Chauffage induction, perturbations BF sur réseau

01/01/2003
Publication 3EI 3EI 2003- Journées
OAI : oai:www.see.asso.fr:1044:2003-:4440
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Chauffage induction, perturbations BF sur réseau

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Article_nuns-partie2.doc Page 1/39 Les perturbations basses fréquences générées sur les réseaux alimentant des installations de chauffage par induction Xavier YANG EDF - R et D. 1 avenue du Général de Gaulle 92 CLAMART Jacques NUNS EDF – R et D centre des Renardières 77818 MORET-SUR-LOING Cedex Article_nuns-partie2.doc Page 2/39 Sommaire Sommaire .............................................................................................................................................2 I- Introduction ......................................................................................................................................3 II- Les origines des perturbations conduites basse fréquence (BF)......................................................3 II.1- Les redresseurs ........................................................................................................................3 II.1.1- Perturbation par courants harmoniques (5)...............................................................3 II.1.2- Encoches de commutation...........................................................................................8 II.2- Les gradateurs........................................................................................................................11 II.3- Le gradateur utilisé pour contrôler des installations de chauffage par induction à 50 Hz...................................................................................................................................................14 II.3.1- Gradateur placé en amont des condensateurs (harmonique, flicker, creux de tension).................................................................................................................................14 II.3.2- Gradateur placé en aval des condensateurs (harmonique, flicker et surintensité capacitive) ........................................................................................................16 II.4- Inter-harmoniques – Perturbations conduites Moyennes Fréquences (MF)..........................21 II.5- Les perturbations provoquées par les composants passifs (charges non linéaires) ou amplifiées par les résonances ........................................................................................................24 II.5.1- Charge non linéaire ..................................................................................................24 II.5.2- Résonances dues aux impédances diverses...............................................................24 II.5.3- Analyse d'un cas typique en chauffage par induction...............................................25 II.6- Conclusion concernant l'origine des perturbations conduites BF..........................................27 III- Remèdes aux perturbations conduites basse fréquence ...............................................................30 III.1- Fours à induction : exemple de filtrage anti-harmoniques...................................................30 III.1.1- Description des fours à induction............................................................................30 III.1.2- Description du réseau d'alimentation......................................................................30 III.1.3- Effets observés .........................................................................................................30 III.1.4- Résultats des mesures ..............................................................................................30 III.1.5- Etude de la propagation des harmoniques pour la compensation d'énergie réactive.................................................................................................................................31 III.1.6- Calcul des filtres......................................................................................................33 III.1.7- Conclusion ...............................................................................................................35 III.2- Filtres actifs..........................................................................................................................35 III.3- La compensation série de puissance réactive – Cas du pont de Steinmetz..........................36 III.4- Le redresseur dévolteur à MLI.............................................................................................37 III.6- Exemple de calcul de la fréquence de résonance .................................................................38 Article_nuns-partie2.doc Page 3/39 I- Introduction Les installations de chauffage par induction sont sources de perturbations diverses, qui se manifestent sur les réseaux électriques qui les alimentent (perturbations conduites basses fréquences). Ces perturbations sont spécifiques selon le type des installations de chauffage à induction. Ainsi, il faut différencier : - les installations induction à 50 Hz, - les installations utilisant des convertisseurs de fréquence. Elles comprennent : - les harmoniques provoqués par des convertisseurs connectés au réseau (redresseur et gradateur) ; - les flickers et creux de tension provoqués par le gradateur commandé en trains d’ondes ; - les encoches de commutation générées par les redresseurs commandés ou non commandés ; - les harmoniques dont l’origine est un composant passif et non linéaire (un inducteur chauffant une pièce en état de saturation magnétique bi-periodique) ; - les perturbations amenées par les résonances entre le réseau et les charges capacitives (condensateurs de compensation de puissance réactive) ; - les interharmoniques : engendrés vers le réseau par l’onduleur de moyenne fréquence, dont la fréquence est fonction de celle de l’onduleur. Les solutions envisageables pour réduire ou éviter ces perturbations sont de deux ordres : - installations existantes : utilisation de filtres passifs ou actifs ; inductances commutables (encoches de commutation). - nouvelles installations : utilisation de montages non perturbateurs : - redresseurs – gradateurs MLI - compensation série de la puissance réactive (Pont de STEINMETZ) II- Les origines des perturbations conduites basse fréquence (BF) II.1- Les redresseurs Le phénomène est bien connu, les courants harmoniques provoqués par le fonctionnement de redresseurs constituent une partie principale des perturbations basses fréquences sur le réseau de basse tension (BT). II.1.1- Perturbation par courants harmoniques (5) Les redresseurs symétriques ou asymétriques, diphasés, hexaphasés ou dodécaphasés génèrent tous les harmoniques dits caractéristiques, de rang K.p ± 1 où K = 1, 2, 3, 4, … et p est le nombre de phases du redresseur, ou l’indice de pulsation de la tension de sortie. Ainsi les harmoniques de rangs les plus bas sont respectivement : - diphasé : p = 2 H3, H5, H7, H9… - hexaphasé : p = 6 H5, H7, H11, H13… - dodécaphasé : p = 12 H11, H13, H23, H25… Article_nuns-partie2.doc Page 4/39 Hypothèses et symboles utilisées Afin d’effectuer une étude générale et comparative des redresseurs de différents types et des harmoniques qu’ils génèrent, il est nécessaire d’adopter des hypothèses communes correspondant, avec une approximation suffisante, à la majorité des redresseurs réels. On suppose que : - la sortie