double feed asynchronous generator pdf

No d’ordre : II2/13/07
2012 / 2013
PROJET DE FIN D’ETUDES
Présenté pour obtenir le titre de
INGENIEUR DE L’UNIVERSITE LIBANAISE – BRANCHE II
Spécialité : Génie Electrique
Option : Informatique Industrielle
Par :
Elie JEITANY
Pamela HASSROUNY
Roland MANSOUR
________________________________________________
Commande de la machine asynchrone doublement alimentée
Fonctionnement charge isolé à travers d'un convertisseur
à deux ponts MLI.
Sous la direction de :
Dr. Georges SALLOUM
Soutenue le 30 juillet 2013 devant le jury composé de :
Dr. Elie BARAKAT
Dr. Joseph BOU HAREB
Dr. Rita MBAYED
Président
Membre
Membre
Projet préparé à l'unité de recherche CERGE de l'Université Libanaise - Faculté de Génie II
"You gain strength, courage, and confidence by every experience in which
you really stop to look fear in the face. You are able to say to yourself:
I lived in this horror I can take the next thing that comes along".
~Eleanor ROOSVELT~
i
Remerciements
Nous tenons à remercier tous ceux qui ont contribué à la réussite de ce travail.
En premier lieu, nous souhaitons remercier notre encadrant Dr. Georges SALLOUM qui nous a
proposé un sujet assez intéressant et qui nous a fait bénéficier de ces connaissances et nous a
supporté pendant toute la durée du travail.
Nous tenons également à remercier, Mlle Maria ACHKAR et Mr Jawad KHOURY pour avoir
offrir toute aide durant ce travail.
D'autre part, nos profonds remerciements s'adressent aux membres de la Jury qui ont accepté à
évaluer ce modeste travail.
Nous ne pouvons pas terminer sans avoir remercié, très vivement tous les enseignants qui ont mis
toutes leurs connaissances à notre disposition et qui nous ont soutenu durant nos années d'étude.
A nos parents qui nous avons soutenu pendant toute la durée
de ces longues études.
ii
Résumé.
Dans ce projet, on traite la modélisation de la Machine Asynchrone Double Alimentation
(MADA) fonctionnant en mode génératrice à charge isolée ainsi que la mise en équations de la
machine et les résultats de simulation sous MATLAB/SIMULINK et LABVIEW.D'autre part on
applique la commande vectorielle classique sur cette machine et on extrait les résultats de
simulation pour mettre en évidence l'efficacité de la commande appliquée.
Puis on passe à l'étude du convertisseur dos à dos (Back to Back converter) en présentant la mise
en équation du système, avec la commande du convertisseur cotée stator. Les résultats de la
simulation sous MATLAB/SIMULINK et LABVIEW
A la fin on présente toutes les réalisations électroniques et expérimentales qu'on a fait pour
arriver à la réalisation électronique du back-to back converter notant l'identification des
paramètres de la machine ainsi que l'acquisition des données en utilisant le compact RIO avec les
filtres nécessaires pour pouvoir obtenir une image nette des courants..
mots clés: Machine asynchrone double alimentation, Compact RIO ,Convertisseurs dos-à-dos,
Modulation large impulsion, Field Programmable Gate Array.
Abstract.
In this project, we treat the modeling of the Doubly Fed Induction Motor (DFIM) ,generator
mode feeding an isolated load. As well we have presented the machine equations and the results
of the simulation using two softwares :MATLAB/SIMULINK and LABVIEW.
In the other hand we apply the classical vector control and we extracted the result of the
simulations in order to highlight the efficiency of the applied control.
Then we have studied the back-to-back converter by developing the system equations and taking
into considerations the control of the converter by the stator side.
At the end, we present all the experimental realizations that have been made in the laboratory in
order to have realize electronically the back to back converter, noting the identification of the
machine parameters , the data acquisitions using the compact RIO with the necessary filters in
order to obtain a clear image of the current.
Keywords: Doubly Fed Induction Motor, Compact-RIO, Back-to-back converter, Pulse Width
Modulation, Field Programmable Gate Array.
iii
Table des matières
Introduction générale.....................................................................................................................1
Chapitre 1: ETAT DE L'ART.......................................................................................................3
1.1-Introduction....................................................................................................................3
1.2-État de l'art......................................................................................................................4
1.3-Présentation du projet.....................................................................................................5
1.4-Conclusion......................................................................................................................6
Chapitre 2. MODELISATION, COMMANDE ET SIMULATION DE LA MACHINE
ASYNCHRONE DOUBLEMENT ALIMENTEE.......................................................................7
2.1-Introduction....................................................................................................................7
2.2-Modélisation de la GADA dans le repère triphasé.........................................................7
2.2.1-Mise en équation de la machine..................................................................................7
2.2.2-Équations des flux...........................................................................................8
2.2.3-Équations des tensions statoriques et rotoriques.............................................9
2.3-Modélisation de la GADA dans le repère diphasé.......................................................10
2.3.1-Transformation de Clarke..............................................................................10
2.3.2- Expressions des flux statoriques et rotoriques..............................................11
2.3.3- Expression des tensions statoriques et rotoriques........................................12
2.3.4-Transformation de Park.................................................................................13
2.3.5-Expressions des flux......................................................................................14
2.3.6-Expression des tensions statoriques et rotoriques.........................................14
2.3.7-Expression du couple.....................................................................................15
2.3.8-La puissance instantanée du système............................................................15
2.4-Choix du repère (d-q)...................................................................................................16
2.5-Notation Complexe.......................................................................................................16
2.5.1-Equation en notation complexe de la tension................................................17
2.5.2-Equation des puissances................................................................................17
2.5.3-Schéma dynamique phasoriel........................................................................17
2.6-Modélisation de la GADA autonome...........................................................................19
2.6.1-Représentation d'état de la GADA................................................................19
2.6.2-Simulation sur MATLAB/SIMULINK.........................................................22
2.7- Commande vectorielle classique de la Génératrice Asynchrone
Doublement Alimentée...............................................................................................24
2.7.1-Commande vectorielle à flux statorique orienté............................................24
2.7.2-Régulateur des courants rotoriques...............................................................25
2.7.3. Régulateur des tensions statoriques..............................................................26
2.7.4. Régulation de la fréquence statorique...........................................................27
iv
2.8-Simulation sur MATLAB.............................................................................................28
2.9-Conclusion....................................................................................................................29
Chapitre 3. MODELISATION ET COMMANDE DU CONVERTISSEUR A DEUX
PONTS IGBT................................................................................................................................30
3.1- Généralité sur les convertisseurs MLI.........................................................................30
3.2-Modélisation de l'onduleur MLI...................................................................................31
3.3-Onduleur triphasé à pont complet.................................................................................31
3.4-Convertisseur "BACK TO BACK"..............................................................................32
3.4.1-Redresseur à source de tension......................................................................33
3.4.2-Commande du redresseur..............................................................................35
3.4.2.1-Correcteur de courants....................................................................36
3.4.2.2-Calcul du correcteur de puissance réactive.....................................36
3.4.2.3-Régulation de la tension du bus continu.........................................37
3.5- Résultat de la simulation sur MATLAB/SIMULINK.................................................38
3.6-Conclusion....................................................................................................................39
Chapitre 4. REALISATIONS EXPERIMENTALES ET DIFFERENTS ESSAIS................40
4.1-Introduction..................................................................................................................40
4.2- Détermination des différents paramètres de la GADA................................................40
4.2.1-Mesure des résistances..................................................................................41
4.2.2 : Mesure des inductances propres au stator...................................................42
4.2.3: Mesure de la mutuelle de couplage stator/rotor............................................44
4.2.4 : Détermination du coefficient de frottement.................................................45
4.2.5:Détermination de l’inertie J...........................................................................46
4.3-Installation d’un tableau électrique triphasé.................................................................47
4.4-Capteurs utilisés dans l’application..............................................................................48
4.4.1-Capteur de tension LV25-P...........................................................................48
4.4.2-Capteur de courant HAIS-50-P-LEM............................................................49
4.4.3- Filtres pour les capteurs du courant..............................................................50
4.5-Réalisation physique du circuit de commande du module de puissance......................52
4.5.1- Optocoupleurs...............................................................................................53
4.5.2-Essai sur un bras d’onduleur..........................................................................53
4.5.3-Power supplies...............................................................................................54
4.6-Programmation sur Labview........................................................................................55
4.6.1- Introduction..................................................................................................55
4.6.2- Sélectionner le mode programmation pour notre application......................56
4.6.3- Création du projet dans « Scan interface mode ».........................................56
Conclusion générale......................................................................................................................59
Table 4.1 : Tableau qui résume les paramètres obtenus.................................................................47
v
Table des Figures
Figure 1.1: Schéma d'alimentation de la MADA pour une application génératrice.........................3
Figure 2.1:Schéma symbolique de la MADA dans un repère triphasé.............................................8
Figure 2.2:Machine équivalente au sens de Clarke........................................................................10
Figure 2.3: La machine au sens de Park.........................................................................................13
Figure.2.4:Relation entre les différents repères..............................................................................14
Figure 2.5:Schéma dynamique phasoriel de la MADA dans un repère (d-q) statorique................18
Figure 2.6:Schéma idéal de la MADA ...........................................................................................18
Figure 2.7: GADA connectée à une charge isolée..........................................................................19
Figure.2.8:Résistances et capacitances fictives ajoutées au niveau du stator.................................20
Figure.2.9: Schéma bloc de la GADA autonome dans un repère statorique (d-q).........................22
Figure 2.10:Tensions statoriques à vide puis avec charge équilibrée en mode
hypo-synchrone puis en mode hyper-synchrone..........................................................23
Figure 2.11:Courants statorique à vide puis après l'introduction de la charge en deux modes
hypo-synchrone et hyper-synchrone respectivement..................................................23
Figure 2.12: Schéma des correcteurs de courants rotoriques..........................................................26
Figure 2.13: Schéma des correcteurs de courant magnétisant........................................................27
Figure 2.14: Schéma général de la commande...............................................................................27
Figure 2.15: Tensions statoriques à vide puis après l'introduction de charge.................................28
Figure 2.16: Courants statorique à vide puis après l'introduction de la charge..............................28
Figure 2.17:Courants rotoriques à vide puis après l'introduction de la charge à t=2s....................29
Figure 3.1:Principe de fonctionnement du MLI.............................................................................31
Figure 3.2:Onduleur triphasé a pont complet alimentant une charge équilibrée............................31
Figure 3.3:Convertisseur back-to-back...........................................................................................32
Figure 3.4: Convertisseur triphasé montrant le transfert des puissances........................................33
