Convertisseurs génériques à tolérance de panne

Cette thèse s'inscrit dans une démarche d'aide à la conception d'architectures de traitement de puissance à partir d'éléments convertisseurs génériques et modulaires. Cette thèse s'inscrit dans une démarche d'aide à la conception d'architectures de traitement de puissance à partir d'éléments convertisseurs génériques et modulaires.

Modules génériques de conversion pour réseaux électriques

Evolution des réseaux aéronautiques

• Avion "plus électrique"
• Besoins en électronique de puissance dans les réseaux de bord
• Génération et distribution électriques (ATA 24)
• Commandes de vol (ATA 27)
• Conditionnement d’ air (ATA 21)
• Pompes à carburant (ATA 28)
• Pompes hydrauliques (ATA 29)
• Systèmes atterrisseurs (ATA 32)
• Inverseurs de poussée (ATA 78)
• Synthèse du recensement – évolution des standards

Le résultat de la simplification est une réduction du poids de l'équipement (environ 20 %) et une amélioration de sa fiabilité et de sa maintenance. En effet, l’essentiel de l’énergie pneumatique utilisée principalement pour la climatisation et le dégivrage des ailes et de la nacelle provient de l’air évacué des moteurs de propulsion.

Modules génériques de conversion

• Critères technologiques
• Critères fonctionnels
• Conversion alternatif-alternatif
• Conversion continu-alternatif
• Conversion alternatif-continu
• Conversion continu-continu
• Synthèse topologique et fonctionnalités additionnelles

En considérant la chaîne générique de traitement de l'énergie d'un variateur de vitesse (Figure I.15), plusieurs fonctions de conversion apparaissent déjà. Une topologie typique est représentée sur la Figure I.19 : elle est similaire au convertisseur triphasé décrit ci-dessus.

Caractérisation de l’application de référence

• Variation de vitesse
• Modélisation d’ un actionneur électrohydrostatique
• Convertisseur statique
• Machine synchrone à aimants permanents (MSAP)
• Circuit hydraulique local
• Chaîne cinématique
• Commande de l’ EHA
• Validation du modèle physique d’ EHA

On considère ici que la relation entre la position de la tige du vérin et la position de la gouverne est linéaire. La sortie de cette boucle fournit le point de consigne pour la boucle de contrôle de vitesse.

Topologies d’onduleur à tolérance de panne

Sûreté de fonctionnement : fiabilité et disponibilité

Quant au taux de défaillance d'une cellule de commutation-onduleur IGBT avec son contrôle strict, sa valeur approximative est estimée à l'ordre de 10-5/h dans les conditions de fonctionnement prévues1. Pour tenir compte de cette tolérance aux pannes, il est d'abord nécessaire d'identifier les conditions de panne de l'onduleur.

Modes de défaut du convertisseur

• Défaillance de type "haute impédance" de l’ ensemble des transistors
• Défaillance de type "basse impédance" d’ un transistor
• Défaut asymétrique croisé
• Défauts externes à l’ onduleur
• Défaut de court-circuit du bus continu
• Défaut d’isolement d’ une phase

Ce mode défaut correspond à la perte de contrôle d'un bras, ses deux transistors restent ouverts. Dans le cas de l'EHA, seul le dispositif hydraulique permet d'isoler le vérin de la machine.

Isolement électrique des défauts

• Aspects technologiques
• Interrupteur d’isolement inséré sur la connexion à la machine
• Interrupteurs d’ isolement insérés sur les connexions au bus continu
• Interrupteurs d’ isolement insérés au niveau de la machine

Dans le schéma fonctionnel de la figure II.24, le dispositif S1 représente un interrupteur d'isolement, et S0 un dispositif de commande et de surveillance monobloc pour la cellule de commutation et S1 ; l'ensemble S0 – S1 fait fonction de disjoncteur électronique. L'utilisation d'une paire de thyristors en antiparallèle (Figure II.25) entraîne une réduction des pertes par conduction. Cette configuration nécessite deux commutateurs par cellule de commutation et éventuellement l'ajout d'une cellule filtrante supplémentaire de type LC (Figure II.28).

Une diode est ajoutée en série avec l'IGBT pour bloquer la tension inverse (Figure II.31).

