Banc de test éolien de nouvelle génération tolérant aux défauts

15/01/2016
Publication 3EI 3EI 2016-83
OAI : oai:www.see.asso.fr:1044:2016-83:14884
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Banc de test éolien de nouvelle génération tolérant aux défauts

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Banc de test éolien de nouvelle génération tolérant aux défauts La Revue 3EI n°83 Janvier 2016 73 Hors Thème BANC DE TEST EOLIEN DE NOUVELLE GENERATION TOLERANT AUX DEFAUTS A.SIVERT*, S.CARRIERE*, F.BETIN*, B.VACOSSIN*, M. TAHERZADEH*, A. YAZIDI*, A. PANTEA*, J.CLAUDON**,J.ACCART** **plateforme-innovaltech Saint Quentin www.pft-innovaltech.fr *Laboratoire des Technologies innovantes (L.T.I), équipe Énergie Électrique et Systèmes Associés (EESA) U.P.J.V Université de Picardie Jules Verne, Institut Universitaire de Technologie de l’Aisne GEII, 02880 SOISSONS. 1. Introduction Les promoteurs et les gestionnaires de parcs éoliens sont fréquemment confrontés à des pannes de leur système de production. Ces pannes entrainent un manque à gagner et engendrent d’importants surcoûts financiers. En effet, le remplacement de tout ou partie du multiplicateur, le rebobinage ou encore le remplacement d’enroulements de la génératrice nécessitent la dépose de la nacelle perchée à plus de 80 m sur ces éoliennes de forte puissance. Pour cela, l’utilisation d’une grue spéciale est nécessaire. Cette opération est encore bien plus délicate et le surcoût encore plus important quand l’éolienne se trouve en pleine mer (offshore) et sollicite l’emploi de moyens aéronavals. L’augmentation de la fiabilité des éoliennes et de leur rendement est donc un enjeu économique primordial auxquels s’attellent tous les constructeurs concernés. Il faut savoir que sur les génératrices utilisées pour la production d’énergie électrique (éolienne ou microturbine hydraulique), les pannes proviennent la plupart du temps d’une défaillance du multiplicateur tandis que les pannes électriques proviennent de la perte d’une ou plusieurs phases de la génératrice ou du convertisseur. Résumé : l’industrie de la construction électrotechnique produit chaque année à grande échelle des machines électriques. Cette production de masse engendre la nécessité de procéder à de nombreux essais de validation de nouvelles technologies puis à effectuer de nombreux contrôles qualité après industrialisation. Il est ainsi nécessaire de mettre au point des bancs de tests aussi bien innovants que performants. Ces bancs permettent de vérifier les capacités de nouvelles machines et de confronter la fidélité des modèles théoriques à une expérimentation de terrain. Leurs cahiers des charges exigent qu’ils permettent de valider aussi bien un bon fonctionnement en régime nominal qu’un comportement maîtrisé lors de conditions de surcharge. A cela s’ajoute, le fait que l’expérimentation avec des machines de fortes puissances conduit à obtenir lors du dimensionnement, un banc à l’encombrement, aux poids et aux investissements élevés. Il est ainsi nécessaire d’arbitrer un compromis entre une limitation des puissances mises en œuvre et une application de modèles théoriques fiables et réalistes. Dans ce cadre, la mise au point d’un banc de tests permettant de simuler le fonctionnement d’une éolienne industrielle à l’échelle 1/100e et regroupant un ensemble de génératrices électriques expérimentales, tolérantes aux défauts, a été entreprise au sein du Laboratoire des Technologies Innovantes de l’Université Picardie Jules Verne. Ces génératrices hexaphasées comportant de nombreux pôles, permettent de s’affranchir partiellement, en limitant leur complexité, des multiplicateurs de vitesses qui sont à l’origine d’une grande source de défauts mécaniques. Elles permettent ensuite d’assurer une continuité de la production d’énergie électrique même en présence de pertes de phases. Trois structures expérimentales de génératrices peuvent être actuellement étudiées au sein du laboratoire : des structures hexaphasées asynchrones et synchrones à grand nombre de paires de pôles et une structure hybride à rotor