Figure 3.5: Schéma bloc du convertisseur coté stator dans un repère biphasé...............................35
Figure 3.6:Schéma bloc du correcteur de courant..........................................................................36
Figure 3.7:Schéma bloc du correcteur de puissance réactive.........................................................37
Figure 3.8: Tension du bus continu(Udc) sur MATLAB et LABVIEW........................................38
Figure 4.1:Plaque à borne de la MADA.........................................................................................41
Figure 4.2:Mesure des résistances des bobinages en courant continu............................................42
Figure 4.3: Mesure des inductances propres et mutuelles statoriques............................................43
Figure 4.4:Mesure de l’inductance cyclique rotorique...................................................................44
3M 0
Figure 4.5: Mesure de la mutuelle M 
de couplage stator/ rotor.......................................45
2
Figure 4.6: Allure de la courbe de détermination de f . .................................................................46
Figure 4.7: Photo prise lors de la détermination des paramètres....................................................46
Figure 4.8: Branchement nécessaire pour la charge active.............................................................48
vi
Figure 4.9: Photo prise lors de l’essaie avec charge active et alimentation du tableau
installé........................................................................................................................49
Figure 4.10:Schéma de connexion du capteur de tension...............................................................50
Figure 4.11:Connections nécessaires pour le capteur de courant...................................................51
Figure 4.12: Schéma du filtre de Sollen-Key ordre 2.....................................................................51
Figure 4.13:Résultats de capteur du courant après l'addition d'un filtre passe bas d'ordre 4 et un
avance de phase............................................................................................................52
Figure 4.14:Module FUJI 7MBP50RA120....................................................................................53
Figure 4.15:Schéma bloc de l’optocoupleur et sa table de vérité...................................................54
Figure 4.16: Essai sur un bras d’onduleur......................................................................................55
Figure 4.17:Power supply et circuit de commande.........................................................................56
Figure 4.18: National Instruments C-RIO......................................................................................57
Figure 4.19 : Acquisition de 4 entrées analogiques simultanément sur même structure de
donnée FIFO..............................................................................................................58
Figure 4.20 : Méthode de génération des six signaux PWM..........................................................59
Figure 4.21 :Signaux PWM á la sortie de la Compact.RIO............................................................59
vii
Liste des abréviations.
[.] : Matrice
. s3 : Vecteur triphasé lié au stator.
. r 3 : Vecteur triphasé lié au rotor.
. s : Vecteur dans le repère
. r : Vecteur dans le repère
( ,  ) lié au stator.
( ,  ) lié au rotor.
X sd : Grandeur statorique suivant l’axe d.
X sq : Grandeur statorique suivant l’axe q.
x s  X sd  X sq : Grandeur statorique complexe.
X s : Amplitude d’une grandeur statorique.
X s : Amplitude complexe d’une grandeur statorique.
X rd : Grandeur rotorique suivant l’axe d.
X rq : Grandeur rotorique suivant l’axe q.
x r  X rd  X rq : Grandeur rotorique complexe.
X r : Amplitude d’une grandeur rotorique.
X r : Amplitude complexe d’une grandeur rotorique.
S : operateur de Laplace.
Rs : Résistance de l’enroulement statorique par phase.
Rr : Résistance de l’enroulement rotorique par phase.
M sr : Inductance mutuelle cyclique stator/rotor = M rs .
l s : Inductance propre d’un enroulement statorique.
Ls : Inductance cyclique propre du stator.
Lr : Inductance cyclique propre du rotor.
l r : Inductance propre d’un enroulement rotorique.
p : Nombre de paires de pôles.
f : Coefficient des frottements visqueux.
J : Inertie du moteur charge.
 m : Position mécanique du rotor par rapport au repère fixe lié au stator.
 s : Angle électrique entre la phase  s du stator et l’axe d.
s : Vitesse de rotation électrique du repère (dq) par rapport au repère fixe lié au stator.
viii
 : Vitesse mécanique de rotation.
 s : Vitesse de synchronisme.
Cem : Couple électromagnétique.
Ps : Puissance active statorique.
Ps : Puissance active statorique.
Qs : Puissance réactive statorique.
Qr : Puissance réactive rotorique.
Ps : Puissance active statorique.
Pm : Puissance mécanique.
C0 : Couple résistant.
Ra :Résistance de l’induit.
GADA : Génératrice asynchrone doublement alimentée.
RIO : Reconfigurable input/output.
MADA : Machine asynchrone doublement alimentée.
MCC : Machine à courant continu.
FPGA : Field programmable gate array.
Sb-RIO : Single board reconfigurable input/output.
PWM : Pulse width modulation.
CCR : Convertisseur coté rotor.
MLI : Modulation large impulsion.
ix
Introduction générale
L’énergie éolienne est connue et exploitée depuis longtemps, elle fut l’une des premières sources
exploitées par l’homme après l’énergie du bois, elle était utilisée pour la propulsion des navires et
pour les moulins de blé entre autres.
Elle fut cependant négligée pendant le XXème siècle au profit des énergies fossiles exception
faite de l’hydroélectricité.
Dans les années 70 après le choc pétrolier et les premières alertes dues au réchauffement de la
planète, un nouvel intérêt est porté à l’énergie éolienne, aussi le développement de nouvelles
technologies rend la conversion de cette énergie de plus en plus rentable et économiquement
compétitive, dans l’échelle mondiale, l’énergie éolienne maintient une croissance de 30% par an
pendant la dernière décennie.
Aujourd'hui, le développement et la multiplication des éoliennes ont conduit les chercheurs en
Génie Electrique à mener des investigations de façon à améliorer l'efficacité de la conversion
électromécanique et la qualité de l'énergie fournie.
L'utilisation de la Génératrice Asynchrone Double Alimentation (GADA) est largement répandue
pour les applications éoliennes à cause des avantages qu'elle présente .Cette machine fonctionne à
une fréquence fixe pour une vitesse d'entraînement variable grâce à un contrôle de courants
rotoriques par des convertisseurs dimensionnés à des puissances réduites.
Dans ce projet, on présente une modélisation de la GADA mode génératrice à charge isolée ainsi
que sa commande.
Une étude du Back-to-Back converter est aussi réalisée au sein de ce projet ainsi on présente un
compte rendu de toutes les réalisations électroniques et les expériences effectuées au Laboratoire.
Dans le premier chapitre, on présente un état de l'art de la GADA et les travaux réalisés
précédemment au terme de ce sujet.
Le second chapitre traite la modélisation de la GADA autonome dans un repère biphasé ainsi que
la commande vectorielle classique de la machine en utilisant des correcteurs à action
proportionnelle et intégrale (PI). Les résultats de la simulation sous MATLAB/SIMULINK et
sous LABVIEW sont ainsi présentés dans ce chapitre.
Dans le troisième chapitre on modélise le Back to Back converter, la mise en équations et la
commande du redresseur du coté stator. Les résultats de l'implémentation
1
sur MATALB/SIMULINK et LABVIEW seront encore mis sous cette partie.
Le dernier chapitre est consacré à la réalisation expérimentale qui a pris lieu au sein du
Laboratoire de la faculté .Cette partie comporte la détermination des paramètres de la machine,
ainsi que la réalisation électronique du back-to-back converter, l'implémentation de la commande
classique de la GADA sur le compact RIO. Dans ce chapitre on présente encore l'acquisition des
données de la machine à travers des capteurs de courants et des tensions ainsi que la synthèse du
filtre de pour les capteurs des courants.
2
Chapitre 1: ETAT DE L'ART
1.1-Introduction:
Les machines tournantes sont largement utilisées dans la plupart des systèmes de génération
d’énergie électrique. Dans les cas des systèmes basés sur le nucléaire, la cogénération ou les
thermiques classiques (charbon, fuel, etc...), l’énergie de génération nécessaire est toujours
disponible sur l’arbre générateur, ce qui permet de fonctionner dans les régimes de travail
optimisés et stables. Par contre, dans le cas de l’hydraulique et de l’éolienne, la source d’énergie,
variable et de nature aléatoire, n’est pas capable d’assurer un régime de travail optimisé et
constant.
L’utilisation de la MADA pour la production de l’énergie électrique à partir de l’énergie éolienne
s’impose du fait du nombre important des travaux effectués et de la variété des thèmes abordés
(Modélisation, commande à vitesse variable, sûreté de fonctionnement, etc.). En effet, avec le
regain d’intérêt pour les énergies renouvelables, les systèmes éoliens à vitesse variable avec
MADA connaissent un grand essor et un grand nombre de publications accompagnent ce
développement.
La configuration, largement répandue dans les systèmes éoliens à vitesse variable avec la MADA,
est représentée par la figure 1.1. Elle consiste à alimenter le rotor par un convertisseur et à lier le
stator directement au réseau.
Figure 1.1: Schéma d'alimentation de la MADA pour une application génératrice.
Le principal avantage de la MADA est la possibilité de fonctionner à vitesse variable. Les
machines asynchrones à vitesse fixe doivent fonctionner au voisinage de la vitesse de
synchronisme car la fréquence est imposée par le réseau. La vitesse du rotor est quasi constante.
Le système de la MADA permet de régler la vitesse de rotation du rotor en fonction de la vitesse
du vent. En effet la MADA permet un fonctionnement en génératrice hypo-synchrone et hypersynchrone.
3
L'intérêt de la vitesse variable pour une éolienne est de pouvoir fonctionner sur une large plage de
vitesses de vent, et de pouvoir en tirer le maximum de puissance possible, pour chaque vitesse de
vent. D'autre part la GADA est avantageuse par rapport aux autres génératrices surtout pour les
éoliennes de forte puissance ,car pour une vitesse variante à ± 30%autour de la vitesse de
synchronisme, les convertisseurs de puissances sont dimensionnés au tiers de la puissance
nominale. Donc ils sont moins chers et moins encombrants et les pertes dans les interrupteurs a
semi conducteurs sont faibles.
1.2-Etat de l'art:
Avant de présenter notre travail on présente dans ce qui suit l'état de l'art des travaux et études qui
ont traité la machine asynchrone doublement alimentée, la machine à courant continu, Back-toBack converter.
N. PATIN [1] dans sa thèse a fait une mise en équations du modèle de GADA en utilisant les
transformations de CONCORDIA et PARK en passant par le schéma phasoriel et le schéma
électrique. Puis il a passé à la modélisation de cascade de deux MADA. En ce qui concerne la
commande, il a fait une commande de la machine en se basant sur l'inversion du modèle. De plus
il a présenté une commande vectorielle classique avec tous les résultats sur
MATLAB/SIMULINK et les résultats expérimentaux.
D.H. WANG [4], donne les équations mathématiques pour la modélisation et le contrôle
vectoriel indirect à flux statorique orienté de la GADA associée à un moteur Diesel. Des
simulations sont réalisées sur une GADA de 30kW connectée à un réseau autonome et montrent
la validité du contrôle des amplitudes et de la fréquence des tensions statoriques.
A. BOYETTE [6], dans sa thèse , présente un mécanisme de contrôle vectoriel et l’applique pour
simuler le fonctionnement d'une GADA. Des résultats de simulation sont montrés pour une
GADA connectée au réseau et d’autres pour une GADA fonctionnant sur une charge isolée.
Aussi, BOYETTE souligne le fait que la GADA possède la caractéristique de générer de la
puissance par le rotor et le stator lorsqu’elle fonctionne en hyper-synchronisme.
S.AL AIMINI [9] a décrit une commande vectorielle de la machine asynchrone par un contrôle
de flux orienté ,contrôle des courants statoriques et un découplage ou compensation. D'autre part
AL AIMINI a présenté un contrôle de la liaison au réseau en contrôlant les convertisseurs de
puissance, contrôle de courants envoyés au réseau. Puis elle a proposé une régulation du bus
continu par le réglage de transit de la puissance active.
A.CLARSSON [10] discute le sujet de Back to Back converter. CLARSSON présente un modèle
mathématique pour le convertisseur triphasé. En plus il présente la structure du contrôleur à
4
action intégrale PI pour les courants et le bus continu. Or le système de commande est non
linéaire donc il présente une linéarisation du système autour d'un point d'opération de tension de
bus continu et d'un courant. Une discussion de stabilité du système après linéarisation est encore
présentée dans cette thèse.
Dans la thèse de mastère J.ERIKSSON et L.HERMSAN [2] on trouve une méthode de
développement et une évaluation de la commande vectorielle classique de la machine en utilisant
LabView FPGA. La première partie de cette thèse rappelle les notions de base de la commande
et de la modulation large impulsion. Puis une petite introduction sur la Sb-RIO produit de
National Instruments) ainsi que quelques schémas blocs exécutés pour le modèle de la machine,
les différentes transformées de repères ...
Enfin une comparaison est faite entre la programmation LabView FPGA et Matlab simulink.
1.3-Présentation du projet:
La machine asynchrone à double alimentation (MADA) avec rotor bobiné présente un stator
triphasé identique à celui des machines asynchrones classiques et un rotor contenant également
un bobinage triphasé accessible par trois bagues munies de contacts glissants. Ce type de machine
est utilisé comme génératrice dans la plupart des projets de centrale éolienne, car il offre de
grands avantages de fonctionnement.
Dans notre système, on a deux convertisseurs, un convertisseur coté stator (redresseur) qui aura
besoin d'une commande supplémentaire réglant la tension du bus continu et d'un onduleur PWM
coté du rotor. Le CCR est utilisé pour exciter la machine et maintenir une tension et fréquence
fixe.
Deux modes de fonctionnement sont pris en considération:
Mode 1 :
Lorsque l'énergie éolienne disponible est supérieure à la puissance de la charge existante, l'excès
de puissance est utilisé pour charger les batteries. Ceci nécessite le fonctionnement de la GADA
dans un mode hyper-synchrone où la vitesse de rotation du rotor est supérieure à la vitesse de
synchronisme.
(
  s
). Les champs dans les repères statorique et rotorique tournent dans des sens opposés, et
g
le glissement
5
 s   s  