Périmètre de redondance pour la tolérance de panne

A un niveau supérieur, il est possible de mettre en œuvre une redondance sur le périmètre de la cellule de commutation. Enfin, un niveau de redondance plus « macroscopique » consiste à connecter directement les convertisseurs entre eux, soit au moins 2, 3 voire 4 cellules de commutation. Quant aux considérations de dimensionnement pour une telle configuration, elles sont développées dans la sous-section résumant les topologies des convertisseurs tolérants aux pannes (voir II.9).

En particulier, la topologie du convertisseur à bras de rechange connecté au neutre de la machine (voir II.7) est plus détaillée car c'est celle mise en œuvre dans le cadre d'une application expérimentale.

Association parallèle de cellules de commutation

• Description de la topologie
• Procédures d’isolement sur défaut
• Fonctionnement secours de l’ onduleur

Dans tous les cas, l'interrupteur d'isolement de la cellule concernée (rectangle vide sur la Figure II.35) doit être verrouillé pour isoler le défaut. Les procédures d'isolement envisageables et la description des conditions de fonctionnement dégradées avant reconfiguration sont décrites en détail pour la topologie du variateur 4 bras avec neutre connecté (voir II.7.2). Le prix à payer pour cette disponibilité accrue est le grand nombre de sectionneurs inclus dans la structure.

Une topologie alternative permettant de réduire le nombre de sectionneurs et les pertes en fonctionnement de secours consiste à insérer la redondance sous forme passive, comme le montre la figure II.36 pour quelques cellules.

Onduleur à bras secours redondant

• Description de la topologie
• Procédures d’isolement sur défaut
• Fonctionnement secours de l’ onduleur

Les procédures d'isolement doivent répondre aux mêmes contraintes que celles de la topologie précédente ; ils sont décrits en détail pour la topologie suivante (voir II.7.2). Au regard de cette topologie, le bras de secours est une pure redondance, ses dimensions sont les mêmes que les autres bras et le fonctionnement de secours reste celui d'un onduleur triphasé : aucune modification de l'algorithme de contrôle n'est nécessaire et la puissance nominale peut être complet. être livré.

Onduleur à bras secours connecté au neutre de la machine

• Description de la topologie
• Procédures d’isolement sur défaut
• Blocage de l’ onduleur
• Procédures alternatives d’isolement
• Fonctionnement secours de l’ onduleur
• Mode diphasé 120°
• Mode diphasé 60°
• Courants homopolaires en mode diphasé
• Commande en mode diphasé avec découplage des phases
• Performances des modes dégradés

Par conséquent, la structure décrite ci-dessous consiste en des sectionneurs insérés en relation avec la phase machine (Figure II.42). Topologies UPS tolérantes aux pannes. figure II.51 : procédures d'isolation alternatives. à gauche : ouverture de la phase B - à droite : aide de la main de secours). Lorsque le convertisseur est bloqué, le sectionneur connecté au neutre est fermé pour court-circuiter l'enroulement de la machine correspondant (Figure II.52).

Il en résulte une ondulation du courant homopolaire à la fréquence de coupure, comme le montre la simulation de la Figure II.58.

Onduleur double

• Association série et différentielle de cellules de commutation
• Structures multi-niveaux
• Onduleur double
• Procédures d’isolement sur défaut
• Fonctionnement secours de l’ onduleur

Il ressort de cette équation que le courant homopolaire n'est limité que par l'inductance de fuite Lf de la machine (Figure II.68). Le contrôle de l'onduleur est similaire à celui d'un onduleur en pont monophasé en mode unipolaire. Les consignes de courant sont donc décalées de la même manière que pour le mode biphasé 60° de l'onduleur 4 bras (Figure II.75).

Cependant, pour le même niveau d'ondulation du courant, la fréquence de commutation du double onduleur est réduite de moitié (Fd=5kHz).

Synthèse comparative des topologies

• Plage de fonctionnement
• Dimensionnement électrique
• Puissance dissipée
• Fiabilité et disponibilité

En fonctionnement normal, les topologies d'onduleurs à 4 bras couvrent les mêmes plages de tension et de courant que les onduleurs triphasés. Le facteur de dimensionnement du silicium du convertisseur FSi est le rapport entre le dimensionnement du silicium de tous les commutateurs topologiques par rapport à un onduleur triphasé classique sans tolérance de panne. A titre d'exemple, le taux de défaillance équivalent d'un bras de convertisseur (B) en redondance active avec l'autre bras (B PC) est formulé selon l'équation suivante.

