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REPUBLIQUE ALGERIENNE DEMOCRATIQUE & POPULAIRE
MINISTERE DE L’ENSEIGNEMENT SUPERIEUR & DE LA RECHERCHE SCIENTIFIQUE
UNIVERSITE DU 20 AOÜT 1955 – SKIKDA
FACULTE DE TECHNOLOGIE
DEPARTEMENT DE GENIE ELECTRIQUE
LABORATOIRE D’AUTOMATIQUE DE SKIKDA
MEMOIRE
Présenté pour l'obtention du diplôme de Magister
SPECIALITE : Électrotechnique
OPTION : Modélisation et contrôle des procédés de conversion de l’énergie électrique
PAR
GUERGAT Hacene
THEME
Etude éolienne à base d’une machine asynchrone double stator
type BDFM.
SOUTENU PUBLIQUEMENT LE : 20/04/2014
DEVANT LE JURY COMPOSE DE :
PRESIDENT de jury : A’HMIDA ZAHIR
M.C.A Université De Skikda
ENCADREUR : BOUZEKRI HACENE
M.C.A Université De Skikda
EXAMINATEUR : KHEZZAR ABDELMALEK
PR Université De Constantine
EXAMINATEUR : LEBAROUD ABDESSELAM
M.C.A Université De Skikda
Promotion : 2010-2013
N° :D012114002M
REMERCIMENT
Avant tout, je remercie ALLAH le Tout-puissant de m’avoir
donné le courage, la volonté, la patience et la santé durant
toutes ces années d’étude et que grâce à lui ce travail a pu être
réalisé.
Je tiens à exprimer mon remerciement et ma gratitude:
Département de l’électrotechnique de l’université de SKIKDA
et à tous les enseignants qui m’enseignés durant les années du cursus.
Enfin
je remercie aussi toutes les personnes qui m’aidée de
près ou de loin à la rédaction de ce travail.
Dédicace
Je dédie ce modeste travail :
_A l’esprit de mes parents.
_A mon épouse pour tous les soutiens qui ma donnez.
_A toute ma famille.
_A tous mes amis et camarades surtout :
*BOUBKAR RABIAA
*ZIBOUCH MOKHTAR
*RAHAB ABD ARRAZEK
*GUIZAH MOHAMED
*FENNI ATHMANE
*DJEGHADER MOUNIR
*CHAABNIA ALI
*BEN SAADA DJAMEL
* AHMED SEID HAMZA
Table des matières
Résumé en arabe
Résumé en François
Résumé en Anglais
Liste des figures
Liste des Table
Notation
Introduction général…………………………………………………………………………..(01)
Chapitre I : Etat De L’art De La BDFM
I.1 Introduction …………..……………………………………………………………………. .(03)
I.1.1 L’énergie cinétique de l’air : ………………………………………………………...(03)
I.1.2 L’énergie interceptée par une éolienne : …………………………………………..(04)
I.1.3 Régulation mécanique de la puissance d’une éolienne : ………………………..(07)
I .1.4 Contexte de la conversion d’énergie éolienne : …………………………………..(07)
I.1.5 Intérêt de la vitesse variable : ………………………………………………………...(08)
I.2. Classification des machines à double alimentation utilisées dans les
systèmes de génération à vitesse variable:.……………………………………………...(08)
I.2.1. Machine à double alimentation à rotor bobiné (standard) : ………………….. (09)
I.2.2. Machine à double alimentation en cascade asynchrone: ……………………….(10)
I.2.3 Machine à double alimentation sans balais: ………………………………………(11)
I.3. Comparaison entre les différentes variantes de la machine à double
Alimentation: ……………………………………………………………………………………...(11)
I.4 Description du BDFM : ………………………………………………………………….(13)
1.5 Les modes de fonctionnement synchrone :…………………..…………………...(13)
I.6 Conclusion : …………………………………………………………………………………..(16)
Chapitre II Modélisation d’électromécanique BDFM-turbine-Multiplicateur
II.1. INTRODUCTION: ……………………………………………………………………... (17)
II.2. Modélisation de la machine asynchrone a double stator sans balais
(BDFM) : …………………………………………………………………………………………...(17)
II.3. Hypotheses Simplificatrices: …………………………………………………………(18)
II.4. Modèle de la machine asynchrone triphasée a double alimentation
(BDFM) dans les axes ABC: …………….....................................................................(19)
II.4.1. Equations électriques de la machine: ………………………………………….(19)
II.4.2. Equations magnétiques: ………………………………………………………... (20)
II.4.3. Equations mécaniques : ………………………………………………………….(20)
II.5. – Modèle biphasé de la BDFM : …………………………………………………….(21)
II.5.1 - Transformation de Park : ……………………………………………………... (21)
II.5.2 Modèle de Park : …………………………………………………………………...(21)
II.6. Application de la transformation de PARK :….………………………………...(22)
II.6.1. Equations des tensions : …………………………………………………………(22)
II.6.2. Equations des flux : ………………………………………………………………(23)
II.6.3. Equation mécanique : …………………………………………………………...(24)
II.7. Simulation numérique : ………………………………………………………………..(26)
II.8 Modélisation d’une turbine éolienne : ……………………………………………. (29)
II.8.1 Hypothèses simplificatrices pour la modélisation mécanique de la
turbine: ………………………………………………………………………………………………. (29)
II.8.2 Modélisation de la turbine: ………………………………………………………(30)
II.8.3 Modèle du multiplicateur : ……………………………………………………….(32)
II.8.4 Equation dynamique de l’arbre : ………………………………………………..(32)
II.8.5 Le schéma bloc causal du modèle de la turbine : …………………………….(33)
II.8.6 Résultats obtenus: ………………………………………………………………….(34)
II.9.Conclusion : …………………………………………………………………………………(36)
Chapitre III Commande de la chaine turbine-BDFG-convertisseurs
III.1. Introduction : ……………………………………………………………………………..(37)
III.2 Structure générale du système de conversion d’énergie : ………… (37)
III 3. Conception de la commande d’éolienne: ……………………………………….(38)
III 3.1 Intérêt de la vitesse variable : …………………………………………………..(38)
III 3.2 Techniques d’extraction du maximum de la puissance : …………………..(39)
III 3.2.1 Maximisation de la puissance avec asservissement de la vitesse: ………(40)
III 3.2.1.a Conception du correcteur de vitesse: …………………………….(41)
III 3.2.1.b Maximisation de la puissance sans asservissement de la vitesse:(42)
III 4. Conception de la commande de BDFG : ………………………………………. (44)
III.4.1 Commande de convertisseur de puissance coté réseau : ………………….. (44)
c
III.4.1.a Etude de la boucle des courants du coté alternative: …………… (44)
III.4.1.b Boucle de régulation de tension du bus continu: ………………...(46)
III.4.2 Elaboration de la Commande de la BDFG: …….......................………... (49)
III.4.3-1Commande de la puissance réactive du BP: ……………………….(56)
III.4.3-2 Commande de la puissance active du BP: …………………………(56)
III.5 Simulations numérique de l’ensemble: ………………………………………….(57)
III.6 Interprétation des résultants: ……………………………………………………….(64)
III.7 Conclusion : ………………………………………………………………………….........(64)
Conclusion général :…………………………………………………………………………....(65)
Les Annexe
Annexe A :…………………………..… ….………………………………………………………...(66)
Annexe B :…………………………...… ….………………………………………………………..(68)
Annexe C :……………… …….……… ….………………………………………………………...(70)
‫الخالصة‪:‬‬
‫أتاح التطور الملحوظ فً مجال االلكترونٌات القدرة و المعالجات الدقٌقة تطوٌر نظم التحكم فً اآلالت‬
‫الكهربائٌة خاصة بالنسبة للمحركات الكهربائٌة و من اآلالت التً تطور أداؤها بشكل ملموس لهذا السبب اآلالت‬
‫الالفرشٌة مزدوجة التغذٌة كإحدى اآلالت التً تناسب العمل مع الدوائر االلكترونٌة الحدٌثة و لذلك نالحظ زٌادة األبحاث‬
‫التً تتناول هذا النوع من اآلالت مما أتاح التوسع فً استخدامها فً تطبٌقات هامة مثل أنظمة التسٌٌر الكهربائً ذات‬
‫السرعة المتغٌرة و المولدات ذات السرعات المختلفة والسبب الرئٌسً لالهتمام بهذه اآلالت هو سهولة التصنٌع و عدم‬
‫حاجتها إلى الصٌانة المتكررة نظرا لالستغناء عن عضو التوحٌد و هو األمر الذي كان ٌعتبر هدفا أساسٌا فً مجال‬
‫تطوٌر أداء اآلالت الكهربائٌة ‪ .‬ومن الناحٌة االقتصادٌة فان تكلفة المغذي االلكترونً الالزم لتشغٌل اآللة و التحكم فً‬
‫سرعتها تقل بشكل ملموس و ذلك لصغر قدرته بالمقارنة مع اآلالت الكهربائٌة التقلٌدٌة أحادٌة التغذٌة حٌث تمر القدرة‬
‫الكهربائٌة الكاملة لآللة خالل المغذي االلكترونً فً النوع أحادي التغذٌة بٌنما ٌمر قدر بسٌط من القدرة من خالل المغذي‬
‫االلكترونً فً النوع المزدوج التغذٌة‪ .‬و تعتبر اآللة التأثٌرٌة الالفرشٌة مزدوجة التغذٌة إحدى اآلالت الحدٌثة نسبٌا التً‬
‫تنتمً إلى هده المجموعة ‪.‬‬
‫و فً هذا البحث تم تقدٌم نموذجا رٌاضٌا مفصال ٌمكن من خالله تحلٌل األداء العابر لآللة التأثٌرٌة الالفرشٌة‬
‫مزدوجة مدخل التغذٌة و النموذج الذي تم تقدٌمه تم استنتاجه من خالل تمثٌل اآللة فً المحاور الطبٌعٌة ( المباشرة ) و‬
‫كذلك فً المحاور المتعامدة و التً تم اختبارها لتكون مترافقة مع الحقل الدوار و من ثم فإنها تدور بنفس سرعة الحقل‬
‫الدوار و اعتمادا على النموذجٌن المقدمٌن تم الحصول على عالقة العزم الكهرومغناطٌسً لآللة و تقدٌم طرٌقة ’’ دالة‬
‫اللف ’’ كطرٌقة مناسبة ٌمكن استخدامها لحساب ممانعات اآللة مع تقدٌم أمثلة من نتائج أداء اآللة تحت ظروف تشغٌل‬
‫معٌنة لتأكٌد صالحٌة النموذج الرٌاضً المستنتج‪ .‬و فً هدا البحث ٌتم استنتاج نموذج رٌاضً لوصف أداء اآللة فً حالة‬
‫االستقرار لٌتكامل مع ما تم تقدٌمه سابقا و بالتالً ٌمكن الحصول على وصف ألداء اآللة فً حاالت التشغٌل المختلفة‪ .‬كما‬
‫ٌتم تقدٌم مزٌد من نتائج األداء الدٌنامٌكً لآللة مع بعض نماذج من نتائج األداء فً حالة االستقرار‪.‬‬
‫المفردات المفتاحٌة ‪:‬‬
‫اآلالت الالفرشٌة مزدوجة التغذٌة تحلٌل األداء العابر تحلٌل حالة االستقرار النظرٌة العامة لآلالت الحاثٌة أنظمة التسٌٌر‬
‫الكهربائً ذات السرعات المتغٌرة ‪.‬‬
Résumé: Les développements dans le domaine de l’électronique de puissance et les
microprocesseurs à permet l’évolution des systèmes de commandes des machines électriques
surtout pour les moteurs électriques et parmi ces machines on trouve les machines a double
alimentation ont tous adaptée élégantes pour l’utilisation des convertisseurs électroniques
dans cette raison on constate l’augmentation des travaux de recherches qui traitent ce type des
machines, qui connaissant vaste utilisation dans des application importantes comme dans les
systèmes qui fonctionnent à vitesses variables (moteurs ou générateurs) la principale cause
d’utilisation de ces machines c’est la simplicité de construction due à l’absence du collecteur
mécanique et faible convertisseur électrique nécessaire pour la commande de cette machine
par le quel transite faible pourcentage de la puissance nominale de la machine.
Dans ce mémoire on a présenté un modèle mathématique détaillé représenté l’état
dynamique de la BDFM et ce modèle est exprimé dans repaires naturelles(abc) et
quadratiques(d q) qui tournent avec le champ tournant .A la fin de ce mémoire on propose
régulation de la puissance active et réactive produit par la machine .
Mots clés :
Énergie renouvelable, Énergie éolienne, Machine asynchrone à double alimentation
sans balais, MPPT, commande vectorielle.
Summary: The developments in the electronic field of power and the
microprocessors will especially allows the evolution of the control devices of the electric
machines for the electrical motors and among these machines one finds the machines has
double fed which feels most elegant for the use of the electronic converters to this reason
one notices the increase in research which treats this type of the machines, this point carried
out their vast use in application important as in the systems which imply variable speeds
(engines or generators), and the leading cause of use of these machines it is the simplicity of
construction due to the absence of the mechanical collector in more in the mechanical side
the cost of electric converter necessary for the ordering of this machine is less expensive
because it implies a small percentage of the nominal output of the machine of the latter.
This dissertation presents an advanced solution to the above problem by designing
the Brushless Doubly Fed Induction generator (BDFIG) system for the wind energy
conversion to reduce the maintenance cost and to improve the system reliability of the wind
turbine system. The proposed BDFIG employs two three-phase windings in the stator to
eliminate the brushes and copper rings in DFIG. The unified d-q dynamic reference frame
model of BDFIG is developed and implemented using MATLAB/SIMULINK. Based on the
model, the control scheme for flexible power flow control in BDFIG is developed. The
independent control of the active and reactive powers flow is achieved under the closed
loop stator flux oriented control scheme.
Key words:
Renewable energy, Wind energy, Brushless Doubly Fed Machine (BDFM), MPPT, Vector
Control.
Liste des figures
Figures
Chapitres et titres
pages
Chapitre I
I.1
Carte annuelle de la vitesse moyenne du vent à 10m du sol (m/s)
4
I.2
technologies éoliennes
5
I.3
Coefficient de puissance aérodynamique en fonction de λ et de
6
l’angle de pas des Pales
I.4
Courbe typique de puissance en fonction de la vitesse du vent
6
I.5
variation de la puissance éolienne en fonction de la vitesse du vent
8
I.6
Schéma de principe de la machine à double alimentation à rotor
bobiné (standard)
10
I.7
Schéma de principe de la machine à double alimentation en cascade
asynchrone
10
I.8
Schéma de principe de la machine à double alimentation sans balais
11
Chapitre II
II.1
Représentation des enroulements de la machine asynchrone à double
stator BDFM.
18
II.2
Transformation de Park.
21
II.3
Schéma de simulation d’une machine BDFG dans Matlab
(SimPowerSystems)
26
II.4
la courbe du courant Is1qd du BP
27
II.5
la courbe du courant Is2qd du BC
27
II.6
la courbe du courant Is1abc du BP
27
II.7
la courbe de FFT appliqué sur du courant Is1abc du BP
28
II.8
la courbe du courant Is2abc du BP
28
II.19
la courbe de FFT appliqué sur du courant Is2abc du BC
28
II.10
la courbe de la vitesse de Rotation de la machine
29
II.11
Système mécanique de l’éolienne
29
II.12
Modèle mécanique simplifié de la turbine
30
Liste des figures
II.13
Schéma de la turbine éolienne
31
II.14
Coefficient aérodynamique en fonction du ratio de vitesse de la
turbine (λ)
32
II.15
Schéma bloc du modèle de la turbine
33
II.16
Schéma bloc du modèle de la turbine dans logiciel Matlab
34
II..17
la courbe de la vitesse de vent
35
II.18
la courbe de la vitesse de Rotation de la turbine
35
II.19
la courbe de la puissance de la turbine
35
II.20
La courbe de la coefficient de puissance de la turbine
36
Chapitre III
III.1
Système de production éolien
38
III.2
la puissance générée en fonction de la vitesse mécanique et la vitesse
du vent
38
III.3
Diagramme de conversion de puissance