s sera négatif et le rotor fourni de la puissance active au réseau.
Mode 2
Lorsque l’énergie éolienne disponible n’est pas suffisante pour fournir la puissance demandée par
la charge, la puissance supplémentaire nécessaire est obtenue à partir des batteries. Ce mode
nécessite le fonctionnement de la GADA en hypo-synchronisme où la vitesse de rotation du rotor
est inférieure à la vitesse de synchronisme (    s ). Les champs dans les repères statorique et
rotorique tournent dans le même sens, et le glissement g 
 s   s  
sera positif et le


s
rotor absorbe de l’énergie du réseau Pm  0 la machine est entrainée elle absorbe de la puissance
mécanique.
1.4-Conclusion:
Dans ce chapitre, on a présenté un petit résumé sur les différents travaux effectués dans le
domaine de la machine asynchrone doublement alimentée en mode autonome ainsi que la chaine
de conversion. Ainsi, on peut passer à la modélisation de la GADA et les résultats de simulation
sur MATLAB/SIMULINK et sur LABVIEW.
6
Chapitre 2. MODELISATION, COMMANDE
ET SIMULATION DE LA MACHINE
ASYNCHRONE DOUBLEMENT
ALIMENTEE
Ce chapitre montre la mise en équations de la machine asynchrone doublement alimentée en
mode génératrice, son schéma bloc et les résultats de simulation sur MATLAB ainsi qu’une
boucle de régulation des courants rotoriques et une boucle de régulation du courant magnétisant.
Nous considérons une machine asynchrone à p paires de pôles saillants sans amortisseurs, ni
fuites ni saturation.
2.1-Introduction:
De façon à représenter au mieux le comportement d'une machine asynchrone en simulation, il est
nécessaire de faire appel à un modèle précis mais suffisamment simple. Donc on présente d'abord
le modèle dans un repère rotorique et statorique triphasée puis on passe aux équations dans un
repère diphasé à travers la transformation de Clarke puis de Park. .Le modèle diphasé de la
machine asynchrone présente un bon compromis entre ces contraintes
2.2-Modélisation de la GADA dans le repère triphasé :
2.2.1-Mise en équation de la machine:
On commence la modélisation de la MADA par la mise en équation de la machine. Pour
simplifier notre modèle on considère quelques hypothèses :
1-La machine est symétrique et à entrefer constant,
2- Le circuit magnétique n’est pas saturé et est parfaitement feuilleté
3-Les pertes par hystérésis et par courants de Foucault sont nulles,
4-L’induction dans l’entrefer est supposée être à répartition sinusoïdale
5-L’influence de l’effet de la température sur les enroulements n’est pas pris en compte.
Pour la mise en équation nous adoptons la convention récepteur pour tous les enroulements de la
machine (moteur hyper-synchrone).(figure 1.1)
7
Figure 2.1:Schéma symbolique de la MADA dans un repère triphasé.
2.2.2-Equations des flux:
Les flux statoriques et rotoriques s'expriment en fonction des courants en faisant intervenir les
différentes inductances. Une matrice des inductances établit la relation entre les flux et les
courants.
l s , l r : Inductances propres statoriques et rotoriques
M s , M r : Inductances mutuelles entre deux phases statoriques et deux phases rotoriques
M sr : Valeur maximale de l'inductance mutuelle entre une phase statorique et une phase
rotorique.
Les équations sous forme matricielle seront représentées comme suit :
(2.1)
(2.2)
8
avec:
ls ms ms 
lss  ms ls ms 
ms ms ls 
lr mr mr 
l  m l mr 
; rr  r r
mr mr lr 

cos 

msr   msr cos(  2 )
3

 cos(  2 )
3

cos( 
2
)
3
cos 
cos( 
2
)
3
2 
)
3 

2 
cos( 
)
3 


cos 

cos( 
2.2.3-Equations des tensions statoriques et rotoriques:
La tension est exprimée sous la forme suivante :
Avec e : f.é.m.
Pour le stator :
(2.3)
Pour le rotor :
Vr 3
Var 
 Vbr   Rr ir 3  er 3  Rr
Vcr 
iar  ear 
iar 
 ar 
i   e   R i   d    R i  d ( ) .
r  br 
br
r r
r
 br   br 
dt  
dt
icr  ecr 
icr 
 cr 
(2.4)
donc on obtient:
vs 3s
 RS i s 3s 
 RS is 3s  l ss 
 RS is 3s  l ss 
9
d
 s 3s
dt
d
is 3s  d msr ir 3r
dt
dt
d
is 3s  d msr ir 3r   d msr ir 3r
dt
dt
d
(2.5)
(2.6)
(2.7)
de même pour la tension rotorique on obtient:
vr 3r  Rr ir 3r  lrr  d ir 3r  d msr T iS 3S   d msr T is 3s
dt
dt
d
(2.8)
2.3-Modélisation de la GADA dans le repère diphasé :
2.3.1-Transformation de Clarke:
La transformée de Clarke, est un outil mathématique utilisé en électrotechnique pour passer d’un
système triphasé (a, b, c) à un système diphasé équivalent (,).
Figure 2.2:Machine équivalente au sens de Clarke
La matrice de transformation de Clarke
identique à celles des grandeurs de phase.
garde l’amplitude des grandeurs transformées
(2.9)
La transformation inverse de Clarke:
(2.10)
10
La modélisation de la machine asynchrone s’effectue en partant du système à trois axes dit réel,
difficilement identifiable expérimentalement vers celui de Park (à deux axes).
En appliquant cette transformation aux équations de la tension et du flux on obtient :
2.3.2- Expressions des flux statoriques et rotoriques :
C     [ L ] C i   [m
32
s
    C
s
s
23
32
s
sr
 
] C32 ir
 
 
(2.11)