synchrone externe et rotor asynchrone interne. Le banc de tests possède une instrumentation et des convertisseurs qui permettent d’étudier une infinité de lois de commande et qui garantissent la maîtrise de mesures effectuées en temps réels pour ne pas engendrer des dépassements des valeurs physiques admissibles par ses convertisseurs et par ses machines. Cet article va permettre de vulgariser les travaux déjà effectuées sur ces génératrices et va répondre à certaines questions : Quels sont les choix qui ont conduit à concevoir ce banc de test éolien ? Comment sont gérer les apparitions de défauts ? Quels sont les principes des lois de commandes programmables sur ce banc ? Quelles sont les conditions de sécurité à adopter pour travailler et faire des essais sans risque ? Comment est gérer l’utilisation de ce banc de tests par l’ensemble des intervenants ? T e introduct Banc de test éolien de nouvelle génération tolérant aux défauts La Revue 3EI n°83 Janvier 2016 Hors Thème 74 Figure 1: Coupe d’une nacelle d’éolienne classique Le multiplicateur permet d’adapter la vitesse de rotation de la turbine éolienne ou hydraulique à celle de la génératrice. En effet, sous l’effet de la force du vent ou de l’eau, la turbine tourne au maximum à 25 tr/min tandis que la génératrice se doit de tourner aux alentours de 1500 tr/min ou de 3000 tr/min. Or, la réalisation d’un bobinage avec un nombre de paires de pôles importants est limitée par la circonférence de la machine qui croit alors entrainant l’augmentation du diamètre de la nacelle. Pour cette raison, un nombre de paires de pôles faibles 1, 2 ou 3 est traditionnellement retenu. La vitesse de la génératrice est conditionnée par l’équation suivante : Nmeca (tr/min) = f(Hz).60/p (1) Avec f la fréquence des signaux électrique et p le nombre de paires de pôles. Pour ces configurations classiques, les rapports de multiplication étant élevé, les multiplicateurs sont composés de plusieurs étages. De plus, la technologie « planétaire » est devenue un quasi standard pour ce type d’application. L’inconvénient de ces adaptateurs de fréquences de rotation tient majoritairement à leur fragilité. En effet, les puissances élevées mises en jeu et l’environnement hostile (bourrasques de vent importantes qui peuvent endommager, voire casser des dents du multiplicateur). La durée de vie d’un multiplicateur est d’environ 5 ans alors que celle d’une éolienne est estimée à 25 ans. Pour s’affranchir partiellement de défauts mécaniques coûteux, des génératrices à grands nombres de paires de pôles tournants ont été développées. De plus, les machines alternatives et les convertisseurs fonctionneront correctement pour des fréquences électriques supérieures à 5Hz ce qui entraine qu’il faudra pour satisfaire tous ces critères, des machines comportant un nombre important de paires de pôles. La puissance électromagnétique et la vitesse étant conditionnées par la mécanique de l’éolienne, la surface de l’entrer Se et le rayon de la génératrice r (m) dépend de l’équation suivante : pAB )W(P rS mecaL e   2 (2) Avec B l’induction magnétique (comprise entre 0,5 T et1 T), AL la densité linéique (variant de 200 à 300 A/cm). Le diamètre de ces génératrices à grands nombres de paires de pôles sera donc, par construction, important. Les génératrices actuelles sont triphasées et sont la plupart du temps et associées à un convertisseur « back to back » triphasé qui après avoir redressé les grandeurs électriques les remet en forme pour qu’elles soient conformes en amplitude, en fréquence et en puissance au réseau électrique associé (380V, 50Hz). Le convertisseur est relié soit au stator soit au rotor de la génératrice. La perte d’une phase au niveau de la génératrice (enroulement statorique ou rotorique) ou au niveau du convertisseur entraîne l’arrêt de la production d’énergie électrique à cause des variations importantes de puissance et de couple provoquées par la perte d’une phase en triphasé. Avec une phase en moins, la puissance instantanée en triphasée n’est plus constante mais correspond à l’équation (2) suivante : 2 2 moy ACP(t ) V