39
III.4
Fonctionnement optimal de la turbine
41
III.5
Schéma bloc de la maximisation de la puissance extraite avec
asservissement de la vitesse
42
III.6
Schéma fonctionnel pour le réglage du courant
43
III.7
Modèle dynamique pour le circuit du bus continu
45
III.8
Schéma fonctionnel pour la boucle déréglage de tension du bus
continu
46
III.9
Schéma général de commande vectorielle du redresseur
48
III.11
Schéma général de commande vectorielle du BDFM
51
III.12
Schéma de commande Is1
53
III.13
Schéma de commande Is2
55
III.14
Schéma de commande de la puissance réactive du BP
56
III.15
Schéma de commande de la puissance active du BP
57
Liste des figures
III.16
Régulation du système de conversion d’énergie
58
III.17
Schéma de simulation Régulation du système de conversion d’énergie
dans Matlab (SimPowerSystems)
59
III.18
la courbe de la puissance active et réactive du BP
60
III.19
la courbe du courant Is1d et Is1q du Bp
60
III.20
la courbe du courant Is2d et Is2q du BC
61
III.21
la courbe du courant Is1abc du BP
61
III.22
la courbe du courant Is2abc du BC
62
III.23
la courbe de la vitesse de Rotation de la machine
62
III.24
la courbe de la vitesse du vent qu’injecté dans la turbine
63
III.25
la courbe du coefficient de puissance Cp
63
Liste des tableaux
tableau
pages
Chapitres et titres
I.1
Classification et comparaison des différentes variantes de la
machine à double alimentation
12
Annexe B
PARAMETRES DE LA TURBINE
70
PARAMETRES DE LA MACHINE ASYNCHRONE
70
PARAMETRES ELECTRIQUE
70
PARAMETRES MECANIQUE
71
PARAMETRES DU REDRESSEUR
71
NOTATIONS
Vv
Vitesse du vent
Caer
Couple aérodynamique de l’éolienne
ß
Angle d’orientation des pales
R
Rayon de la pale
Ωturbine
Vitesse angulaire de la turbine
Cg
Couple résistant (issu du multiplicateur)
Ωmec
Vitesse mécanique de la génératrice
Tem
Couple électromagnétique
Ωs
Vitesse angulaire de synchronisme (relative aux grandeurs statoriques)
Ωref
Vitesse mécanique de référence
TbJ avec JЄ{1,2,3}
Force de poussée appliquée à la pale
ΒJ avec JЄ{1,2,3}
Vitesse d’orientation de la pale
Jpale
Inertie de la pale
db
Coefficient de frottement de la pale par rapport à l’air
Kb
Elasticité de la pale
fpale
Coefficient de frottement de la pale par rapport au support
Jh
Inertie de l’arbre
kh
Elasticité de l’arbre
Dh
Coefficient de frottement de l’arbre par rapport au multiplicateur
G
Gain du multiplicateur
dg
Coefficient de frottement de la génératrice
Cg
Couple entraînant de la génératrice
Pv
Puissance de l’´eolienne
ρ
Masse volumique de l’air en température ambiante (15°C)
S
Surface circulaire balay´ee par la turbine (S = π* R2)
λ
Ratio de vitesse
Jturbine
Inertie de la turbine
Cmec
Couple mécanique total appliqué au rotor de l’éolienne
Cem
Couple électromagnétique
Cvis
Couple des frottements visqueux
Pelec
Puissance électrique générée par l’´eolienne
F
Coefficient des frottements visqueux
J Inertie
totale sur l’arbre
Pnom
Puissance nominale de l’éolienne
M.P.P.T.
Maximum Power Point tracking
Ωcut-in
Vitesse mécanique de la génératrice à laquelle l’éolienne est démarrée
Ωcut-out
Vitesse mécanique de la génératrice `a laquelle l’éolienne est arrêtée
Pmec
Puissance mécanique fournie par l’arbre
Cem-ref
Couple électromagnétique de référence
Ωturbine-ref
Vitesse angulaire de référence de la turbine
Ωref
Vitesse mécanique de référence de la génératrice
Cp
Coefficient de puissance de la turbine
Cpmax
Coefficient de puissance correspondant `a l’extraction maximale de
puissance
Cass1
Régulateur pour l’asservissement de la vitesse mécanique
Caer-estim
Couple aérodynamique estimé
Ωturbine-estime
Vitesse mécanique estimée de la turbine
Cmot-ref
Couple ´électromagnétique de référence de l’actionneur de l’angle
BDFM:
Machine Asynchrone à Double Stator.
s1, s2, r :
Indices correspondants au stator 1, stator 2 et au rotor.
as1, bs1, cs1 :
Indices correspondants au trois phases du 1 stator.
as2, bs2, cs2 :
Indices correspondants au trois phases du 2 stator.
ar, br, cr :
Indices correspondants au trois phases du rotor.
Rs1, Rs2, Rr :
Résistances statoriques et rotoriques.
Ls1, Ls2 :
Inductance propre d’une phase statorique.
Lr :
Inductance propre d’une phase rotorique.
Msr :
Inductance mutuelle entre phases statoriques et rotoriques.
Lsr :
Inductance mutuelle entre phases statoriques
Lmr :
Inductance mutuelle entre phases rotoriques.
J:
Moment d’inertie.
s :
Pulsation électrique statorique.
r :
Pulsation électrique rotorique.
sl :
Pulsation électrique de glissement.
s :
Vitesse de rotation du champ tournant (vitesse de synchronisme).
P1 :
Nombre de paires de pôles du stator de puissance.
P2 :
Nombre de paires de pôles du stator de contrôle.
:
Vitesse angulaire des axes (d, q) par rapport au rotor.
d, q :
Axes longitudinal et en quadrature du repère de Park.
Cr :
Couple résistant.
Kf :
Coefficient de frottement.
S:
Opérateur de Laplace.
s1, s2, r :
Flux statorique et rotorique.
v:
Tension.
i:
Courant.
m :
Flux magnétisant
-Introduction générale
-
Le travail développé dans ce mémoire concerne la production décentralisée d’électricité à l’aide de
l’énergie éolienne et plus particulièrement l’amélioration de l’insertion de ce type de source dans le
réseau électrique.
Il y a 2600 ans, l’homme utilisait déjà l’énergie éolienne pour la transformer en énergie
mécanique. Cette application était utilisée pour faire avancer les bateaux, pomper de l’eau ou
moudre du grain. La transformation en énergie électrique ne débute qu’au 19iéme siècle. Ce n’est
véritablement qu’en 1891 que l’on trouve les premiers ancêtres des éoliennes actuelles. Pendant la
période 1920 – 1961, des éoliennes de puissance comprise entre 100 kW et 1MW montrèrent leur
fiabilité et eurent un certain succès. A la fin de cette période leur développement fut stoppé en
raison d’une concurrence déloyale avec les énergies primaires fossiles : le coût du kWh thermique
était bien meilleur marché que celui de l’éolien. L’histoire des éoliennes reprend à partir d’octobre
1973, lors du premier choc pétrolier [1].A la fin des années 1990, la production mondiale
d’électricité éolienne n’atteint que 10 TWh. L’essor des éoliennes débute véritablement de nouveau
qu’en décembre 1997 lors de la conférence de Kyoto qui débouche sur les accords du même nom :
une partie des pays industrialisés s’engage à réduire leurs émissions de gaz à effet de serre à
l’horizon 2010. [2]
Dans ce contexte, les nouvelles énergies vertes dite ‘renouvelables’ sont réapparues et
prennent peu à peu une place indéniable dans le marché d’électricité. Parmi celles-ci, l'éolien
apparaît actuellement en bonne place comme énergie d'appoint complémentaire à l'énergie fossile
et nucléaire puisque l'énergie potentielle des masses d'air en mouvement représente, au niveau
mondial, un gisement considérable. [3]
Les éoliennes reposent principalement sur une utilisation de plus en plus large de machine
asynchrone, cela est motivé par sa robustesse, sa fiabilité électromécanique, son faible coût.
Actuellement la machine asynchrone est de plus en plus utilisée dans la production d’énergie
électrique éolienne variable.
Récemment les chercheurs s’intéressent de plus en plus à la commande des machines multi
phase, en particulier, la machine asynchrone à double stator nécessitant une double alimentation
triphasée statorique. Cette dernière présente plusieurs avantages de fiabilité, et minimise les
pulsations du couple, permet d’utiliser des composants électroniques de puissance de
dimensionnement réduit pour des fréquences de commutation plus élevés qu’avec les machines
simples. [4]
1
-Notre mémoire est composé de trois chapitres répartir comme suit :
-Chapitre 1:
Dans ce chapitre on fait l’étude du développement des générateurs éoliens, les différents types
d’aérogénérateurs et des machines asynchrone
à double alimentation .Puis on donne une vue
historique sur l’évolution du BDFM.
-Chapitre 2 :
la modélisation de la BDFM et de son alimentation .A cet effet, on a commencé, par la modélisation
,l’analyse et la simulation de la machine a une paire de pôles dans le stator de puissance et trois
paires de pôles dans le stator de commande, puis on a étudié tous les modes d’opération du BDFM,
on terminer par la modélisation de la partie mécanique qui contient la turbine, le multiplicateur et
l’arbre.
-Chapitre 3 :
La commande de la machine asynchrone à double alimentations type BDFM. En particulier la
commande vectorielle.
La commande vectorielle permet d’envisager un découplage entre le couple et le flux de la
machine, et d’aboutir à un control comparable à celui d’une machine à courant continu à excitation
séparée.
Pour régler la puissance de la machine on fait appel à des régulateurs classiques de type PI. Les
performances de ces derniers restent souvent limitées en raison de la complexité réelle du système à
commander avec l’utilisation d’un exemple de simulation de la BDFM.
2
Chapitre I
Etat De L’art De La
BDFM
Chapitre I
Etat De L’art sur les générateurs éoliens à base de machine asynchrone
I.1.Introduction :
L’énergie électrique est l’un des facteurs primordiaux dans la vie quotidienne de l’être
humain, ainsi, la consommation mondiale ne cesse de croitre pour tous les domaines d’activités
utilisant l’énergie électrique. Une grande partie de cette ´énergie provient des énergies fossiles
causant ainsi des problèmes environnementaux [4].
A partir de cet état de fait et suite à la recherche d’un développement durable, la maitrise et
le développement des énergies renouvelables sont devenus l’un des importants sujets de battue et
véhicules au sein des congres, conférences et des laboratoires de recherche etc., en particulier
l’´energie éolienne qui a énormément évoluée ces deux dernières décennies [5].
Dans ce chapitre, un aperçu sur les différentes technologies d’éoliennes et les différentes
configurations des systèmes de conversion d’´energie éolienne, basées sur les différentes
génératrices électriques de type MADA sont présentées.
I.1.1 L’énergie cinétique de l’air :
La ressource éolienne provient du déplacement des masses d’air qui est dû
indirectement à l’ensoleillement de la Terre. Par le réchauffement de certaines zones de la
planète et le refroidissement d’autres, une différence de pression est créée et les masses d’air sont
en perpétuel déplacement. Après avoir pendant longtemps oublié cette énergie pourtant exploitée
dès l’antiquité, elle connaît depuis environ 30 ans un essor sans précédent notamment dû
aux premiers chocs pétroliers. A l’échelle mondiale, l’énergie éolienne depuis une dizaine
d’années maintient une croissance de 30% par an. En Europe, principalement sous l’impulsion
allemande, scandinave et espagnole, on comptait en 2000 environ 15000 MW de puissance
installée.
Ce chiffre a presque doublé en 2003, soit environ 27000 MW pour 40000MW de
puissance éolienne installée dans le monde, pour l’année 2010, on peut espérer une puissance
éolienne installée en Europe de l’ordre 70000 MW soit l’équivalent d’environ de 70
tranches nucléaires [6].
En ce qui concerne l'Algérie, récemment une décision présidentielle a été prise sur
l’orientation de nos pays vers les énergies renouvelables. De ce fait, un programme très ambitieux
de développement de ces énergies a été adopté par le gouvernement en visant une contribution de
ces énergies à hauteur de 40% de la production nationale d’électricité à l’horizon 2030. Dans ce
contexte, 65 projets pour la période 2011/2020, dont 10 projets pour la seule phase pilote 2011Département d’électrotechnique
Université du 20 Aout 1955, Skikda
Page 3
Chapitre I
Etat De L’art sur les générateurs éoliens à base de machine asynchrone
2013 ont été identifiés. Ces projets seront menés dans le but de produire 22 000 MW à l’horizon
2030, dont 10 000 MW pourraient être dédiés à l’exportation [7].
Le gisement éolien en Algérie est très diversifié. Il varie d’une zone à une autre selon la
cartographie et le climat de cette dernière. La carte représentée à la figure 3 [8], montre que le
Sud est caractérisé par des vitesses plus élevées que le Nord, plus particulièrement le Sud-ouest
avec des vitesses supérieures à 4 m/s et qui dépassent la valeur de 6 m/s dans la région d'Adrar.
Concernant le Nord, il est à noter que la vitesse moyenne est globalement peu élevée. Cependant,
les sites côtiers d’Oran, Bejaia et Annaba, et les hauts plateaux de Tiaret ainsi que la région
délimitée par Bejaia au Nord et Biskra au sud, sont prometteurs en termes de production si la
hauteur des éoliennes choisies est élevée.
Fig. I.1 : Carte annuelle de la vitesse moyenne du vent à 10m du sol (m/s).
Il y a lieu de signaler que l’intérêt qu’a donné le gouvernement algérien au secteur des
énergies renouvelables fait que plusieurs universités algériennes oriente leurs recherches vers cet
axe. C’est dans cet objectif qu’on peut inscrire notre travail et qui porte sur l’une de ces énergies
renouvelables qui est l’énergie éolienne [9].
I.1.2 L’énergie interceptée par une éolienne :
La puissance aérodynamique capturée par une turbine s’exprime par :
paero 
(I.1)
1
SC pVv3
2
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Chapitre I
Etat De L’art sur les générateurs éoliens à base de machine asynchrone
Où Cp est le coefficient de puissance aérodynamique, ρ la masse volumique de l’air
(environ
1,2 kg/m3), S la surface active de l’éolienne et Vv la vitesse du vent.
Le coefficient Cp ne peut théoriquement pas dépasser la limite dite de Betz :
C p _ lim ite  0.59
Une turbine est typiquement caractérisée par sa courbe Cp = f(λ) avec :

