé
sur la méthode de calcul des
puissance
instantanée réelle et
imaginaire et la technique de commande MLI, nous avons effectué des tests de robustesse du
filtre en variant d’une part la valeur de la charge et d’autre part la consigne de Vdc .
Les paramètres utilisés en simulation sont les suivants :
 Source d’alimentation :
La tension efficace V = 220/380 V
La fréquence f =50 Hz
La résistance interne Rs =0.2Ω
L’inductance interne Ls0.001 mH
 Filtre RL :
Lf=6mHRf= 0.5 Ω
Lc=1.5mHRc= 0.02Ω
 Charge :
Pont
Redresseur
triphasé
(PD3)
à
IGBT,
alimente
initialement
une
charge RL (R=50, L = 20mH), ensuite en ajoute a chaque instant en parallèle une
charge ohmique (R1= 20 Ω, R2= 10 Ω puis R3= 6 Ω)
 Filtre actif parallèle FAP : à base d’un onduleur à IGBT a 7niveaux commandéspar
la technique MLI, dont m= 400 ; r = 0.8 ; fp = 20kHz
Capacité de stockage : C = 20mF
Voltage initial du condensateur : 600 V
Tension de référence Vdc_ref = 800 V
 Paramètres des régulateurs PI:
Fréquence d’échantillonnage des régulateurs PI :fe= 100 kHz
Paramètres du régulateur PI de Vdc: ki = 200, kp= 400,
57
Chapitre III
Filtre actif parallèle à Sept niveaux
Paramètres du régulateur PI des courants injectés par le filtre :ki = 200, kp= 400
Limites de sortie pour les deux régulateurs :
[Uhaut: 10.103,Ubas : -10.103],[Uhaut : 60, Ubas : -60]
Puisque tous les courants de phase (‫ܫ‬௔ , ‫ܫ‬௕ , ‫ܫ‬௖ ,) sont d’allures identiques, on présente les
résultats de simulation pour une seule phase, en l’occurrence la phase a.
Les figures III.5 et III.6 montre, la forme de courant avant compensation. Elle montre la
présence des harmoniques d’ordre 6k ±1 et un taux
distorsion de 27,22 %. Après
compensation, au moment où l’onduleur commence à générer les courant harmoniques
inverses vers le réseau, ce courant commence aussi a récupéré sa forme sinusoïdal. Le taux
de distorsion est de 2%, donc nettement meilleur que celui avant compensation et l'analyse
spectrale devient propre en termes de qualité d’énergie électrique.
150
Courant (A)
100
50
0
-50
-100
-150
0.2
0.22
0.24
0.26
0.28
0.3
0.32
0.34
0.36
0.38
0.4
14
16
18
20
Temps (s)
THD = 27.22 %
100
80
60
40
20
0
0
2
4
6
8
10
12
Spectre harmonique
Fig.III.5 Courants de source et son spectre harmonique avant compensation.
Au moment où le filtre injecte dans le réseau des courants harmoniques, inversement à
celles identifiés par la PIRI, comme le montre les figures III.7 et III.8. On constate une nette
superposition entre les deux courants harmoniques (fig.III.9). Ce qui a
courant de source
permet d'obtenir un
purement sinusoïdale. Ce dernier est en phase avec la tension
d’alimentation, induisant ainsi un facteur de puissance proche de l’unité (fig.III.11).
58
Chapitre III
Filtre actif parallèle à Sept niveaux
Courant (A)
200
100
0
-100
-200
0.2
0.22
0.24
0.26
0.28
0.3
0.32
0.34
0.36
0.38
0.4
14
16
18
20
Temps (s)
THD = 2.00 %
100
.
80
60
40
20
0
0
2
4
6
8
10
12
Spectre harmonique
Fig.III.6 Courant de source et son spectre harmonique après compensation.
