La présente invention concerne la production d'un courant alternatif mono ou polyphasé, par exemple triphasé, et plus particulièrement la conversion de l'énergie mécanique, obtenue par exemple grâce à une éolienne, en énergie électrique.

L'invention concerne ainsi les ensembles électromécaniques comportant un alternateur, notamment de forte puissance, typiquement supérieure ou égale à 1 MW, et un convertisseur, l'alternateur comportant un rotor entraîné en rotation, par une éolienne par exemple, et plus particulièrement les alternateurs synchrones à rotor bobiné. L'entraînement peut également avoir lieu au moyen d'une génératrice marémotrice, hydraulique ou hydrolienne.

Un alternateur comporte de manière connue en soi un enroulement d'inducteur, généralement au rotor, alimenté en courant continu soit par des bagues et balais, soit par une excitatrice, de manière à générer dans un enroulement d'induit, généralement au stator, une tension alternative.

II est connu d'utiliser comme alternateur une machine asynchrone à cage, la machine asynchrone à cage présentant des avantages de simplicité et de robustesse. Toutefois, son fonctionnement à vitesse quasiment fixe peut être au glissement près une source de bruit due à la modification récurrente de l'orientation des pales, ce qui peut engendrer des variations de couple mécanique sur l'arbre. De telles variations de couple peuvent avoir pour conséquence la perturbation du réseau, car le courant débité peut subir des variations importantes. En outre, le maximum de la puissance théorique ne peut pas être exploité pour des vitesses de vent élevées.

Dans le cas où l'on utilise une machine asynchrone à cage connectée au réseau via une interface d'électronique de puissance, le fonctionnement à vitesse variable est possible grâce à un variateur de vitesse. La présence d'un redresseur permet de délivrer une tension continue et un onduleur permet de délivrer une tension alternative de fréquence fixe correspondant à celle du réseau, avec un facteur de puissance unitaire. La puissance nominale de l'alternateur détermine alors la puissance maximale que peut fournir l'éolienne. Cependant, les convertisseurs utilisés sont dimensionnés pour la totalité de la puissance échangée entre l'alternateur et le réseau. Ils représentent donc un coût important, ont des pertes non négligeables, et peuvent entraîner des perturbations qui nuisent au rendement et à la qualité de l'énergie délivrée. L'utilisation de tels convertisseurs, qui sont nécessairement surdimensionnés pour la totalité de la puissance nominale de la génératrice, peut entraîner par exemple jusqu'à 3% de la puissance nominale en pertes.

Le redresseur utilisé peut être un redresseur commandé en modulation de largeur d'impulsions (MLI). Dans ce cas, le transfert de puissance réactive peut être contrôlable, mais le transfert de puissance active reste le même que lorsque l'on utilise un redresseur simple comportant un pont de diodes.

Dans le cas où l'on utilise une machine asynchrone à double alimentation, le stator est relié directement au réseau tandis que l'interface d'électronique de puissance est insérée entre le rotor et le réseau permettant ainsi une plage de variation du glissement et donc de la vitesse de rotation de l'ordre de 30 %. Il s'agit cependant d'une machine à la construction plus complexe et donc plus coûteuse et moins fiable que la machine asynchrone à cage. Le stator de la machine étant directement raccordé au réseau, elle peut également subir de fortes variations de courant lors de perturbations du réseau.

Il est également connu d'utiliser des machines synchrones, notamment comportant des aimants permanents. En particulier, l'usage d'un alternateur à aimants permanents suivi d'une interface d'électronique de puissance pouvant comporter un redresseur suivi d'un onduleur, est connu pour la conversion de l'énergie éolienne. La plage de variation de la vitesse de rotation est typiquement de 30 % à 120 % de la vitesse nominale de rotation. Cependant, de tels alternateurs présentent l'inconvénient d'un coût important, notamment à cause de la présence des aimants permanents ainsi que l'impossibilité de pouvoir désexciter la machine en cas de défaut, par exemple en cas de court circuit ou de survitesse.

Il est également connu d'utiliser des machines synchrones excitée par un bobinage au rotor débitant sur le réseau via une interface d'électronique de puissance pouvant comporter un redresseur suivi d'un onduleur. La plage de variation est du même ordre de grandeur que pour la machine à aimants.

La demande EP 1 187 307 A2 divulgue une machine électrique comportant un rotor à pôles à griffes, débitant sur un convertisseur. Un rotor à pôles à griffes est caractéristique d'une machine électrique de petite taille et de faible puissance.