I cos V I cos( t ) P P            (3) Avec V et I la tension et l’intensité efficace,  le déphasage entre la tension et l’intensité et ω la pulsation électrique. A partir de l’équation (3), le rapport entre la puissance moyenne et l’amplitude des oscillations en triphasé lorsqu’il y a une phase manquante est de 50%. Il est donc préférable d’utiliser 6 phases afin d’augmenter la fiabilité contre les défauts électriques (pertes de phases sur la génératrice ou sur le convertisseur). En effet, de par sa structure électrique, une génératrice hexaphasée (6 phases), peut toujours fonctionner lors de la perte d’une, deux ou trois phases avec des oscillations de couple atténuées par rapport au triphasé. Le tableau suivant reprend tous les cas de perte de phases pour différents types de réseaux : réseau Pmoyenne PAC PAC/Pmoy monophasé V I cos   V I 100% Triphasé normal 3 V I cos    0 0% Triphasé 1 phase perdue 2 V I cos    V I 50% Hexaphasé normal 6 V I cos    0 0% Hexaphasé 1 phase perdue 5 V I cos    V I 20% Hexaphasé 2 phases perdues 4 V I cos    Consécutive ou non V I 25% Hexaphasé 3 phases perdues 3 V I cos    Consécutive ou alterné V I 0% Hexaphasé 3 phases perdues 3 V I cos    2 Consécutives 3 2 V I  57.7% Tableau 1 : Puissance moyenne et oscillatoire lors de la perte de phases pour différents types de réseau Lors des pertes de phases, en changeant, les matrices de la transformées multiphasées en diphasé (TN-1 et TN) de la figure 5, la puissance oscillatrice peut être minimisée. Il faut alors 1 à 2 s pour basculer et changer ces matrices lors d’un défaut. Banc de test éolien de nouvelle génération tolérant aux défauts La Revue 3EI n°83 Janvier 2016 Hors Thème 75 De plus, le fonctionnement en hexaphasé minimise par 2 le courant par phase de la machine mais double le nombre de convertisseurs électroniques par rapport à un système triphasé. Cependant, le prix d’un convertisseur triphasé est depuis quelques années dérisoires par rapport à un arrêt de production. Suite à cette introduction, nous allons maintenant présenter le banc de test et les différentes machines testées. 2. Le banc de tests des génératrices Pour ce banc, le dimensionnement de la génératrice asynchrone a été réalisé à l’échelle 1/100e et donc avec une puissance et un encombrement inférieur à ceux d’une génératrice de 3,2 MW. Une machine prototype comportant 12 paires de pôles, une puissance de 32 kVA, avec une fréquence électrique nominale de 25Hz, un diamètre de 1 m et une largeur de 0,5 m a été construite. Sa masse atteint la valeur de 1,6 Tonnes et elle peut être installée dans un laboratoire sans problème particulier de génie civil. Une deuxième machine synchrone à flux axial avec un diamètre presque similaire de 0,6 m et une largeur de 0,17 m, pour une puissance de 45 kVA (160V, 47A), une masse de 460 kg et 16 paires de pôles pour une fréquence de 33,3 Hz a été aussi réalisée. Remarque : pour constituer une machine synchrone de cette taille, il faut des aimants puissants et coûteux qui utilisent des terres rares. Une machine asynchrone quant-à-elle, crée son propre flux interne. Sa technologie classique est donc moins coûteuse. En fonction de ces paramètres, il faut donc une fréquence de rotation proche des 125 tr/mn pour entrainer ces 2 génératrices à leur régime nominal. Pour cela, le banc d’essais est composé d’un moteur- réducteur asynchrone piloté par un variateur industriel qui permet de simuler les pales de l’éolienne et de travailler à différentes fréquences de rotation. Le variateur choisi est un « Unidrive » de chez Leroy Somer. Le motoréducteur est constitué d’un moteur asynchrone à 4 pôles et d’un réducteur offrant un rapport de réduction de 11,2. Il est, de plus, complété par une charge rhéostatique. Cette charge rhéostatique permet de freiner toutes les machines du banc si on désire les faire fonctionner en moteur. Enfin, nous pouvons noter que raccorder une telle puissance électrique au réseau demande de faire appel à une installation électrique spécifique. Pour comparer les 2 génératrices à grand nombre de paires de pôles, présentées ci-dessus, avec