A l’instant du branchement du FAP avec le réseau, la tension du bus continu passe à 850
V en suivant la tension de référence Vdc -ref. Le régulateur PI se manifeste à partir de 0.1s
et garde la stabilité de la tension Vdc à la valeur de la référence.
On constate d’après la figure III.10, que le régulateur PI se manifeste et garde la stabilité de
la tension du bus continu Vdc, il oblige Vdc de suivre correctement les tensions de
références [ 700 V, 800 V, 900 V puis 1000 V] malgré les variations que subit la charge dans
l’intervalle du temps [0.49s – 1.1s].
La puissance réactive est dans les alentours de zéro (fig .III.12). Cela explique la valeur
du facteur de puissance qui avoisine l’unité et au même temps confirme l’efficacité de ce
type de filtrage multi niveaux.
59
Chapitre III
Filtre actif parallèle à Sept niveaux
15
10
5
0
-5
-10
-15
0.25
0.3
0.35
0.4
Temps (s)
Fig.III.7 Courants harmoniques de référence.
10
5
0
-5
-10
0.25
0.3
0.35
0.4
Temps (s)
Fig.III.8 Courant harmonique injecté par le filtre.
15
I h- r é f é r e n c e
I h- injecté
10
5
0
-5
-10
-15
0.25
0.3
0.35
0.4
Temps (s)
Fig.III.9Superposition des harmoniques injectés et identifiés
60
Chapitre III
Filtre actif parallèle à Sept niveaux
Tensions (V)
1200
Tention de référence
Tension continu Vdc
1000
800
600
400
200
0
0
0.5
1
1.5
Temps (s)
Fig.III. 10 la tension continue ܸௗ௖ suit la tension de référence Vdc_réf
(Pendent la variation de la charge à t=0.5s et t=1s)
1
0.9
0.8
0.7
0.6
0.5
0.4
0
0.5
1
1.5
Temps (s)
Fig.III.11 Facteur de puissance.
10
x 10
4
P (W)
Q (VAR)
8
6
4
2
0
-2
0
0.05
0.1
0.15
0.2
0.25
0.3
0.35
0.4
Temps (s)
Fig.III.12 Allures des puissances active P et réactive Q
61
Chapitre III
Filtre actif parallèle à Sept niveaux
Reste a signaler a la fin ,que nous tenons à justifier l’emploi de la structure
multiniveaux pour des basses tensions et faibles puissances, dans notre modèle de simulation,
alors que la structure à deux niveaux offre de meilleures qualités technico-économiques. Ce ci
est dû à notre unique intérêt, pour ce moment, est de mettre en évidence, la faisabilité de la
structure à sept niveaux dans les onduleurs et d’en concevoir des commandes adéquates.
III.7 Conclusion
La dépollution harmonique des courants dans un réseau électrique peut être possible avec
le développement du filtre actif multi niveaux à base des composants à commutation forcée
comme les thyristors GTO, et les transistors IGBT.
Le filtre à sept niveaux à monter une grande efficacité et stabilité
vis-à-vis le
changement brusque de la charge, il offre aussi une centaine robustesse, pendent l’instabilité
de la tension du bus continu Vdc.
Parmi ces performances, une puissance réactive nulle, un facteur de puissance presque
unitaire. Ce ci dire que ce filtre a toute les particularités et les opportunités d’être utilisé dans
le domaine de la grande puissance et la haute tension.
62
Conclusion
générale
Conclusion générale
Ce travail a été consacré aux améliorations des performances des filtres actifs parallèles
multi niveaux, avec pour but le filtrage des courants perturbateurs harmoniques et la
compensation de l’énergie réactive.
Nous avons présenté les différentes sources de pollution des réseaux électriques, leurs
conséquences sur le réseau et les différentes méthodes de dépollution proposées dans la
littérature, nous avons aussi présentées les simulations d’un filtre passif avec résultats et
interprétations.
La dépollution harmonique des courants dans un réseau électrique peut être possible
avec le développement de filtre actif parallèle à sept niveaux à base des composants à
commutation forcée comme les thyristors GTO, et les transistors IGBT.