du redresseur étudié est raccordée à une inductance L de forte valeur, de telle façon que l’ensemble charge-inductance réalise une source de courant continu parfaite d’amplitude Id (fig. 1), - le redresseur est alimenté par un réseau triphasé symétrique et sinusoïdal, - le redresseur ne consomme aucune puissance active (puissance d’entrée = puissance de sortie), Figure 1 – Hypothèses. - les sources de courant présentent une impédance interne infinie, - les sources de tension présentent une impédance interne négligeable. Symboles utilisés Id : courant redressé P : indice de pulsation de la tension redressée Ud : tension redressée en valeur moyenne α : angle d’amorçage θ : largeur de conduction du courant alternatif dans une demi-période h : rang de l’harmonique Ih : amplitude de l’harmonique de courant de rang h i (ωt) : courant alternatif à l’entrée d’un redresseur I1 : amplitude fondamentale de i (ωt) I1N : I1 pour α = 0 (cas d’un redresseur à diodes) "Ud" : tension redressée en valeur moyenne réduite = maxiUmoy Umoy D : puissance déformante Tdh : taux d'harmonique I1 ...In²I4²I3²I2²Tdh(n) +++= Tdh' : taux d'harmonique par rapport à I1N' Tdh' = Tdh . I1 / I1N P : puissance instantanée d'un redresseur PN : puissance nominale d'un redresseur. Différents montages de redresseurs étudiés Les convertisseurs de fréquence sont dans la majorité des cas alimentés en triphasé pour les puissances moyennes <1 MW et parfois en dodécaphasé pour les puissance ≥ à 1 MW. Nous avons choisi six montages de redresseurs et étudié les courants harmoniques générés par ces redresseurs sur le réseau. Ces montages sont représentés à la figure 2 Dans un premier temps, les formes d'ondes du courant alternatif à l'entrée de ces redresseurs sont tracées sur la figure 3 en fonction de l'angle de commande, afin de montrer une image claire des courants absorbés par une installation de chauffage par induction (avec des hypothèses mentionnées précédemment). De cette manière, un premier choix peut être fait avant qu'une installation soit construite. Article_nuns-partie2.doc Page 5/39 Figure 2 – Les montages de redresseurs "3D3T" : (H) Pont mixte dont les trois interrupteurs en haut sont thyristors "3D3T" : (B) Pont mixte dont les trois interrupteurs en bas sont thyristors Figure 3 – Formes de courants d'entrée dans différents redresseurs Comparaison des montages redresseurs Article_nuns-partie2.doc Page 6/39 Par la suite, à l’aide d’un programme, ont été calculés les niveaux et les taux de courants harmoniques générés par les montages étudiés. Les schémas de la figure 4 présentent les variations de la valeur réduite des courants harmoniques en fonction de la tension réduite 1-"Ud" à la sortie de redresseur, dont le cas (a) ; par rapport au courant alternatif fondamental instantané, et le cas (b) : par rapport au courant nominal de redresseur. Pour mieux connaître les comportements d’harmoniques de ces redresseurs, il est impératif de comparer le taux de distorsion (la distorsion totale d’harmoniques) des différents montages à la même valeur de la tension 1-"Ud". La figure 5 présente pour chaque montage l’évolution du taux de distorsion Tdh en fonction de la tension redressée en valeur moyenne réduite 1- "Ud", ou bien de la puissance réduite du redresseur P/PN x 100 %. Les schémas de la figure 6 montrent l’évolution du taux de distorsion Tdh' par rapport au courant nominal, ceci implique les contenus d’harmoniques injectés sur le réseau par les différents montages sous une même puissance continue. Article_nuns-partie2.doc Page 7/39 Figure 4 – Comparaison des ponts redresseurs. Les harmoniques Ih en valeurs réduites (a) par rapport à I1’ (b) par rapport à I1n’ en fonction de 1-« Ud ». Figure 5 – Comparaison des taux d’harmoniques Tdh. Article_nuns-partie2.doc Page 8/39 Figure 6 – Comparaison des taux d’harmonique Tdh’ Comparaison des montages redresseurs Le redresseur "12T" dodécaphasé est le montage qui produit le moins de courants harmoniques, en particulier moins que le redresseur "6T". Parmi les hexaphasés, les montages "3D 3T", "6T DPN" (les redresseurs non réversibles) engendrent plus de courants harmoniques sur le réseau en permettant d'échanger la même puissance qu'un point à six thyristors. Montage "3D 3T", pont mixte, génère des harmoniques de rangs pairs dont le rang 2 est le plus gênant car il est très difficile à filtrer, toutefois, les rangs 4 et 8 peuvent souvent tomber sur, ou approcher les fréquences d'antirésonances lorsqu'il existe des filtres de rang 5 et de rang 11, ce phénomène est présenté ci-après. Le montage "6D 6T" présente une faible puissance réactive et produit moins d'harmoniques que le redresseur "6T" (hexaphasé). Le montage "6T DRL" : Lorsque l'angle d'amorçage des thyristors est supérieur à π/3, la diode devient conductrice dès que la tension Ud devient nulle, l'échange d'énergie entre les côtés alternatif et continu est alors interrompue. La forme du courant alternatif absorbé par le montage n'est plus un uni-créneau dans chaque demi-période, mais il se sépare en deux créneaux. En conséquence, les harmoniques de rang 5 et de rang 7 augmentent. Le montage "6T DPN" : Lorsque l'angle d'amorçage des thyristors est supérieur à α = π/6, le courant alternatif circule par instants entre une phase et le point neutre, et la largeur de créneau du courant alternatif est inférieur à 2π/3. A partir de α = π/2, par instant, l'échange d'énergie entre les côtés alternatif et continu cesse car les deux diodes conduisent. Bien que ce montage génère des harmoniques de rang 3 et multiples de 3, le taux d'harmoniques est légèrement inférieur à celui du montage "6T DRL" pour 1 – " Ud" >0,7 (fig. 6). II.1.2- Encoches de commutation Les encoches de commutation sont des creux de tension plus ou moins brefs provoqués par les commutations des thyristors ou des diodes des ponts redresseurs (commandés ou non). En effet, aux commutations, ils existent toujours une conduction simultanée de deux interrupteurs Article_nuns-partie2.doc Page 9/39 voisins. Ce qui provoque des courts-circuits entre phases, dont la durée est définie par l'impédance du réseau. Dans le cas d'un pont redresseur à thyristors, la durée des encoches de commutation est fonction à la fois de l'impédance du réseau et de l'angle de commande des thyristors. Il y a par période autant d'encoches de commutation que d'interrupteurs du pont redresseur. Dans certains cas, les encoches de commutation excitent en résonance des circuits L C composés d'inductances et de capacités de ligne, de snubbers, de transformateur ou d'autre équipement sur le réseau. Par exemple, à la figure 7 suivante sont présentées les encoches de commutation provoquées par un redresseur de forte puissance sur la tension du réseau BT d'une usine, et leur répercussion sur le réseau MT alimentant cette usine. En particulier, ces oscillogrammes mettent en évidence une fréquence de résonance à environ 3850 Hz provoquée par les encoches de commutation sur la tension du réseau MT. Cette fréquence de résonance dans le cas présent, engendrait une certaine pollution électromagnétique. Pour certaines installations sensibles, les suroscillations de tension provoquées par les encoches de commutation et des circuits L C non amortis peuvent être destructives. Figure 7 – Encoches de commutation BT et leur répercussion sur le réseau MT. Etude du signal représentant la tension à l'entrée d'un redresseur Dans cette partie, nous examinons le spectre de tension à l'entrée d'un redresseur. Cette tension est