La generatrice asynchrone a double alimentation
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La génératrice asynchrone à double alimentation (Modélisation et commande) Bruno FRANCOIS Master (Recherche) Sciences et Technologies Mention : « Automatique et Systèmes Electriques Spécialité : Energie Électrique et Développement Durable (E2D2) Laboratoire d’Electrotechnique et d’Electronique de Puissance : L2EP 1 Modélisation d’une génératrice éolienne à base de machine asynchrone à double alimentation Technologie étudiée Grandeurs d’état Modélisation dynamique Modèle du système Zone de fonctionnement Stratégie de commande Architecture du dispositif de commande 2 1 Technologie étudiée v β Ω turbine AC 50 Hz Grid Doubly Fed Induction Generator C aer C g B agues Ω m ec G earbox D .F.I.G . C onvert. PW M 1 i m _m ac i m -res u AC C DC AC variable frequency C onvert. PW M 2 R t L t i t1 i t2 DC AC Contrôle de la vitesse et du flux Contrôle des courants « réseau » Contrôle du bus continu et de la Contrôle de la puissance puissance réactive échangée Additionnal advantages : - Rated power of power electronic converters = 30% of the total rated power - Economical interest 3 Turbine Doubly Fed Induction Generator Gearbox AC 50 Hz Grid v Slip ring β Rotor side converter Grid side converter AC variable frequency Ω Is Ir Generator controler Ωref It u Ug Grid connexion controler Qsref u uref Qref Power monitoring -Starting -MPPT -Pitch control Control System 4 2 Grandeurs d’état Repère de travail : Repère de Park 2 axes « d,q » Équations du système: Équation mécanique Ω : Vitesse de l’arbre de la machine 1 variable d’état Équations de la MADA isd,isq,ird,irq : courants au stator et au rotor 4 variables d’état Équations du bus continu : u : Tension aux bornes du condensateur 1 variable d’état Équations des filtres (liaison rotorique) : 2 variables d’état itd , itq , : Courants dans le filtre 9Au total 8 variables d’état 5 Modélisation dynamique Repère naturel (a, b, c) → Osb Équations au stator isb vsb → Orb O → Osc 0 Rs 0 0 isa φsa 0 isb + d φsb Rs isc dt φsc → Osa α v sa vsc isc vsa Rs vsb = 0 vsc 0 → Ora isa → Orc 6 3 Modélisation dynamique Repère naturel (a, b, c) Équations au stator isb vsa Rs vsb = 0 vsc 0 → Osb 0 Rs 0 0 isa φsa 0 isb + d φsb Rs isc dt φsc v sb Équations au rotor 0 0 ira vra Rr φra 0 irb + d φrb Rr vrb = 0 vrc 0 0 Rr irc dt φrc → Orb v rb irb O → Osc v sc isc irc v rc v ra → Ora ira θ → Orc v sa isa → Osa 7 Modélisation dynamique Repère naturel (a, b, c) En l’absence de saturation, les flux sont supposés linéairement dépendants des courants. Six enroulements magnétiquement couplés, dont trois sont mobiles. Le flux total dans chaque enroulement est donné par la somme de : _ son flux propre (lié par l’inductance pour un flux statorique), _ des deux flux de couplage au niveau du stator (liés par les mutuelles inductances pour un flux statorique) _ des trois flux de couplage avec le rotor (liés par des mutuelles inductances variables selon la position du rotor). 