une génératrice hexaphasée classique à 1 paire de pôles, un multiplicateur permettant de passer de 125 à 3000 tr/min a été installé. La réalisation, notamment de la génératrice asynchrone de 32 kVA, a demandé de faire appel à de multiples intervenants pour le découpage des tôles, la fabrication du rotor à cage d’écureuil et la fabrication de la carcasse extérieure, la réalisation du bobinage, … La réalisation du banc supportant et alignant les machines, a été faite en interne (Plateforme-Innovaltech de l’Université Picardie Jules Verne). Le positionnement, l’accouplement et l’alignement des différentes machines ont été délicats de par l’hétérogénéité des technologies mises en œuvre qui présentaient notamment des hauteurs d’axes différentes. Les 3 figures suivantes présentent, le schéma fonctionnel, le dessin 3D du banc de tests et l’installation réelle. T e introduct Banc de test éolien de nouvelle génération tolérant aux défauts La Revue 3EI n°83 Janvier 2016 Hors Thème 76 Figure 2 : Banc de tests éolien (Schéma fonctionnel, 3D, installation réelle) 3. Sécurité et convertisseur back to back Le système doit prendre en compte les échauffements thermiques, les surintensités, les surtensions du bus DC et prévenir toute erreur de manipulation et tout risque de destruction de matériels. Pour cela et afin d’assurer la sûreté de fonctionnement du matériel, les lois de commandes sont dans un premier temps modélisé avec Mathlab avant d’être appliquées. Dans ce cadre, les machines sont modélisées de 2 façons différentes (mathématique et électrique). Avant de pouvoir faire les simulations, il faut donc modéliser toute la mécanique ainsi que chaque machine électriquement. A partir de ces modélisations, il est primordial de tester et valider l’algorithme de contrôle. Cette phase préalable permet de déceler d’éventuelles erreurs dans les lois de contrôle et de limiter les risques de dégâts au niveau des convertisseurs. Le convertisseur back to back est schématisé avec ses 2 ponts onduleurs à transistors dans la figure suivante. Figure 3 : Schéma électronique d’un convertisseur back to back triphasé [6] Le premier pont entre le générateur et le bus DC (VDC) permet de charger le bus continu en fonction de la vitesse de la génératrice. Le deuxième pont permet de restituer cette énergie sur le réseau triphasé. Par soucis de simplicité, la loi de commande de la génératrice asynchrone est en mode découplage d-q. L’axe Simulateur force du vent Motoréducteur + codeur Couplemètre et tachymetre MAS6 MSAP6 ou MASH6 Multiplicateur MAS6 2 pôles + codeur Refroidisseur hydraulique du multiplicateur Banc de test éolien de nouvelle génération tolérant aux défauts La Revue 3EI n°83 Janvier 2016 Hors Thème 77 d régule la valeur du flux rotorique constant et l’axe q asservit le couple. Le courant Iq variera en fonction de la tension du bus continu VDC du convertisseur back to back. Lorsque le courant iqs est négatif alors le couple est négatif ce qui correspond à un fonctionnement en génératrice. La puissance de la génératrice asynchrone 6 phases correspond à l’équation suivante : m em r qs r 3p l P i l   et r ds3 lm i  (4) Avec p le nombre de paires de pôles, lm inductance magnétisante, lr inductance du rotor, φr le flux rotorique, Ω vitesse angulaire du rotor. Entre le courant iqs et l’erreur de la tension du bus continu, il y a un correcteur qui dépend de la dynamique de la génératrice éolienne comme on peut l’observer sur la figure suivante. Gearbox DC load AC load PWM generator Ωg Start up circuit P ωr + + ωsl ωe* PI PI φr* Current calculation isd* PI Slip calculation Integrator dq 2 abc abc 2 dq Vdc* Vdc isq* isq isd vsd* vsq* iabc SCIG + + + - - - iabc Figure 4 : Régulation du Bus DC avec une génératrice asynchrone triphasée La différence entre un schéma triphasé et hexaphasé correspond seulement aux valeurs des matrices de la transformation de Park qui génère la PWM. En revanche, s’il y a un défaut (1 phase manquante, 2 phases non consécutives ou consécutives, 3 phases manquantes…), les valeurs associées à la modélisation de la génératrice sont