Une topologie de convertisseur double (4) présente un taux d'abandon et un taux d'erreur accrus par rapport au nombre de branches de convertisseur dont elle dispose.

Conclusion

Etudes expérimentales

Module de conversion statique

• Périmètre structurel et fonctionnel du module expérimental
• Mise en œuvre et dimensionnement du module de conversion
• Dimensionnement des interrupteurs de puissance
• Condensateurs de découplage
• Circuit de puissance
• Dissipation thermique
• Commande rapprochée et protections intégrées
• Procédures internes automatiques
• Architecture de commande
• Caractérisation de la partie puissance du module
• Relevés de commutation à l’ amorçage
• Relevés de commutation au blocage
• Mesure de l’ énergie dissipée par commutation
• Immunité de commande de l’interrupteur d’isolement
• Immunité de la mesure de courant

En revanche, pour isoler le bras de l'onduleur, la commande d'ouverture de l'interrupteur d'isolement bloque d'abord les transistors des cellules de commutation puis ouvre l'interrupteur après un délai de 700 s (Figure III.15). Le superviseur envoie la consigne de la commande MSAP et les commandes haut niveau du variateur (démarrage/arrêt, réarmement ou simulation de défaut). En éliminant l'inductance de charge, on observe des dépassements plus importants de la répartition des tensions internes du sectionneur et les oscillations ont une fréquence plus élevée (Figure III.33).

Pour tous ces tests, les variations de tension de grille du sectionneur ne dépassent pas 800 mV, confirmant son immunité.

Onduleur 4 bras reconfigurable

• Banc expérimental
• Autopilotage de la machine synchrone à aimants permanents
• Régulation de courant
• Régulation de vitesse
• Calcul de la vitesse
• Machine d’ état
• Essais expérimentaux
• Autopilotage en fonctionnement triphasé
• Autopilotage en fonctionnement diphasé 60°
• Isolement et reconfiguration

Le pilote automatique MSAP est effectué sur la base de la mesure de la position du rotor fournie par un encodeur absolu 9 bits. figure III.41 : schéma fonctionnel du banc expérimental. Le contrôle est alors effectué avec un correcteur proportionnel-intégral selon le schéma bloc de la figure III.42. Les mesures de courant provenant des modules de conversion sont numérisées sur la carte de contrôle.

L'erreur absolue maximale de mesure de vitesse dépend de la résolution du codeur (9 bits).

Association des modules expérimentaux

• Association parallèle
• Equilibrage statique des courants
• Equilibrage dynamique des courants
• Association parallèle avec une seule boucle de régulation de courant
• Association différentielle

Il apparaît que le déséquilibre du courant basse fréquence entre les deux bras reste inférieur à 20 % (Figure III.54 à Figure III.62). Le déséquilibre observé dans la figure III.63 se produit deux fois par période de découpage (Td=60 s). Dans la continuité des études parallèles, il est proposé ici d'appliquer simplement ce principe expérimentalement (Figure III.66).

Il est proposé ici de valider rapidement son fonctionnement en mode secours, c'est-à-dire sur 4 bras (figure III.67).

Conclusion et perspectives

Le redressement de la tension alternative du réseau est réalisé par un pont de diodes triphasé double onde (Figure IV.2). D'autre part, le hacheur rhéostatique est piloté par hystérésis à partir de la mesure de la tension continue. La limite supérieure de la tension de sortie du redresseur est plutôt technologique (IGBT 600V-1200V-1700V, effet Corona [SEG90]).

Ainsi, l’influence de la topologie de l’étage d’entrée sur le dimensionnement thermique du convertisseur est déterminée par le régime thermique transitoire.

Etage de conversion alternatif-continu

Problématique

Dans les deux chapitres précédents, l'utilisation d'un module générique pour la conversion DC-AC a été envisagée. Ce dernier chapitre traite de l'applicabilité de ce module pour exécuter d'autres fonctions de conversion. Ainsi, un hacheur résistif est placé sur le bus DC pour dissiper l'énergie générée lors des phases de freinage (Figure IV.1).