R
: Coefficient de vitesse réduite
Vv
Où
est la vitesse angulaire de rotation et λ est le rapport de la vitesse
(linéaire)périphérique en bout de pale sur la composante normale de la vitesse du vent.
Les turbines sont généralement placées face au vent (par un mécanisme d’asservissement de
l’orientation ou par un phénomène d’équilibre dynamique naturel), Vv est la vitesse du vent
supposée constante (hors turbulences).
Il existe deux grandes catégories d'éoliennes selon la disposition géométrique de l'arbre sur
lequel est montée l'hélice :
- les turbines éoliennes à axe horizontal ;
- les turbines éoliennes à axe vertical ;
Fig I.2 : Différents types éoliennes
Sur le plan aérodynamique, on peut comparer les différents types de turbines selon
leurs coefficients aérodynamiques de puissance en fonction de la vitesse normalisée λ.
1). Les courbes Cp(λ) montrent l’avantage intrinsèque des turbines à axe horizontal en
terme de puissance, même si ce jugement est à nuancer lorsqu’on observe l’énergie
restituée, en particulier en sites peu ventés (zones urbaines,…) ;
2).
Les courbes Cp(λ) sont plus plates pour les « axes horizontaux » à faible nombre de
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Chapitre I
Etat De L’art sur les générateurs éoliens à base de machine asynchrone
pales (1, 2,3) (voire Figure I 2) par rapport aux « axes verticaux » ou aux multi-pales. Elles sont
donc moins sensibles aux variations de λ autour de λopt.
Fig I.3 : Coefficient de puissance aérodynamique en fonction de λ et de l’angle de pas des
Pales. [10]
Fig I.4 :Courbe typique de puissance en fonction de la vitesse du vent.
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Chapitre I
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I.1.3 Régulation mécanique de la puissance d’une éolienne :
Le dimensionnement en puissance de l’ensemble de la turbine, du générateur et de toute la
mécanique de structure (nacelle, mât) associée est défini pour une vitesse du vent nominale audelà de laquelle il est nécessaire d’écrêter la puissance. Ainsi, la courbe idéale et typique d’un
aérogénérateur a l’allure de celle présentée à la Fig. I .4.
I .1.4 Contexte de la conversion d’énergie éolienne :
La caractéristique de puissance en fonction de la vitesse du vent comporte quatre
zones distinctes:
- la zone I, où Pturbine = 0 (la turbine ne fournit pas de puissance) ;
- la zone II, dans laquelle la puissance fournie sur l'arbre dépend de la vitesse du vent Vv;
- la zone III, où généralement la vitesse de rotation est maintenue constante par un dispositif de
régulation et où la puissance Pturbine fournie reste sensiblement égale à Pn.
- la zone IV, dans laquelle le système de sûreté de fonctionnement arrête le transfert de l’énergie
[11].
Dans les grandes machines (au-delà de quelques 100 kW), on rencontre deux familles de
systèmes de limitation de la puissance aérodynamique : les systèmes « pitch » (à pas variable) dans
lesquels on règle l’orientation des pales pour réduire Cp sensiblement avec Vv et les systèmes « stall
» (à décrochage aérodynamique naturel) où les pales ont un profil optimisé pour obtenir le
décrochage (chute de Cp en Vv3) dans ce cas, la courbe de puissance maximale n’est pas
parfaitement plate mais présente une « bosse ». Il existe également des dispositifs intermédiaires
qualifiés de « stall actif » dans lesquels un très faible réglage de l’angle de calage associé à un profil
de pale optimisé permet d’obtenir un compromis entre complexité du système de réglage et qualité
de la courbe de puissance obtenue.
En supposant des valeurs maximales de Cp d’environ 0,3, à une vitesse de vent de 15 m/s,
d’après (I.1), il faut un rayon d’environ 26 m pour obtenir 1,3 MW. Si la valeur optimale de λ vaut
environ 4 (valeur dépendante du profil des pales), la vitesse de rotation est égale à 21tr/min d’après
(I.3), soit une vitesse périphérique de 58 m/s. Plus les puissances sont importantes, plus les vitesses
de rotation sont faibles, ce qui conduit à des couples mécaniques très élevés en sortie d’arbre de la
turbine. Comme la nacelle située en haut de mât doit contenir le générateur électrique, il est
nécessaire de chercher à l’alléger au maximum. Or, les machines électriques conventionnelles étant
dimensionnées en couple, on cherche à les faire tourner rapidement pour atteindre des puissances
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Chapitre I
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massiques satisfaisantes.
C’est pourquoi, dans les chaînes de conversion électromécaniques conventionnelles, on
intercale entre la turbine et la génératrice un multiplicateur mécanique à engrenages [12].
I.1.5 Intérêt de la vitesse variable :
Si on considère les courbes du coefficient de puissance fonction de λ, il apparaît clairement
l’importance d’un réglage de vitesse. En effet, si la génératrice électrique est de type synchrone ou
asynchrone directement couplée au réseau, la vitesse est sensiblement constante et le rendement
aérodynamique ne peut être maximal que pour une seule vitesse de vent (λopt).
Un système à deux vitesses de rotation est possible mais la vitesse variable électronique
apporte beaucoup plus en terme énergétique. La Figure I 4 montre que la position du maximum de
la courbe puissance en fonction de la vitesse de rotation change avec la vitesse du vent.
Typiquement, un réglage direct ou indirect de vitesse est nécessaire pour bien optimiser les
transferts énergétiques. Nous verrons dans ce qui suit différents ensembles convertisseurs-machines
utilisés ou utilisables dans la génération
Fig. I .5 : variation de la puissance éolienne en fonction de la vitesse du vent [13]
I.2. Classification des machines à double alimentation utilisées dans les systèmes
de génération à vitesse variable :
La classification de la machine asynchrone à rotor bobiné est obtenue à partir d’une recherche
bibliographique qui a été développée dans la littérature du domaine des machines à double
alimentation [14].
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Chapitre I
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Machine à double alimentation
Machine à double
alimentation à Rotor
bobine (standard)
Machine sans collecteur
Machine à double
alimentation en cascade
asynchrone
Machine à double stator
collecteur
Machine à double
alimentation en cascade
asynchrone à simple
armature
Machine à double
alimentation sans balais à
deux bobinages dans le
stator
Rotor à cage
Rotor réluctance variable
Les différentes variantes de la machine à double alimentation les plus attractives et les plus
développées dans la littérature sont classifiées par un organigramme donné précédemment. Le
schéma de principe et la description de chaque variante seront détaillés ci dessous.
I.2.1. Machine à double alimentation à rotor bobiné (standard) :
La figure I.6 montre que la machine à double alimentation à rotor bobiné ou standard, est une
machine asynchrone occupée par un système balais-bague qui alimente l'enroulement du rotor. La
figure I.6 illustre le schéma de principe de ce type de machines, tel que le stator est alimenté
directement par le réseau, alors que le rotor est alimenté au moyen d’un convertisseur alternatifalternatif de telle sorte que le glissement de cette machine devient une grandeur contrôlable. Il
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faut noter que le convertisseur bidirectionnel indiqué dans la figure peut être un convertisseur
indirect (AC/DC/AC) composé d'un redresseur et d'un onduleur ou bien un convertisseur direct
(AC/AC): cyclo-convertisseur ou convertisseur matriciel [15].
Réseau
x
AC
AC
Fig. I.6 : Schéma de principe de la machine à double alimentation à rotor bobiné (standard)
I.2.2. Machine à asynchrone à double alimentation en cascade :
La machine à double alimentation en cascade asynchrone consiste en deux machines
asynchrones avec des rotors bobinés connectés mécaniquement et électriquement, comme il est
montré par la figure I.7. Le stator de l’une des deux machines est connecté directement au réseau
alors que l’autre est connecté au réseau par l’intermédiaire d’un convertisseur AC/AC de
fréquence. Il est également possible de piloter l'ensemble du système à travers le stator alimenté
par le convertisseur
MADA1
Couplage électrique
MADA2
Couplage mécanique
Réseaux
AC
AC
Fig. 1.7 : Schéma de principe de la machine à double alimentation en cascade asynchrone
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Ce type de machines offre la possibilité d'avoir une commande découplée des puissances
active et réactive similaire à celle de la machine à double alimentation standard [14] [16].
Pratiquement, il est aussi possible de combiner deux machines asynchrones à rotor bobiné
dans une seule machine avec un comportement identique à celui de la machine à double
alimentation en cascade asynchrone, tel que les deux enroulements des stators sont logés dans une
seule armature et le rotor soit à cage d’écureuil, comme dans le cas de la machine à double
alimentation sans balais.
I.2.3 Machine à double alimentation sans balais :
C'est une machine asynchrone avec deux enroulements ayant des nombres de paires de pôles
différents logés dans la même armature du stator. L’un des deux enroulements est alimenté
directement par le réseau et l’autre est alimenté au moyen d’un convertisseur AC/AC (fig. I.8). Le
rotor de cette machine possède un nombre de paires de pôles égal à la somme des deux nombres
Enroulement1
de paires de pôles des
deux enroulements statoriques.
Enroulement2
AC
AC
Fig. I.8 : Schéma de principe de la machine à double alimentation sans balais
Parmi les types les plus connus de machines à double alimentation sans balais, on trouve la
machine à double alimentation à réluctance variable qui consiste en un stator identique à celui de
la machine à double alimentation sans balais et un rotor basé sur le principe de la réluctance.
I.3. Comparaison entre les différentes variantes de la machine à double
Alimentation :
Le tableau (I.1) donne une brève classification et comparaison des différentes variantes de la
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machine à double alimentation les plus attractives dans la littérature. Dans ce cas, les critères de
comparaison sont fondés sur : la complexité de la construction de la machine, la puissance traité
par le convertisseur associé à la machine et la stratégie de contrôle [17].
On peut conclure que, toutes les machines à double alimentation citées dans le tableau I.1
doivent fonctionner pour une vitesse autour de celle de synchronisme et nécessitent pour leur
commande un convertisseur bidirectionnel de puissance. Dans cette condition, plus la gamme
opérationnelle est étroite (qui doit être autour de la vitesse de synchronisme) plus la puissance
traitée par le convertisseur est réduite. De point de vue stratégie de commande il n'y a pas de
grande différence entre ces variantes.
Tab. I.1 : Classification et comparaison des différentes variantes de la machine à double
alimentation
Type de la
machine à double
alimentation
Construction de la
machine
Convertisseur
de puissance
Méthode de commande
Machine à rotor
bobiné
Etablie
Dépend de la
vitesse
opérationnelle
Orientation du flux
statorique avec le
découplage entre la
puissance active et réactive
Machine en
cascade
asynchrone
Difficile
Comme la
machine à rotor
bobiné
Orientation du flux
statorique avec le
découplage entre la
puissance active et réactive
Machine sans
balais
Spécial, prototypes
disponibles et toujours
en recherche
Comme la
machine à rotor
bobiné
Orientation du flux
statorique avec le
découplage entre la
puissance active et réactive
Machine à
réluctance variable
Spécial, prototypes
disponibles et toujours
en recherche
Comme la
machine à rotor
bobiné
Comme la machine à rotor
bobiné
Commercialement, il est difficile de prévoir quel type de machine à double alimentation sera
finalement réussi. Cependant, nous pouvons affirmer d'après la littérature que la machine à rotor
bobiné standard et la machine à réluctance variable restent plus attractive par beaucoup de
chercheurs. D'autre part, un intérêt de plus en plus croissant est accordé actuellement à la machine
asynchrone en cascade et la machine sans balais, vu que ces dernières présentent un rendement
élevé dû au courant réduit dans leurs rotors [18].
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Chapitre I
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Jusqu'à présent et grâce à l’évolution récente dans les domaines de l’électronique de puissance
et de la micro-informatique, la machine à double alimentation standard reste la machine la plus
attractive de l'avis de nombreux chercheurs, vu qu'elle est bien adaptée dans plusieurs domaines
d’application. En effet, elle présente une construction établie et simple par rapport aux autres
types. Sa commande se fait sur la base d’un convertisseur de puissance disponible (AC/AC); de
même elle possède une commande par orientation de flux statorique permettant d’obtenir un
contrôle découplé des puissances active et réactive [19].
I.4 Description du BDFM :
L’abréviation du BDFM (c’est en anglais saxon; signifie brushless, double fed machine) ;
c’est-à-dire une machine asynchrone à double alimentation sans balais ; Elle est constituée par un
rotor à cage et par deux bobinages triphasés indépendants dans le stator. Un des bobinages du
stator, appelé Bobinage de Puissance (BP), est directement relié au réseau, tandis que l’autre,
appelé Bobinage de Commande (BC), est alimenté par un convertisseur bidirectionnel (Fig. I.8).
La maîtrise de l’état électromagnétique de la machine est assurée par le bobinage de commande, ce
qui permet de générer dans le bobinage de puissance une tension à la fréquence et amplitude
nominales du réseau même si le rotor s’éloigne de la vitesse synchronique. [20-39].
1.5 Les modes de fonctionnement synchrone:
Lors de la conception d’une BDFM, il faut garantir un rapport précis entre le nombre de
pôles des deux bobinages du stator et le nombre de spires du rotor. Il existe, donc, une contrainte
physique que les machines type BDFM doivent respecter pour qu’elles fonctionnent correctement.
En même temps, l’utilisation d’une BDFM correctement conçue ne garantit pas le fonctionnement
de la machine. Il est nécessaire de respecter un rapport entre les pulsations des deux alimentations
du stator et la vitesse du rotor (condition d’alimentation, contrainte similaire à celle de la MS)
La caractéristique principale de la BDFM est que le bobinage de commande peut modifier le
courant du rotor crée par le bobinage de puissance. Ainsi, on obtient à travers le rotor un couplage
magnétique croisé entre les deux bobinages du stator [20-39].
Le stator de la BDFM est formé par deux bobinages triphasés équilibrés. Le rotor a une
structure à cage spéciale. Pour la modélisation de la machine, on désigne les bobines du stator par
les indices (1) et (2), respectivement, pour le BP et pour le BC.
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Chapitre I
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Dans ce paragraphe, on va définir les conditions à respecter pour garantir le couplage
magnétique croisé entre les deux bobinages du stator à travers le rotor. Pour cela, on va analyser la
forme de la densité du flux que crée chaque bobinage du stator dans l’entrefer.
En ignorant les harmoniques de la Fmm, chaque bobinage triphasé du stator crée dans
l’entrefer une densité de flux donnée par :
(I.1)
(I.2)
sont les fréquences d'alimentation de chaque bobinage du stator.
sont,
respectivement, les déphasages initiaux des valeurs maximales de la densité du flux dans le BP et
le BC.
Le couplage croisé entre les deux bobinages du stator se base sur l’impossibilité de dissocier
les courants induits dans le rotor. De cette manière, les densités de flux (I.1) - (I.2) induisent un
courant du rotor donné par les expressions suivantes :
(I.3)
(I.4)
Pour que ces deux courants ne soient pas dissociés, ils doivent avoir une même distribution
spatiale. Ceci conditionne la structure physique de la machine. Cette condition est remplie si
l’expression (I.5) est vérifiée.
(I.5)
Avec
.
Calculons Nr de l’équation (I.5) :
(I.6)
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Chapitre I
Etat De L’art sur les générateurs éoliens à base de machine asynchrone
On remarque que pour atteindre la plus grande valeur possible de Nr, on doit choisir q = 1.
(I.7)
La relation (I.7) présente la relation à satisfaire entre le nombre de pôles de chaque bobinage
du stator de la quantité des spires du rotor, pour garantir un couplage croisé. Par ailleurs, des
contraintes additionnelles doivent être respectées pour pouvoir commander le courant du BP à
partir du BC. La tension induite dans BP par le rotor doit avoir la même fréquence que la tension
d’alimentation du BP. Par conséquent, puisque la fréquence de la tension induite dans le BP
produite par le BC dépend de la vitesse du rotor et de la fréquence d’alimentation du BC, on doit
choisir la fréquence d’alimentation correcte du BC pour assurer le couplage fréquentiel adéquat
entre les deux bobinages du stator. Contrairement, une fréquence d’alimentation incorrecte produit
au rotor deux flux tournants à fréquences de glissement différentes. Ces flux tournants créent une
force d’attraction qui fait accélérer où freiné le rotor. Si la différence entre les deux fréquences de
glissement n’est pas très grande, il est possible d’arriver à une situation d’équilibre dans laquelle on
atteint une même fréquence de glissement pour les courants du rotor, et obtenir, ainsi, un couplage
fréquentiel correct. Dans cette situation, on dit que la machine présente un mode de fonctionnement
synchrone. Une fois qu’on fonctionne dans le mode synchrone, si la fréquence d’alimentation d’un
bobinage quelconque du stator évolue, la vitesse du rotor variera pour maintenir le glissement du
rotor. Avec toutes ces considérations et d’après les équations (I.3) - (I.4), on peut conclure que la
condition pour assurer le mode de fonctionnement synchrone de la machine est :
(I.8)
(I.9)
(I.10)
L’équation (I.5) donne le nombre de spires du rotor nécessaires pour le couplage croisé. Par
contre, l’équation (I.8) exprime la vitesse du rotor correspondant au fonctionnement synchrone de la
BDFM. Mais, il faut tenir en compte que dans l’équation (I.2), cos(A) = cos (-A). On peut, donc,
considérer une autre combinaison de Nr et
et réécrire l’équation sous la forme suivante :
(I.11)
En considérant la condition d’égalité de distribution, on obtient :
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Chapitre I
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(I.12)
(I.13)
Il y a, donc, 2 solutions possibles :