2π 4π φsa = ls isa + M s isb + M s isc + M sr ira cos(θ ) +irb cos(θ − ) +irc cos(θ − ) 3 3 8 4 φsa ls M s M s isa ira [φs ] = φsb = M s ls M s isb + M sr [ R(θ ) ] irb φsc M s M s ls isc irc stator 4 2 cos(θ − π ) cos(θ − π ) cos(θ ) 3 3 2 4 cos(θ − π ) [ R(θ )] = cos(θ − π ) cos(θ ) 3 3 4 2 cos(θ − π ) cos(θ − π ) cos(θ ) 3 3 9 Modélisation dynamique isb Repère naturel (a, b, c) → Osb v sb Équations au stator → Orb vsa Rs vsb = 0 vsc 0 v rb irb O → Osc v sc isc irc v rc v ra → Ora ira θ → Orc v sa isa → Osa 0 Rs 0 0 isa φsa 0 isb + d φsb Rs isc dt φsc Équations au rotor 0 0 ira vra Rr φra 0 irb + d φrb Rr vrb = 0 vrc 0 0 Rr irc dt φrc Équations des flux 4 2 cos(θ − π ) cos(θ − π ) cos(θ ) 3 3 2 4 cos(θ − π ) [ R(θ )] = cos(θ − π ) cos(θ ) 3 3 cos(θ − 4 π ) cos(θ − 2 π ) cos(θ ) 3 3 φsa ls M s M s isa ira [φs ] = φsb = M s ls M s isb + M sr [ R(θ )] irb φsc M s M s ls isc irc La matrice inductance dépend de l’angle α 10 5 Modélisation dynamique Transformation de Concordia Osβ 1 β is 2 vsβ [C] = 3 . 0 → Orα 1 2 v → → Orβ vrβ irα irβ rα → Osα α O v sα −cos(π ) 3 −sin(π ) 3 1 2 −cos(π ) 3 sin(π ) 3 1 2 Équations au stator 0 isα d φsα vsα = Rs + vsβ 0 Rs isβ dt φsβ isα Alignement de l’axe α avec l’axe a Équations au rotor vrα = Rr vrβ 0 φsα Ls φsβ 0 φra = M'sr.cos(α) φrβ −M'sr.sin(α) 0 Ls M'sr.sin(α) M'sr.cos(α) 11 0 irα d φrα + Rr irβ dt φrβ M'sr.cos(α) M'sr.sin(α) Lr 0 −M'sr.sin(α) isα M'sr.cos(α) isβ . 0 ira Lr irβ Modélisation dynamique Modèlisation dans le repère de Park tournant → Osb → Orb irb isb vsb Osβ Oq → θr ira v ra O → Osa α v sa → Osc v rc irc → Orc θs ωr = Orα α → Osα O isa ωs = → Od → → Ora vrb vsc isc → → Orβ θ s = α + θr dθs dt : vitesse du repère statorique par rapport au référentiel d,q dθ r dt : vitesse du repère rotorique par rapport au référentiel d,q (imposée par le réseau 50Hz) (influencée par le convertisseur MLI) dθ ω= = pΩ mec dt 12 6 Modélisation dynamique Modélisation dans le repère de Park Au stator : → Osb → Orb irb isb v sd = R s .i sd + vsb → Ora vrb ira v ra O α v sa vsc isc v rc irc → Osc vsq = Rs .isq + dΦ sd −ω s .Φ sq dt dΦsq +ωs .Φsd dt Au rotor : dΦrd −ωr .Φrq dt dΦrq vr = Rr .irq + +ωr .Φrd dt → Osa vrd = Rr .ird + isa q Équations des flux : φsd Ls 0 M'sr φsq 0 Ls φrd = M'sr 0 Lr φrq 0 0 M'sr → Orc 13 0 isd M'sr isq . 0 ird Lr irq Matrice d’ inductances: - Constante - Découplée par rapport aux axes d et q Modélisation dynamique Modèlisation dans le repère de Park → → [vsdq] = [Rs].[isdq] + dtd [φsdq] + [λ] .[φsdq] .ddtθs Osβ Orβ → Od → Oq → θr [vrdq] = [Rr ].[irdq] [ [λ ] = 10 [ ] [ ] + d φrdq + [λ ] . φrdq dt θs dθ . r dt Orα α → Osα O θ s = α + θr ] −1 0 φsd Ls φ sq = 0 φrd M 'sr φrq 0 0 Ls 0 M 'sr M 'sr 0 Lr 0 isd M 'sr isq . 0 ird Lr irq Matrice d’ inductances: - Constante - Découplée par rapport aux axes d et q 14 7 Modélisation dynamique Modélisation dans le repère de Park → Oq Au stator : irq v sd = R s .i sd + v rq erq vsq = Rs .isq + isq dΦ sd −ω s .Φ sq dt dΦsq +ωs .Φsd dt Au rotor : v sq dΦrd −ωr .Φrq dt dΦrq vr = Rr .irq + +ωr .