l'association d'une sinusoïde et d'impulsions de tension dont l'amplitude et la phase sont fonction de la commande du redresseur. Un exemple typique de ce signal dans le domaine temporel est représenté sur la figure 8. La largeur des impulsions ∆t est à peu près de 100 µs. Article_nuns-partie2.doc Page 10/39 Figure 8 – Tension entre phases aux entrées d'un redresseur La durée ∆t est fonction des paramètres du système (commande, inductance de réseau). L'amplitude d'une encoche est définie par deux tensions entre phases à l'entrée du redresseur, elle est donc fonction de la commande de redresseur, c’est-à-dire de l'angle de phase. Les impulsions de tension sont représentées sur la figure 9 ainsi que leur spectre, dans l'hypothèse où les fronts de ces impulsions sont parfaitement raides. Les fréquences de coupures qui séparent sur le spectre des zones différentes sont déterminées : fcn = 1/∆tn où n = 1, 2, 3, … fc1 = 1/∆t est la fréquence critique. Pour le signal sur la figure 9 : fc1 = 10 kHz. Le spectre tracé dans le plan de Bode est représenté sur la figure 10. Il comprend des raies très riches. Cela revient à dire que les encoches de commutation sont les sources de tension perturbatrices de large bande. Analyse sur un cas industriel La tension entre phases à l'entrée d'un redresseur à thyristors est représentée sur la figure 11 (a). Le redresseur contrôlé en angle de phase fonctionne à une puissance de 50 kW, sous 220 V/50 Hz triphasé. La largeur des encoches de tension dans ce cas, atteint 80 µs. A l'aide d'un système d'acquisitions de donnée, cette tension est transférée par FFT. Le spectre correspondant est donc représenté sur la figure 11 (b). La première fréquence critique est : f1 = 12,5 kHz. Ceci implique que les perturbations dont les fréquences inférieures à 12,5 kHz sont très importantes. En particulier, les amplitudes des fréquences au-dessous de 5 kHz sont supérieures à 130dB µv, soit supérieures à 3,16 V (un pour cent de la tension fondamentale). Article_nuns-partie2.doc Page 11/39 Figure 9 – Les impulsions de tension et leur spectre Figure 10 – Signal des impulsions dans le plan de Bode Figure 11 – Tension entre phases mesurées sur un générateur de 150 kW et de 1 ≈8 kHz (fonctionnant à 50 kW) et son spectre. II.2- Les gradateurs L'introduction de gradateurs dans les alimentations de moyenne et forte puissance est actuellement un phénomène grandissant dans le chauffage par induction. Ceci est lié, entre autres, aux qualités propres de ces matériels, dont la souplesse s'adapte bien aux exigences de la régulation de puissance, et aussi aux besoins du chauffage par induction à 50 Hz. Or, les gradateurs sont à l'origine de perturbations sur le réseau ; de plus, ils peuvent être sensibles aux défauts du réseau. Article_nuns-partie2.doc Page 12/39 Les études concernant spécifiquement les gradateurs de différents montages sont déjà effectués. En se basant sur ces études faites, les différents montages de gradateurs couramment utilisés seront présentés et comparés au point de vue des perturbations qu'ils produisent. En réalité, les gradateurs sont pour le réseau plus polluants que les redresseurs, car ils injectent directement des courants harmoniques vers l'alimentation alternative sans passer par un transformateur. Certains gradateurs non symétriques génèrent également des harmoniques des rangs pairs. Les phénomènes de flicker et de creux de tension en chauffage par induction sont totalement reliés aux gradateurs commandés en trains d'ondes, ce qui entraîne des problèmes difficiles à résoudre lorsqu"il s'agit d'installer des filtres passifs. Afin de comparer les différents montages, il est nécessaire d'introduire la notion de puissance déformante D calculée au niveau des alimentations réseau, afin d'exprimer la production de courants harmoniques. Définition de la puissance déformante sur la phase j : D = [Σ Vj²(Ij² - Ij1²)]1/2 où Vj = tension de phase j Ij = courant de phase j Ij1 = fondamental de Ij Il existe plusieurs types de gradateurs. Nous présentons ci-après les plus utilisés (fig. 12). Figure 12 – Les gradateurs triphasés Commande en angle de phase Gradateur triphasé à point neutre (a) : équipé de six thyristors, ce gradateur délivre une tension similaire à celle d'un gradateur monophasé. En fait, il est composé de trois gradateurs monophasés. L'onde du courant de chaque phase contient tous les harmoniques impairs, y compris les multiples de trois. De plus, c'est ce gradateur qui présente, parmi tous les gradateurs triphasés, symétriques, la plus forte puissance déformante. Gradateur triphasé étoile sans neutre (b) : similaire au précédent, mais sans liaison du point commun de la charge au neutre du réseau. Ce gradateur ne présente donc pas de composante homopolaire, et les courants par phase ne contiennent que des harmoniques impairs non multiples de trois. Gradateur triphasé mixte (c) : équipé de trois thyristors et de trois diodes, ce gradateur délivre une tension charge non symétrique. Le courant de chaque phase du réseau a une valeur moyenne nulle, mais contient tous les harmoniques pairs et impairs non multiples de trois. Gradateur triphasé triangle (d) : le montage en triangle de trois gradateurs monophasés (six thyristors) est celui que présente le moins de puissance déformante. Bien que les courants charge contiennent des harmoniques de Article_nuns-partie2.doc Page 13/39 rangs trois et multiples de trois, ces harmoniques ne se retrouvent pas sur les courants phases réseau. Par conséquent, si la présence d'harmoniques trois et multiples est un critère important pour la charge, ce montage est moins performant que le montage (b). Gradateur "Maître – Esclave" (e) : C'est le montage gradateur le plus utilisé dans l'industrie, car le plus économique à l'investissement. Equipé de seulement quatre thyristors, ce gradateur peut être commandé en angle de phase et en trains d'ondes. Présences d'harmoniques de rangs impairs, y compris les harmoniques 3 et multiples de 3. Déséquilibrage réseau : les tension-courant et puissance de chaque phase du réseau ne sont pas équilibrées dès que l'angle α est différent de 0 degré. A partir de α = 150°, les interrupteurs 3 et 4 s'éteignent, et la charge est raccordée seulement sur deux phases. En résumé, la figure 13 montre l'évolution de la puissance déformante présentée par chaque type de gradateur alimentant une charge résistive, en fonction de la tension délivrée à la charge. Figure 13 – Puissance déformante en fonction de la tension délivrée. Commandés en trains d'ondes C'est la meilleure application des gradateurs afin d'éviter le phénomène de courant harmonique sur le réseau. Parmi ces montages, (c) et (e) sont dans ce cas les meilleurs, car très économiques. Gradateurs alimentant des charges inductives Les convertisseurs de fréquence à triode utilisent un système de gradateurs placé avant le primaire du transformateur élévateur de tension. L'ensemble transformateur – redresseur – onduleur à triode est équivalent à une charge peu inductive pour les gradateurs. Par contre, les gradateurs utilisés directement pour alimenter des systèmes de chauffage par induction à 50 Hz, voient des charges très inductives (fig. 16). On définit un angle de déphasage de la charge : ϕ = arctg (ω LC/RC) où LC et RC sont l'inductance et la résistance de charge. Bien que la tension aux bornes de la charge inductive contienne plus d'harmoniques qu'une charge résistive [5], les courants harmoniques sont réduits par la charge inductive. De plus, la puissance