(2.12)
[ Ls ] C32 is  C23[msr ] C32 ir
    [ L ] i   [M
s
s
s
sr

( )] ir
(2.13)
C   [ L ] C i  [m
32
r
r
32
r
sr
 
]t C32 is
(2.14)
    C
r
23
 
   [ L ] i  C
r
 
[ Lr ]T32 ir  C23 [msr ]t T32 is
r
r
23

[ M sr ( )]t is
(2.15)

(2.16)
Avec:
cos   sin  0
[ M sr ( )]  M sr sin  cos  0
 0
0 0 
11
; Ls  ls  ms .
 Ls
[ Ls ]  0
 0


Ls 0

0 ls  2ms 
; Ls  ls  ms .
 Lr
[ Lr ]  0
 0


Lr 0

0 l r  2mr 
; Lr  l r  mr .
0
0
0
0
2.3.3- Expression des tensions statoriques et rotoriques :
.
(2.17)
(2.18)
(2.19)
(2.20)
C v   [ R ] C i  C
32
s
s
32
s
 
d
 s
dt
d
 C32  r
dt
32
C v   [ R ] C i 
 
v   R i  L dtd i  M
sr ( )
32
s
r
r
S
32
s
s
r
s
d
 


ir    M sr (  )ir 
dt
2 

(2.21)
De même pour l'équation au rotor:
v   R i   L
r
12
r
r
r
d
d
 

ir  M sr ( ) is   M sr (  ) is
dt
dt
2 

(2.22)
 
 
 
2.3.4-Transformation de Park:
Figure 2.3: La machine au sens de Park
Maintenant avec la transformation de Park définie là-dessous appliquées aux équations
Matricielles de la machine asynchrone on fera un passage du repère (,) à un repère tournant ( d
,q ) tournant à la vitesse  .
xdq  [ P( )] x2
(2.23)
avec:
 cos
P( )  
  sin
sin 

cos 
La transformation inverse de PARK sera de la forme:
x2  [ P( )]1 xdq
 cos  sin 
1


[
P
(

)]

[
P
(


)]

La rotation inverse :

sin

cos



13
(2.24)
2.3.5-Expressions des flux :
sd  Ls I sd  M sr I sq
(2.25)
sq  Ls I sq  M sr I rq
(2.26)
rd  Lr I rd  M rs I sd
rq  Lr I rq  M sr I sq
(2.27)
(2.28)
2.3.6-Expression des tensions statoriques et rotoriques :
d 
d 
v sd 
i sd 
 dt isd 
 dt ird  d 0  1  sd 

R

Ls

M
v 

d 
  s 
s
sr 
 
d
i
 sq 
 sq 
 isq 
 irq  dt 1 0   sq 
 dt 
 dt 
d'ou on obtient:
Vsd  ( Rs  Ls
d
d
d
d
)isd   s M sr I rq  M sr I rd  (  s ) Ls I sq
dt
dt
dt
dt
Vsq  ( Rs  Ls
d
d
d
d
)isq  (  s ) M sr I rd  M sr I rd  (  s ) Ls I sd
dt
dt
dt
dt
pour le rotor:
d

v rd 
ird   dt  rd 
0
d
 v   Rr  i    d
  ((  s )  p) 
dt
1
 rq 
 rq    rq 
 dt

 1  sd 
 
0   sq 
Figure.2.4:Relation entre les différentes repères.
14
(2.29)
(2.30)
Or on combine la transformation de PARK et CLARKE pour passer directement de (a, b, c)
au repère tournant de PARK (d, q ).On l’appelle transformation de PARK modifiée qui
donne :
d
d

 Ls (  s )
 Rs  Ls dt
dt

d
L ( d  )
R s  Ls
s
s
Vsd 

dt
dt
V 

d
 sq    M d
 M sr ((  s )  p)
sr
Vrd 

dt
dt
 

Vrq 

d
d

M sr
 M sr ( ( dt  s )  p)
dt


2.3.7-Expression du couple :
d
dt
d
M sr (  s )
dt
d
R r  Lr
dt
M sr
Lr ( (
d
s )
dt
d
M sr
dt
d
 Lr ( (  s )  p)
dt
 M sr (
d
 s )  p)
dt
R r  Lr
d
dt
Et le couple électromagnétique provenant du champ tournant créé par les courants rotoriques
et le champ tournant produit par les courants statoriques s’écrit:
Cem 
3
 

t
p isdq ( P 1 ( s ) ) t  M sr (  ) P 1 ( s   ) irdq
2
2 

 

 
3 M sr
p
( I rd sq  sd I rq )
2 LS
(2.33)
(2.34)
2.3.8-La puissance instantanée du système :
15
P  Pr  Ps  Ps (1  g )
(2.35)
Avec les puissances statoriques et rotoriques:
Pr   gPs  Vrd I rd  Vrq I rq
(2.36)
Ps 
3
(Vsd I sd  Vsq I sq )
2
(2.37)
Qs 
3
(Vsq I sd  Vsd I sq )
2
(2.38)
Pr 
3
(Vrd I rd  Vrq I rq )
2
(2.40)
Qr 
3
(Vrq I rd  Vrd I rq )
2
(2.41)














 I sd 
I 
 sq 
 I rd 
 
 I rq 
2.4-Choix du repère (d-q):
Le repère (d-q) peut être choisit arbitrairement à condition de respecter:
 r   s  p m
1-Repère statorique :
s  0
et
(2.42)
s  0 r   p
Tous les grandeurs seront à la pulsation  s au régime sinusoïdale au RPS.
2-Repère rotorique :
r  0
et
s   p
Tous les grandeurs seront à la pulsation  r au régime sinusoïdale au RPS .
3- Repère tournant :
et    p
  cst
s
r
Dans ce repère tous les grandeurs sont constantes au RPS.
d
avec:   m
dt
Nous considérons pour la modélisation de la machine un repère (d-q) statorique. Mais pour
la commande de la machine on trouve que le repère tournant est plus intéressant.
2.5-Notation Complexe:
Le schéma équivalent usuel de la machine asynchrone est obtenu en régime permanent
sinusoïdal. Néanmoins, il est possible d'obtenir également un schéma équivalent en régime
transitoire, très proche du premier. En plus de son domaine de validité étendu, il permet de faire
le lien entre notre modèle et les paramètres mesurés par les essais expérimentaux.
Nous montrerons par la suite que les schémas en régime transitoire (appelé schéma dynamiques
phasoriel) sont des outils puissants pour la compréhension du comportement de la machine, pour
la simulation et pour la synthèse de commande.
On pose:
V S  Vsd  jVsq
I s  I sd  jI sq
16
(2.43)
V r  Vrd  jVrq
(2.44)
(2.45)
I r  I rd  jI rq
(2.46)
2.5.1-Equation en notation complexe de la tension:
V S  RS I S  LS
V r  Rr I r  Lr
d
d
I S  jLS S I S  M sr I r  jM srs I r
dt
dt
(2.47)
d
d
I r  jLrr I r  M sr I s  jM srr I s
dt
dt
(2.48)
2.5.2-Equation des puissances:
PS 
3
*
RV S I S }
2
(2.49)
Pr 
3
*
RV r I r }
2
(2.50)
2.5.3-Schéma dynamique phasoriel
Maintenant on dresse le schéma dynamique phasoriel après la mise en équation dans un
repère (d-q) statorique:
d
d
i s  M sr
ir
dt
dt
d
d
V r  Rr i r  Lr i r  M sr i s  j p Lr i r  j p  M Sr i s
dt
dt
V s  RS i s  Ls
m
Posons:
(2.51)
(2.52)
M sr
LS
i   i s  mi r
d
i
dt
e r  jp ( M sr i   Lr i r )
e   LS
Donc on obtient:
V s  Rs i s  e 
V r  Rr i r  e r  me   Lr
17
(2.53)
d
ir
dt
(2.54)
Figure 2.5:Schéma dynamique phasoriel de la MADA dans un repère (d-q) statorique
Dans le modèle idéal de la MADA on néglige les pertes joules en considérant que les résistances
statoriques et rotoriques sont nulles ainsi que les fuites magnétiques(   0) .
Figure 2.6:Schéma idéal de la MADA
D'après le schéma on obtient:
mV S  E r  V r
V r  m(V s  V s
18
p
s
)  mgV S
(2.55)
2.6-Modélisation de la GADA autonome.
La GADA autonome représentée à la fig. 2.7 dispose d'enroulements statoriques connectées
directement à la charge et d'un circuit alimenté par des convertisseurs de puissances. Le
convertisseur coté stator permet de maintenir constante la tension de bus continu et d'assurer un
fonctionnement à un facteur de puissance unitaire. Le convertisseur coté rotor est utilisé pour
exciter la machine et maintenir des tensions d'amplitudes et de fréquences constantes aux bornes
du stator pour un fonctionnement à vitesse variable. Les systèmes autonomes d'énergie éolienne
comportent souvent des batteries de stockage permettant le fonctionnement de la GADA en mode
hyper-synchrone et hypo-synchrone.
Figure 2.7: GADA connectée à une charge isolée
2.6.1-Représentation d'état de la GADA.
On met les équations de la GADA dans un repère (d-q) statorique sous la forme:
 R
d
  s
 dt I d   Ls

  m R
s
d
 I  
rd
 dt    Lr


d
 I q   0
 dt  
d
 
 I rq   pM sr
 dt    L
r

19
0
 p
 Lr
 Rs
Ls
mRs
 Lr
mRs
Ls
Rr   m 2 R s

 Lr
0
1
Ls
0
 p
m
 Lr
0
0
mRs
Ls
p
Rr   m 2 R s

 Lr
0
0
1
Ls
m
 Lr












 I d 
 
 I q 
I 
 rd 
 I rq 
 
Vsd 
Vsq 
 
+
0
 1

  Lr

0

0

0
0
0
0
0
0
1
0
 Lr
0

0 


0

0 

Vrd 
V 
 rq 
 I chd 


 I chq 
(2.56)
Pour le cas d'une GADA autonome, seul la tension rotorique et le courant statorique sont
imposés. Donc le système admet comme entrées les grandeurs: Vrd ,Vrq , I sd , I sq et  .Et pour
sorties: Vsd ,Vsq , I d , I q et C em ainsi que les puissances. En dressant la matrice de représentation
d'état on remarque que le système est d'ordre incomplet car le nombre des équations et inferieur
au nombre des variables d'état. Pour rendre la matrice d'ordre complet on se réfère à la méthode
du point de régulation en ajoutant des résistances et des capacitances fictives au stator.
.
Figure.2.8:Resistances et capacitances fictifs ajoutées au niveau du stator.
I sd  I chd 
I sq  I chq 
20
Vsd
d
 Cf
Vsd .
Rf
dt
Vsq
Rf
 Cf
d
Vsq .
dt
(2.57)
(2.58)
D'ou on obtient la forme matricielle suivante:
  Rs
d
  L
s
 dt I d  