Des chaînes de conversion sont donc proposées pour optimiser la gestion de l'énergie en interdisant la phase dissipative.

Pont de diodes et hacheur rhéostatique

• Tension continue
• Tension continue
• Régulation de la tension continue - Filtrage côté continu
• Régulation des courants de ligne - Filtrage côté alternatif
• Synthèse du dimensionnement et des fonctionnalités
• Applicabilité du module générique de conversion

Le circuit étant un amplificateur, la valeur minimale de la tension continue VDCmin est supérieure à la tension produite par le pont de diodes. La fréquence minimale du réseau est de 360 ​​Hz, la fréquence limite de la boucle de tension est choisie à 80 Hz. La bande passante de la régulation actuelle est choisie une décennie en dessous de la fréquence de découpage.

Toutefois, cette utilisation n'est réaliste que si la bande passante de régulation du courant et donc la fréquence de commutation sont suffisamment élevées.

Pont de diodes et système de stockage local

• Stockage par supercondensateurs
• Convertisseur continu-continu
• Commande du système de stockage
• Dimensionnement du système de stockage
• Plage de tension aux bornes des supercondensateurs
• Capacité du système de stockage
• Dimensionnement électrique du système de stockage
• Bilan du dimensionnement

Du fait du respect du principe d'interconnexion des ressources, le système d'alimentation agit comme une source de courant. Les grandeurs à contrôler sont le courant dans le système de stockage (pour protéger les composants des courants excessifs et des températures extrêmes), la tension aux bornes des supercondensateurs (pour éviter leur dégradation) et la tension du bus DC. Le dimensionnement électrique du système de stockage est résumé dans le tableau IV-2 avec l'efficacité approximative de l'unité onduleur.

En revanche, le dimensionnement pourrait être plus adapté à une stratégie de contrôle où le système de stockage fournit la puissance fluctuante de l'actionneur (cf. IV.4.3).

Pont de diodes auto-commuté

• Principe de fonctionnement – commutation automatique
• Dimensionnement électrique et thermique

Les éléments filtrants au niveau du bus DC ne nécessitent pas de dimensions plus grandes que celles du pont de diodes classique ; les mêmes valeurs sont donc conservées. La tension continue ne subit pas d'augmentations significatives comme celle provoquée par le hacheur rhéostatique, puisque la réversibilité du courant de ce convertisseur est instantanée. En effet, les transistors du pont de diodes autocommuté ne sont actifs qu'en mode inverseur ; ils voient donc un courant plus faible car la puissance maximale générée par la machine est bien inférieure à la puissance maximale absorbée.

En mode redresseur, il fonctionne comme un pont de diodes, les pertes sont donc faibles.

Synthèse comparative des topologies

• Profils de mission
• Dimensionnement thermique
• Régime thermique permanent
• Régime thermique transitoire
• Application au profil de mission A
• Application au profil de mission B
• Application au profil de mission C
• Dimensionnement des composants passifs
• Comparaison des topologies
• Dimensionnement électrique
• Rendement énergétique
• Bilan de masse

Le critère de dimensionnement est la surface d'échange Sd du refroidisseur nécessaire à l'évacuation des calories, qui est une image du flux thermique moyen et donc de la puissance moyenne distribuée (figure IV.20). Ainsi, l'augmentation de la température du dissipateur pour un niveau de puissance dissipée peut être considérée comme linéaire (figure IV.22). Le cas du pont de diodes associé à un système de stockage à supercapacités est illustré par la figure IV.23.

Ce bilan de masse est favorable pour les topologies proposées par rapport au pont de diodes hacheur rhéostatique (Figure IV.28).

Conclusion

Dans le cas étudié, l'augmentation de la longueur du câblage est avantageuse car le filtre est stabilisé à un rapport LDC/CDC fixe. Ceci est vérifié dans le plan de Ragone, qui représente l'énergie stockée dans les supercondensateurs en fonction de la puissance PSC traversant le système de stockage [LAN06-2]. Turpin, "Développement, caractérisation des pertes et amélioration de la sécurité de fonctionnement d'un onduleur multicellulaire à commutation douce", Thèse de doctorat, INP Toulouse, 2001.

Vallon, "Introduction à l'étude de la fiabilité des cellules à commutation IGBT sous fortes contraintes", Thèse de doctorat, INP Toulouse, 2003.