déformante, dans ce cas, est d'autant plus faible que l'angle ϕ de la charge augmente. Les puissances déformantes des deux montages de gradateurs à thyristors sont présentées aux figures 14 et 15 en fonction de l'angle ϕ de la charge. Article_nuns-partie2.doc Page 14/39 Figure 14 – Gradateur triphasé couplé en étoile Figure 15 – Gradateur triphasé couplé en triangle Même si le pourcentage d'harmoniques en courant est très réduit en présence d'une charge inductive, la puissance réactive présentée par le gradateur et par la charge augmente sur les installations de puissance, cela n'est pas acceptable. II.3- Le gradateur utilisé pour contrôler des installations de chauffage par induction à 50 Hz Certaines installations de chauffage par induction sont alimentées à la fréquence du réseau, et sont contrôlées en puissance par des gradateurs. Les charges sont alors résistives et inductives (L.R.), ce qui ne pose pas de problème pour les gradateurs. Lorsque la commande des gradateurs se fait par retard à la fermeture des thyristors à chaque demi-alternance (angle de phase), le facteur de puissance au réseau se détériore en fonction de l'angle de retard α. Dans la plupart des cas, la charge LC RC équivalente à l'inducteur présente un mauvais facteur de puissance qu'il faut compenser avec des condensateurs CC (fig. 16) où : ²²² ωCC C C LR LC + = , et ϕ = arctg (ω LC/RC) > 45°. La charge vue du réseau est alors purement résistive, et il est possible d'utiliser les gradateurs de différentes façons, dont deux sont adoptées dans l'industrie du chauffage par induction. II.3.1- Gradateur placé en amont des condensateurs (harmonique, flicker, creux de tension) Dans ce cas, les condensateurs CC et l'inducteur forment un circuit résonant parallèle CC - LC - RC . Article_nuns-partie2.doc Page 15/39 Généralement un réseau industriel se comporte toujours comme une source de tension au moins pour les basses fréquences, et l'ensemble charge et condensateurs de compensation CC présente une impédance capacitive pour des fréquences supérieures à celle fondamentale du système. Comme l et r sont de faibles valeurs, l'ensemble E, l et r se comporte à 50 Hz comme une source de tension qui alimente le circuit oscillant parallèle CC - LC - RC par l'intermédiaire d'un interrupteur commandé (gradateur). (fig. 16) Par conséquent, les thyristors jouent un rôle de liaison entre deux sources de tension équivalentes (fig. 17). Cela en résulte indiscutablement de fortes surintensités du courant à la fermeture de T1 et T2, car la fréquence de résonance série du système est bien supérieure à 50 Hz. Fr ≅ 1/2 π CCl si l << LC Quelle que soit la commande appliquée aux thyristors, ce montage provoque toujours des ennuis au réseau ainsi qu'aux thyristors. Pour une commande en trains d'ondes, le courant de chargement du condensateur, ou autrement dit le courant en régime transitoire, est très important ; il est donc responsable des creux de tensions du réseau et des surintensités aux thyristors. La figure 18 présente les tension et courant mesurés sur un système de chauffage par induction (130 kW, 220 V, monophasé) alimenté en tension réduite, dont la structure électrique est comme celle de la figure 16. L'amplitude du pic de courant à l'enclenchement atteint 1000 A, soit 9 fois plus que celle du fondamental. En plus, l'amplitude des creux de tension est de 85 % par rapport à la valeur fondamentale instantanée (la recommandation EDF est < 5 %), et de 28 % de surtension. Dans l'hypothèse où la commande des thyristors est à angle de phase, le courant de ligne est composé de pics de durée brève, dont la valeur crête peut atteindre aussi plusieurs fois le courant nominal des thyristors (voir fig. 19). Dans le domaine fréquentiel, ce courant comprend tous les harmoniques des rangs impairs. Bien que ce genre de système détériore la qualité du réseau d'alimentation et impose aux thyristors des contraintes difficiles, il est toujours en commercialisation ! Figure 16 – Gradateur placé en amont de CC Article_nuns-partie2.doc Page 16/39 Figure 17 – Schéma équivalent à la commutation Figure 18 – Tension et courant à l'entrée du gradateur commandé en trains d'ondes Figure 19 – Courant d'entrée et son spectre II.3.2- Gradateur placé en aval des condensateurs (harmonique, flicker et surintensité capacitive) Sur certains systèmes, afin d'éviter les surcourants décrits précédemment, les condensateurs de compensation de puissance réactive sont placés en amont des gradateurs (fig. 20). Les condensateurs sont alimentés en permanence. Le gradateur peut être commandé de deux façons : Article_nuns-partie2.doc Page 17/39 - en trains d'ondes, - en angle de phase. Commande en angle de phase Le montage décrit à la figure 20 est tout à fait compatible avec une commande en angle de phase du gradateur, car il est placé entre une source de tension (condensateur CC) et une source de courant (charge). Par contre, ce montage est source de courants harmoniques importants de rangs bas (fig. 21). Figure 20 – Gradateur placé en aval des condensateurs CC Figure 21 – Anti-résonance entre CC et le réseau Les condensateurs CC et l'inductance de ligne l forme un circuit antirésonant faiblement amorti, à la fréquence fa supérieure à 50 Hz, qui peut être excité par les courants harmoniques générés par le gradateur, ou bien par les tensions harmoniques venant sur le point de livraison du réseau d'alimentation. De plus, si la charge est non linéaire, cette résonance peut amplifier les perturbations provoquées par cette charge. Les relevés des courants du réseau et de la charge d'une installation (220 V, 130 kW), montrent le phénomène d'antirésonance (fig. 22), lorsque le gradateur est contrôlé en angle de phase. NB : Un condensateur placé en amont d'une source de courants harmoniques est naturellement un filtre qui court-circuite les courants harmoniques de rangs les plus élevés. Cependant, l'antirésonance amplifie certains rangs harmoniques. Dans ce cas, l'harmonique H5 est augmenté de 32 % dans la charge, et de 38 % dans le courant i(t) par rapport au fondamental. Article_nuns-partie2.doc Page 18/39 a) Courant i et son spectre b) Courant iL et son spectre Figure 22 – Courants du réseau et de la charge, et leurs spectres (voir figure 20) Commande en trains d'ondes Lorsque T1 et T2 sont fermés, l'ensemble CC - LC - RC se comporte comme une charge purement résistive, car le condensateur est calibré pour compenser la puissance réactive de la charge RC LC Inconvénients de la commande en trains d'ondes : Ils sont de deux ordres : a) Existence d'une surintensité capacitive ICO lorsque T1 et T2 sont ouverts. Cela signifie que le transformateur en amont de C doit être surdimentionné pour supporter le courant iC pendant l'ouverture de T1 et T2. Ce surcourant capacitif a une valeur d'autant plus importante que le rapport ω LC/RC est grand : ICO ≅ IN . (ω LC/RC) Où : IN est l'amplitude du courant i quand T1 et T2 sont fermés. En chauffage par induction, ω LC/RC > 1. A partir de ω LC/RC > 1, Igradateur "off" > Igradateur "on" . Le phénomène de la surintensité capacitive est représenté par le diagramme vectoriel sur la figure 24. b) Le phénomène de flickers dans ce cas est plus important que celui dans le cas 1) précédent, à cause des courants capacitifs. Cela est confirmé par les mesures d'une installation industrielle (130 kW, 50 Hz, mono). Les allures du courant et de la tension du réseau sont représentées sur la figure 25 pour le cas où les condensateurs sont branchés en amont du