m
Rs
d
 

I rd    Lr
 dt
 
d I  
0
 dt q  
d
   pM sr
I


rq 
 dt
   Lr
1
d V  
 dt sd    C
f
d
 
V


sq 
0
 dt
 


 0
 1
 L
r

 0
 0


 0


 0

mRs
Ls
R   m 2 Rs
 r
 Lr
0
 p
 Lr
 Rs
Ls
mRs
 Lr

0
p
0
 p
mRs
Ls
Rr  m 2 Rs

 Lr
1
Ls
m
 Lr
0
1
C f Rf
1
Cf
0
m
Rf
0
0
0
0
1
 Lr
0
0
0
1
Cf
0
0
0 

0 

0 
0 


0 

1 
C f 
1
Ls
m
 Lr
0
m
Rf
0
0
0
0
0
0
0
1
C f Rf
Vrd 
V 
 rq 
 I chd 


 I chq 
(2.59)
21



 I 
  d 
  I q 

  I rd 
 I 
  rq 
 Vsd 

 Vsq 




Le système sera représenté par le schéma bloc de la figure suivante où R f et C f d'une manière à
avoir une fréquence de résonance loin de la fréquence du système (50 Hz) et l'amplitude de
résonance soit acceptable.
to
Figure.2.9: Schéma bloc de la GADA autonome dans un repère statorique (d-q).
2.6.2-Simulation sur MATLAB/SIMULINK.
On modélise notre système sur le logiciel SIMULINK.
Dans ce qui suit on présente les résultats de simulation de la machine à vide puis on introduit une
charge équilibrée dans les deux modes hyper-synchrone et hypo-synchrone.
On considère d'abord un démarrage à vide. Á t=1s on introduit une charge ( R,L ) aux bornes du
stator dans le mode de fonctionnement hypo-synchrone avec une vitesse de 1300 tr/min. A
l'instant 3s la vitesse devient 1700 tr/min et on passe au mode hyper-synchrone.
22
Figure 2.10:Tensions statoriques à vide puis avec charge équilibrée en mode hypo-synchrone puis en mode hypersynchrone.
La figure 2.10 représente les tensions statoriques de la machine en absence de la commande. On
remarque que pour la machine no commandée l'amplitude des tensions statoriques n'est pas fixe.
Lorsqu'il y a un excès d'énergie; la puissance produite est inferieur a la demande, l'amplitude des
tensions statoriques diminuent. Alors que lorsqu'il ya un excès d'énergie les tensions statoriques
diminuent. On note que le système a besoin de 0.25 s pour arriver au régime permanent. Ce qui
nous permet de dire que le système est fortement oscillatoire au départ.
Figure 2.11:Courants statoriques à vide puis après l'introduction de la charge en deux modes hypo-synchrone et
hyper-synchrone respectivement.
23
De même on peut remarquer dans la figure 2.11 la variation des courants statoriques avec la
variation du vitesse d'entrainement de la GADA. À t=2s on introduit la charge. À t=4s
l'amplitude des courants statoriques augmentent sera est du a l'excès de la puissance
produite(mode hypo-synchrone) Or on a l'intérêt a conserver l'amplitude et la fréquence des
tensions statorique fixe. Pour régler cette hypothèse on passe à la commande vectorielle
classique.
2.7- Commande vectorielle classique de la Génératrice Asynchrone
Doublement Alimentée.
Vu que dans notre étude, on alimente des charges isolées, la commande du système doit réguler
l’amplitude des tensions statoriques et leur fréquence, pour les garder aux valeurs voulues
quelque soit la charge et indépendamment de la variation de la vitesse du rotor. Comme l’action
sur les courants statoriques n’est pas possible puisqu’ils sont imposés par la charge isolée, alors
on commande les f.é.m. du stator, en commandant les courants rotoriques. Le rotor est alors
alimenté par des tensions triphasées de fréquence variable f r , et d’amplitude variable Vr générées
par l’onduleur CCR.
2.7.1-Commande vectorielle a flux statorique orientée.
En choisissant un référentiel (d-q) lié au champ tournant statorique et en alignant le vecteur
flux statorique avec l’axe d, nous pouvons simplifier les équations et écrire que :
sd  Ls I sd  M sr I rd  I s M sr
sq  0  Ls I sq  M sr I rq  I rq 
(2.60)
 Ls
I sq ;
M sr
(2.61)
Dans l’hypothèse où le flux  sd est maintenu constant, le choix de ce repère rend le couple
électromagnétique de la génératrice constant et par conséquent la puissance active uniquement
dépendante du courant rotorique d’axe q.
Dans le repère triphasé (a,b,c) la tension aux bornes d’une phase n du stator s’exprime par
la relation générale:
Vsn  Rsn I sn 
d sn
dt
(2.62)
Si l’on néglige la résistance du bobinage statorique [III.6], ce qui est une hypothèse assez
réaliste pour les machines de moyenne et de forte puissance utilisées dans l’éolien, cette
relation devient :
24
Vsn 
dsn
dt
(2.63)
La relation montre qu’un repère lié au flux statorique tourne alors à la même vitesse
angulaire que le vecteur tension statorique et qu’il est en avance de π/2. On peut alors écrire
que (toujours dans l’hypothèse d’un flux statorique constant) :
Vsd  0
(2.64)
Vsq   s sd
2.7.2-Régulateur des courants rotoriques :
On a :
d
d
( Lr I rd  M sr I sd )  (  s  p)(rq )
dt
dt
 ( Rr  Lr  * s) I rd  ( s   m )( Lr  ) I rq
Vrd  Rr I rd 
 Vrd1  Vrdc1
d
Vrq  Rr I rq  rq  ( s   m ) rd
dt
d
 Rr I rq   Lr I rq  ( s   m ) M sr I d  (  s   m ) Lr I rd
dt
 Vrq1  Vrqc1
(2.65)
(2.66)
Où les termes Vrdc1 et Vrqc1 sont considérés les termes de compensations de la machine.
On utilise un correcteur PI ayant la forme suivante:
Ci ( s ) 
Ti1 
1  Ti1
Ti 2 s
 Lr
Rr
avec t r  3
et Ti 2 
t r1
3 Rr
Soit:
I rd ref  I s ref 
I rq  
25
Ls
I sd
M sr
Ls
L
I sq  I rq ref  s I sq.ref
M sr
M sr
(2.67)
(2.68)
Figure 2.12: Schéma des correcteurs des courants rotoriques.
L’équation (2.67) provient de la boucle de régulation du flux statorique, alors que l’équation (2.68)
permet l’orientation du flux statorique suivant l’axe d.
2.7.3. Régulateur des tensions statoriques.
Pour régler les tensions statoriques, on se réfère à la régulation du courant magnétisant.
d
sd
dt
Vsd  ( Rs m  M sr s ) I s  RS mI rd
Vsd  Rs I sd 
 I s 
V
1
( sd  I rd )
M
1  sr s Xo
Xo
On utilise un correcteur PI ayant la forme: C f ( s) 
avec:
Tf1 
M sr
X0
Tf 2 
tr2
3
26
(2.69)
1  T f 1s
Tf 2
Figure 2.13: Schéma des correcteurs du courant magnétisant
I s ref 
1
(V
 Rs mI rd )
 s M Sr sqref
(2.70)
Le schéma général de la commande sera:
Figure 2.14: Schéma générale de la commande.
2.7.4. Régulation de la fréquence statorique:
Le rotor tournant à une vitesse m  p et les fréquences rotoriques introduites par le CCR
vont induire des tensions statoriques à une fréquence s  m  r . Pour maintenir une
fréquence statorique constante on a intérêt a varier l'excitation rotorique de sorte à avoir
p
f r .  f sref 
..  s sera une consigne de référence et un capteur de position mécanique
2
donnera l'image de  .
27
2.8. Simulation sur MATLAB:
Dans cette partie on présente les résultats de la machine après avoir ajouter la commande des
tensions statorique et courants rotoriques.D'abord on démarre la machine à vide, lorsque t=2s
on accroche la charge.
Figure 2.15: Tensions statoriques à vide puis après l'introduction de charge
Figure 2.16: Courants statorique à vide puis après l'introduction de la charge.
28
Figure 2.17:Courants rotoriques à vide puis après l'introduction de la charge a t=2s.
Après la mise des correcteurs convenables pour la commande classique de la machine, on
démarre la génératrice à vide puis à l'instant t=3s (fig 2.16) on accroche la charge triphasée
équilibrée. On peut conclure d'après la figure 2.15 que le temps que met le système pour
atteindre le régime permanent est trois fois plus petit que sa réponse non commandée.
De point de vue amplitude et fréquences des tensions statoriques on constate que les
résultats sont très satisfaites vue que l'amplitude du tensions statorique est 311V alors que sa
fréquence est 50 Hz.
2.9-Conclusion:
Dans ce chapitre on a vu l'efficacité de la commande classique de la GADA. Les régulateurs
(PI) ajoutés à la machine ont conservé une tension statorique constante de point de vue
amplitude et fréquence. Ce qui nous permet de dire que la performance de ces correcteurs est
assez satisfaite.
Dans le chapitre suivant on passe à la modélisation de la machine à courant continu qui a
pour rôle d'entraîner la machine asynchrone doublement alimentée.
29
Chapitre 3. MODELISATION ET
COMMANDE.DU CONVERTISSEUR A
DEUX PONTS IGBT.
Dans cette partie, on modélise la chaîne de conversion éolienne alimentée par le stator au moyen
de deux convertisseurs à IGBT (IGBT et diodes en anti-parallèles) contrôlés par MLI
fonctionnant à fréquence variable.La vitesse de la génératrice est alors parfaitement contrȏlable.
Un deuxième convertisseur à MLI connecté au réseau est necessaire pour génerer des grandeures
à 50 HZ sur le reseau electrique et pour controller les transits de puissances.
Commençons d'abord par le convertisseur MLI:
3.1. Généralité sur les convertisseurs MLI:
Dans plusieurs applications industrielles, il est nécessaire de contrôler (varier) la tension de sortie
des onduleurs et ce pour:
• compenser les variations de la tension d’entrée continue.
• Pour la régulation de la tension de sortie de l’onduleur.
• Pour assurer la condition de réglage V/f=Constante.
Il existe plusieurs techniques pour varier le gain d’un onduleur, celles les plus efficaces
sont ceux àMLI (PWM) . Les techniques les plus répandues dans ce contexte sont:
1-MLI Unitaire
2-MLI Multiple (UPWM)
3-MLI Sinusoïdale (SPWM)
4-MLI Sinusoïdale Modifiée (MSPWM)
5-Commande Décalée.
Au lieu de garder la largeur des impulsions de la tension de sortie constante, celles ci peuvent être
modulées proportionnellement par une sinusoïde (Celà permettra de réduire le facteur de
distorsion et les harmoniques d’ordre inférieure).
Cette méthode (carrier based PWM) augmente le nombre des interrupteurs de tensions (voltage
switching) et par suite diminue les harmoniques dans la tension de sortie.
D'autre part, on n’aura plus besoin d'utiliser les filtres sur la sortie de l'onduleur.
30
3.2-Modélisation de l'onduleur MLI:
MLI sinusoïdal consiste à comparer la modulante (le signal à synthétiser) à
une porteuse généralement triangulaire. Le signal de sortie vaut 1 si la modulante est plus grande
que la porteuse, 0 sinon ;le signal de sortie change donc d'état à chaque intersection de la
modulante et de la porteuse.
Cette méthode se prête bien à une réalisation analogique : Il suffit d'un générateur triangle et d'un
comparateur. Il existe de nombreux circuits intégrés dédiés.
Figure 3.1:Principe de fonctionnement du MLI
Un signal en forme de triangle (en bleu) à la fréquence du signal PWM de l'onduleur est comparé
à une sinusoïde (en rouge). Elle correspond à la sinusoïde dont on cherche le signal PWM. A la
sortie du comparateur est obtenu directement ce signal PWM (en vert) qui va commander les
interrupteurs de puissance.
3.3-Onduleur triphasé a pont complet.
Figure 3.2:Onduleur triphasé à pont complet alimentant une charge équilibrée
31
Pour trouver un modèle mathématique, on considère que la charge est équilibrée.
i1  i2  i3  0
v1  v 2  v3  0
Avec :
(3.1)
i1 , i2 , i3 sont les courants des 3 phases du moteur.
v1 , v2 , v3 sont les tensions phases-neutre respectives des 3 phases.
D' où on obtient le modèle mathématique:
u12  v1  v 2
u 23  v 2  v3
u 31  v3  v1