Première solution
(I.14)

Deuxième solution
(I.15)
Il est plus convenable de choisir Nr selon la deuxième solution, parce qu’il en résulte un
nombre plus grand de spires au rotor.
I.6 Conclusion :
Dans un contexte lié à la conception des systèmes de conversion d’énergie, et en particulier
des systèmes éoliens, nous avons présenté les différents types d’aérogénérateurs.
Nous avons abordé aussi les différentes architectures couramment utilisées dans les
systèmes éoliens a vitesse variable. Dans cette gamme de puissance, un intérêt particulier est
porté sur une structure éolienne passive qui présente des grands avantages aux niveaux, du coût,
de la sûreté de fonctionnement et de fiabilité. Cette structure peut être efficace du point de vue
énergétique, si un dimensionnement global est réalisé. Ce dernier point sera l’un des objectifs
principal de notre travail.
Dans un contexte lié au génie électrique, nous avons procédé aussi à une analyse des
différents générateur de type MADA.
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Chapitre II
MODELISATION
d’électromécanique
BDFM-turbineMultiplicateur
Modélisation d’électromécanique BDFM-turbine-Multiplicateur
Chapitre II
II.1. Introduction:
La modélisation d'un système quelconque est indispensable lorsque nous voulons lui
appliquer une commande particulière.
L'étude de la modélisation des machines électriques présente un grand intérêt en raison
des impératifs techniques et économiques, qui conduisent à concevoir et exploiter le matériel au
voisinage de leurs limites technologiques. [21-40]
La machine asynchrone à double stator sans balais (BDFM) n’est pas un système simple,
car de nombreux phénomènes compliqués interviennent dans son fonctionnement, comme la
saturation, l'effet de peau, le flux croisé, …etc.
Cependant, nous n’allons pas tenir compte de ces phénomènes, car d'une part, leur
formulation mathématique est difficile, et d'autre part, leur incidence sur le comportement de la
machine considérée comme négligeable dans certaines conditions. Ceci nous permet d'obtenir
des équations simples, qui traduisent fidèlement le fonctionnement de la machine [20-39]
Dans la première partie de ce chapitre, nous présentons la modélisation de la machine
asynchrone à double stator sans balais (BDFM) basée sur la résolution des équations régissant
son fonctionnement en régime dynamique.
La deuxième partie de ce chapitre est consacrée à la simulation de cette machine en
régime dynamique et statique.
II.2. Modélisation de la machine asynchrone à double stator sans balais
(BDFM) :
La machine asynchrone triphasée à double stator sans balais est une machine qui
comporte deux stators fixes et un rotor mobile, Chaque stator de la machine asynchrone à
double stator BDFM est composé de trois enroulements identiques à différent paires de pôles
p1≠p2. Leurs axes sont décalés entre eux d'un angle électrique égale 2/3 dans l'espace. Ils sont
logés dans des encoches du circuit magnétique.
Les deux enroulements statoriques sont alimentés chacun par un système triphasé
équilibré de courant, d’où la création d'un champ tournant le long de l'entrefer.
Le rotor de la BDFM est habituellement composé par des spires concentriques en forme
de nid. On peut considérer que le circuit du rotor est le résultat de la superposition des sous71Page
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Modélisation d’électromécanique BDFM-turbine-Multiplicateur
Chapitre II
systèmes en forme de rotor à cage. Chaque sous-structure rotor, grâce à ses spires placées
symétriquement, forme un système équilibré ; ainsi les courants dans ces spires ont une
amplitude égale et ils sont symétriquement décalés. Chaque ensemble de spires est donc
caractérisé par un vecteur de courant de rotor. Les sous-systèmes de rotor présentent des
couplages magnétiques avec le stator et en même temps ils ont aussi des couplages avec les
autres sous-systèmes du rotor, ce qui donne une matrice d’inductances pour le rotor. [20-39]
Bs1
Bs2
Ar
Rotor

Br

As2
Stator N°2
As1
Stator N°1
Cs1
Cs2
Cr
Fig.II.1 : Représentation des enroulements de la machine asynchrone à double stator BDFM.
II.3. Hypothèses simplificatrices :
Afin de simplifier le model de cette machine, nous avons considéré les hypothèses
simplificatrices suivantes:

La machine est de constitution symétrique et à entrefer constant ;

La saturation du circuit magnétique est négligée ;

Les pertes par courants de Foucault et par hystérésis sont négligeables. Les valeurs des
inductances propres et mutuelles sont indépendantes des intensités de courants.

Nous admettons de plus que la force magnétomotrice créée par chacune des phases
des deux armatures est à répartition sinusoïdale.
71Page
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Modélisation d’électromécanique BDFM-turbine-Multiplicateur
Chapitre II
II.4. Modèle de la machine asynchrone triphasée à double alimentation
(BDFM) dans les axes abc :
II.4.1. Equations électriques de la machine :
En tenant compte des hypothèses simplificatrices citées ci-dessus, les équations de la
machine s'écrivent comme suit :
V
abc,s1
  R  I
s1
abc,s1
 dtd 
abc,s1
. 

d
Vabc,s 2   Rs 2  I abc,s 2  dt  abc,s 2 ..

d
Vabc,r   Rr  I abc,r  dt  abc,r  

R as
R s    
 

R bs

 
R as 

  ; R s     
 
R cs 
(II.1)

R bs

 
R ar

  ; R r    
 
R cs  

R br

 
 
R cr 
(II.2)
i as 
i as  
i ar 




I abc,s   i bs  ; I abc,s    i bs  ; I abc,r   i br  .
i cs 
i cr 
i cs  
(II.3)
 v as 
 v as  
 v ar 




Vabc,s   v bs  ; Vabc,s    v bs  ; Vabc,r   v br  .
 v cr 
 v cs 
 v cs  
(II.4)
Φ as 
Φ as  
Φ ar 




Φ abc,s   Φ bs  ; Φ abc,s    Φ bs  ; Φ abc,r   Φ br  .
Φ cr 
Φ cs 
Φ cs  
(II.5)
Avec:
Ras1=Rbs1=Rcs1=Rs1: Résistance d’une phase du 1er stator.
Ras2=Rbs2=Rcs2=Rs2: Résistance d’une phase du 2ème stator.
Rar=Rbr=Rcr=Rr: Résistance d’une phase du rotor.
71Page
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Chapitre II
II.4.2. Equations magnétiques :
Les flux sont exprimés en fonction des courants par:
  abc, s1  M s1, s1 

 
 abc, s 2    0
  abc,r    M r , s1 
0
M
M
L  
 M 
 M  
s1, r
s 2, s 2
s 2,r
r ,s 2
r ,r
(II.6)
Le développement de la matrice inductance en tenant compte des hypothèses simplificatrices
citées précédemment nous permet d'écrire :
 Las1
Ls1,s1    0
 M
0
Lbs1
M
M
M 
Lcs1 
(II.7)
 Las1
Ls 2,s 2    0
 M
0
Lbs1
M
M
M 
Lcs1 
(II.8)
[Ls2, s1]= [Ls1,s2]t ; [Lr,s1]=[Ls1,r]t ; [Lr,s2]=[Ls2,r]t ;
Las1=Lbs1=Lcs1=Ls1 : Inductance propre du 1er stator.
Las2=Lbs2=Lcs2=Ls2 : Inductance propre du 2eme stator.
Lar  Lbr  Lcr  Lr : Inductance propre du rotor.
Ms : la valeur maximale des coefficients d'inductance mutuelle statorique.
Mr : la valeur maximale des coefficients d'inductance mutuelle rotorique.
Msr : la valeur maximale des coefficients d'inductance mutuelle entre un stator et le rotor.
II.4.3. Equations mécaniques :
L'équation mécanique de la machine s'écrit :
J
dΩ
=Cem-Cr-Kf  .
dt
(II.9)
Avec:
J : Moment d’inertie.
 : Vitesse mécanique de rotation de la machine.
Cem : Couple électromagnétique.
Cr : Couple résistant (couple de charge).
Kf : Cœfficient de frottement.
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Chapitre II
L'expression du couple électromagnétique est donnée par :
Cem=
d
d
p
[iabc,s1]
[Ls1,r][iabc,r]t + [iabc,s2]
[Ls2,r][iabc,r]t
2
dθ
dθ
(II.10)
II.5. – Modèle biphasé de la BDFM :
II.5.1 - Transformation de Park :
Le passage du modèle triphasé au model biphasé se fait en appliquant les matrices de passage
direct et inverse de Park. Pour l’étoile 1 :

 

 cos( ) cos(  2 3 ) cos(  2 3 ) 
2

 
 sin( )  sin(  2 )  sin(  2 )
(II.11) [ p( )] 
3
3
3 
1
1
 1



2
2
2

 sin( )
 cos( )

3


[ p( )]1 
cos(  2 )  sin(  2 )
2
3
3



cos(  2 )  sin(  2 )
3
3

1 
2 
1 
2
1 

2
(II.12)
II.5.2 Modèle de Park :
Le modèle de Park est basé sur la transformation d’un système triphasé d’axes (a, b, c) à un
système équivalent biphasé d’axes (d, q) créant, ainsi, la même force magnétomotrice. Une
seconde transformation de Park est appelée la transformation de Park modifiée. Cette
modification permet de conserver la puissance lors du passage du système triphasé au biphasé ou
inversement.
La composante homopolaire peut être considérée comme nulle, puisque l’axe homopolaire peut
être choisi perpendiculaire au plan (od, oq). La figure II.2 présente, schématiquement, la
transformation d’un système triphasé à un système biphasé.
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Chapitre II
Fig.II.2 : Transformation de Park
II.6. Application de la transformation de park :
On applique la transformation de Park aux équations précédentes, nous obtenons le
système d'équations suivant :
II.6.1. Equations des tensions :
On applique la transformation de Park sur le système d'équation (II.1), on obtient :
Pour le stator 1 :
vds1   Rs1
v    0
 qs1  
vos1   0
0
Rs1
0
0  ids1 
 ds1 
d
d 



0  iqs1    qs1   s1
dt
dt
 os1 
Rs1  ios1 
0  1 0  ds1 
1 0 0  

  qs1 
0 0 0  os1 
(II.13)
Pour le stator 2 :
 v ds  R s 
v    
 qs  
 v os   

R s

  i ds 
d
  i qs  
dt
R s   i os 
Φ ds 
Φ   dθ s 
 qs 
dt
Φ os 
    Φ ds 
   Φ 

  qs 
   Φ os 
(II.14)
Pour le rotor : Le rotor étant en court-circuit :
var=0, vbr=0, vcr=0,
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Chapitre II
 R r
   
  
  

Rr

  i dr 
d
  i qr  
dt
R r  i or 
Φ dr 
Φ   dθ r
 qr  dt
Φ or 
    Φ dr 
   Φ 

  qr 
   Φ or 
(II.15)
Avec:
d s1
dθ
d s2
 1 ,
 (1  ( p1  p2 )r ) , r  (1  p1r )
dt
dt
dt
Sous forme d’équation:
d ds1

 1 qs1

dt

d qs1

vqs1  Rs1iqs1 
 1 ds1

dt

d ds2
vd s 2  Rs 2ids2 
 (1  ( p1  p2 )r ) qs2 

dt

d qs2
vqs2  Rs 2iqs2 
 (1  ( p1 ¨ p2 )r ) ds2 

dt

d dr

0  Rr idr 
 (1  p1r ) qr
dt


d qr

0  Rr iqr 
 (1  p1r ) dr
dt

vds1  Rs1ids1 
(II.16)
II.6.2. Equations des flux :
On applique la transformation de Park sur le système d'équations (II.6), on obtient :



 qs1 = Ls1i qs1 + M s1ri qr


 ds2 = Ls2i ds2 + M s2ri dr

 qs2 = Ls2i qs2 + L s2ri qr

 dr = L r i dr + M s2ri ds2 Ls1ri ds1 

 qr = L r i qr + M s2ri qs2 + Ls1ri qs1 
= L s1i ds1 + M s1ri dr
ds1
(II.17)
On pose :
M : inductance mutuelle cyclique entre le stator 1, stator 2 et le rotor.
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Chapitre II
II.6.3. Equation mécanique :
Pour calculer l'expression du couple instantané, il est nécessaire de déterminer la
puissance instantanée.
La puissance instantanée absorbée par la machine asynchrone double stator est donnée
par l'expression suivante:
Pe  [vs] t [is]  vas1ias1+vbs1ibs1+vcs1ics1+vas2ias2+vbs2ibs2+vcs2ics2
(II.18)
Et comme la transformation de Park utilisée conserve la puissance instantanée, on peut écrire:
Pe  vds1ids1  vds2ids2  vqs1iqs1  vqs2iqs2.
(II.19)
En introduisant le système d'équation (II.16) dans l'expression de la puissance instantanée
(II.18) on obtient :
Pe= Rs1ids12+Rs2ids22+Rs1iqs12+Rs2iqs22
+
s(ds1iqs1+ds2iqs2-qs1ids1-qs2ids2)
+
(II.20)
dΦ qs
dΦ qs
dΦ ds
d ds1
ids1+
ids2+
iqs1+
iqs2
dt
dt
dt
dt
On constate que la puissance instantanée développée se compose de trois termes :
 Le premier terme est identifiable aux pertes joules ;
 Le second terme représente la puissance électrique transformée en puissance mécanique
(les pertes fer sont supposées négligeables) ;
 Le troisième terme correspond à la puissance électromagnétique emmagasinée ;
La puissance et le couple électromagnétique peuvent s'écrire sous la forme :
Pem= s (ds1iqs1+ds2iqs2- qs1ids1-qs2ids2).
(II.21)
Cem=p (ds1iqs1+ds2iqs2- qs1ids1-qs2ids2).
(II.22)
Il est possible d'obtenir d'autres expressions du couple instantané en utilisant les
expressions des flux statoriques et en remplaçant (II.19) dans (II.23), on obtient :
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Chapitre II
C em  p1M s1r (i qs1i dr - i ds1i qr )  p 2 M s2r (i ds2i qr - i qs2i dr )
(II.23)
Enfin l'équation mécanique de la machine peut s'écrire comme suite :
J
d
 Cem- Cr -Kf.
dt
J
(II.24)
d
 p1M s1r (i qs1i dr - i ds1i qr )  p 2 M s2r (i ds2i qr - i qs2i dr ) –Cr – Kf 
dt
(II.25)
Nous mettons le système d'équations (II.16) sous forme d'un système d'équation d'état, nous
obtenons :
X  AX+BU
Avec :
X : vecteur d'état.
X  [ids1, ids2, iqs1, iqs2, idr, iqr] t.
U : vecteur de commande.
Après un calcule matriciel, nous aboutissons au système suivant :
 Ls1
 0