gradateur. Etant alimentée par une source de tension réduite (110 V), l'ensemble du système fonctionne à 28 kW lorsque le gradateur est en état "on". Malheureusement, la variation de tension ∆u de flicker atteint 5,1 % de la tension nominale. Article_nuns-partie2.doc Page 19/39 Figure 23 – Surintensité capacitive. Figure 24 – Diagramme vectoriel de deux modes de fonctionnement II.3.3- Gradateur placé en aval des condensateurs (harmonique, flicker et surintensité capacitive) Les deux montages sont du type parallèle, et ont des compensations parallèles de l'énergie réactive. Réciproquement, ils provoquent également des problèmes dus aux perturbations existantes au point de raccordement sur le réseau. La tension fournie n'est pas toujours parfaitement sinusoïdale, et les causes de ces déformations sont nombreuses : Non linéarité des transformateurs, Article_nuns-partie2.doc Page 20/39 Présence de sources de courants harmoniques (électronique de puissance), Machines tournantes de fortes puissances. Ces pollutions par présence de tensions harmoniques sur le réseau (même à faible taux) peuvent dans certains cas être amplifiées par le circuit résonnant. Ainsi, à la fréquence de résonance fa , une faible tension harmonique eh peut générer une forte valeur de courant harmonique sur le réseau (fig. 26). Figure 25 – Mesures de tension et courant du réseau Figure 26 – Résonance série L'impédance équivalente de la figure 26 est définie par : Les courbes calculées en fonction de la fréquence (fig. 27) montrent les modules de l'impédance eZ pour une installation de 200kW, 380 V et ω LC/RC = 1,256. Pour l = 80 µH, la fréquence fa est égale à 240 Hz, qui est proche de celle de l'harmonique H5. Article_nuns-partie2.doc Page 21/39 Il est constaté qu'autour de la fréquence fa ,  eZ  est très faible. (fig. 27) En pratique, une ligne présente toujours une inductance, même très faible, qui s'ajoute à l'inductance de fuite du transformateur. Donc l ≠ 0 et un courant harmonique peut être généré par la tension harmonique eh dont la fréquence est proche de fa. Le courant harmonique ih est d'autant plus fort que la résistance de ligne r est faible (forte puissance de court-circuit) et que la fréquence de eh est proche de fa. Ce phénomène déjà observé dans le cas du pont de STEINMETZ est confirmé par les mesures. Figure 27 – Impédance en fonction de fréquence II.4- Inter-harmoniques – Perturbations conduites Moyennes Fréquences (MF) Tous les convertisseurs de fréquence sont composés d'un pont redresseur suivi d'un filtre situé sur la partie "courant continu". Lorsque ce filtre est insuffisant, surtout lorsque la fréquence de l'onduleur est basse (MF ≤ 1000 Hz), on peut observer sur les phases du réseau des courants dont le spectre comporte plusieurs fréquences dues au fonctionnement de l'onduleur. Il peut en résulter des tensions harmoniques à ces fréquences. En effet, la fréquence observée sur l'étage continu et provenant de l'onduleur se combine aux harmoniques caractéristiques du courant et donne sur le réseau alternatif la famille de fréquence : f = 2k . fond ± (p.k' ± 1)50 (avec k et k' entiers) pour un onduleur en pont complet, ou f = k . fond ± (p.k' ± 1)50 (avec k et k' entiers) pour un onduleur type simplifié. Où fond est la fréquence de l'onduleur ; p est l'indice de pulsation de redresseur. Les amplitudes de ces fréquences dépendront du taux d'ondulation du courant continu. Si M est la valeur de ce taux d'ondulation sur le continu, les amplitudes de ces courants ramenés au courant fondamental à 50 Hz (exprimés en pour cent, et le cas d'un redresseur hexaphasé en amont) sont : 1)(6k'4 M.100(%) I I 1 ± = avec d ond I crête)-(crêteI M = Dans la pratique, les deux courants ayant les amplitudes les plus élevées ont pour fréquence : f = 2 . fond ± 50 (ou f = fond ± 50 pour un onduleur type simplifié). et peuvent prendre une amplitude maximale égale à 25 % de M. Article_nuns-partie2.doc Page 22/39 Ces courants peuvent donc avoir des amplitudes importantes. Il peut en résulter des tensions harmoniques élevées à ces fréquences. La figure 28 donne l'allure temporelle et le spectre du courant d'entrée d'un générateur de fréquence muni un onduleur simplifié (fond = 475 Hz). Les figures 29 et 30 montrent des oscillogrammes relevés sur un générateur simplifié raccordé sur le réseau 380 V à une puissance de 84 kW et une fréquence voisine de 475 Hz. Figure 28 – Courant de phase perturbé et sa FFT Ce générateur est équipé d'une inductance de lissage de 2mH derrière un pont redresseur à diodes. Les oscillogrammes du courant réseau mettent en évidence des courants harmoniques à la fréquence de fonctionnement du générateur (≈ 475 Hz ± 50 Hz) de l'ordre de 26 % du fondamental. Ces courants harmoniques MF engendrent sur le réseau des tensions harmoniques supérieures à 5 % de la tension fondamentale. Dans certains cas d'excitation de circuits antirésonants, les surtensions harmoniques peuvent détruire certains composants électroniques de puissance (diodes – thyristors). D'autre part, lorsque des condensateurs de compensation d'énergie réactive (C) sont installés à proximité, il risque d'exciter le circuit résonant entre le condensateur C et l'inductance de ligne (l2) et de transformateur (ls) (voir fig. 31). Dans ce cas, une charge Rp raccordée sur le même réseau sera perturbée par la tension interharmonique provoquée. Les relevés sur la figure 32 donnent les allures et les spectres de la tension U mesurée dans une salle de mesure (charge Rp) dont l'alimentation est perturbée par le fonctionnement du four à induction de 125 kW et de 630 Hz. La tension harmonique de 630 + 50 Hz a monté de 0,9 % à 2 % due au condensateur de compensation C. Article_nuns-partie2.doc Page 23/39 Figure 29 – Courant d'entrée Figure 30 – Tension d'entrée Figure 31 – Anti-résonance sur le réseau Figure 32 – Tension entre phases en BT en présence d'un générateur de fréquence (fond = 630 Hz) Article_nuns-partie2.doc Page 24/39 II.5- Les perturbations provoquées par les composants passifs (charges non linéaires) ou amplifiées par les résonances Certaines installations du chauffage par induction à 50 Hz ne comprennent que des composants passifs : inducteurs, condensateurs et résistances. Normalement ces systèmes, s'ils sont composés d'éléments linéaires et si la tension d'alimentation est parfaitement sinusoïdale, ne produisent aucun courant harmonique. Mais en réalité, de forts courants harmoniques peuvent se trouver dans ces systèmes. Dans certains cas concrets, les dégâts ont été provoqués ; par exemple, le claquage fréquent de condensateurs de compensation. Ceci est dû aux phénomènes suivants : II.5.1- Charge non linéaire Autres les convertisseurs connectés au réseau, il existe aussi des charges non linéaires en chauffage par induction, par exemple, une cuve de galvanisation. La non linéarité a pour origine le phénomène de saturation magnétique de l'acier de la cuve qui se traduit par une variation de l'impédance globale des fours en fonction du champs magnétique donc du courant iL (fig. 33). Si la charge est alimentée par un réseau propre et puissant, le courant iL sera déformé par cette non linéarité, mais il n'y aura pas beaucoup de distorsion de tension. Dans le cas où un réseau est faible, et ne comporte pas de composants L.C. (réseau non sensible), la distorsion de tension ne pourra dépasser celle du courant iL en pourcentage. Figure 33 – Une cuve de galvanisation II.5.2- Résonances dues aux impédances diverses Le comportement du réseau dû au courant iL