1
u12  u 31  2v1  v 2  v3  3v1  v1  (u12  u 31 )
3
1
v 2  (u 23  u12 )
3
1
v3  (u 31  u 23 )
3
Soit c i le signal de commande appliquée sur le nœud 'i':
u12  u1N  u 2 N  C1  C 2
u 23  u 2 N  u 3 N  C3  C1
u 31  u 3 N  u1N  C 2  C3
V1 
 2  1  1  C1 
  E
 
 V2     1 2  1  C 2 
V  3   1  1 2  C 

 3 
 3
3.4-Convertisseur "BACK TO BACK"
Figure 3.3:Convertisseur back-to-back
32
(3.2)
La modélisation de cette chaine de conversion reposant sur un modèle continu équivalent des
convertisseurs de puissance et un modèle à interrupteurs idéaux seront présentes dans la partie
suivante.
La structure de l'ensemble est constituée d’un bus continu, du convertisseur MLI et d'un filtre
d'entrée.
Le redresseur et le filtre d'entrée seront modélisés dans le repère naturel triphasé alors que la
commande du redresseur sera prise dans le repère de PARK.
3.4.1-Redresseur à source de tension:
Figure 3.4: Convertisseur triphasé montrant le transfert des puissances
ea  Ria  L
eb  Rib  L
ec  Ri c  L
C
33
dia
di
 U a  L a  ea  Ria  U a
dt
dt
(3.3)
dib
di
 U b  L b  eb  Rib  U b
dt
dt
(3.4)
dic
di
 U c  L c  ec  Ri c  U c
dt
dt
(3.5)
dU dc
 S a ia  S b ib  S c ic  iLoad
dt
(3.6)
Avec:
U a  U dc .
U b  U dc .
U c  U dc .
2S a  S b  S c
3
 S a  2S b  S c
3
 S a  2S b  2S c
3
Où S représente l'état des interrupteurs .S peut prendre deux valeurs 0 ou 1.
Si S=1 donc la sortie est connectée à la borne positive de la capacité.
Pour simplifier ce modèle mathématique, on utilise la transformation de Clarke puis celle de Park
pour passer d'un circuit triphasé à un circuit biphasé virtuel.
On obtient les résultats suivants:
L
L
di
 e  Ri  U 
dt
di 
dt
 e  Ri   U 
(3.7)
(3.8)
Passons au repère (d-q) en utilisant la transformation de Park:
L
L
did
 ed  Rid  U d  Liq
dt
diq
dt
 eq  Riq  U q  Lid
(3.9)
(3.10)
Donc:
id  
1
(U d  ed  Liq )
R  Ls
(3.11)
iq  
1
(U q  eq  Lid )
R  Ls
(3.12)
34
Le système interne est:
Figure 3.5: Schéma bloc du convertisseur cote stator dans un repère biphasé.
3.4.2-Commande du redresseur:
Le redresseur de tension fonctionne en gardant la tension du bus continu à une valeur de
référence désirée. Le signal erreur produit par cette comparaison est employé pour commuter les
6 interrupteurs :
-quand i ch est positif (fonctionnement redresseur),C est dechargé donc le signal erreur demande
au bloc de commande plus de puissance de la source alternative en produisant un signal MLI
approprié pour les 6 interrupteurs. Donc un écoulement de courant de la source alternative au coté
continu permet au condensateur de restituer sa tension.
-quand i ch est negatif ,le condensateur est surchargé donc le signal erreur demande au bloc de
décharger le condensateur.
On fait une orientation suivant l'axe d. Soit
ed  0
Les équations deviennent:
L
L
did
  Rid  U d  Liq
dt
diq
dt
 ed  Ri d  U d  Liq
D'autre part les puissances actives et réactives sont proportionnels à
35
(3.13)
(3.14)
i d et i q
3.4.2.1-Correcteur de courants:
La topologie du convertisseur permet de générer et également d'appeler un courant provenant du
réseau. C'est notamment le cas lors de la phase de démarrage durant laquelle le condensateur doit
être chargé. L'objectif du convertisseur relié au réseau électrique est de maintenir la tension du
bus continu constante quel que soit l'amplitude et le sens de puissance.
Le convertisseur coté réseau a été commandé de manière à contrôler les courants transités par le
filtre. Un contrôle vectoriel dans le repère de PARK des courants a été réalisé en utilisant un
repère synchronisé avec les tensions du réseau.
Figure 3.6:Schéma bloc du correcteur de courant
La fonction de transfert et de la forme: G( s) 
1
L.s  R
Donc la constante du temps du repère sera :   
L
R
On utilise un correcteur PI de la forme : Ci ( s)  k
1  Ti s
Ti s
On diminue le temps de réponse 3 fois donc : K=-3R et Ti 
G ( s ) * Ci ( s) 
L
R
1
1
 H ( s) 
s
1  s
3.4.2.2-Calcul du correcteur de puissance réactive:
La fonction de transfert est de la forme: G2 ( s) 
1
 3e
*
1  s
2
On utilise un correcteur PI de la forme : Ci 2 ( s)  k 2
1  Ti 2 s
Ti 2 s
On diminue le temps de réponse 3 fois donc : k 2 
 2e
L
et Ti 2 
9
3R
36
Figure 3.7:Schéma bloc du correcteur de puissance réactive.
3.4.2.3-Régulation de la tension du bus continu:
Le correcteur de la tension du bus continu peut être un correcteur gain puisque la fonction de
transfert comporte un intégrateur.
D'après le tracé de Bode on peut déduire la fréquence de coupure:
Le système en boucle ouverte: G ( S ) 
1
L
S 1
3R
*
1
Cs
Donc le système en boucle ouverte avec le correcteur: G ' ' ( s) 
(le temps de montée du système est de la forme : t m 
On impose un cahier de charge:
donc t 'm 