 0
L
 0
 M s1r

 0
0
Ls1
0
0
0
M s1r
0
0
Ls 2
0
 M s 2r
0
 Rs1
 L
 s1 s1
 0
A  L1 * 
 0
 0

 2 M s1r
s1Ls1
B  L1
02Page
Rs1
0
0
  2 M s1r
0
0 M s1r 0 
0
0 M s1r 
0  M s 2r 0 

Ls 2
0 M s 2r 
0
0 
Lr

M s 2r 0
Lr 
0
0
Rs 2
2 Ls 2
0
 2 M s 2r
0
0
2 Ls 2
Rs 2
  2M s 2r
0
(II.26)
0
s1M s1r
0
2 M s 2 r
Rr
 2 Lr
s1M s1r 

0

 2 M s 2 r 

0

  2 Lr 

Rr 
(II.27)
 vds1 
v 
ds2
;U    2  s1  ( p1  p2 )r ;  2  1  p2r
 vqs1 
 
vqs2 
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Modélisation d’électromécanique BDFM-turbine-Multiplicateur
Chapitre II
II.7. Simulation numérique :
La simulation a été effectué par le logiciel «simulink» sous «Matlab». dans cette partie on
présentera la simulation numérique d’une machine BDFM en mode générateur (BDFG).
La figure (II-4) représente le schéma bloc de simulation d’une machine BDFG, ce
schéma a été élaboré à partir des équations citées ci dessous, obtenues par la transformation de
R.H.Park dans le Plan (d, q) lié aux champs tournant:
- L’équation d’état.
(II.26) et (II.27)
- L’équation du couple électromagnétique. (II.23)
- L’équation du mouvement. (II.25)
Fig.II.3: Schéma de simulation d’une machine BDFG dans Matlab (SimPowerSystems).
Les essais principaux se sont composés de connecter un côté de stator de puissance de la
BDFM avec une charge résistive et appliquer une tension ondulé du côté opposé, tout en variant
la vitesse de rotation. Ces essais de simulation ont été effectués avec une machine à 2 pôles dans
le stator de puissance et 6 pôles dans le stator de commande. Dans tous les cas on garde la
fréquence de stator de puissance constante 50Hz.
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Chapitre II
30
20
15
20
10
5
0
Is2d Is2q
Is1d Is1q
10
0
-5
-10
-10
-15
-20
-20
-25
-30
0
0.2
0.4
0.6
0.8
1
temp
1.2
1.4
1.6
1.8
Fig.II.4 la courbe du courant Is1qd du BP
2
-30
0
0.2
0.4
0.6
0.8
1
temp
1.2
1.4
1.6
1.8
2
Fig.II.5 la courbe du courant Is2qd du BC
30
20
Is1abc
10
0
-10
-20
-30
0
0.2
0.4
0.6
0.8
1
temp
1.2
1.4
1.6
1.8
Fig.II.6 la courbe du courant Is1abc du BP
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2
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Chapitre II
Fig. .II.7 la courbe de FFT appliqué sur du courant Is1abc du BP
25
20
15
10
Is2abc
5
0
-5
-10
-15
-20
-25
0
0.2
0.4
0.6
0.8
1
temp
1.2
1.4
1.6
1.8
2
Fig. .II.8 la courbe du courant Is2abc du BC
Fig .II.9 la courbe de FFT appliqué sur du courant Is2abc du BC
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Chapitre II
600
vitesse de Rotation
550
500
450
0
0.2
0.4
0.6
0.8
1
temp
1.2
1.4
1.6
1.8
2
Fig. II.10 : la courbe de la vitesse de Rotation de la machine
II.8 Modélisation d’une turbine éolienne :
II.8.1 Hypothèses simplificatrices pour la modélisation mécanique de la turbine :
La partie mécanique de la turbine qui sera étudiée comprend trois pales orientables et
de longueur R. Elles sont fixées sur un arbre d’entraînement tournant à une vitesse Ωturbine qui est
relié à un multiplicateur de gain G. Ce multiplicateur entraîne une génératrice électrique (figure
II.11).
Fig. II.11 Système mécanique de l’éolienne
Les trois pales sont considérées de conception identique et possèdent donc :
– la même inertie Jpale
– la même élasticité Kb
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Chapitre II
– le même coefficient de frottement par rapport à l’air db
Ces pales sont orientables et présentent toutes un même coefficient de frottement par
rapport au support fpale. Les vitesses d’orientation de chaque pale sont notées ßb1, ßb2, ßb3. Chaque
pale reçoit une force Tb1, Tb2, Tb3 qui dépend de la vitesse de vent qui lui est appliquée [22-41].
L’arbre d’entraînement des pales est caractérisé par
– son inertie Jh
– son élasticité Kh
– son coefficient de frottement par rapport au multiplicateur Dh
Le rotor de la génératrice possède :
– une inertie Jg
– un coefficient de frottement dg
Ce rotor transmet un couple entraînant (Cg) à la génératrice électrique et tourne à une
vitesse notée Ωmec.
Si l’on considère une répartition uniforme de la vitesse du vent sur toutes les pales et
donc une égalité de toute les forces de poussée (Tb1 = Tb2 = Tb3) alors on peut considérer
l’ensemble des trois pales comme un seul et même système mécanique caractérisé par la somme
de toutes les caractéristiques mécaniques. On obtient alors un modèle mécanique comportant
deux masses (figure II.14) [42].
Vent
Fig. II.12 Modèle mécanique simplifié de la turbine
II.8.2 Modélisation de la turbine :
Le dispositif, qui est étudié ici, est constitué d’une turbine éolienne comprenant des
pales de longueur R entraînant une génératrice à travers un multiplicateur de vitesse de gain G
(figure II.13).
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Chapitre II
Vent
Fig. II.13 Schéma de la turbine éolienne
La puissance du vent ou puissance éolienne est définie de la manière suivante :
Pv 
1
 .SVv 3
2
(II.28)
Ou
– ρ est la densité de l’air (apparaux. 1:22kg=m3 à la pression atmosphérique à 15±C).
– S est la surface circulaire balayée par la turbine, le rayon du cercle est déterminé par la
longueur de la pale.
– v est la vitesse du vent.
La puissance aérodynamique apparaissant au niveau du rotor de la turbine s’écrit
alors :
Paer  C p .Pv 
1
3
C p ( ,  )..SVn
2
(II.29)
Le coefficient de puissance Cp représente le rendement aérodynamique de la turbine
éolienne. Il dépend de la caractéristique de la turbine [43]. La figure 2.13 représente la variation
de ce coefficient en fonction du ratio de vitesse λ¸ et de l’angle de l’orientation de la pale ß.
Le ratio de vitesse est défini comme le rapport entre la vitesse linéaire des pales et la vitesse du
vent :

R. turbine
Vv
(II.30)
Où Ωturbine est la vitesse de la turbine
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Chapitre II
0.5
0.45
beta=2
beta=4
beta=6
beta=8
0.4
0.35
0.3
0.25
0.2
0.15
0.1
0.05
0
0
2
4
6
8
10
12
Fig. II.14 Coefficient aérodynamique en fonction du ratio de vitesse de la turbine (λ)
Dans le cas de la régulation de type «pitch » impose la prise en considération de
l’angle de calage β, il devient que Cp dépend de cet angle; ainsi l’expression de Cp est donnée par
la relation.
 .(  0.1)
C p  (0.5  0.0167.(   2)).sin(
)  0.00184.(  3).(  2)
18.5  0.3.(   2)
(II.31)
Connaissant la vitesse de la turbine, le couple aérodynamique est donc directement
déterminé par:
Caer 
Paer
1
1
 C p ( ,  )..SV 3
turbine 2
turbine
(II.32)
II.8.3 Modèle du multiplicateur :
Le multiplicateur adapte la vitesse (lente) de la turbine à la vitesse de la génératrice
(figure II.5).
Ce multiplicateur est modélisé mathématiquement par les équations suivantes :
Cg 
Caer
G
turbine 
(II.33)
 mec
G
(II.34)
II.8.4 Equation dynamique de l’arbre :
La masse de la turbine éolienne est reportée sur l’arbre de la turbine sous la forme d’une
inertie Jturbine et comprend la masse des pales et la masse du rotor de la turbine. Le modèle
20Page
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Chapitre II
mécanique proposé considère l’inertie totale J constituée de l’inertie de la turbine reportée sur le
rotor de la génératrice et de l’inertie de la génératrice.
J
J turbine
G2
(II.35)
Il est à noter que l’inertie du rotor de la génératrice est très faible par rapport à l’inertie
de la turbine reportée par cet axe.
L’équation fondamentale de la dynamique permet de déterminer l’évolution de la vitesse
mécanique à partie du couple mécanique total (Cmec) appliqué au rotor :
J.
d mec
 Cmec
dt
(II.36)
Ou J est l’inertie totale qui apparaît sur le rotor de la génératrice. Ce couple mécanique
prend en compte, le couple électromagnétique Cem produit par la génératrice, le couple des
frottements visqueux Cvis, et le couple issu du multiplicateur Cg
Cmec  Cg  Cem  Cvis
(II.37)
Le couple résistant du aux frottements est modélisé par un coefficient de frottements
visqueux f :
Cvis  f .mec
(II.38)
II.8.5 Le schéma bloc causal du modèle de la turbine :
Une représentation globale du modèle de cette turbine utilisant le schéma bloc causal est
montré à la figure II.15.
Turbine
Multiplicateur
R.turbine
V
1
1
C p . .SV 3
2
turbine
Ωturbine
Caer
1
G
1
G
L’arbre
Ωmec
Cg
1
J .s  f
Cem
Fig. II.15 Schéma bloc du modèle de la turbine
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Chapitre II
Ce graphe illustre les principes de cause à effet des grandeurs qui interviennent au niveau
de la turbine. Cette dernière génère le couple aérodynamique (Relation II.32) qui est appliqué au
multiplicateur. Les entrées de la turbine sont la vitesse du vent, l’angle d’orientation des pales, et
la vitesse de rotation de la turbine. Le modèle du multiplicateur transforme la vitesse mécanique
et le couple aérodynamique respectivement en vitesse de la turbine et en couple de multiplicateur
(relations II.34 et II.35). Le modèle de l’arbre décrit la dynamique de la vitesse mécanique, il a
donc deux entrées : le couple du multiplicateur, le couple électromagnétique fourni par la
génératrice.
Le schéma bloc montre que la vitesse de la turbine peut être contrôlée par action sur deux
entrées : l’angle de la pale et le couple électromagnétique de la génératrice. La vitesse du vent est
considérée comme une entrée perturbatrice à ce système.
Le schéma bloc correspondant à cette modélisation de la turbine dans logiciel Matlab est
représenté sur la figure II.16
-KScope4
1
Gai n6
-K-
u^3
V
Product
Fcn
Gai n4
Saturati on
Gai n2
Di vi de
1
Di vi de1
R
-K-
1
Par
u
fcn
Jm+(Jt/(G^2)).s+f
T ransfer Fcn
2
w
y
Scope1
Gai n3
Embedded
Saturati on2
Fig. II.16 Schéma bloc du modèle de la turbine dans logiciel Matlab
II.8.6 Résultats obtenus :
22Page
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Modélisation d’électromécanique BDFM-turbine-Multiplicateur
12
14
10
13.5
8
vitesse de la turbine
14.5
13
12.5
11.5
6
4
2
12
0
0
0.5
1
1.5
2
2.5
temps
3
3.5
4
4.5
5
Fig. II.17 : la courbe de la vitesse
0
0.5
1
1.5
2
2.5
temps
3
3.5
4
4.5
Fig. II.18 : la courbe de la vitesse de
de vent
Rotation de la turbine
180
170
160
la puissance de la turbine
vitesse de vent
Chapitre II
150
140
130
120
110
100
90
0
0.5
1
1.5
2
2.5
temps
3
3.5
4
4.5
5
Fig. II.19 : la courbe de la puissance de la turbine
22Page
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5
Modélisation d’électromécanique BDFM-turbine-Multiplicateur
Chapitre II
-3
11
x 10
10.5
Cp
10
9.5
9
8.5
8
0
0.5
1
1.5
2
2.5
temps
3
3.5
4
4.5
5
Fig. II.20 : la courbe du coefficient de puissance de la turbine
II.9 Conclusion :
Dans ce chapitre, nous avons étudié la modélisation de la machine asynchrone à double
alimentation sans balais. Cette modélisation nous a permis d'établir un modèle mathématique de
cette machine dont la complexité a été réduite moyennant un certain nombre d'hypothèses
simplificatrices, Afin de simplifier le modèle de la machine BDFG, nous avons utilisé la
transformation de Park. Ainsi, le système d'équation d'état de la machine a été réduit de dix à
sept équations à travers une model biphasé que nous avons validées simulation numérique.
Dans la deuxième partie de ce chapitre, nous avons étudié la modélisation de la partie
mécanique qui contient la turbine, le multiplicateur et l’arbre Afin de simplifier le modèle que
nous avons validées simulation numérique.
22Page
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Chapitre III
Commande de la chaine
turbine-BDFG convertisseurs
Chapitre III : Commande de la chaine turbine Eolienne-BDFG -convertisseurs
III.1.Introduction :
Dans cette partie de notre travail, nous allons nous intéressés à la modélisation de
l’ensemble du générateur éolien en vu de le commander. Rappelons que notre générateur éolien
est à base d’une machine asynchrone BDFG permettant de fournir au réseau une puissance tout
en offrant des services systèmes tel que la fourniture de puissance réactive [21-40].
Dans un premier temps, nous allons présenter les différents constitutifs de la génératrice
éolienne étudiée, ensuite nous présenterons la modélisation de chacun de ces éléments en
commençant par la partie mécanique qui convertie l’énergie cinétique du vent en énergie
mécanique puis la partie électrique composé du redresseur à MLI qui alimente le bus continu, la
BDFG et les convertisseurs statiques. Dans un deuxième temps, nous allons
présenter la
stratégie de commande adoptée pour le control indépendant de la puissance active et réactive
générée par l’éolienne et injecté dans le réseau.
Enfin, nous terminerons par une
simulation numérique de notre
éolienne afin de
montrer les avantages de la structure adoptée qui nous a permis l’utilisation de la BDFG dans la
production éolienne de l’énergie électrique.
III.2 Structure générale du système de conversion d’énergie proposée :
Le système étudié est constitué de la partie mécanique de l’éolienne (chapitre II), une génératrice
de type BDFG alimenté par un onduleur connecté au stator de commande et un redresseur a
MLI qui est alimenté par le réseau électrique auquel est connecté le système de conversion. La
figure III .1 représente le système de conversion d’énergie étudié.
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Chapitre III : Commande de la chaine turbine Eolienne-BDFG -convertisseurs
Vent
Multiplicateur Machine synchrone BDFG
Réseau
Eolienne à vitesse variable
AC
DC
AC
DC
Fig. III.1 : Système de production proposé.
III 3.Conception de la commande éolienne :
III 3.1 Intérêt de la vitesse variable :
La caractéristique générale de la puissance convertie par une turbine éolienne en fonction
de sa vitesse est représentée sur la figure III.2.
P3
P2
B
P1
A
C
V2
V1
Ω1
Ω2
Fig.III.2 : la puissance générée en fonction de la vitesse mécanique et la vitesse du vent.
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Chapitre III : Commande de la chaine turbine Eolienne-BDFG -convertisseurs
Pour une vitesse de vent v1 et une vitesse mécanique de la génératrice Ω 1 ; on obtient
une puissance nominale P1 (point A). Si la vitesse du vent passe de v1 à v2, et que la vitesse de la
génératrice reste inchangée (cas d’une éolienne `a vitesse fixe), la puissance P2 se trouve sur la
2ème caractéristique (point B). La puissance maximale se trouve ailleurs sur cette
caractéristique (point C). Si on désire extraire la puissance maximale, il est nécessaire de fixer la
vitesse de la génératrice à une vitesse supérieure à Ω2. Il faut donc rendre la vitesse mécanique
variable en fonction de la vitesse du vent pour extraire le maximum de la puissance générée.
Les techniques d’extraction maximale de puissance consistent à ajuster le couple
électromagnétique de la génératrice pour fixer la vitesse à une valeur de référence (Ωref) calculée
pour maximiser la puissance extraite.
III 3.2 Techniques d’extraction du maximum de la puissance :
L’´equation (II.29) quantifie la puissance capturée par la turbine éolienne. Cette
puissance peut être essentiellement maximisée en ajustant le coefficient Cp. Ce coefficient étant
dépendant de la vitesse de la génératrice (ou encore du ratio de vitesse), l’utilisation d’une
éolienne à vitesse variable permet de maximiser cette puissance. Il est donc nécessaire de
concevoir des stratégies de commande permettant de maximiser la puissance électrique générée
(donc le couple) en ajustant la vitesse de rotation de la turbine à sa valeur de référence quel que
soit la vitesse du vent considérée comme grandeur perturbatrice. En régime permanent, la
puissance aérodynamique Paer diminuée des pertes (représentées par les frottements visqueux) est
convertie directement en puissance électrique (figure III.3).
Pelec  Paer  Pertes
(III.1)
La puissance mécanique stockée dans l’inertie totale J et apparaissant sur l’arbre de la
génératrice (Pmec) est exprimée comme étant le produit entre le couple mécanique (Cmec) et la
vitesse mécanique (Ωmec) :
Pmec  C mec  mect
(III.2)
Fig. III.3: Diagramme de conversion de puissance
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Chapitre III : Commande de la chaine turbine Eolienne-BDFG -convertisseurs
Dans cette partie, nous présenterons les différentes stratégies pour contrôler le couple
électromagnétique (et indirectement la puissance électromagnétique convertie) afin de régler la
vitesse mécanique de manière à maximiser la puissance électrique générée. Ce principe est
connu sous la terminologie Maximum Power Point Tracking (M.P.P.T.) et correspond à la zone
2 de la caractéristique de fonctionnement de l’éolienne. On distingue deux familles de structures
de commande qui sont maintenant expliquées [22-41] :
– Le contrôle par asservissement de la vitesse mécanique.
– Le contrôle sans asservissement de la vitesse mécanique.
III 3.2.1 Maximisation de la puissance avec asservissement de la vitesse :
Le vent est une grandeur stochastique, de nature très fluctuante. Le Schéma bloc. de la
figure II.15 montre clairement que les fluctuations du vent constituent la perturbation principale
de la chaîne de conversion éolienne et créent donc des variations de puissance.
Pour cette étude, on supposera que la machine électrique et son variateur sont idéaux et donc,
que quelle que soit la puissance générée, le couple électromagnétique développé est à tout instant
égal à sa valeur de référence.
C em  C em _ ref
(III.3)
Les techniques d’extraction du maximum de puissance consistent à déterminer la vitesse
de la turbine qui permet d’obtenir le maximum de puissance générée. Plusieurs dispositifs de
commande peuvent être imaginés [23-42].
Comme nous l’avons expliqué dans la partie II.8.4, la vitesse est influencée par
l’application de trois couples : un couple éolien, un couple électromagnétique et un couple
résistant. En regroupant l’action de ces trois couples, la vitesse mécanique n’est plus régie que
par l’action de deux couples, le couple issu du multiplicateur Cg et le couple électromagnétique
Cem :
d méc 1
 (C g  Cem  f  mec )
dt
J
(III.4)
Cette structure de commande consiste à régler le couple apparaissant sur l’arbre de la
turbine de manière à fixer sa vitesse à une référence.
Le couple électromagnétique de référence Cem-refpermettant d’obtenir une vitesse
mécanique de la génératrice égale à la vitesse de référence Ωref est obtenu par une relation
inverse indirecte :
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Chapitre III : Commande de la chaine turbine Eolienne-BDFG -convertisseurs
Cemref  Cass (ref  mec )
(III.5)
Ou
– Cass est le régulateur de vitesse.
– Ωref est la vitesse mécanique de référence.
Cette vitesse de référence dépend de la vitesse de la turbine à fixer (Ω turbne-ref) pour
maximiser la puissance extraite. En prenant en compte le gain du multiplicateur, on a donc :
 ref  Gturbineref
(III.6)
La référence de la vitesse de la turbine correspond à celle correspondant à la valeur
optimale du ratio de vitesse ¸Cpmax(ß constant et égal à 2°) permettant d’obtenir la valeur
maximale du Cp (figure III.4).
0.5
0.45
0.4
0.35
0.3
0.25
0.2
0.15
0.1
0.05
0
2
4
6
8
10
Fig. III.4: Fonctionnement optimal de la turbine.
Elle est obtenue à partir de l’inversion de l’équation II.30
 turbine ref 
C
p max
.v
(III.7)
R
III 3.2.1.a Conception du correcteur de vitesse :
La figure suivante représente le schéma blocs simplifié de la boucle de régulation de vitesse de
la turbine éolienne.
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Chapitre III : Commande de la chaine turbine Eolienne-BDFG -convertisseurs
Turbine
Multiplicateur
R.turbine
V