différentes. Une modélisation de la génératrice, prenant en compte tous les cas de défaut, est prépondérante. Dans le tableau suivant, les coefficients théoriques des défauts de la génératrice sont déterminés dans le mode α et β. Cas lsα lsβ Mα Mβ (opération normal) lls+3lms lls+3lms 3lms 3lms (1 phase perdue) lls+2lms lls+3lms 2.4495lms 3lms (2 phases perdues non consécutives) lls+lms lls+3lms 1.732lms 3lms (2 phases perdues consécutives) lls+1.5lms lls+2.5lms 2.1213lms 2.7386lms (3 phases ouvertes consécutives) lls+2.3lms lls+0.63lms 2.6642lms 1.3791lms (3 phases ouvertes non consécutives) lls+1.5lms lls+1.5lms 2.1213lms 2.1213lms Tableau 2 : coefficient de la modélisation de la génératrice hexaphasé lors de la perte de phases On peut observer sur la figure suivante que la régulation va dépendre des valeurs du tableau précédent. 42 V 24 V Converter 2 Converter 1 SC6PIG Resistive Load r sai sbi sci sdi sei sfi PI  dsi  qsi dsi qsi dcV  dcV  sav  sbv  scv  sdv  sev  sfv  sav  sbv  scv  sdv  sev  sfv  qscvdscv  21 Nszsz ii  si UT2 1 2  UT1 NT          re  e e  PI PI  dsv  1dsv MM 1   rr r lr MMr   r r l MMr  NT DC motor * sv  1qsv  qsv   0vv 2Nsz1sz  Fault isolation 6 N Ini. r r Eq. (3-42) Eq. (3-43) r dsi qsi r e qscv dscv figure 5 : Régulation du Bus DC avec un générateur asynchrone hexaphasé prenant en compte un défaut de phase ouverte. Ces valeurs ainsi que les différentes matrices prenant en compte la perte de phases prennent une place dérisoire dans la mémoire du système de commande. En fonction de la détection du courant manquant, il y a une modification très rapide des valeurs de la commande de la génératrice. Le système a un fusible sur chaque transistor du pont onduleur ce qui permet d’ouvrir la phase en cas de court- circuit. Par conséquent, la phase en défaut est isolée électriquement. De même, il y a un disjoncteur commandé sur chaque phase de la génératrice qui réagit s’il y a un défaut d’isolement ou un court-circuit. L’étude des lois de commande se fait alors sur la base des phases manquantes. 4. Différents modèles de simulations Pour disposer d’un simulateur fiable des dynamiques de la génératrice asynchrone hexaphasé (MAS6) en mode sain et mode dégradé, une modélisation par circuits internes équivalents électriques (CIE) de cette machine a été effectuée. En effet, les modèles classiques basés sur une décomposition selon deux axes d et q ne permettent pas d’introduire des défauts du type barre cassée au rotor ou court-circuit entre spires au stator tel que l’on peut les rencontrer dans un environnement réaliste. De même lors de phases manquantes, la modélisation par schéma électrique est plus simple a utilisé. Les Figures suivantes représentent respectivement le modèle hexaphasé du stator et une boucle entre deux barres rotorique adjacentes. 600V Bus DC Motor AC T e introduct Banc de test éolien de nouvelle génération tolérant aux défauts La Revue 3EI n°83 Janvier 2016 Hors Thème 78 Rsa Lsaa Lsab Lsac Lsad Lsae Lsaf vsa emf sa Rsb Lsba Lsbb Lsbc Lsbd Lsbe Lsbf vsb emf sb Rsc Lsca Lscb Lscc Lscd Lsce Lscf vsc emf sc Rsd Lsda Lsdb Lsdc Lsdd Lsde Lsdf vsd emf sd Rse Lsea Lseb Lsec Lsed Lsee Lsef vse emf se Rsf Lsfa Lsfb Lsfc Lsfd Lsfe Lsff vsf emf sf isa isb isc isd ise isf [ Ls ] figure 6 : Schéma électrique équivalent du stator de la génératrice hexaphasé asynchrone Rrb Lrkk Rrb Lrkk Rrer 1/2Lrag+Lrer Rrer1/2Lrag+Lrer 1/2Lrk,1 1/2Lrk,2 1/2Lrk,Q 1/2Lrk,1 1/2Lrk,2 1/2Lrk,Q   6 1m r m,kemf 2 1   6 1m r m,kemf 2 1 jk-1 jk+1 jk figure 7 : Boucle entre deux barres rotorique adjacentes d’une génératrice hexaphasé asynchrone Rr b est la résistance d’une barre, Rr er est la résistance de l’anneau par maille Q, Lr er est la mutuelle inductance d’une maille Q, Lr ag est l’inductance de l’entrefer, Lr k,k est l’inductance propre d’une barre, Lr k,i est l’inductance mutuelle entre la barre considérée et une autre barre i et emf r k est la force électromotrice de la barre. Le couple électromagnétique est différent en fonction des pertes des phases, celui-ci peut être déterminé par l’équation suivante :                fedcbam l h