sera complètement changé si le réseau est sensible, ou bien s'il est composé de circuits L.C. Ce type de réseau d'alimentation représente un réseau normal avec condensateurs Cc de compensation de l'énergie réactive ou des filtres passifs. Le courant iL peut être amplifié par les résonances. Ceci peut être schématiquement représenté sur la figure 34 (a), l'amplification d'harmonique peut avoir lieu à la liaison entre une charge non linéaire et un réseau sensible. Par dualité, l'amplification d'harmoniques se produira si un réseau pollué alimente une charge linéaire mais sensible (figure 34 (b)). Comme un réseau d'alimentation industriel est souvent inductif, la charge qui présente, pour les harmoniques une impédance capacitive, est dite "sensible". Dans ce cas, il y a toujours des résonances entre le réseau et cette charge. Article_nuns-partie2.doc Page 25/39 Figure 34 – Compatibilité entre un réseau et une charge. Préconisé par les normes ou les recommandations (EDF), un faible taux de tension harmonique sur un réseau est tolérable, car cette tension harmonique ne peut pas provoquer, dans une condition normale, trop de courant harmonique. Cependant, en cas de résonance, un fort courant harmonique peut naître. En pratique, un condensateur, un filtre passif, ou un système chauffant sont des charges sensibles au réseau. II.5.3- Analyse d'un cas typique en chauffage par induction Le système du pont de Steinmetz est couramment utilisé pour équilibrer sur les trois phases d'un réseau une puissance tirée par une charge monophasée (fig. 35). Normalement, s'il est composé d'éléments linéaires et si la tension d'alimentation est parfaitement sinusoïdale, ce système ne produit aucun courant harmonique. Mais, en cas de chauffage de pièces magnétiques, la saturation magnétique de ces pièces provoque une non linéarité des composants Lc et Rc de la charge, donc une diminution de l'impédance de la charge, en fonction de la tension, et le courant IL n'est plus sinusoïdal. L'ensemble inducteur + charge se comporte comme une source de courants harmoniques Ih. D'autre part, l'impédance équivalente (Re et Le) du réseau et le condensateur Cc forment une résonance parallèle alimentée par Ih. L'ensemble du pont de Steinmetz peut alors être simplifié sur la figure 36 ci-après. Si la fréquence de résonance est proche de celle de Ih, ce courant harmonique sera amplifié dans le circuit équivalent Re Le Cc. D'autre part, un pont de Steinmetz peut se comporter en amplificateur d'harmoniques venant de l'alimentation, même s'il n'est composé que d'éléments parfaitement linéaires. Ainsi, s'il existe une légère composante harmonique Eh sur la tension du réseau alimentant le pont, cette tension débite sur un circuit oscillant série équivalent (voir fig. 37). Si la fréquence oscillante est proche de celle de Eh, c'est le cas où une source de tension Eh est court-circuitée par une faible impédance. En résumé, on peut dire que sous certaines configurations du réseau, un pont de Steinmetz se comporte en "amplificateur réversible". D'une part, il amplifie l'amplitude de courant harmonique venant de saturation de la charge par un phénomène de résonance parallèle, d'autre part, il transforme la tension harmonique Eh en un fort courant harmonique Ih par le phénomène de résonance série. Article_nuns-partie2.doc Page 26/39 Figure 35 – Pont de Steinmetz classique Figure 36 – Une résonance parallèle Figure 37 – Une résonance série La réversibilité est schématisée à la figure 38. Article_nuns-partie2.doc Page 27/39 Figure 38 – Pont de Steinmetz : "amplificateur réversible" La figure 39 présente un oscillogramme relevé sur une phase des entrées d'un pont de Steinmetz de 250 kW. Il est remarquable que le taux d'harmoniques est supérieur à 60 % du courant fondamental, dont le rang le plus important est h3 (150 Hz). Dans certains cas, ces courants harmoniques sont particulièrement dangereux pour le réseau. Figure 39 – Courant de phase d'un pont de Steinmetz et sa FFT. II.6- Conclusion concernant l'origine des perturbations conduites BF Les convertisseurs de fréquence utilisés en chauffage par induction sont tous équipés d'un pont redresseur (commandé ou non) destiné à alimenter en courant continu ou en tension continué, selon le type du convertisseur, le pont onduleur à travers un système de filtrage. Les perturbations harmoniques générées par les convertisseurs de fréquence sont donc en premier lieu les perturbations typiques des ponts redresseurs, dont les six montages différents ont été étudiés. Ensuite viennent les perturbations provoquées par les encoches de commutations des interrupteurs des ponts redresseurs, qui excitent des circuits résonants parasites (impédances de réseau et celles de snubbers) et provoquent des suroscillations à fréquence élevée (plusieurs kHz) superposées aux creux de tension. Dans de nombreux cas, le système de filtrage intercalé entre le pont redresseur et le pont onduleur n'est pas suffisant, et permet la remontée vers le réseau d'une Article_nuns.partie2doc Page 28/39 composante moyenne fréquence en courant (interharmonique). Selon le type de convertisseur (tension ou courant), ce sous-dimensionnement du filtre conduit aussi à une certaine déformation des courants phases du réseau. Les choix du montage redresseur et du système de filtrage sont donc très importants. Les gradateurs à thyristors qui alimentent certains convertisseurs de fréquence ou certaines installations fonctionnant à 50 Hz sont aussi sources de perturbations harmoniques selon leur mode de commande (angle de phase ou trains d'ondes). L'étude des différents montages de gradateurs permet le choix des montages les moins polluants. L'utilisation de gradateurs sur circuits inductifs compensés par des condensateurs est source de surintensités importantes. Les condensateurs doivent être placés en amont des gradateurs. D'autre part, les gradateurs commandés en trains d'ondes provoquent des phénomènes de flicker, ainsi que les creux de tension. Les installations "induction" à 50 Hz qui n'utilisent pas d'électronique de puissance sont aussi sources de perturbations harmoniques. Les condensateurs de compensation de puissance réactive forment avec des inductances de lignes des réseaux des circuits antirésonants à fréquences basses proches des harmoniques les plus bas (H3 – H5 – H7). Ces installations à 50 Hz se comportent comme des amplificateurs de courants harmoniques, en présence : ou d'un taux même faible de tension harmonique sur le réseau, ou d'une charge non linéaire dans l'inducteur (saturation magnétique du métal). C'est le cas, entre autre, des cuves de galvanisation ou autre charges magnétiques chauffées par induction qui sont alimentées par des ponts de Steinmetz. Article_nuns.partie2doc Page 29/39 Tableau 1 – Allure des courants harmoniques émis par les principales charges sur les réseaux Article_nuns.partie2doc Page 30/39 III- Remèdes aux perturbations conduites basse fréquence III.1- Fours à induction : exemple de filtrage anti-harmoniques III.1.1- Description des fours à induction Deux fours à induction (A et B) de 2,25 MW sont utilisés pour la fabrication de barres en aciers spéciaux de différents diamètres. Les fours à induction sont alimentés par des onduleurs de courant à thyristors (fig. 40) dont la fréquence fondamentale est égale à 550 Hz. Chaque four est alimenté par un transformateur dédié. III.1.2- Description du réseau d'alimentation La figure 41 représente le schéma simplifié du réseau électrique de distribution et du