25
K
L
2.10 * 25
(25) 2  1
3R
3
37
 ' c  25rd / s
 0.125s
 1  K  0.1057
c  274

)
c
K
LC 2
s  Cs
3R
rd/s
3.5- Résultat de la simulation sur MATLAB/SIMULINK:
Maintenant on relie la machine au back to back converter et on présente les résultats de la
simulation.
690
680
670
660
650
640
630
620
610
600
0
0.5
1
1.5
2
2.5
3
3.5
4
Figure 3.8: Tension du bus continu(Udc) sur MATLAB et LABVIEW.
On a intérêt toujours a garder une tension constante sur le bus continu. D'ou on fait un commande
pour le redresseur cotée stator. La figure 4.9 montre l'efficacité de ce commande puisque la
tension de bus continu suit toujours la tension consigne du commande(680 V).
Les résultats de MATLAB et LABVIEW sont conformes
38
3.6-Conclusion:
Dans ce chapitre, on a traité le "back-to-back converter" et on l'a ajouté à la GADA déjà
modélisée dans le chapitre précédent. Une commande du redresseur a été faite et on peut
remarquer son efficacité d'après la figure 4.9 qui présente une tension fixe du bus continu
Maintenant on passe à la réalisation électronique du back-to-back converter en utilisant l'étude de
ce chapitre.
39
Chapitre 4:REALISATION
EXPERIMENTALES ET DIFFERENTS
ESSAIS.
4.1-Introduction:
Plusieurs essais expérimentaux ont pris lieux au sein du laboratoire de la faculté sous la direction
du chef du projet. On note ci-dessous les différentes expériences réalisées :
Dans le but de comparer les résultats obtenus par simulation sur les deux logiciels LabView et
Matlab avec ceux obtenus expérimentalement nous avons été amené à réaliser plusieurs essai sur
la machine Leroy-Somer disponible au laboratoire afin d’identifier ces paramètres.
Réalisation des différents montages de capteurs pour toutes les grandeurs nécessaires pour la
commande vectorielle classique de la machine asynchrone doublement alimentée et la commande
du redresseur coté stator. (Capteurs de courant, capteurs de tension et capteurs de vitesse et de
position…)
Réalisation du montage de commande électronique nécessaire pour le module de puissance FUJI
(Circuit à optocoupleurs)
Acquisition des données fournies par les différents capteurs par les modules d’entrée/sorties du
compact RIO 9012 disponible au laboratoire. (Produit de National Instruments).
Programmation graphique sur le logiciel LabView pour le traitement des données acquises et la
génération des signaux de commutation (PWM) pour les IGBT intégrés dans le module de
puissance Fuji.
4.2- Détermination des différents paramètres de la GADA:
Vu que les enroulements du stator et du rotor sont accessibles sur la plaque à bornes de la
machine la détermination des paramètres de la machine est rendue plus aisée.
40
Figure 4.1:Plaque à borne de la MADA.
La liste des paramètres à identifier est la suivante :
La résistance statorique par phase Rs en .
La résistance rotorique par phase Rr en .
Inductance mutuelle cyclique statorique par phase Ls  l s  ms en H .
Inductance mutuelle cyclique rotorique: Lr  l r  mr en H .
Inductance mutuelle entre deux phases identiques, l’une au stator et l’autre au rotor,
lorsque leurs axes sont alignés msr en H .
Inductance mutuelle de couplage maximale stator/rotor: M sr 
3
mr en H .
2
4.2.1-Mesure des résistances:
Les résistances statoriques Rs et rotoriques Rr peuvent être mesurées tout simplement en
appliquant une tension continue VDC réduite entre deux phases au stator comme au rotor) mises
en série et de mesurer le courant I DC les traversant. Pour le rotor ceci est obligatoire (couplage
en étoile supposé) mais pour le stator il est possible de faire la mesure uniquement sur une phase.
41
Figure 4.2:Mesure des Résistances des bobinages en courant continu.
On aura alors : Rs 
Rr 
VDC
I DC
VDC
2 I DC
(4.1)
(4.2)
4.2.2 : Mesure des inductances propres au stator :
Une méthode consiste à appliquer une tension alternative sinusoïdale de valeur efficace V AC a
une phase et de mesurer la valeur efficace du courant I AC absorbé et ayant déterminé la valeur de
Rs on peut alors déduire celle de l s selon la relation suivante :
ls 
1  V AC

  I AC
2
  Rs 2

(4.3)
Il est ensuite possible de calculer les mutuelles entre phases statoriques m s en alimentant une
première phase et en mesurant la tension obtenue sur une deuxième phase. On note ici I  le
courant absorbé par la phase  et V la tension induite mesurée dans la phase  et connaissant
que :
42
V   m I 
Et enfin la valeur de la mutuelle sera: m 
V
 I
(4.4)
Figure 4.3: Mesure des inductances propes et mutuelles statoriques.
Cette technique est parfaitement applicable lorsque les deux bornes de la phase étudiée sont
accessibles sur la plaque a bornes de la machine donc il faut concevoir une autre méthode pour
pouvoir calculer la mutuelle rotorique mr .
Lors de la détermination de mr (mutuelle rotorique) en appliquant un system triphasé équilibré de
tension la relation ia  ib  ic  0 interdit la présence de la composante homopolaire de la matrice
d’inductances
(
l r  2 mr ) et en absences de courant statorique on peut écrire :
( 3r )  (lrr ) ( i3r )
Et en décomposant selon les grandeurs de PARK on obtient :
( 2 r )  ( Lr ) ( i2r )
et  or  0 ;
(4.5)
Donc on remarque qu’on ne peut identifier que la mutuelle cyclique rotorique Lr  l r  mr en
appliquant un système triphasé équilibré de courant au rotor et en procédant de la même manière
que le stator (voir figure 4.4).
43
Figure 4.4:Mesure de l’inductance cyclique rotorique.
4.2.3: Mesure de la mutuelle de couplage stator/rotor :
Pour le couplage stator/ rotor la situation est semblable au cas d’un transformateur (en particulier
à l’arrêt). On alimente le stator par un système triphasé équilibré de tensions qui va donner
naissance à un système triphasé équilibré de courants statoriques.
Un calcul permet de constater que les amplitudes des tensions rotoriques sont indépendantes de la
position initiale  0 (seule la phase est affectée), par suite on pourra évaluer la mutuelle M sr par
une simple mesure de la tension entre phases rotoriques et du courant absorbé sur une phase
statorique.
44
Figure 4.5: Mesure de la mutuelle
M
3M 0
de couplage stator rotor.
2
4.2.4 : Détermination du coefficient de frottement f .
Le coefficient de frottements visqueux de la machine asynchrone accouplée à une machine à
courant continu, celle-ci entraînant l'ensemble, la mesure est effectuée en faisant varier sa tension
d'alimentation et on mesure la puissance P0 qu'elle absorbe ainsi que sa vitesse de rotation . :
f () 
P0
P  Ra I 2 mcc
 mcc
 mcc
 mcc
(4.6)
Avec P0 puissance due aux pertes par frottement visqueux.
Ra Résistance de l’induit de la machine a courant continue.
On obtient alors la caractéristique
45
P0
 f ( mcc ) qui est une droite de pente f .
 mcc
Figure 4.6 : Allure de la courbe de détermination de f .
4.2.5:Détermination de l’inertie J :
La détermination de l’inertie J se fait par un essai de ralentissement du groupe. Celui-ci étant
entraîné à vitesse nominale, l'alimentation est brusquement coupée et la variation exponentielle
J
de la vitesse est relevée. La constante de temps de cette exponentielle est égale au rapport .
f
Figure 4.7 : Photo prise de la détermination des paramètres.
46
Le tableau suivant résume les résultats obtenus expérimentalement après plusieurs essaies sur
tous les enroulements.
A noter que les valeurs indiquées sont les moyennes arithmétiques des mesures effectuées.
Resistance par phase statorique RS ().
4.657639
Resistance par phase rotorique RR ().
0.916409
Inductance cyclique statorique LS (H ).
0.473278
Inductance cyclique rotorique LR (H ).
0.081072
Inductance mutuelle cyclique M SR (H ).
0.191429
Rapport de transformation (m)
0.404475
Frottement visqueux f (N.m.s/rd)
0.00318
Table 4.1 : Tableau qui résume les paramètres obtenus.
4.3:Installation d’un tableau électrique triphasé :
Pour pouvoir alimenter la machine et la charge active
électrique triphasé. Les sorties triphasées alimentant
commandées par un contacteur triphasé. La bobine du
relais thermiques existant sur les plaques à bornes de la
courant continu.
47
au laboratoire on a installé un tableau
la machine et la charge active sont
contacteur sera actionnée par les deux
machine asynchrone et de la machine à
Figure 4.8: Photo prise lors de l’essaie en utilisant le tableau installé.
4.4-Capteurs utilisés dans l’application :
4.4.1-Capteur de tension LV25-P :
Ce capteur est utilisé pour la mesure des tensions DC, AC et impulsionels avec une isolation
galvanique entre le circuit primaire (haute tension) et le circuit secondaire (circuit électronique).
Ce capteur peut supporter un courant primaire nominal de 10mA et une tension primaire de
1500V.
Dans notre application ce capteur doit offrir une image de la tension du bus continu Udc qui
atteint un maximum de 750V donc pour avoir un courant nominal circulant dans le coté primaire
du capteur de 10mA une résistance en série de 75 Kohms et une puissance supérieure à 7.5W
doit être ajoutée.
Du coté secondaire une résistance de mesure entre 100 et 343 ohms sera insérée en série entre la
borne mesure et la borne 0V pour recueillir une image tension en sortie.
A noter que ce capteur nécessite une alimentation de -15V et +15V entre ses bornes.
48
Le calcul détaille a été effectue pour la mesure de la tension de bus continu qui doit être stabilisée
à 750V et on a eu le schéma de connexion suivant.
Figure4.9 : Schéma de connexion du capteur de tension.
4.4.2-Capteur de courant :
Le capteur LEM HAIS-50P est utilisé pour la mesure des courants DC, AC et impulsionels avec
une isolation galvanique entre le circuit primaire et le circuit secondaire (Effet Hall). Ce capteur
peut supporter un courant primaire nominal de 50A.
Dans notre application ce capteur doit offrir une image du courant circulant dans les différentes
phases statoriques et rotoriques.
Du coté mesure on obtient une tension image du courant circulant qui varie autour de 2.5V. La
sortie utile sera mesurée entre les bornes Vout et Vref du capteur.
A noter que ce capteur nécessite une alimentation de 0V et 5V entre ses bornes.
49
Figure 4.10:Connections nécessaires pour le capteur de courant.
4.4.3- Filtres pour les capteurs de courant :
Les filtres électroniques sont utilisés lorsque une courbe module en fonction de la fréquence est
imposées par le circuit. Les filtres peuvent aussi être utilisés pour obtenir un décalage en
fréquence ou introduire un retard de temps à un circuit donné.
Les filtres passe- bas sont les plus utilisés. Ils sont implémentés pour laisser passer toutes les
fréquences entre DC (0 Hz) et une fréquence de coupure f c ( cut-off frequency).
L’image obtenue par le capteur étant bruitée l’introduction d’un filtre passe-bas de Sollen-Key
d’ordre 4 (Cascade de deux filtres d’ordre 2) sera introduit pour le filtrage du signal obtenu.
Figure 4.11 : Schéma du filtre de Sollen-Key d’ordre 2.
Plusieurs avantages favorisent le montage de Sollen-Key pour un filtre passe-bas par
rapport aux autres possibilités on cite les plus importantes :
 Le filtre de Sallen-Key est non-inverseur.
 Il possède un gain unitaire et plus fiable car un nombre minimal de deux
résistances est utilise dans la réalisation du montage.
50