Q k k sr kh khmsem d dL jiT ,,,,, 1 1 ,  (5) Où Ls sont les inductances propres. Q est le nombre de barres rotoriques, Ѳk(t) est la position relative entre un enroulement a et une maille k rotorique, j(k) est le courant circulant dans la maille k et L srh,k est l’inductance mutuelle entre l’enroulement h et la maille k, m correspond aux 6 phases. La perte des phases entraine donc une oscillation de puissance et de couple qui est préjudiciable à la mécanique correspondant à l’équation suivante (6) :  em e qs r r k M k M k M k MP P cos 2 i l 2k k 2k k                            Avec ωs vitesse angulaire du stator, Ѳe l’angle entre les référentiels stationnaire et tournant, kα et kβ les coefficients de la matrice T2U du modèle αβ de la figure 5. Il a été choisi kβMβ=kαMα, Pour avoir : M M M  Ls= (lsα+lsβ)/2 Ce choix permet aussi que dans les équations 4 et 6, la puissance électromagnétique soit identique en mode sein. Par conséquent, les coefficients de la matrice T2U sont égaux et correspondent aux équations suivantes : MM k et k M M           (7) Grâce à ce choix, à partir du tableau 2, avec Mα=α.lm et l’équation 6, l’équation de la puissance se simplifie :   3 3 3 3 qs r m em e r p i l P cos 2 l 2                      (8) Lorsqu’il n’y a pas de défaut ou lorsque 3 phases non consécutives sont ouvertes, la puissance oscillatrice est nulle. D’ailleurs, sans default avec α=β=3 (voir tableau 2), la puissance moyenne sans défaut correspond à l’équation suivante :      qs r m em e e r p i l P 6 0cos 2 X 6 0cos 2 l 2        (9) Sur le tableau suivant, on peut observer la différence entre la puissance moyenne et la puissance oscillatrice. Cas Mα Mβ Puissance électromagnétique (opération normal) 3lms 3lms   eX 6 0 cos 2 (1 phase perdue) 2.4495lms 3lms   eX 5.67 1.67cos 2 (2 phases perdues non consécutives) 1.732lms 3lms   eX 6.2 4.2cos 2 (2 phases perdues consécutives) 2.1213lms 2.7386lms   eX 5.1 1.86cos 2 (3 phases ouvertes consecutive) 2.6642lms 1.3791lms   eX 5.86 4.43cos 2 (3 phases ouverte non consécutives) 2.1213lms 2.1213lms   eX 4.24 0cos 2 Tableau 3 : Puissance de la génératrice hexaphasée pour différents cas de perte de phase perdue Il y a une différence entre les tableaux 1 et 3. En effet, le tableau 1 représente un réseau équilibré : avec tous les courants identiques) alors qu’avec le tableau 3, le réseau est déséquilibré car l’amplitude des courants n’est pas identique. En effet, la loi de commande d-q et le changement de matrice ne permet pas de rééquilibrer les courants mais de garder le découplage. Lors du défaut avec une oscillation de couple, il y a bien évidement une oscillation du courant iq qui va se répercuté sur la régulation. La modélisation demande du matériel de mesure. En effet, il faut que les courants et les tensions soient proches des valeurs nominales. La mesure de la puissance avec des pinces ampère- métriques numériques n’est pas possible avec des tensions et un hachage de 8 kHz. Par conséquent, il faut filtrer les tensions et annuler le déphasage provoqué par le filtrage pour obtenir les puissances actives et réactives. La mesure Banc de test éolien de nouvelle génération tolérant aux défauts La Revue 3EI n°83 Janvier 2016 Hors Thème 79 des courants de la génératrice et du réseau électrique est obligatoire pour faires les régulations. 5. Les différentes régulations Le contrôle de la génératrice se fait par plusieurs boucles imbriquées (figure 4 et 5). La boucle externe la plus lente contrôle la tension du bus continu et évite sa dérive (surtension ou sous tension) lors des variations de puissance. Elle donne la référence du couple et donc du courant iqs * . Une boucle de régulation dit de « couple » gère le courant iqs contre les erreurs de modélisations, et annule l’erreur statique provoquée par des forces électromotrices de la génératrice. Il en est de même pour la boucle du flux et donc pour le courant ids dont les constantes de temps sont relativement rapides par rapport à la boucle du courant iqs. Par conséquent, des erreurs de modélisations sont possibles mais il faut avoir un ordre de grandeur