réseau interne de l'usine. III.1.3- Effets observés Une campagne de mesures a été réalisée pour définir la meilleure solution pour compenser la puissance réactive de l'usine. La présence de charges de forte puissance génératrices d'harmoniques a imposé une étude précise du réseau électrique. Les mesures sur un four à induction ont mis en évidence la présence d'une forte distorsion harmonique sur le réseau interne de l'usine, ainsi que la présence d'encoches de commutation. III.1.4- Résultats des mesures Les mesures des courants et des tensions harmoniques ont été réalisées sur le point commun de couplage (Pcc) 20 kv de l'usine et sur une des fours à induction en basse tension. Pendant la campagne de mesures, un seul des fours était en fonctionnement et les condensateurs du réseau de distribution n'étaient pas branchés. Pendant les mesures, le taux de distorsion harmonique était stable. Le tableau 2 présente les résultats. Le taux de distorsion harmonique en tension Tdh sur le réseau 400 V est égal à 5,5 %. Ce niveau est acceptable pour les transformateurs et les différents équipements branchés sur ce réseau. Figure 40 – Schéma simplifié du générateur de fréquence Figure 41 – Schéma simplifié du réseau d'alimentation Tableau 2 – Mesure des perturbations harmoniques Article_nuns.partie2doc Page 31/39 Les courants harmoniques générés par le four A correspondent aux courants harmoniques théoriques générés par un redresseur. Du fait de la puissance importante du convertisseur de fréquence, les tensions harmoniques au secondaire du transformateur d'alimentation du four sont très supérieures aux valeurs préconisées par la norme NF EN 61000-2-4, classe 3 (Tdh = 10 %) et par les constructeurs de transformateurs. Cependant , la puissance nominale du transformateur est 1,25 fois celle du four, ce qui limite les pertes thermiques du transformateur et donc son vieillissement. Le taux de distorsion harmonique au point commun de couplage 20 kv est élevé, mais reste acceptable pour le distributeur d'énergie. D'autre part, la mesure de la tension à l'entrée du redresseur par oscilloscope montrait des encoches de commutation dont l'amplitude atteignait 242 V (fig. 42). Toutefois, la forme d'onde de la tension 20 kv est très peu déformée par ces encoches. Elles n'entraînent pas de permutations sur les autres équipements de l'usine ni sur le réseau de distribution. III.1.5- Etude de la propagation des harmoniques pour la compensation d'énergie réactive L'étude par simulation de l'ensemble du réseau électrique a été menée en fonction des différents paramètres de l'usine et du réseau, notamment en cas de fonctionnement simultané des deux fours. L’influence de la présence des condensateurs sur le réseau 20 kv au poste source du distributeur a été prise en compte. Cette étude a pour objectif de déterminer la solution optimale pour installer une batterie de compensation de 1,2 Mvar sur le réseau interne de l'usine. L'impédance du réseau est représentée sur les figure 43 et 44 avec C = 0, 1, 2 et 3 batteries de condensateurs de 2100 kvar sur le réseau de distribution 20 kv. Suivant le nombre de batteries connectées au réseau 20 kv, on voit apparaître des fréquences de résonance (fr) qui peuvent amplifier les courants harmoniques générés par les fours à induction. Le facteur d'amplification (A) des harmoniques (tableau 3) est plus important sur le réseau 20 kv (C représente le nombre de batteries). Figure 42 – Forme d'onde du courant et de la tension à l'entrée du four A Article_nuns.partie2doc Page 32/39 Figure 43 – Impédances du réseau au point de connexion du four A Figure 44 – Impédances du réseau au point commun de couplage 20 kV Tableau 3 – Facteur d'amplification A des courants harmoniques Ce facteur d'amplification peut être voisin de 2 pour certaines fréquences harmoniques sur le réseau 20 Kv. Le tableau 4 montre les harmoniques de tension calculés par simulation en tenant compte des différentes configurations des condensateurs du poste source avec un ou deux fours à charge nominale. Les valeurs dépassant la norme NF EN 61000-2-4, classe 2 et 3, sont indiqués en caractères gras. Les harmoniques calculés dépassent très nettement les normes, quelle que soit la configuration des batteries de condensateurs du poste source. Quand les deux fours sont en fonctionnement simultané, les tensions harmoniques peuvent être dangereuses pour de nombreux équipements branchés sur le réseau interne de l'usine et sur le réseau de distribution. Des filtres anti-harmoniques sont nécessaires. D'autre part, les simulations ne font pas apparaître de résonance en moyenne fréquence qui pourrait amplifier les encoches de commutation sur le réseau de distribution. La présence de filtres anti-harmoniques permettra d'atténuer encore les perturbations liées aux encoches de commutation. Article_nuns.partie2doc Page 33/39 Tableau 4 – Calcul des tensions harmoniques sur le réseau III.1.6- Calcul des filtres Les résultats de la simulation du réseau montrent la présence d'harmoniques sur tous les rangs, et en particulier sur les rangs 5 et 7. L'étude technico-économique montre que la meilleure solution consiste à rajouter trois filtres passifs sur le réseau 20 kv de l'usine (fig. 45). shunt résonant accordé sur le rang 5 (400 kvar) ; shunt résonant accordé sur le rang 7 (200 kvar) ; valeur des filtres amortis d'ordre 2 accordés entre les rangs 11 et 13 (580 Hz, 600 kvar). Article_nuns.partie2doc Page 34/39 La puissance du filtre amorti est plus importante que celle des shunts résonants, car il doit filtrer les courants harmoniques des rangs 11 et 13, mais aussi des rangs plus élevés. La résistance parallèle du filtre amorti est égale à 250 Ω pour limiter la propagation des perturbations harmoniques aux fréquences supérieures. L'impédance du réseau au point commun de couplage est représentée figure 46 avec et sans filtre avec trois batteries de condensateurs de 2100 kvar connectées au poste source. Ces courbes mettent en évidence le rôle des filtres, et montrent les anti-résonances entre les filtres et le réseau. Ces filtres ont pour effet secondaire d'amplifier légèrement les harmoniques de rang 3, mais les courants harmoniques générés à cette fréquence sont faibles. D'autre part, le filtre amorti permet de réduire de façon importante l'impédance du réseau pour les fréquences supérieures à 550 Hz, et évite ainsi l'éventuelle propagation de fréquences inter- harmoniques ou d'encoches de commutation. Le tableau 5 présente les taux de distorsion harmonique en tension sur le réseau calculés en fonction du nombre de batteries de condensateurs C pendant le fonctionnement simultané des deux fours à puissance nominale. Le tableau 6 indique les tensions harmoniques quand toutes les batteries de condensateurs sont connectées (C=3), avec les deux fours en fonctionnement. Les harmoniques de tension sont inférieurs aux valeurs préconisées par les normes. Les harmoniques aux bornes des fours (Point (a)) sont encore élevés mais ne risquent pas d'entraîner de dommages sur les transformateurs. Quand C = 3, les fréquences d'accord des filtres vues du poste source diminuent, et les fréquences d'antirésonance se rapprochent des rangs 5 et 7, mais les niveaux restent acceptables. Figure 45 – Implantation des filtres passifs anti-harmoniques Figure 46 – Impédance au point commun de couplage Tableau 5 – Taux de distorsion harmonique avec les filtres anti-harmoniques Tableau 6 – Harmoniques de tension avec les filtres anti-harmoniques (C=3) Article_nuns.partie2doc