v
 turbine
1
1
C p . .SV 3
2
turbine
C
p max
.v
R
1
1
 turbine_ ref
G
 ref
L’arbre
 mec
G
1
J .s  f
G
Ca ss
 mec
C em  ref
Dispositif de commande avec asservissement de la vitesse
Fig.III.5: Schéma bloc de la maximisation de la puissance extraite avec asservissement de la
vitesse
III 3.2.1.b Maximisation de la puissance sans asservissement de la vitesse
En pratique, une mesure précise de la vitesse du vent est difficile à réaliser. Une mesure
erronée de la vitesse conduit à une dégradation de la puissance captée. C’est pourquoi la plupart
des turbines éoliennes sont contrôlées sans asservissement de la vitesse [22-41].
Cette seconde structure de commande repose sur l’hypothèse que la vitesse du vent varie
très peu en régime permanent. Dans ce cas, à partir de l’´equation dynamique de la turbine, on
obtient l’équation statique décrivant le régime permanent de la turbine :
J
d méc
 Cmec  0  C g  Cem  Cvis
dt
(III.8)
Donc, en négligeant l’effet du couple des frottements visqueux (Cvis≈0), on obtient :
Cem  Cg
(III.10)
Le couple électromagnétique de réglage est déterminé à partir d’une estimation du couple
éolien :
Cemref 
Caerestimé
G
(III.11)
Le couple éolien peut être déterminé à partir de la connaissance d’une estimation de la
vitesse du vent et de la mesure de la vitesse mécanique en utilisant l’´equations (II.32) :
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Chapitre III : Commande de la chaine turbine Eolienne-BDFG -convertisseurs
C aer  estimé  C p .
 .S
2
.
1
 turbineestimé
3
.v estimé
(III.12)
Une estimation de la vitesse de la turbine Ωturbine-estime est calculée à partir de la mesure de
la vitesse mécanique :

turbineestimé  mec
G
(III.13)
La mesure de la vitesse du vent apparaissant au niveau de la turbine étant délicate, une
estimation de sa valeur peut être obtenue à partir de l’équation (III.14)
vestimé 
turbineestimé .R

.
(III.14)
En regroupant ces quatre équations III.14, III.12, III.11, III.13, on obtient une relation
globale de contrôle :
C p  . .R 5  2mec
.
. 3
3
2
G
Cemref 
(III.15)
Pour extraire le maximum de la puissance générée, il faut fixer le ratio de vitesse `à la
valeur Cpmax qui correspond au maximum du coefficient de puissance Cpmax (figure III.4). Le
couple électromagnétique de référence doit alors être réglé à la valeur suivante :
Cemref 
Cp
3C
p max
.
. .R5 2mec
2
.
Turbine
R.turbine
V

(III.16)
G3
Multiplicateu
 turbine r
1
G
1
1
C p . .SV 3
2
turbine
Cp.
vestimé
.S
1
3
.
.vestimé
2 turbineestimé
 turbineestimé .R
Cp max
1
 turbineestimé
L’arbre
1
J .s  f
G
Caerestimé
1
 mec
 mec
Cemref
G
1
G
Dispositif de commande sans asservissement de la vitesse
Fig. III.6 : Schéma bloc de la maximisation de la puissance sans asservissement de la vitesse
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Chapitre III : Commande de la chaine turbine Eolienne-BDFG -convertisseurs
III 4. Conception de la commande de l’ensemble Convertisseur-BDFG:
Notre objectif consiste a développé une commande des puissances active et réactive de
la BDFG robuste et efficace. En établissant les équations qui régissent les tensions du stator de
commande, on remarque que le stator de puissance de la génératrice est directement connecté au
réseau alors que son stator de commande est alimenté par le réseau via un redresseur et un
onduleur (figure III.1). Pour alimenter en tension continue l’onduleur coté stator de commande,
il faut mettre en œuvre un redressement, à partir de la tension du réseau. Une des contraintes
majeures pour une BDFM réside dans le fait que la puissance au stator de commande est
bidirectionnelle. Nous allons donc créer un bus de tension continue reliant l’onduleur coté stator
de commande au redresseur à MLI connecté au réseau. Ce bus est entièrement géré par le
redresseur et possède une capacité de filtrage suffisante permettant d’avoir une tension stable et
fixe quel que soit le fonctionnement de l’ensemble [21-40].
Au niveau des stratégies de commande, notre but est de produire une puissance optimale
et de permettre d’assurer des services au gestionnaire du réseau, tout en maximisant
l’exploitation du potentiel éolien du site.
III.4.1. Commande du convertisseur de puissance coté réseau :
Comme dans le cas de la commande à flux orienté (FOC) d'un moteur à induction, la
commande à tension orienté (VOC) pour le côté réseau du redresseur MLI est basée sur la
transformation des coordonnées entre le système de coordonnées fixe α-β et de coordonnées d-q.
La stratégie de la tension orientée (VOC) garantit une réponse transitoire rapide avec un bon
comportement statique, par l'intermédiaire des boucles de régulation des courants internes. En
conséquence, la configuration finale et le comportement du système dépendent largement de la
qualité de la stratégie de commande du courant appliqué [24-45]. Le but du convertisseur de
puissance côté réseau est d'établir une tension de bus DC fixe peu importe les conditions de
fonctionnement du BDFG [40].
III.4.1.a Etude de la boucle des courants du coté alternatif :
L’utilisation, des correcteurs PI dans un
repère triphasé, présente des problèmes
d'application. En effet, des composantes alternatives se retrouvent dans les erreurs à l’entrée des
correcteurs PI. Ces grandeurs alternatives sont à l'origine d'erreurs statiques non compensées par
les correcteurs PI. Pour résoudre ce problème, des transformées de Park dont le repère qui tourne
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Chapitre III : Commande de la chaine turbine Eolienne-BDFG -convertisseurs
à la fréquence des tensions du réseau sont utilisées. Ainsi les variables alternatives des courants
sont transformées en composantes d’axe d et q continus dès lors que ces signaux ont la même
fréquence que le réseau. Cela exige la connaissance de l’angle de référence des tensions du
réseau [24-45]. Cependant, il y a un couplage entre les axes de la transformation de Park.
Les équations de tension dans le système de coordonnées tournant (d−q) sont :
d
i  v d .L.i q
dt d
d
eq  R.I q  L i q  v q
.L.i d
dt
ed  R.I d  L
(III.17)
Le découplage entre l'axe d et q est réalisé par le variable hd et hq :
d
i
dt d
d
hq  eqv q
.L.id  R.I q  L iq
dt
hd  ed v d 
.L.iq  R.I d  L
(III.18)
Le système d'état découplé est présenté donc, par :



d 
R.








1
id

0




I





d 


L
L
dt 















d
R
.





i


q



0

iq







 0  L


dt







 


0

hd












1
h

q





L


(III.19)
Il est possible de commander indépendant les composants du courant id et iq par action
sur hd et hq, ainsi, il est simple de dimensionner les régulateurs.
La figure III.7 présente le schéma fonctionnel pour le réglage du courant.
Id,q-ref
Reg
1
R  sL
Fig. III.6 : Schéma fonctionnel pour le réglage du courant.
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Chapitre III : Commande de la chaine turbine Eolienne-BDFG -convertisseurs
III.4.1.b Boucle de régulation de la tension du bus continu :
Le modèle dynamique pour le circuit du bus continu aide sur le calcul de fonction de
transfert de tension du bus continu, il est représenté par la figure III.6.
idc
P
U dc .
Udc
ich
C
Pch
U dc .
Fig III.7 : Modèle dynamique pour le circuit du bus continu
d
P  ed .I d  U dc.I dc  Pdc  Pch  U dcC U dc  U dc.ich
dt
On fait la linéarisation du modèle on obtient :



(ed  ed )(id  id )  .(U dc  U dc )C
En régime permanant



d
(U dc  U dc )  (U dc  U dc )(.ich  .ich )
dt
(III.20)
ed .I d  U dc .ich et les perturbations du deuxième ordre sont
négligeables, et la tension du réseau est alors constante :

ed id  .U dcC

d
U dc  U dc .ich
dt
(III.21)
On obtient aussi par la division des termes sur Udc

ed 
d
.id  .C U dc  .ich
U dc
dt
(III.22)
On trouve par l'emploi de la transformation de Laplace. Le terme ich qui apparaît comme une
Perturbation :
(III.23)
U dc ( S )
e 1
. d

CU dc S
.id ( S )
La figure (III.7) représente le schéma fonctionnel pour la boucle de réglage de tension du bus
continu:
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Chapitre III : Commande de la chaine turbine Eolienne-BDFG -convertisseurs
Ich
Udc_ref
Reg
ed
U d cCs
Udc
Fig.III.8 :Schéma fonctionnel pour la boucle déréglage de tension du bus continu.
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Chapitre III : Commande de la chaine turbine Eolienne-BDFG -convertisseurs
L
PLL
R
a-b-c
MLI
α-β
Udc-ref
α-β
PI
PI
Gam
me
d'opér
ation
Mens
uelle
VAN
NE
PBV
TOU
RILL
ON,
A
COM
MAN
DE
MAN
UELL
E
BV31200
,
31201
,
31202
,
31203
,
31204
Vann
es
d'adm
ission
ligne
de
α-β
PI
d-q
d-q
Iq-ref
Id-ref
Fig III.9 :Schéma général de commande vectorielle du redresseur
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Chapitre III : Commande de la chaine turbine Eolienne-BDFG -convertisseurs
III.4.2. Elaboration de la Commande de la BDFG:
Pour commander notre BDFG nous avons choisi le repère synchrone d-q alignée sur
le vecteur de flux de stator de puissance. Ce choix est identique a celui de la DFIG parce qu'il
permettrait une commande découplée du couple et de la puissance active de la BDFG [20-39].
Pour identifier et isoler les variables de commande, il est nécessaire d'examiner les
équations de tension de la machine.

dds1




1 qs1


dt



dqs1


v qs1  Rs1iqs1 


1 ds1

dt




dds2
v d s 2  Rs 2 ids2 

( 1( p1  p 2
) r
) qs2


dt




dqs2


v qs2  Rs 2 iqs2 

( 1( p1 ¨ p 2
) r
) ds2

dt




ddr


0  Rr idr 

( 1p
) qr

1 r

dt



dqr


0  Rr iqr 

( 1p

)