des différentes valeurs de la modélisation d-q. Avant de générer sur le réseau avec la génératrice asynchrone du courant électrique, il faut charger les condensateurs du bus DC par l’intermédiaire de résistances qui sont court-circuitées par un relais de « pré coupures ». Puis, la génératrice est fluxée ce qui permet de réguler le bus DC avec un courant négatif. Le comportement dynamique de la tension du bus DC correspond à l’équation suivante : dc dc dc Load dv v i C dt R   (10) En multipliant par Vdc les deux membres de l’équation (10), nous obtenons : dc dc dc Load dv P C v P dt    (11) donc    2 dc Loaddc 1 v s P P C s    (12) Par conséquent, la fonction de transfert en boucle fermée du dispositif de commande de la tension de bus DC peut être exprimée par la figure suivante :    ve2 dcv  iv pv K K s  1 Cs LoadP sP 2 dcv Boucle la régulation de la tension du bus DC avec un correcteur proportionnel intégral. La fonction de transfert en boucle fermée du dispositif de commande de tension de bus DC peut ainsi être exprimée par l’équation suivante :   pv 2 load dc 2 iv iv dc pv2 iv iv K P ( s 1) v s K K v s KC s s 1 K K         (13) Grâce au correcteur intégral, la boucle de la régulation du bus DC a une fonction de transfert du second ordre où l’erreur statique de la tension du bus DC est nulle. Pour ne jamais atteindre de tension maximale, un coefficient d’amortissement à 1 est judicieux pour ne pas avoir de dépassement. De plus, une saturation de l’intégration de l’erreur devra être utilisée par sécurité. Enfin, pour avoir un temps de réponse (tmontée) assez rapide, la régulation répondra à l’équation suivante : montée n ivt 4.75 / w 4.75 / k / C  (14) Et donc les valeurs du correcteur sont : 2 iv pv montée montée 4.75 4.75 K C K 2C t t              (15) A partir des 2 équations précédentes, on peut remarquer que les 2 coefficients du correcteur sont proportionnels à la valeur du condensateur du bus DC (3200F). La régulation ne doit pas avoir de surtension supérieure à 33% pour ne pas dépasser la tension maximale des condensateurs de filtrages ainsi que la tension des transistors des onduleurs. Lors des pertes de phases, il y a une oscillation de la tension du bus DC qui dépend de la composante harmonique de la puissance. Cette oscillation doit être minimisée par des filtres qui ne seront pas expliqués dans cet article. Il est possible d’utiliser d’autres types de correcteurs comme des correcteurs à base de logique floue pour lesquels la commande à structure variable [5] permet d’obtenir un comportement plus robuste face aux erreurs de modélisations et face aux changements de puissance provoqués par des vents intermittents. 6. Exploitation pédagogique Le banc demande une formation et une méthodologie avant d’être exploité par tout nouvel étudiant. Une procédure et un tutoriel ont été réalisés ainsi que de multiples programmes développés sous Matlab/Simulink© . Toutes les données sont visualisables en temps réel et sont enregistrées. Toutes les consignes de régulations peuvent être modifiées en temps réel. Le variateur du simulateur de vent est un variateur industrielle unidrive, non réversible, qui ne peut donc pas retourner l’énergie au réseau. Cependant un hacheur rhéostatique permet de dissiper la puissance si elle est inversée. En effet, toutes les machines peuvent aussi fonctionner aussi en moteur. Le moto-variateur qui simule le vent peut donc devenir une charge. Avec le logiciel LS soft de paramétrage de ce variateur, différentes configurations ont été enregistrées pour avoir des différents profils de vitesse correspondant à des fonctionnements différents (arrêts en roue libre, arrêts freinés). Ce variateur très flexible permet de visualiser toutes ces données en temps réelles par l’intermédiaire du logiciel CT Scope. En effet, ce logiciel permet de mesurer et d’enregistrer les vitesses, les couples, les puissances, les courants… en fonction du temps comme on peut l’observer sur la figure 10. T e introduct Banc de test éolien de nouvelle génération tolérant aux défauts La Revue 3EI n°83 Janvier 2016 Hors Thème 80 Les