Page 35/39 III.1.7- Conclusion L'installation des filtres harmoniques sur le réseau 20 kv de l'usine a permis à la fois de compenser la puissance réactive de l'ensemble de l'usine et d'utiliser simultanément les deux fours à induction à puissance nominale. Ces filtres ont permis de protéger l'ensemble des réseaux électriques interne et externe. III.2- Filtres actifs Le filtre actif est une technique récente, efficace pour réduire les perturbations harmoniques. Il fait appel à des convertisseurs statiques de type onduleur à IGBT. La commande des semi-conducteurs est asservie à la mesure des perturbations harmoniques présentes sur le réseau. Un filtre passif atténue les perturbations harmoniques en modifiant l'impédance du réseau. Un filtre monté en parallèle sur la charge "court-circuite" les courants harmoniques. Un filtre monté en série avec la charge permet "d'isoler" le réseau des tensions harmoniques. Tableau 7 – Perturbations harmoniques après l'installation des filtres Figure 47 – Filtre actif parallèle. Il est constitué d'un onduleur triphasé (fig. 47) à commande par modulation de largeur d'impulsion (MLI). La connexion du neutre au point commun du bus continu permet de compenser les courants harmoniques dans le câble de neutre. Pour les injecteurs d'harmoniques triphasés équilibrés (pont redresseur hexaphasé), il n'est pas nécessaire de brancher le câble de neutre. Tableau 8 – Comparaison des filtres actifs et passifs. Article_nuns.partie2doc Page 36/39 III.3- La compensation série de puissance réactive – Cas du pont de Steinmetz La compensation de puissance réactive est réalisable de deux façons (fig. 48) : en parallèle ou en série. Celle en série se comporte du point de vue harmonique, mieux que l'autre : l'ensemble C'2, L'2, R'2 est inductif pour une fréquence supérieure à la fondamentale. Dans les deux cas, la compensation parfaite est définie par : ωL'2 = 1/(ωC'2), ω C2 = ω L2/(ω²L²2 + R²2). Les mesures illustrées par la figure 48b sont obtenues à partir d'un même réseau de 110 V, 50 Hz, avec : ωL2/R2 = ωL'2/R'2 = 1.7. On peut constater que la compensation en série se comporte mieux vis-à-vis des harmoniques venant du réseau. L'équilibrage en étoile Pour éviter une branche purement capacitive entre deux phases d'alimentation, le pont de Steinmetz peut être changé en une autre structure : l'équilibrage en étoile (fig. 49), la charge est alors considérée comme une résistance pure d'impédance Ze. Différents montages L'application des règles de dualité sur le point d'équilibrage et sur la charge aboutit à quatre montages possibles (fig. 50). A 50 Hz, les 4 montages sont réciproques, cependant en présence de tensions ou de courants harmoniques, ils ne sont plus duaux. Ce sont les trois derniers montages qui se comportent le mieux vis-à-vis des harmoniques ; le montage (D) demeure cependant le meilleur de tous, il constitue une source de courant pour la charge, avec ωL1 = 1/ωC1 = R2/ 3 , et ωL2 = 1/ωC2. Ce montage présente des impédances inductives entre phases pour les harmoniques, les résonances entre les condensateurs et le réseau sont donc évitées. Bien que les harmoniques venant de la charge non linéaire (saturable) circule entre les phases A et B, il n'y a pas de phénomène d'amplification. Il suffit d'installer un filtre sélectif (Cf, Lf, Rf) aux bornes de la charge pour filtrer ces harmoniques (fig 51). Figure 48 Figure 49 Figure 50 Article_nuns.partie2doc Page 37/39 Figure 51 III.4- Le redresseur dévolteur à MLI Le redresseur à Modulation de Largeur d'Impulsions (MLI) (Fig. 52) présente l'avantage de ne pas engendrer de courants harmoniques ni de puissance réactive sur le réseau d'alimentation électrique. Il peut donc remplacer avantageusement les redresseurs à thyristors utilisés en tête des convertisseurs de fréquence. Un petit filtre LC est nécessaire pour "effacer" les courants MLI à l'alimentation du redresseur. Il est d’autant plus petit que la fréquence MLI est élevée. Figure 52 – Redresseur dévolteur à MLI III.5- Atténuation des encoches de commutations d'un redresseur à thyristors : Principe d'utilisation d'inductances commutables. Les commutations de deux thyristors voisins provoquent des courts-circuits brefs entre phases, qui engendrent des creux de tension de durée variable (50 ≤ T ≤ 200 µs) sur le réseau. Ces creux de tension peuvent dans certains cas se propager très loin en amont du réseau, et parfois provoquer des sur-oscillations très peu amorties de la tension de ce réseau. Ces perturbations se manifestent surtout sur des réseaux à faible PCC. Une solution habituelle pour amortir les effets néfastes de ces perturbations est d'insérer des inductances en série avec l'alimentation électrique de l'installation perturbatrice. Cette solution a pour défauts d'augmenter la puissance réactive de l'équipement, et de limiter sa puissance active (chute de tension inductive). Nous proposons l'utilisation d'inductances commutables qui ne sont actives que lors des commutations de thyristors (fig. 53). Le reste du temps, ces inductances sont rendues inactives en fermant le transistor de C.C. de l'enroulement secondaire. Inductance commutable Cette inductance se comporte comme un circuit LR lorsque le transistor est ouvert. Lorsque le transistor est fermé, l'ensemble se comporte comme un transformateur de courant en court circuit, et l’inductance est quasiment éliminée (inductance très faible). Article_nuns.partie2doc Page 38/39 Figure 53 – Inductance commutable III.6- Exemple de calcul de la fréquence de résonance Un réseau industriel alimenté par cinq transformateurs 20/0,4 kV (puissance apparente globale Sn1 = 5 MVA, tension de court-circuit Ucc = 6 %) est composé d'une charge totale de 2 MW (cosϕ = 0,8) et d'une batterie de condensateurs de 800 kvar. Ce réseau est alimenté en 20 kV, à travers une ligne aérienne de 5 km (en matériau Alu-Acier), par un transformateur 90/20 kV (puissance apparente Sn2 = 36 MVA, tension de court-circuit Ucc2 = 17 %) relié à un réseau 90 kV d'une puissance de court-circuit SccR = 1000 MVA). Calcul de la puissance de court- circuit au point A (réseau 400 V, 50 Hz, utilisateur) Réactance XR du réseau 90 kV ramenée au point A RScc U²XR = mΩ0,16 1000.10 (400)² X 6 R == Puissance de court-circuit du transformateur 90/20 kV (Scc) 2 2 2 Ucc Sn Scc = MVA212 0,17 36.10 Scc2 ≅= 6 Réactance X2 du transformateur 90/20 kV ramenée au point A mΩ0,76 212.10 (400)² X 6 2 == Réactance XL de la ligne 20 kV d’une longueur l de 5kππππ ramenée au point A Les caractéristiques constructeurs donnent une inductance linéique (LL) de 1,11mH/km pour des câbles nus en matériau Alu Acier. U U² 1..(50).2.LX 2 2 LL π= 000)(20 (400)² 5..50.2.1,11X 2L π= Cette impédance correspond à une puissance de court-circuit intrinsèque Scc1 ≅ 229 MVA. Puissance de court-circuit interne du transformateur 20/0,4 kV (Scc1 ) MVA83 0,06 5.10 Ucc Sn Scc 1 1 1 ≅= 6 Réactance X1 du transformateur 20/0,4 kV ramenée au point A Article_nuns.partie2doc Page 39/39 Ωm1,93 83.10 (400)² X 61 ≅= Réactance totale XA du réseau au point A XA = XR + X2 + XL + X1 XA ≅ 0,16 + 0,76 + 0,70 + 1,93 ≅ 3,55 mΩ Puissance de court-circuit SccA au point A A 2 A X U Scc = MVA45 3,55 (400) Scc 3-A ≅= . 2 Calcul de la fréquence de résonance (fr) Hz375 0,8 45 50. Q Scc 50.f A r ≅== Cette fréquence de résonance est proche des fréquences harmoniques caractéristiques (rang 7). Le risque d’amplification des harmoniques est donc réel. Calcul du facteur d’amplification F à la fréquence de résonance 3 2 45.0,8 P QScc F A ≅== .