L'efficacité de ce filtre réside dans la méthode d'identification des courants harmoniques et
la technique de commande MLI, en effet une nette superposition entre le courant identifiée et
injectée a permet d'obtenir des courants purement sinusoïdaux avec un facteur de puissance
presque unitaire.
L'utilisation de la méthode d'identification des harmoniques par le principe de calcul
des puissances active et réactive instantanées, offre au FAP à sept niveaux, une grande
efficacité et précision avec facilité d’implantation. Sachant qu’on a mis l’accent sur le
filtrage passive au début de ce travail et on a signalé que ce type de filtre reste aussi efficace
mais limité en raison de ces performances qui dépend du réseau et de la charge polluante.
L’analyse temporaire et fréquentielle des résultats de simulation numérique obtenues
confirme l’intérêt de notre approche considérée.
64
Bibliographie
Bibliographies
[01] Omeiri.Amar."Simulation
d’un
filtre
actif
parallèle
de
puissance
pour la compensation des harmoniques de courant "Thèse Doctorat. Université Annaba 2007.
[02] G. Desquilbet, C. Foucher, P. Fauquembergue,"Statistical analysis of voltage dips",
Notes EDF, 96NR00 102, 1995.
[03] NEKKAR Djamel. "Contribution à l’étude des stratégies de commande des filtres
actifs triphasés " ,Mémoire de magister .Université de Souk-Ahras 2013_2014.
[04] V .Ignatova" Méthodes d’analyse de la qualité de l’énergie électrique Application aux
creux de tension et à la pollution harmonique ", Thèse Doctorat. Université de Grenoble 2006.
[05]C. Fetha," Analyse et amélioration de l’indice de la non-symétrie de tension dans la
qualité de l’énergie électrique", Thèse Doctorat. Université de Batna 2006.
[06]Cour master II."Principes de Compensation des harmoniques".
[07]A.L.D.Bermeo,"Commandes avancées des systèmes dédies à amélioration de la qualité
de l’énergie : de la basse tension à la tension", Thèse Doctorat. Institut National
Polytechnique de Grenoble 2006.
[08]B. Gattal," Méthode d’analyse des perturbations électriques dans la qualité de l’énergie
électrique en utilisant des nouvelles techniques pour l’application aux creux de tension",
Mémoire de Magister. Universite de Batna 2012.
[09] A.Arora, "Solutions innovatrices pour l’amélioration de la qualité de l’énergie
électrique", Revue Qualité De L’énergie Electrique ABB3/1998.
[10]Nadhir MESBAHI. " Contribution à l’étude des performances des onduleurs multi
niveaux sur les réseaux de distribution ",Thèse Doctorat. Université Annaba 2014.
[11] Med Alaa Eddin Alali," Contribution à l’étude des compensateurs actifs des réseaux
électriques basse tension", Thèse Doctorat, Université Louis Pasteur – Strasbourg 2002.
[12] Laid. Zellouma. " filtrage actif parallèle des harmoniques du courant génères par un
pont redresseur triphasé non commandé ",Mémoire de magister. Université Annaba 2006.
[13] Barkt Said,"Modélisation et commande d’un onduleur à sept niveaux à diodes
flottantes : Application à la conduite d’une machine asynchrone", Mémoire de magister.
Ecole Nationale Polytechnique Alger, juin 2008.
[14] Boubakar Housseini,"Prototypage rapide à base de FPGA d’un algorithme de
contrôle avance pour le moteur à induction " ,Université de Québec. décembre 2010.
[15] Joseph Song Manguelle, "convertisseurs multiniveaux asymétriques alimentes par
transformateurs multi-secondaire basse-fréquence : rections u réseau d’alimentation "Thèse,
Ecole Polytechnique Fédérale de Lausanne, EPFL 2004.