Φrd dt vrd = Rr .ird + e sq → q Od O ird isd θs v sd → O sa Équations des flux : φsd=Ls.isd+M.ird φsq=Ls.isq+M.irq φrd=Lr.ird+M.isd φrq=Lr.irq+M.isq e rd esd v rd Équations du couple : c = p(φ sd isq − φ sq isd ) ou c = p(φ rq ird − φ rd irq ) c= p. M .(φsd irq−φsqird ) ou c= p. M .(φrqisd −φrd isq) Ls Lr 15 Modélisation dynamique Modélisation dans le repère de Park Au stator : v s d = R s .i s d vsq = Rs .isq + dΦ s d + − ω s .Φ s q dt dΦsq +ωs .Φsd dt Au rotor : R1sd : d Φ s d = v s d − R s .i s d − e s dt intégrale dΦrd −ωr .Φrq dt dΦrq vr = Rr .irq + +ωr .Φrd dt q d = v s q − R s .i s q − e s q esq = −ϕsd .ωs R1rd : d Φ r d = v rd − R r .i rd − e r erd = −ϕrq .ωr R1rd : Sous forme vrd = Rr .ird + dΦ s q f.e.m. Rg2sd : esd = −ϕsq .ωs dt d dt R1rq : dΦ r q dt Équations des flux : φsd=Ls.isd+M.ird φsq=Ls.isq+M.irq isq Ls irq = M φrd=Lr.ird+M.isd φrq=Lr.irq+M.isq isd = Ls ird M erq = −ϕrd .ωr = v rq − R r .i rq − e rq −1 M Φsq . Lr Φrq −1 M Lr = [ ] 1 . Ls −M .Φsq Lr.Ls−M2 −M Lr Φrq [ ][ ] Φ 1 . Ls −M .Φsd . sd = Φrd Lr.Ls−M2 −M Lr Φrd 16 8 Modélisation dynamique esd R1 sd φ sd R2 sd φsd R1 rd φ rd R2 rd φrd R3 d • vrd • vrq φ rq R1 rq R2 rq • vsq φ sq R1 sq R2 sq isd Rg 2 rd ωr erq Rg 2 rq R3 q φsq Rg 1 rq irq isq vrd • φ sd 1 φ sd s R3d • + - + - φ rd 1 φ rd i sd i rd s csq Rg 2 sq ωs couplage électromécanique ωs Modélisation dynamique Rg1rd crd erq Rg2sq ωr ωs R5r vsq - • φ rq 1 φrq s • + - + - φ sq 1 φsq s Rs ωr c Ωmec φ sq Rr + MACHINE q Rg 1 sq R4 - crq Rg1sd csd erd Rg2rd + c R5 r φ sq Rr vrq R4 φsq Rs - ωs Ω mec φrq esd Rg2sd + MACHINE d erd 17 - csd crd esq + Rg1 sd Rg1 rd ird φsd vsd ωs φsq • vsd Rg 2 sd R3q i rq i sq Rg1sq crq Rg1rq csq 18 Ωmec T em φsq esq Rg2rq MADA d,q,0 ωs Is_dq0 V sdq0 Ir_dq0 V r_dq0 9 Modèle du système C aer β AC 50 Hz Ω turbine Grid v C g B agues Ω m ec G earbox D .F.I.G . C onvert. PW M 1 i m _m ac i m -res u AC DC AC variable frequency Turbine v T aerodynamical Multiplicateur Ωturbine C Arbre C onvert. PW M 2 R t L t i t1 i t2 DC AC T gearbox Ωmec Ωmec T em β 19 Zone de fonctionnement Torque (Nm) 20000 2 .10 4 1.5 .10 4 1 .10 4 1.8 MW ASG Torque-Speed Characteristic Operating Region 5000 T e( s i ) 0 5000 − − − 20000 1 .10 4 1.5 .10 4 2 .10 4 1700 1720 1740 1760 1780 1700 20 1800 1820 rpm i Speed (RPM) 1840 1860 1880 1900 1900 10 DOMAINE DE FONCTIONNEMENT O r ie n ta tio n d e s P a le s E x tr a c tio n d e P m ax Démarrage (kW) Puissance 300 3 2 1 Ω Ω 1 Ω 2 Ω nom V i t e s s e d e l a g é n é r a t r ic e Zone 1: Démarrage de la machine, lorsque la vitesse atteint Ω1 21 DOMAINE DE FONCTIONNEMENT O r ie n ta tio n d e s P a le s E x tr a c tio n d e P m ax Démarrage (kW) Puissance 300 3 2 1 Ω Ω 1 2 Ω Ω nom V i t e s s e d e l a g é n é r a t r ic e Zone 1: Démarrage de la machine, lorsque la vitesse atteint Ω1 Zone 2: la vitesse de la génératrice atteint des valeurs plus importantes, jusqu’à Ω2 qui correspond à une puissance voisine de la puissance nominale Pnom. 22 11 DOMAINE DE FONCTIONNEMENT O r ie n ta tio n d e s P a le s E x tr a c tio n d e P m ax Démarrage (kW) Puissance Pn 3 2 1 Ω Ω 1 Ω 2 Ω nom V i t e s s e d e l a g é n é r a t r ic e Zone 1: Démarrage de la machine, lorsque la vitesse atteint Ω1 Zone 2: la vitesse de la génératrice atteint des valeurs plus importantes, jusqu’à Ω2 qui correspond à une puissance voisine de la puissance nominale Pnom. Zone 3: une limitation de puissance est effectuée à l’aide d’un système de contrôle ou d’orientation des pales: pitch control. 