1 r
dr

dt


v ds1  Rs1ids1 





qs1 = L s1i qs1 + M s1ri qr





ds2 = L s2i ds2 + M s2ri dr




qs2 = L s2i qs2 + L s2ri qr



dr = L r i dr + M s2ri ds2 L s1ri ds1 



qr = L r i qr + M s2ri qs2 + L s1ri qs1 



(III.24)
ds1= L s1i ds1 + M s1ri dr
(III.25)
C em  p1M s1r (i qs1i dr - i ds1i qr )  p 2 M s2r (i ds2i qr - i qs2i dr )
(III.26)
Pour commander notre système, nous avons opté pour la technique des boucles
multiples en cascade. Ce schéma de commande déjà proposé par POZZA,
permet la
commande du couple de la machine par la commande du courant du BP, et La commande du
courant du BP est obtenue par la commande du courant du BC. Donc en commandant le
courant BC on peut commander la puissance du BP.
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Chapitre III : Commande de la chaine turbine Eolienne-BDFG -convertisseurs
les «chemins» de régulation de l’algorithme de commande sont résumé comme suit :
 Commande de la puissance réactive du Bobinage de Puissance :
*
*
*
d
d
(Q*S1 ) - - - -  (IS1
) - - - -  (IS2
) - - - -  (VS1d )
 Commande de la puissance active du Bobinage de Puissance :
*
*
*
*
q
q
(PS1
) - - - -  (IS1
) - - - -  (IS2
) - - - -  (VS1q )
Le premier «chemin» de commande définit les niveaux des courants d’excitation de la
BDFG. Comme le flux du stator est maintenu presque constant par la tension du réseau, il n’est
*
d
pas nécessaire d’utiliser la consigne ( IS1
) pour maintenir une valeur constante de flux, et on
peut donc utiliser ce degré de liberté pour commander la puissance réactive du BP.
Le deuxième «chemin» de commande définit les niveaux des puissances actives de la
*
q
BDFG. L a consigne de ( IS1
) est utilisée pour commander la puissance active du BP [46]. La
structure de commande finale de la BDFG est illustrée par la figure (III.8).
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Chapitre III : Commande de la chaine turbine Eolienne-BDFG -convertisseurs
Qs1-ref
Qs1-
Reg
Qs1
Reg
Is1d
Reg
Is2d
Réseaux
Is1d
Is2d
2
3
MLI
Ps1-ref
Reg
Ps1
Reg
Is1q
Reg
Is2q
Ps1
Is1q
Is2q
ѳs2
Fig. III.11: Schéma général de commande vectorielle du BDFM
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Chapitre III : Commande de la chaine turbine Eolienne-BDFG -convertisseurs
Pour le calcul du rapport entre les courants du BP et du BC on considère que le flux
statorique du BP est constant, du faite que ce dernier est connecté à un réseau dont les
fluctuations de la tension sont faibles. Ainsi en utilisant les relations de tension de la machine,
les courants du rotor peuvent être exprimé en fonction des variables du stator:
ir 
1
* ( s1  Ls1 .is1 )
M s1r
1
r =
* (s1  Ls1 L r s1i ds1)
M s1r
(III.27)
2
M
 s1 = (1  s1r )
L s1 L r
(III.28)
En considérant les relations (III.19) et (III.20) on peut exprimer l’équation de tension du
rotor (III.17) en fonction des variables du stator :
0=
R s1
R L
L L  di
di
L ds1
.s1  s1 s1 .is1  s1 r s1 s1  M s2r s2  r
M s1r
M s1r
M s1r
dt
dt
M s1r dt
 j Rs1 (
(
(III.29)
L s1 L r s1
L
i s1  M s2ri s2  r s1 )
M s1r
M s1r
Rs1  s1  p1r
Des relations précédentes on peut obtenir les fonctions de transfert des courants du BC
en fonction des courants du BP. Ainsi, on peut écrire les équations suivantes:
di ds2
dt
=
d
R s1L s1 d L s1 L r s1 di s1
L L
Rr
.is1 

s1   Rs1 s1 r s1 i qs1
M s1rM s2r
M s1rM s2r dt M s1rM s2r
M s1rM s2r
  Rs1i qs2
di qs2
dt
=
(III.30)
q
R s1L s1 q L s1 L r s1 di s1
L L
Rr
.is1 

s1   Rs1 s1 r s1 i qs1
M s1rM s2r
M s1rM s2r dt
M s1rM s2r
M s1r
  Rs1i qs2
(III.31)
Ces relations peuvent être réorganisées en deux termes comme suit:
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Chapitre III : Commande de la chaine turbine Eolienne-BDFG -convertisseurs
di ds2
dt
di qs2
dt
a xd
= a xd .isd1  a yd (i qs1 , i qs2 , s1 )
(III.32)
= a xq .isd1  a yq (i ds1 , i ds2 , s1 )
(III.33)
d
R s1L s1 d L s1 L r s1 di s1
=
.is1 
M s1rM s2r
M s1r M s2r dt
a yd = 
a xq =
(III.34)
L L
Rr
s1   Rs1 s1 r s1 i qs1   Rs1i qs2
M s1r M s2r
M s1rM s2r
(III.35)
q
R s1L s1 q L s1 L r s1 di s1
.is1 
M s1rM s2r
M s1rM s2r dt
a yq = 
(III.36)
L L
Rr
s1   Rs1 s1 r s1 i qs1   Rs1i qs2
M s1rM s2r
M s1r
(III.37)
Les fonctions axd( isd1 )et axq( i sq1 ) reflètent un rapport linéaire entre les composantes
vectorielles directes des courants du BP et du BC, tandis que ayd( isq1 , isd2 , qs2 ,  s1 ) et ayq(
isq1 , isd2 , qs2 ,  s1 ) représentent le couplage de courant entre les composantes vectorielles croisées
d et q. Si dans le schéma de commande on ajoute les termes ayd et ayq à travers une action
directe (feedforward) la régulation de courant se caractérisera par un système de premier
ordre
:
is1 
K1
a x ( s)
1   1S
𝑖
K1 
M s1rM s2r
R s1L s1
Rég IS1
1  
L r s1
Rr
𝑖
𝑖
𝑖
𝑖
Compensation
𝑖
Fig. III.12 : Schéma fonctionnel de la commande du courant du BC 𝑖s1
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Chapitre III : Commande de la chaine turbine Eolienne-BDFG -convertisseurs
La structure de commande des courant du BP est obtenue a partir des relations suivante:
 =
s2
M s2r
L M
. s1  s1 s2r  Ls2 .i qs2
M s1r
M s1r
(III.38)
Vs2 = R s2 .is 2  L s2
di s2 M s2r ds1 L s1M s2r di s1


dt
M s1r dt
M s1r dt
 j s 2 (R s2 .is 2  
M s2r
L M
s1  s1 s2r i s1 )
M s1r
M s1r
(III.39)
On veut exprimer la tension Vs2 en fonction de is2. Ainsi on peut ecrire:
di ds1
d
M s1rM s2r
di s2
L R d
R
=
(M s2r.
 s1 r i s1
 r s1 )
dt
L s1 L r s1
dt
M s1r
M s1r

di qs1
dt
=
M s1rM s2r
q
.( Rs1L s1  s1i qs1   Rs1M s2r.i s2
)
L s1 L r s1
(III.40)
M s1rM s2r
di q L R q
R
(M s2r . s2  s1 r i s1
 r s1 )
L s1 L r s1
dt
M s1r
M s1r

M s1rM s2r
d
.( Rs1L s1  s1i ds1   Rs1M s2r .i s2
)
L s1 L r s1
(III.41)
2
d
V s2d = R s2 .i s2
 (L s2 -
d
M s2r di s2
M M R d M s2rR r
)
 s1r s2r r i s1
s1
L r s1 dt
L s1 L r s1
L s1 L r s1
2
 q
M L q  M s2r
 p1 r s2r s1 i s1

 Rs1  ( Rs1  p2 r )L s2 .i s2
M s1r
 L r s1

2
q

M s2r di s2
M M R q M s2r  s1  1
V s2 = R s2 .i  (L s2 )
 s1r s2r r i s1
. p1 Rs1  s1

L r s1 dt
L s1 L r s1
M s1r   s1

2
 d
M L d  M s2r
 p1 r s2r s1 i s1

 Rs1  ( Rs1  p2r )L s2 .i s2
M s1r
 L r s1

q
(III.42)
q
s2
(III.43)
Dans ce cas, on peut aussi réorganiser les relations précédentes en deux termes:
v ds2 = b xd .isd1  byd (i ds1 , i qs1 , i qs2 , s1 )
(III.44)
v qs2 = b xq .isd1  byq (i ds1 , i qs1 , i ds2 , s1 )
(III.45)
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Chapitre III : Commande de la chaine turbine Eolienne-BDFG -convertisseurs
avec :
2
b xd
d
M s2r di s2
= R .i  (L s2 
)
L r s1 dt
d
s1 s 2
(III.46)
M s1rM s2rR r d M s2rR r
M L q
i s1 s1  p1 r s2r s1 i s1
L s1 L r s1
L s1 L r s1
M s1r
b yd =
(III.47)
M
 q
  s2r  Rs1  ( Rs1  p2 r )L s2 .i s2
 L r s1

2
2
b xq
M
di q
= R .i  (L s2  s2r ) s2
L r s1 dt
b yq =
q
s1 s 2
(III.48)

M s1rM s2rR r q M s2r  s1  1
M L d
i s1 . p1 Rs1  s1  p1 r s2r s1 i s1

L s1 L r s1
M s1r   s1
M s1r

(III.49)
M 2
 d
  s2r  Rs1  ( Rs1  p2 r )L s2 .i s2
 L r s1

Nous tenons à signaler qu’on a négligé le terme correspondant à la dérivée du flux du BP,
d  q s1
dt
is1 
 0 . Avec les actions directes et le système à contrôler prend la forme suivante :
K2
b( s )
1   2S
K2 
𝑖
1
R s2
2  
Ls 2  M s22 r L r s1
L s1 R r
Rég IS2
𝑖
𝑖
Compensation
𝑖
Fig. III.13 : Schéma bloc de la commande du courant du BP 𝑖s2
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Chapitre III : Commande de la chaine turbine Eolienne-BDFG -convertisseurs
III.4.3-1 : Commande de la puissance réactive du BP
L’équation générale de la puissance réactive est :
3
Q s1 = .(vsq1 .isd1  vsd1 .isq1 )
2
(III.50)
En utilisant la relation précédente, on exprime la puissance réactive du BP en fonction du flux et
du courant.
d  s1 q
3
Q s1 = . s1  s1 .isd1 
.is1
2
dt
Comme (
d  q s1
dt
(III.51)
 0 ), on peut négliger le terme de isq1 . La fonction de transfert de la régulation
de Qs1 doit tenir compte la dynamique en boucle fermée de la commande de i sd1 :
Qs1 ( s) 3
= .s1 s1 .FT ( s) Rég _ isd1
isd1 ( s) 2
(III.52)
Q s1 _ ref
i s1 _ ref
KQs1
Q s1
Fig. III.14 : Schéma de commande de la puissance réactive du BP
III.4.3-2: Commande de la puissance active du BP :
On fait du même pour calculer l’équation de la puissance active, et on obtient :
3
Ps1 = .(vsd1 .isd1  vsq1 .isq1 )
2
(III.53)
On peut exprimer cette équation comme suit :
3
3 d
3
Ps1 = . s1  s1 .isq1  . s1 .isd1  .Rs1 i 2 s1
2
2 dt
2
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(III.54)
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Chapitre III : Commande de la chaine turbine Eolienne-BDFG -convertisseurs
Du fait que (
d  q s1
dt
 0 ), la perturbation du système de commande est due uniquement aux
pertes de joule. La fonction de transfert pour la régulation de Ps1 est égale à :
Ps1 ( s) 3
= . s1 s1 .FT ( s) Rég _ i q
s1
isq1 ( s) 2
(III.55)
Ps1 _ ref
i s1 _ ref
KPs1
Ps1
Fig. III.15: Schéma de commande de la puissance active du BP
III.5. Simulations numérique de l’ensemble :
La modélisation de l’ensemble du système de conversion d’énergie a été initialement
développée sous MATLAB afin de pouvoir réaliser des simulations sur des courtes périodes
en restant dans des temps de calcul raisonnables.
Nos simulations sont faites pour une éolienne de puissance de 2.5kW ayant une hélice
de 2 m de diamètre avec une valeur moyenne de la vitesse de vent de 10m/s. Le coefficient de
puissance est obtenu pour un angle de calage β fixe β=2°, qui nous donne un λopt=9.14
.
Ainsi, le Coefficient de puissance, atteint une valeur moyenne de 0,49. Les résultats présentés
ci-dessous sont obtenus en appliquant les lois de commande de la puissance active et réactive
que nous venons de présenter précédemment. La figure III.16 et 17, représente le système
simulé. Les figures ci -dessous montrent les résultats de simulation obtenus.
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Chapitre III : Commande de la chaine turbine Eolienne-BDFG -convertisseurs
Pref 
1
*  * S *V 3 * 0.5
2
Anémomètre
Vent
Multipli
cateur
Qref
Commande
Indirecte
dq
Onduleur
abc
I
abc
dq
Redresseur
MLI
V
PI
PWM
300
Calcule
de PQ
V
V
Réseau
Fig. III.16 Le système de conversion d’énergie simulé
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Chapitre III : Commande de la chaine turbine Eolienne-BDFG -convertisseurs
Turbine
Vabc_B1
Vabc
Iabc_B1
wr
Iabc
Vdc
DC Regulator
puissance
Subsystem3
pulses
Vdc
Wind (m/s)
vv
VSC
N
w
m
Ca
A
aA
Pa
B
bB
Pb
Cb
C
cC
Pc
Cc
Three-Phase
Programmable
Voltage Source
VSR
g
+
Vdc
A
BDFM
B2
N
B
C
Machine BDFM
SI Units
-
aA
A
a
A
A
bB
B
b
B
B
cC
C
c
C
Tr1
C
C
L
tita_C
Vqp
Wr
Idc
Iqc
ipd
ipq
PQ_m
PQ_ref
VCabc
B1
A
+
v
-
B
Measurements &
Signals
g
+
VpqFrom6
Step3
titacFrom7
Scope6
Vabc
Vabc_B1
PQ
Iabc_B2
Iabc
Selector3
3-phase
Instantaneous
Active & Reactive Power3
Ipqd
From
Icqd
From5
Fig. III.17 : Schéma de simulation Régulation du système de conversion d’énergie dans Matlab
(SimPowerSystems).
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Discre te ,
Ts = 5e -006 s.
powe rgui
Vdc
Chapitre III : Commande de la chaine turbine Eolienne-BDFG -convertisseurs
3000
500
0
-500
Ps1 Qs1
2000
-1000
-1500
-2000
1000
-2500
Ps1 Qs1
3.05
3.1
3.15
3.2
3.25
temp
3.3
3.35
3.4
0
-1000
-2000
-3000
0
1
2
3
4
5
6
5
6
temp
Fig. III.18 : La puissance active et réactive du BP
8
6
Is1d Is1q
4
2
0
-2
-4
-6
0
1
2
3
4
temp
Fig. III.19: la courbe du courant Is1d et Is1q du BP
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3.4
Chapitre III : Commande de la chaine turbine Eolienne-BDFG -convertisseurs
20
15
Is2d Is2q
10
5
0
-5
-10
0
1
2
3
4
5
6
7
temp
Fig. III.20: la courbe du courant Is2d et Is2q du BC
5
4.5
Is1abc
6
4
3.5
4
3
3.1
3.15
3.2
3.25
3.3
3.35
temp
Is1abc
2
0
-2
-4
-6
0
1
2
3
4
5
6
temp
Fig. III.21 : la courbe du courant Is1abc du BP
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7
Chapitre III : Commande de la chaine turbine Eolienne-BDFG -convertisseurs
15
10
5
Is2abc
0
-5
-10
-15
-20
0
1
2
3
4
5
6
temp
Fig. III.22 : la courbe du courant Is2abc du BC
700
600
vitesse de Rotation
500
400
300
200
100
0
0
1
2
3
4
5
temp
Fig. III.23 : La vitesse de Rotation de la machine
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6
Chapitre III : Commande de la chaine turbine Eolienne-BDFG -convertisseurs
9.4
9.2
9
vitesse de vent
8.8
8.6
8.4
8.2
8
7.8
7.6
0
1
2
3
4
5
6
temp
Fig. III.24 : la courbe de la vitesse du vent qu’injecté dans la turbine
0.5
0.45
0.5
0.4
coefficient de puissance Cp
coefficient de puissance Cp
0.35
0.3
0.25
0.495
0.49
0.485
0.2
0.15
0.48
3.17
3.18
3.19
3.2
3.21
3.22
temp
0.1
0.05
0
1
2
3
temp
4
5
6
Fig. III.25 : la courbe du coefficient de puissance Cp.
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7
Chapitre III : Commande de la chaine turbine Eolienne-BDFG -convertisseurs
III.6 Interprétation des résultats :
Les résultats de simulation présentent les différentes courbes obtenues par la
commande des puissances active et réactive générées au niveau de bobinage de commande du
stator de la machine. Les résultats obtenus montrent que les courants de la machine sont
correctement contrôlés et la puissance produite par la BDFG est régulée avec de bonnes
performances dynamique et statique
La figure III.18 illustre la puissance active et réactive produite par la BDFG. Cette puissance
est négative car la puissance est transmise au réseau.
Les figures III.19 et 20 correspondent aux courants Is1d et Is1q du BP et Is2d et Is2q du BC.
Ces courants peuvent augmentées ou diminuais en fonction des conditions du vent.
La figure III.21 représente l’évolution temporelle des courants de phase statorique Is1abc
du bobinage de puissance. On remarque que ces courants possèdent une fréquence constante
quel que soit le régime de fonctionnement.
La figure III.22 montre l’évolution temporelle des courants de phase Is2abc dans le stator de
commande. On remarque que ces courants possèdent une fréquence variable qui change avec
la vitesse de rotation.
Les résultats de la figure III.21 et figure III.22 montrent que dans notre cas, le courant de
commande est supérieure au courant de puissance. Ce résultat est conforme avec les
résultats obtenu par
(POZZA) mais en contradiction avec les résultats obtenus par
(Carlson). Sur ce point Nous recommandons un autre travail pour trancher sur ce point.
III.7.Conclusion :
Dans ce chapitre, nous avons présenté les éléments constitutifs de notre système de génération
éolien ainsi que nous avons étudié. Une modélisation de l’ensemble de notre système en vue de
la commande à été effectué. En fin une simulation de l’ensemble à été effectué sous le logiciel
MATLAB-Simulink. Les résultats obtenus montrent que
la structure de commande de la
puissance active et réactive proposée donne de bons résultats car elle permet un control
instantané de celle-ci. La commande de la puissance permet quant à elle d’offrir un service
appréciable et utile pour la gestion et le maintien du plan de tension du réseau auquel l’éolienne
est connectée.
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Conclusion générale
Conclusion générale :
Notre étude nous a permis de réaliser une modélisation complète et globale d’un système de
génération d’électricité à partir de l’énergie éolienne. Cette modélisation se démarque
principalement par l’approche différente qui a été faite de la partie mécanique qui fait appel aux
calculs d’aérodynamique pour déterminer les relations liant la vitesse du vent, le couple et la vitesse
de l’hélice, mais aussi de l’étude de l’ensemble.
Le premier chapitre nous a permis de dresser un panel des solutions électrotechniques
possibles pour la production d'énergie électrique grâce à des turbines éoliennes. Après un rappel de
notions fondamentales nécessaires à la compréhension du système de conversion de l'énergie
éolienne, différents types d'éoliennes et leurs modes de fonctionnement ont été décrits. Et par la
suite on a présenté les machines électriques et leurs convertisseurs associés, adaptables à un
système éolien.
On a conclu que la machine asynchrone à double alimentation sans balais regroupe les
avantages de la machine asynchrone à cage et de la machine asynchrone à double alimentation; de
même qu’elle présente un bon compromis entre la plage de variation de vitesse qu'elle autorise et la
taille du convertisseur par rapport à la puissance nominale de la machine.
En deuxième lieu nous avons établi le modèle mathématique de la machine d’après la
modélisation linéarité de Park, afin de simplifier considérablement les équations de la machine
asynchrone en régime transitoire.
Ensuite nous avons donne les principes de bases de la commande vectorielle indirecte par
orientation du flux stator de commende, qui permet d’imposer à la machine asynchrone un
comportement semblable à celle de la machine à courant continu à excitation séparée là ou le flux
n’est pas affecté par la variation du couple électromagnétique.
En revanche on trouve une complexité plus grande de la commande, et particulièrement
lorsqu’il s’agit d’une commande en tension, ce qui nécessite des boucles de régulation en plus
Les résultats obtenus par la commande vectorielle indirecte montrent bien un découplage
parfait.
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Annexes :
TRANSFORMATION DE CLARK ET PARK
B-1 Transformation de Park
-1
La matrice de passage P et son inverse P sont données par :
2
)
3
2
 sin( obs 
)
3
1
2