[16] N. Akira, T. Isao, "A. Hirofumi, A New Neutral – Point- Clamped PWM Inerter" ,
IEEE Tran. On Ind. Appl. Vol. IA-17.No. 5. Sep/Oct 1981. pp. 518-523.
[17] H. Akagi,A. Nabae, Y. Kanazawa"Instantaneous reactive power compensators
comprising switching device without energy storage components" , IEEE trans. On Ind. Appl.
20(1984) pp, 625-630.
[18] Mohamed Muftah. Abdusalam,"Structuresand control strategies of parallel hybrid
active filters with experimental validations "PhD thesis May 29, 2008, University Henri
Poincaré, Nancy-I.
[19]E. M. Berkouk"Contribution à la conduit des machines asynchrones monophasées et
triphasées alimentées par des convertisseurs direct. Application au gradateur et onduleur
multiniveaux" Thèse de Doctorat du Conservatoire national des Arts et Métiers, Décembre
1995.
[20] D. Dupuis, F. Okou, "Modeling and control of a five-level Diode-Clamped
Converter based statcom",IEEE International Conference on Industrial Technology, ICIT
2009 ,pp.1-6
[21] M. Koyama, T. Fujii, R.Uchida, T. Kawabata, "Space voltage vector-based
new PWM method for large capacity three-level GTO inverter" , Proc. IEEE International
Conf. on Power Electronics and Motion Control, IECON’92, 9-13 Nov1992, Vol.1, pp. 271276.
[22] J. S. Lai, & F. Z. Peng, "Multilevel converters-A new breed of power converters
Transactions on Industry Application", Vol.32, No. 3, MAY/June 1996, pp.509-517.
[23] A. NABAE, I. Takahashi, H. Akagi, "Anew neutral-point-clamped PWM
INVERTER", IEEE Transactions on Industrial Application, Vol. 1A-17, 1981,pp.518-523
[24] Saadate S,"G-T-O Thyristor high power fully controllable swichfor electric traction/
analysis and treatment induced disturbances in the power network by static conveters AC/DC
Habilitation research", INP Lorraine, Nancy, 12jan.1995
[25] Lott C, "Active filering parallel current harmonics on industrial networks theoretical
study and realization of a model GTO"IINP phD thesis of Lorraine,Nancy 1995
[26] H. Akagi,"Control strategy and site selection of a shunt active filter for damping of
harmonic propagation in power distribution systems" , IEEE Trans .on power delivery, vol. 12,
No. 1, pp. 354- 363, january1997.
‫ﻣﻠﺨﺺ‬
‫ﻫﺬا اﻟﻌﻤﻞ اﳓﺰ ﻟﺘﺤﺴﲔ ﻧﻮﻋﻴﺔ اﻟﻄﺎﻗﺔ اﻟﻜﻬﺮﺑﺎﺋﻴﺔ ﻣﻦ اﳌﻨﺒﻊ إﱃ اﳊﻤﻮﻟﺔ و ﲣﻔﻴﺾ اﻻﺿﻄﺮاﺑﺎت اﻟﻨﺎﲡﺔ ﻋﻦ اﳊﻤﻮﻻت اﻟﻜﻬﺮﺑﺎﺋﻴﺔ‬
.‫ﻏﲑ اﳋﻄﻴﺔ اﻟﱵ ﺗﺴﺘﻬﻠﻚ اﻟﻄﺎﻗﺔ اﻟﻐﲑ ﻓﻌﺎﻟﺔ‬