étudiants qui sont confrontés à ce variateur industriel doivent donc avoir reçu une formation avant toute utilisation. Figure 9 : Variateur de vitesses industriel autonome Figure 10 : Profil de vitesses du vent avec arrêt en roue libre avec CT scope pour vérifier les paramétrages du moto variateur simulant le vent et entrainant les génératrices, avec mesure de la puissance et du couple L’exploitation pédagogique de ce banc de test offre un nombre très élevé de possibilités grâce aux possibilités de commandes variées des machines développables sous Matlab. Enfin, il est possible de changer la configuration du banc en remplaçant les machines électriques à l’aide d’un portique fait sur mesure, équipé d’un palan. Des étudiants ayant un niveau scolaire allant du DUT au Master peuvent ainsi faire des mesures sur ce banc en fonction de leurs compétences. D’un point de vue organisationnel, un planning a été réalisé qui prend en compte les interventions des différents intervenants qui peuvent ainsi prévoir leurs campagnes de tests sur des machines dédiées. Globalement, différents aspects d’une même machine sont donc étudiés : les modélisations, les lois de commande, l’échauffement thermique, le diagnostic mécanique et électrique… De même, différents laboratoires sont impliqués en fonction de leurs domaines de prédilection. Un projet est notamment actuellement mené en collaboration avec un laboratoire l’Université de Technologie de Compiègne. 7. Conclusions Cet article a montré que la conception de nouvelles machines électriques demandait une multitude de compétences (électriques, mécaniques, thermiques, asservissement, informatiques, administratives…) qu’il est nécessaire de mettre en œuvre en dimensionnant et en équipant rigoureusement tout nouveau banc de tests. L’atteinte d’objectifs désirés à travers l’exploitation de ces bancs, demande de prendre en compte de nombreuses mesures de sécurité, de manager différentes équipes et de prévoir des partenariats industriels et financiers. En ce qui concerne le banc présenté, les premiers résultats des études menées lors de la mise en œuvre de génératrices innovantes sont très prometteurs. Ces génératrices pourraient constituer des solutions viables pour fiabiliser le fonctionnement de nouvelles générations d’éoliennes et de systèmes de production électrique basses vitesses tels que des centrales hydroélectriques. Les performances et le coût de revient de ces futurs génératrices sont des critères primordiaux. Les performances en mode dégradé dépendent des stratégies de commande et de la robustesse des lois de régulation qui sont nombreuses et qui, pour chacune d’entre elles, présente des avantages et des inconvénients. De nombreuses études et de nombreux tests sont naturellement encore à effectuer. 8. Références [1] Thèse M.TAHERZADEH, “Contribution à la Commande Tolérante aux Défauts pour Génératrices Asynchrones Hexaphasées » juillet 2015 [2] Yazidi, A. Pantea, F. Betin, S. Carriere, H. Henao, G.A. Capolino, Six-phase induction machine model for simulation and control purposes, in Proc. 40th Annu. Conf. of the IEEE Industrial Electronics Society (IECON), (2014) [3] M. Taherzadeh, S. Carriere, M. Joorabian, F. Betin, R. Kianinezhad and G.A. Capolino, "Analysis and control of six- phase induction machines in unbalanced operating situation due to phase opening", in Proc. 40th Annu. Conf. of the IEEE Industrial Electronics Society (IECON), pp. 417-423 2014. [4] Moghadasian, A.Sivert, A.Yazidi; F.Betin, G.Capolino “Efficiency optimization on vector controlled six- phase induction motor in healthy and faulted mode” Diagnostics for Electric Machines, Power Electronics and Drives SDEMPED 2013, Valence. [5] A. Sivert, F. Betin , M. Moghadasian, A Yazidi, G. A. Capolino “Position Control of Six-Phase Induction Motor using Fuzzy Logic : Application to Electric Power Steering”, ICEM 2012, Marseille, pp 1053-1059 [6] A. Darkawi, T. Kovaltchouck, “Modelisation, Commande et mise en Oeuvre de 2 ponts triphasés Back to Back avec contrôle des Flux de Puissance et de la tension du bus DC » Revue 3EI, septembre 2015