23 FONCTIONNEMENT HYPERSYNCHRONE O r ie n ta tio n d e s P a le s E x tr a c tio n d e P m ax Démarrage Pn g = Ωs−Ω < 0 Ωs Ps Ω Ω 1 Ω s Ω nom V i t e s s e d e la g é n é r a t r i c e P = Ps + Pr = Ps .(1-g)= Ps .(1+|g|) MAS Ps.(1+|g|) RESEAU Ps (f) Pr = -g.Ps > 0 (f) Pr (g.f) (0) (f) 24 12 FONCTIONNEMENT HYPOSYNCHRONE O r ie n ta tio n d e s P a le s E x tr a c tio n d e P m ax Démarrage Pn Ps g = Ωs−Ω > 0 Ωs Ω Ω 1 Ω s Ω nom V i t e s s e d e la g é n é r a t r i c e P = Ps + Pr = Ps .(1-g)= Ps .(1-|g|) MAS Ps.(1-|g|) RESEAU Ps (f) (f) Pr Pr = -g.Ps < 0 (g.f) (f) (0) 25 Exploitation d’un relevé expérimental Puissance électrique (kW) 1600 Puissance constante Mesure Simulation 1400 1200 Vitesse constante 1000 800 600 400 MPPT 200 0 -200 Démarrage 0 200 400 600 800 1000 1200 1400 1600 1800 2000 Vitesse mécanique (tr/mn) 26 13 Stratégie de commande v Doubly Fed Induction Generator Τa Ωt β Τg AC 50 Hz Slip Ring G R I D P, Q Ω Gearbox Rotor side inverter imachine igrid u Line side inverter Rt Lt C AC Variable Frequency Pr, Qr Possibilités Possibilités Contrôle de la vitesse et du flux Contrôle des courant « réseau » Contrôle de la puissance Contrôle du bus continu et de la puissance réactive échangée 27 Stratégie de commande Dynamic modelling in the Park frame stator : dΦ sd = vsd − Rs .isd + Φs q .ωs dt P r = vrd .ird + v rq .irq dΦ s q Qr = vrq .ird − vrd .irq dt rotor : = vs q − Rs .is q + Φ sd .ωs Tem = p . dΦ rd = vrd − Rr .ird + Φ rq .ωr dt dΦ rq = vrq − Rr .irq + Φ rd .ωr dt Ps = vsd .isd + vsq .is q M .( Φ sd .irq − Φ sq .ird ) Ls Qs = vs q .is d − vs d .is q Current equations : isd = Ls ird M isq Ls irq = M −1 M Lr Φ . sd Φrd −1 M . Φsq Lr Φrq 28 14 Orientation du flux → Oq On calcule θs pour orienter la repère de Park de manière à annuler la composante quadratique du flux statorique. → φ sq Inrérêt : Simplification des équations Tem = p . M .( φsd irq − φsqird ) Ls Orientation du flux : → φs O θs φsq = 0 → Plusieurs méthodes sont possibles. Exemple : φ sd _ On mesure les courants statoriques et rotoriques → Osq _ On estime les flux statoriques φsd_est=Ls.isd+M.ird φsq_est=Ls.isq+M.irq Φsq _est _ Calcul de l’angle θs = Arctan Φsd _est → → φ s Osd φ sq _ Calcul de l’angle θr à partir de ωr = ωs − p .Ω → Osd φ sd O 29 Stratégie de commande Simplified dynamic modelling : small stator resistor constant stator flux (fixed by the grid) particular stator flux orientation ϕsq= 0 stator : dΦ sd = vsd − Rs .isd + Φs q .ωs dt P r = vrd .ird + v rq .irq dΦ s q Qr = vrq .ird − vrd .irq dt rotor : = vs q − Rs .is q + Φ sd .ωs dΦ rd = vrd − Rr .ird + Φ rq .ωr dt dΦ rq = vrq − Rr .irq + Φ rd .ωr dt Ps = vsd .isd + vsq .is q Tem = p . M .