Les pôles complexes conjuguées de sa fonction de transfert sont inferieur à 3 donc
dans certaines application ce filtre n’affecte pas la dynamique du système étudié.
Voici une méthode simple pour la synthèse d’un filtre passe –bas :
La fonction de transfert du filtre s’écrit donc :
H ( p) 
1
.
1  2TP  T 2 p
Avec 0 
Pour  
1
;
R1 R2 C1C 2
1 R1C1  R2 C1
)
2 R1 R2 C1C 2
 (
2
 0.707.
2
On choisit C1 10nF . et C2  33nF
Et pour une fréquence de coupure c  500Hz.
Et on obtient R1 * R2  308e6 
;
R1  R2  45K.
Figure 4.12:Résultats de capteur du courant après l'addition d'un filtre passe bas d'ordre 4 et un avance de phase.
51
4.7-Réalisation physique du circuit de commande du module de
puissance:
L’onduleur utilisé sera le module de puissance intégré à IGBT « Fuji -7MBP50RA120 » qui
possède les avantages suivants :
 Protection contre le sur-échauffement assuré directement par la détection de la
température de la jonction de l’IGBT.
 Pertes en puissance faible et commutation douce à haute fréquence.
 Performance et fiabilité élevée grâce à la protection contre l’échauffement.
D’après la nomenclature de ce produit on peut tirer qu’il comporte 7 IGBT et supporte un
courant maximal de 50A et une tension de bus continu maximale de 1200V.
Figure 4.14:Module FUJI 7MBP50RA120.
Chaque IGBT de ce module est accessible à travers les pins numérotés de 1 à 16. Pour le
fonctionnement le « Pre-Driver » de chaque IGBT doit être alimenté à travers une source de
tension continue isolée entre 13,5<V<16.5 et une masse.
Le signal d’entrée pour l’IGBT ne doit pas dépasser la tension que peut supporter la diode Zener
à l’entrée du signal qui a une valeur maximale de VZ  8V .
Par conséquent il faut effectuer les étapes suivantes :
1-Appliquer une tension continue de 15V entre les terminaux 1et 3, 6 et 4, 9 et 7, 11 et 10.
2-Appliquer le signal de commande qui ne doit pas dépasser 8V entre les terminaux 2 et 1, 5 et 4,
8 et 7, 12, 13, 14,15 et 10.( Veuillez s’assurer que la masse du signal d’entrée de l’IGBT soit
connectée aussi au pin masse du module de puissance.)
A noter que le module de puissance utilisé sera dans un état passant lorsque le signal d’entrée est
zéro et sera bloquer lorsque le signal d’entrée est 1.
52
4.7.1-Optocoupleurs :
Un Optocoupleur sera nécessaire pour isoler le circuit de commande du circuit puissance. Pour
notre application on a choisit l’Optocoupleur 6N137 qui est ultra rapide et peut supporter une
température supérieure à 70 degré Celsius. La figure ci-dessous présente le schéma bloc de
l’Optocoupleur et sa table de vérité:
Figure 4.14:Schéma bloc de l’optocoupleur et sa table de vérité.
Ce circuit intégré demande une alimentation de 5V continue et un courant anode cathode qui ne
dépasse pas 20mA. On justifie le choix de cet Optocoupleur à sa vitesse très rapide..
5.5.2-Essai sur un bras d’onduleur :
Avant de procéder la réalisation électronique du schéma de commande un essai a été effectué sur
un bras pour garantir le fonctionnement. Pour cela on a réalisé un montage sur test board
comportant le SG-3524 pour générer deux signaux carrés opposés avec un temps mort tout en
évitant le risque d’un court-circuit entre deux IGBT d’un même bras. Les signaux générés seront
reliés aux entrées des Optocoupleurs qui vont commander les IGBT selon le schéma électrique
suivant :
53
Figure 4.17: Essai sur un bras d’onduleur.
4.5.3-Power supplies:
Comme déjà expliquer précédemment l’optocoupleur nécessite une tension d’alimentation
continue de 5V et le Pre-Driver nécessite une alimentation de 15V on a synthétisé 8 power
supply pour assurer cette alimentation.
En se référant au schéma de connexion du module de puissance on remarque clairement que les
premiers 3 IGBT du module sont alimentées chacun par une source continue isolée et les 3 autres
seront reliées à une même source.
La source de tension de 0,5 et 15V sera assurée par un transformateur 220V/18V ;300mA , une
diode de redressement et deux régulateurs 7805 pour 5V et 7815 pour 15V.
54
Figure 4.16:Power supply et circuit de commande.
4.6- Programmation sur LabView :
4.6.1- Introduction :
Côté matériel National Instruments propose notamment la plate-forme d’instrumentation
modulaire PXI et la plate-forme d’E/S NI Compact-RIO pour “reconfigurable input/output) , avec
des modules d’acquisition de données, de mesure, de contrôle, de vision, de commande d’axes
moteurs, de communication par bus industriel… permettant de construire des systèmes complets
de test automatique ou d’automatisation industrielle. L’entreprise continue, comme à ses débuts,
de fabriquer des interfaces GPIB de contrôle d’instruments avec une position de leader sur ce
marché.
La figure ci-dessous montre la Compact-RIO.
55
Figure 4.17 : National Instruments C-RIO.
National instruments Compact-Rio fournit un accès matériel direct aux circuits d’entrée /sorties
de chaque module d’E/S de la C-RIO en utilisant les fonctions élémentaires d’E/S de LabView
FPGA. Plusieurs types de modules existent chez NI on note le module d’entrée analogique NI9221 qui comporte 8 entrées analogiques +- 60V et le module de sortie analogique.
4.6.2- Sélectionner le mode programmation pour notre application:
A noter avant de commencer que « scan interface mode » nous permet directement l’utilisation
des C module (C-Series) à travers LabView real time. Tous les modules utilisés apparaîtrons audessous du mot « Chassis » dans la fenêtre du « Project Explorer » et de même pour les entrées et
sorties qui vont également apparaitre au-dessous de chaque module.
Pour pouvoir placer ces entrées/sorties sur le schéma bloc de l’objet virtuel implémenté sur Real
Time il suffit de glisser l’entrées ou sortie désirée de la fenêtre du « Project Explorer »vers le
schéma bloc désiré ou le programme sera implémenté.
4.6.3-Création du projet dans « Scan interface mode » :





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Démarrez LabView.
Choisir « Empty Project » dans la fenêtre « Getting Started » pour visualiser la
fenêtre « Project Explorer ». On peut aussi cliquer sur File »New Project pour
faire apparaitre « Project Explorer » fenêtre.
Right-click sur le nom du projet dans la fenêtre Project Explorer et choisir
New »Targets and Devices.
Cliquez sur real time compact RIO et puis choisissez “Scan interface mode”.
Right click sur le nom de la Compact RIO utilisée et créer un nouveau VI.
Tous le programme sera développée dans une « time Loop » qui doit être
synchronisée avec “Scan interface mode”.

Pour la synchronisation if suffit de choisir « synchronize to scan engine » dans la
fenêtre de configuration de la boucle de temps.
Mais comme la vitesse de lecture des données est limitée à 1ms dans « scan interface mode »
c.à.d. l’image obtenue sur ordinateur sera formée de 20 échantillons pour un signal de 50Hz on a
eu recours à l’acquisition des données dans FPGA et puis appeler ces données dans le projet en
temps réel.
FPGA sur LabView impose un maximum de 3 structure de données FIFO (First in First out) pour
la lecture des variables a travers les modules d’E/S, et comme plusieurs données doivent être
acquises simultanément pour la réalisation de la commande on a eu recours à lire plusieurs
variables sur même structure FIFO, cette s’appelle « DMA FIFO to develop High-Speed Data
Acquisition »
Figure 4.18 : Acquisition de 4 entrées analogique simultanément sur même structure de donnée FIFO
Les entrées ainsi lus sur FPGA et appelées dans le projet en temps réel le programme de la
commande vectorielle peut s’initialiser pour donner les trois tensions de référence et par suite
après la modulation large impulsion PWM générer les signaux de commande et commutation des
IGBT du module de puissance.
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Figure 4.19 : Méthode de génération des six signaux PWM.
Figure 4.20 :Signaux PWM á la sortie de la Compact.RIO
58
Conclusion générale
Le travail fait dans ce projet, a comme objectif la réalisation électronique du back-to-back
converter. Afin d'atteindre cet objectif le premier chapitre de cette mémoire a permis d'étudier le
fonctionnement de la GADA. Dans ce type d'application ,on a l'intérêt de garder toujours
constantes les tensions statoriques ainsi que leurs fréquences.
Face à ses besoins, une commande vectorielle classique a été réalisée , grâce a laquelle on a pu
améliorer la performance de la machine et conservée une amplitude et fréquence statorique fixe.
La problématique abordée dans ce projet nous a permis d'étudier le fonctionnement de la machine
avec l'introduction du convertisseur back to back. Une commande du redresseur a été realisee
pour conserver une tension constante du bus continu.
L'ensemble de ces travaux est actuellement en phase de validation comportant une MADA
accouplée mécaniquement à une machine à courant continu.
En ce qui concerne la programmation sur LABVIEW, la majorité des problèmes ont été résolu,
on note l'acquisition simultanée des données sur une même FIFO, les différentes capteurs et les
signaux MLI sont obtenus sur le module sortie de C-RIO.
Les capteurs des courants et de tension ont étés étudié et leurs signaux images sont filtrées pour
une meilleur résolution. Ce qui conduit à la réalisation expérimentale complète du projet sur le
banc de la machine au futur.
Notre étude a été menée avec un modèle de la machine entraînée à une vitesse constante. Une
étude importante serait de simuler le fonctionnement d’une turbine éolienne, et d’étudier l’effet
de la variation de vitesse sur des différentes commandes
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