‫ﻣﻦ اﺟﻞ ﻫﺬا ﻓﺎن ﻫﺪف ﻫﺬا اﻟﻌﻤﻞ اﳌﻨﺠﺰ ﰲ ﻫﺬﻩ اﳌﺬﻛﺮة ﻫﻮ اﻟﺪراﺳﺔ اﻟﻨﻈﺮﻳﺔ و اﶈﺎﻛﺎة اﻟﺮﻗﻤﻴﺔ ﻟﻌﻤﻞ اﳌﺼﻔﺎة اﻟﻔﻌﺎل اﳌﺮﺑﻮط ﻋﻠﻰ‬
‫ ﻳﻌﺪ اﻟﺘﺬﻛﲑ ﺣﻮل أﺳﺒﺎب و اﺛﺎر اﻟﺘﻠﻮث‬: ‫اﻟﺘﻮازي اﻟﺬي ﻳﻌﻤﻞ ﻋﻠﻰ ﺗﻌﻮﻳﺾ اﻟﺘﻴﺎرات اﻟﺘﻮاﻓﻘﻴﺔ اﳌﻮﻟﺪة ﻣﻦ اﳊﻤﻮﻻت اﻟﻐﲑ ﺧﻄﻴﺔ‬
‫اﻟﺘﻮاﻓﻘﻲ ﻋﻠﻰ اﻟﺸﺒﻜﺎت اﻟﻜﻬﺮﺑﺎﺋﻴﺔ و ﻛﻴﻔﻴﺔ ﻣﻮاﺟﻬﺘﻬﺎ ﺑﺎﻹﺿﺎﻓﺔ إﱃ ﻋﺮض اﻟﺘﺼﻤﻴﻢ ووﺿﻊ اﳌﻌﺎدﻻت ﺑﺎﻟﻨﺴﺒﺔ ﻟﻠﺸﺒﻜﺔ و اﳊﻤﻮﻟﺔ و‬
‫ ﻗﻤﻨﺎ ﺑﺪراﺳﺔ ﻃﺮﻳﻘﺔ اﻟﺘﺤﻜﻢ ﰲ اﳌﺼﻔﺎة اﻟﻔﻌﺎﻟﺔ اﳌﻮازﻳﺔ اﳌﺘﻜﻮﻧﺔ ﻋﻠﻰ أﺳﺎس ﳑﻮج‬,‫ذات اﻟﺴﺒﻊ ﻣﺴﺘﻮﻳﺎت ﺑﺎﻟﻨﺴﺒﺔ اﳌﺼﻔﺎة اﻟﻔﻌﺎل‬
.‫إﱃ ﻧﻈﺮﻳﺔ اﻟﻄﺎﻗﺔ اﻟﻠﺤﻈﻴﺔ‬
Résumé
En vue d’améliorer la qualité du transfert de l’énergie de la source vers la charge, et de
réduire les effets néfastes des harmoniques engendrés par les charges non linéaires. Ces
charges consomment de la puissance réactive.
Pour cela l’objet du travail présent dans ce mémoire est l’étude théorique et la simulation
numérique du fonctionnement d’un filtre actif parallèle à sept niveaux, permettant de
compenser les harmoniques, qui découle directement des charges non linéaires.
Apres un rappel des origines et des effets de la pollution harmonique sur les réseaux
électriques, les dispositifs actifs permettant d’y remédier ainsi que la modélisation et la mise
en équation de l’ensemble réseau-charge polluante-filtre actif à sept niveaux, sont présentés.
La commande du filtre actif triphasé à base de l’onduleur à sept niveaux a été ensuite étudiée,
à savoir la technique d’identification des harmoniques: la méthode des puissances
instantanées (pq). Des tests de simulation ont été présentés pour valider la fonctionnalité de
cette stratégie de commande proposée.
Abstract:
In order to improve the quality of energy transfer from the power supply to the load, and to
reduce the harmful effect of the harmonic generated by nonlinear loads consumes reactive
power. Therefore, the present work aims to study the behavior of a parallel active filter for
harmonic current compensation. After a review of the causes of harmonic pollution and their
impacts on electric networks, the active deices allowing minimization of such effects and a
modeling of the overall system (network, pollutant load and active filter) are presented. Then,
the control of two and seven –level inverter based-shunt active filter is studied for harmonic
identification technique, namely, instantaneous power (p-q) theory method. Finally, the
obtained simulation results show the efficiency of the proposed control strategy.