( Φ sd .irq − Φ sq .ird ) Ls Qs = vs q .is d − vs d .is q Current equations : isd = Ls ird M isq Ls irq = M −1 M Lr Φ . sd Φrd −1 M . Φsq Lr Φrq 30 15 Stratégie de commande Modèle simplifié pour concevoir la commande stator : R1rd : vsd = 0 Φ sd = − vs q ωs rotor : R1rd : d Φ r d = v rd − Rvr .i=r-dΦ − .ωe r sq dt R1rq : dΦ r q dt sd s d = v rq − R r .i rq − e rq f.e.m. Rg2rd : erd = −ϕrq .ωr Rg2sq : erq = −ϕrd .ωr Tem = p . M Φ . sd .irq Ls Current equations : R3d : isd = Ls ird M R3q : isq Ls irq = M −1 M .Φsd Lr Φrd Φ sd = vs q = - ωs −1 M . Φsq Lr Φrq 31 Stratégie de commande Simplified dynamic modelling [FOR 02] [TAN 95] stator : vsd = 0 La composante directe du flux vs q = - Φ sd .ωs rotor : devient proportionnelle à Vsq dΦ rd = vrd − Rr .ird + Φ rq .ωr dt dΦ rq = vrq − Rr .irq + Φ rd .ωr dt Tem = p . Qs = vs q .is d − vs d .is q Current equations : isd = Ls ird M isq Ls irq = M −1 M Lr Φ . sd Φrd −1 M . Φsq Lr Φrq i sd = 32 M Φ . sd .irq Ls irq controls the torque -> speed Φ sd − M .ird Ls ird controls the reactive power 16 Stratégie de commande Reactive power control Torque control vs q = - Φ sd .ωs La composante directe du flux devient proportionnelle à Vsq Torque control Reactive power control Tem = p . irq controls the torque -> speed Qs = vs q .is d − vs d .is q i sd = M Φ . sd .irq Ls Φ sd − M .ird Ls ird controls the reactive power 33 GIC du modèle dynamique de la MADA à flux orienté (à compléter) ωr ωr Machine d vrd R1rd urd vsq R3d erd Rg2rd ird R1rd R5r vrq R1rq urq c Machine q irq R3q erq erq ωs Φrq 34 R2sq Φrd ωr 17 Contrôle du couple vsq R1rd c R5r c= crq irq vrq vrq urq R1rq erq Machine q irq R3q erq erq Φirdrd R2sq ωs ωs ωr Modèle de commande Dispositif de commande ) irq vrq_reg irq_reg cref ~ )i erq rd ~ ωr_reg irq _ ref = − 35 Ls 1 φs d _ ref M Tem _ ref Contrôle de la puissance réactive ωr Machine d vrd vrd R1rd urd R3d R18 urd erd Rg2rd erd ωr Φrq R19 ird R17 ird Modèle de commande Dispositif de commande irq ωr R16 ) isd ~ R16e vrd_reg R18c urd_reg ird_reg R17c ~ erd R16c R19e ) irq ~ 36 i rd _ ref ( ) 1 = φs d _ ref − L s i s d M ) ωr_reg φs d _ ref = Q s _ ref ) ωs i s d 18 Dispositif de commande avec orientation du flux statorique 3 fonctionnalités du dispositif de commande : _ contrôle (rapide) des courants _ contrôle du flux _ contrôle du couple Commande • Temref Contrôle du couple R12c irq_ Contrôle du couple Modèle Découplage Contrôle du courant R13c • R14c R15_e + Cq(s) +_ Contrôle du courant vrq_reg vrq + ~ erq + usq − 1 Rr + σLr s irq X Tem erq X ) isq R15e ~ ωs_reg 37 Organisation générale M achine asynchrone A double alimentation C aer Ω turbine β R i s2 i s1 AC 50 H z i st1 i st2 C g B agues Réseau v Ω m ec M ultiplicateur C onvert. M LI1 i m_m ac i m -res u Turbine Taerodynamical Ωturbine Multiplicateur Arbre Tgearbox Ωmec β Modèle Commande Vsdq0 Ir_dq0 Ωmec Vr_dq0 Tem β ref Asservissement de vitesse MPPT v i t2 Is_dq0 MADA d,q,0 Turbine R t L t i t1 C AC fréquence variable v C onvert. M LI2 Ωturbine_ref Ωmec_ref Controle vectoriel Vr_dq0_ref Tem_reg 38 19 Architecture du dispositif de commande Multiplicateur irés i1 Convert. MLI 1 Vitesse du vent Process Park Commande -1 Park vsq vsd irq -1 ird Génération MLI u qw_reg Contrôle de la vitesse Ω ref u dw_reg Orientation du flux φref Ω Extraction de la puissance u C C ref Commande vectorielle : - controle du flux - controle des courants - découplage vrd_ ref Commande du convertisseur 1 u vrq_ ref 39 Architecture du dispositif de commande Multiplicateur irés i1 Convert. MLI 1 Vitesse du vent Process Park Commande -1 Park vsq vsd irq -1 ird Génération MLI u qw_reg Ω ref u dw_reg Orientation du flux φref Ω Extraction de la puissance u C Contrôle de la vitesse C ref Commande vectorielle : - controle du flux - controle des courants - découplage vrd_ ref Commande du convertisseur 1 u vrq_ ref 40 20 Architecture du dispositif de commande Multiplicateur irés i1 Convert. MLI 1 Vitesse du vent Process Park Commande -1 Park vsq vsd irq -1 ird Génération MLI u qw_reg Contrôle de la vitesse Ω ref u dw_reg Orientation du flux φref Ω Extraction de la puissance u C C ref Commande vectorielle : - controle du flux - controle des courants - découplage vrd_ ref Commande du convertisseur 1 u vrq_ ref 41 Architecture du dispositif de commande Multiplicateur irés i1 Convert. MLI 1 Vitesse du vent Process Park Commande -1 Park vsq vsd irq -1 ird Génération MLI u qw_reg Ω ref u dw_reg Orientation du flux φref Ω Extraction de la puissance u C Contrôle de la vitesse C ref Commande vectorielle : - controle du flux - controle des courants - découplage vrd_ ref Commande du convertisseur 1 u vrq_ ref 42 21 ARCHITECTURE DU CONTRÔLE DE LA LIAISON RESEAU ires i1 C Rt Lt ~ Convert. MLI 2 u ~ ~ Génération MLI it vs Park-1 u qw_reg Process Park-1 u dw_reg Commande itd itq Commande du Convertisseur 2 v mod_d_ref Controle de la liaison réseau v sq itd_ref v sd Controle des puissances itq_ref vmod_q_ref P ref Q ref=0 Controle du bus ti u ref 43 ARCHITECTURE DU CONTRÔLE DE LA LIAISON RESEAU ires i1 C u Rt Lt ~ Convert. MLI 2 ~ ~ Génération MLI it vs Park-1 u qw_reg Process Park-1 u dw_reg Commande itq Commande du Convertisseur 2 v mod_d_ref itd Controle de la liaison réseau v sq itd_ref itq_ref vmod_q_ref v sd Controle des puissances P ref Q ref=0 Controle du bus ti u ref 44 22 ARCHITECTURE DU CONTRÔLE DE LA LIAISON RESEAU ires i1 C Rt Lt ~ Convert. MLI 2 u ~ ~ Génération MLI it vs Park-1 u qw_reg Process Park-1 u dw_reg Commande itd itq Commande du Convertisseur 2 v mod_d_ref Controle de la liaison réseau v sq itd_ref v sd Controle des puissances itq_ref vmod_q_ref P ref Q ref=0 Controle du bus ti u ref 45 ARCHITECTURE DU CONTRÔLE DE LA LIAISON RESEAU ires i1 C u Rt Lt ~ Convert. MLI 2 ~ ~ Génération MLI it vs Park-1 u qw_reg Process Park-1 u dw_reg Commande itq Commande du Convertisseur 2 v mod_d_ref itd Controle de la liaison réseau v sq itd_ref itq_ref vmod_q_ref v sd Controle des puissances P ref Q ref=0 Controle du bus ti u ref 46 23 Turbine Doubly Fed Induction Generator Gearbox AC 50 Hz Grid v Slip ring β Rotor side converter Ω Is Ir Grid side converter Generator controler Ωref Qsref It u Ug Grid connexion controler u uref Qref Power monitoring -Starting -MPPT -Pitch control Control System 47 24