 cos( obs )
2
P    sin( obs )
3
1


2
cos( obs 

 cos( obs )

P 1  cos( obs  2 )
3

2
cos(

)
obs

3
2 
)
3 
2 
 sin( obs 
)
3 
1


2
cos( obs 
 sin( obs )
2
 sin( obs 
)
3
2
 sin( obs 
)
3
B-2 Transformation de Clark
-1
La matrice de passage c et son inverse c sont données par :

1

3
C
0
2
1
2

1
2
3
2
1
2

1 
2 

3

2 
1 
2 

 1

1  1
C  
 2
 1

 2

66

0
1

3
1
2

3 

1
2


1

1

1

Annexes :
B-3 Passage (α, β) – (d, q) :
Le passage aux repère (d, q) à (α, β) s’effectue alors tout simplement au moyen de la
matrice de rotation [R] de sorte que :
X dq  R. X 
Avec:
cos( ) sin( ) 

 sin( ) cos( )
R  
Et Le passage aux repère (α, β) à (d, q) est donnée par :
X   R1.X dq
Avec:
cos( )  sin( )

 sin( ) cos( ) 
R1  
66
Annexes :
PARAMETRES DE LA TURBINE UTILISEE
Densité d'air ρ
ρ≈1.22Kg/m3
Rayon des pâles
R=1.8m
Inertie Jturbine
Jturbine=315kg/m2
Coefficient du frottement visqueux
f=0.01
Coefficient de puissance optimal
Cp-optimal=0.5
Vitesse réduite optimale
λoptimal=9.14
PARAMETRES DE LA MACHINE ASYNCHRONE UTILISEE
La machine utilisée est une machine asynchrone à double alimentation sans plais. Ses
caractéristiques principales sont les suivantes :
Puissance nominale
2.5KW
Tension nominale
220/380 V
Courant nominale
10 A
Nombre de pole stator 1/stator 2
1/3
Fréquence
50 Hz
La vitesse de rotation
750 tr/min
Paramètres électriques :
Résistance statorique Rs1/ Rs2
1.732/1.079 Ω
Rrésistance rotorique
0.473Ω
Inductance cyclique du stator Ls1/ Ls2
714.8/121.7mH
Inductance cyclique du rotor
132.6 mH
66
Annexes :
Inductance mutuelle dans le repère de Park
132.6 mH
Paramètres mécaniques :
Moment de d’inertie du rotor
0.53 Kg.m2
Coefficient de frottement
0.0036 SI
Paramètres de Redresseur
Résistance Rf
0.001Ω
Inductance Lf
20uH
Capacité C
2x67mf
Fréquence de coupure fc
10KHz
66
Annexes :
Présentation du logiciel "MATLAB
MATLAB est un logiciel d’analyse par simulation en automatique qui permet
de manipuler les opérations mathématiques et contient des bases de calcul
matriciel très développées.
MATLAB, constituant la première
partie du logiciel, est un calculateur
puissant, qui peut effectuer les opérations matricielles et graphiques. Il peut traiter
et résoudre des problèmes même très complexes avec des dimensions importantes.
MATLAB est conçu pour la simulation et l’analyse des commandes classiques
(entrées-sorties) et modernes (espace d’état). Il comporte :

Opérations arithmétiques des matrices et des fonctions matricielles.

Opérations graphiques.

Programmation conditionnelle.

Simulation dynamique des systèmes linéaires (continus et discrets).

Analyse moderne (espace d’état) ;
La deuxième partie SIMULINK (construction de modèle graphique et
simulation associée) peut fournir un environnement graphique pour construire,
modifie et éditer les modèles de simulation. Une librairie de blocs fondamentaux
permet de réaliser toutes les combinaisons de modèles comme les modèles
linéaires, non linéaires, continus, discret… qui décrivent un système ; et la
simulation et facilement effectuée. Un système peut être modélisé par plusieurs
groupes de blocs (représentant le groupement de plusieurs blocs fondamentaux
constituant une structure) qui peuvent contenir autres groupes de blocs. Cette
structure hiérarchique est avantageuse pour mieux organiser et simplifier le
processus modélisé. N’importe quel bloc ou groupe de blocs peut être à part et
indépendamment. SIMULINK offre la possibilité de travailler en interactivité
avec MATLAB c à d que les programmes écrits sous MATLAB peuvent être
exploités sous
SIMULINK (bloc MATLAB-FUNCTION). Il nous permet
surtout de concentrer nos efforts pour simuler les systèmes dans un environnement
graphique efficaces à partir des spécificités suivantes :
67
Annexes :

Construction à partir de blocs fondamentaux (44 blocs).

Méthodes d’intégration (7méthodes de simulation).

Simulation des systèmes linéaires, non- linéaires, continus et discrets.
67
REFERENCES BIBLIOGRAPHIQUES
[1] Arnaud DAVIGNY «Participation aux services système de fermes d’éoliennes à vitesse
variable» intégrant du stockage inertiel d’énergie thèse Pour obtenir le titre de Docteur de
l’Université des Sciences et Technologies de Lille soutenue le 11 décembre 2007
[2] S. Brisset, C. Espanet, P. Brochet; " Modèle de pré dimensionnement d’un moteur à courant
Continu, aimant permanent, commutation électronique et bobinage concentré", EF’2003.
[3] A. Merlin, « Renewables : to what extent can the existing French system cope with dispersed
generation ? », Electra (CIGRE), N° 219, avril 2005, pp. 4-11
[4] Changling Luo, Boon – Teck Ooi, « Frequency deviation of thermal power plants due to
wind farms », IEEE Transactions on power systems, vol. 21, n° 3, September 2006, pp. 708-716.
[5] Philippe Menanteau, Dominique Finon, Marie-Laure Lamy, « L’intégration de la production
intermittente dans les marchés électriques libéralisés: des surcoûts techniques aux pénalités
économiques imposées par les règles de fonctionnement des marchés », Cahier de recherche
LEPII, série EPE, N.32, mars 2003, www.upmf-grenoble.fr/iepe
[6] Energies Renouvelables. http://www.energies-renouvelables.org
[7] Site internet du Centre du Développement et de la Recherche des Energies
Renouvelables (CDER) disponible à partir de : http://portail.cder.dz/spip.php?article1014,
2011.
[8] L. Hamane, « Les ressources éoliennes de l’Algérie », Bulletin des Energies
Renouvelables, no. 3, Juin 2003.
[9] Tarak GHENNAM « Supervision d’une ferme éolienne pour son intégration dans la gestion
d’un réseau électrique, Apports des convertisseurs multi niveaux au réglage des éoliennes à base
de machine asynchrone à double alimentation » Thèse présentée en vue d’obtenir le grade de
DOCTEUR PAR L’ECOLE CENTRALE DE LILLE ET L’ECOLE MILITAIRE
POLYTECHNIQUE D’ALGER Soutenue le 29/09/2011
[10] Abdenour ABDELLI « Optimisation multicritère d’une chaîne
éolienne passive » tehse docteur de l’institut national polytechnique de Toulouse Soutenue le 15
octobre 2007
[ 11] Mohamed Adjoudj, Mohamed Abid, Abdelghani Aissaoui,Youcef Ramdani, Houria
Bounoua « Commande par mode glissant d’une machine asynchrone à double alimentation
montée dans une éolienne » Nature & Technology Université Djillali Liabes SIDI BEL ABBES
Janvier 2010
[12] A. Tounzi « Utilisation de l’énergie éolienne dans la production de l’électricité. », Journées
électrotechnique du club EEA, 28-29 janvier 1999, Paris.
[13] B.Multon, X. Roboam, B.Dakyo, C. Nichita , O. Gergaud et H. Ben Ahmed «
Aérogénérateurs électriques » Techniques de l’ingénieur, Ref D3960 – Vol D7, 2004
[14] Azaizia R, "Etude et commande d'une machine asynchrone à double alimentation
alimentée par un convertisseur multi-niveaux", Mémoire de magister en genieélectrique,
Université de Boumerdes, Algérie, 2008.
[15] Lindholm M.," Doubly fed drives for variable speed wind turbines", Thèse de
doctorat, Université Technique de Denmark, 2003, Denmark.
[16] Petersson A., “Analyse, Modeling and control of doubly-fed induction generators
for wind turbines », thèse de licence en électrotechnique, université technologique
de Chalamer, Göteborg, 2003, Sweden.
[17] Hopfensperger B. et Atkinson D. J.,"Doubly-fed a.c machines: classification and
comparison", European conf. Power Electronics and Applications (EPE), pp.1-17,
Graz, 2001.
[18] Dendouga Abdelhakim « Controle Des Puissances Active Et Reactive De La Machine A
Double Alimentation (Dfim) » d o c t o r a t l’université de Batna
[19] Siemens Brothers&Co. Ltd. and Francis Lydall. Improvements in polyphase induction
motors.
British Patent No.: 16839, July 1902.
[20] Francisco Javier POZA LOBO « Modelisation, Conception Et Commande D’une Machine
Asynchrone Sans Balais Doublement Alimentee Pour La Generation A Vitesse Variable » pour
obtenir le grade de DOCTEUR DE L’INPG ET DE MONDRAGON UNIBERTSITATEA
Soutenue Le 30 octobre 2003
[21] Armand BOYETTE « Contrôle-commande d’un générateur asynchrone a double
alimentation avec système de stockage pour la production éolienne » Thèse de doctorat de
l’Université Henri Poincaré, Nancy I
[41] Salma EL AIMANI. « Modelisation De Differentes Technologies D'eoliennes Integrees
Dans Un Réseau De Moyenne Tension » pour D’obtenir le grade de DOCTEUR. ECOLE
CENTRALE DE LILLE ET L’UNIVERSITE DES SCIENCES ET TECHNOLOGIES DE
LILLE Soutenue le 06/12/2004
[22] HASSAD Mohamed Amine « Influence de la commande d’une GADA des systèmes
éoliens sur la stabilité des réseaux électriques » Pour l’obtention du diplôme de Magister en
Electrotechnique. UNIVERSITE SETIF 1 (ALGERIE) Soutenue le 2012.
[23] Benoît Robyns, Vincent Courtecuisse, Arnaud Davigny, Mostafa El Mokadem, Christophe
Saudemont, « Comportement de l’éolien », recueil de la journée SRBE – SEE « 4 novembre2006
: retour d’expérience d’un blackout évité », HEI, Lille, mai 2007.
[24] Abdelmalek BOULA AHIA « Etude des Convertisseurs Statiques destinés à la Qualité de
l'Energie Electrique » Pour l’obtention du Diplôme de Magister en Electrotechnique.
UNIVERSITE CONSTANTINE (ALGERIE)