Le brevet US 5 083 039 A divulgue une machine asynchrone à cage et la régulation joue sur les paramètres i _d et i _q pour contrôler le couple ou la tension.

Le brevet US 6 239 996 Bl concerne une machine destinée à charger des batteries automobiles. Le brevet US 6 437 996 Bl vise à passer en tension continue constante pour diminuer la puissance réactive afin de transporter l'énergie avec le moins de pertes sur plusieurs kilomètres.

Il existe donc un besoin pour disposer d'un ensemble de conversion de l'énergie éolienne ayant un encombrement et un coût de fabrication réduits.

Il existe également un besoin pour bénéficier d'un ensemble permettant d'optimiser le rendement obtenu.

L'invention vise à répondre à tout ou partie des besoins précités.

La présente invention a ainsi pour objet, selon l'un de ses aspects, un ensemble électromécanique fonctionnant à régime variable, notamment à vitesse, à puissance ou à facteur de puissance variable, comportant :

- un alternateur synchrone à rotor bobiné, alimenté en courant continu par une tension Vf, notamment au moyen d'une excitatrice ou d'une excitation directe par bague et collecteur, et délivrant une tension de sortie Us,

- un convertisseur comportant un redresseur pour redresser la tension de sortie Us de l'alternateur, le redresseur pouvant être à modulation de largeur d'impulsions, ou à diodes et éventuellement suivi d'un convertisseur continu/continu,

la tension Vf d'alimentation du rotor bobiné étant asservie à la tension de sortie Us de l'alternateur.

L'ensemble peut comporter un régulateur configuré pour agir sur la tension Vf afin de maintenir la tension de sortie Us de l'alternateur à une valeur préimposée U _{s e} ff r _é f. La tension Vf d'alimentation du rotor bobiné peut être déterminée pour minimiser la différence entre la tension de sortie de l'alternateur Us et la tension de référence U _{s e} ffref-

La tension de référence U _{s e} ff ref peut être choisie de façon à modifier, notamment maximiser, le rendement de l'ensemble électromécanique.

La tension de référence U _{s e} ff _re f est de préférence calculée de façon à minimiser au moins l'une des pertes de la liste suivante : pertes fer, qui sont composées des pertes par courants de Foucault et des pertes par hystérésis, pertes par effet Joule au rotor, pertes par effet Joule au stator, pertes par conduction du convertisseur, pertes par commutation du convertisseur.

L'évolution de la tension Us en fonction de la fréquence est une droite dans le cas d'une régulation à U/f constant. Cette évolution de la tension de sortie Us en fonction de la fréquence peut être dans l'invention autre qu'une droite, U/f n'étant pas constant notamment sur la plage de vitesses de rotation allant de la plus petite vitesse de rotation (par exemple au dessus de 500 tours par minute) à la vitesse nominale (par exemple au- dessus de 1500 tours par minute) où la puissance de l'alternateur tend à croître fortement. Sur cette plage de vitesses (par exemple 500-1500 tours par minute), l'allure de la tension de sortie de l'alternateur en fonction de la fréquence peut être une succession de segments de droite avec une pente qui augmente légèrement d'un segment à l'autre avec la vitesse de rotation.

La courbe donnant l'évolution de la tension de sortie et donc de la consigne de tension en fonction de la fréquence peut présenter deux portions réunies par un décrochement très marqué se raccordant à un plateau où la tension reste constante. Une régulation conventionnelle où U/f est constant jusqu'à U maximal présente aussi un plateau où U reste constant, mais sans décrochement.

Avec une régulation selon l'invention, Us peut être inférieure à la tension typiquement rencontrée dans une régulation à U/f constant, jusqu'à une certaine vitesse de rotation, où la tension devient alors maximale.

L'ensemble électromécanique selon l'invention permet d'apporter les mêmes avantages en termes de rendement qu'un alternateur à aimants permanents, sans les inconvénients liés à la présence de ces aimants permanents. L'ensemble selon l'invention permet en effet d'améliorer le coût de l'ensemble et la facilité de la maintenance. En outre, l'ensemble selon l'invention peut être facilement désexcité, contrairement à un alternateur à aimants permanents.

L'invention permet d'optimiser le rendement de l'alternateur à rotor bobiné et du convertisseur associé et fonctionnant à régime variable en modifiant la tension aux bornes du rotor bobiné. La tension est ainsi contrôlée par l'intermédiaire de l'excitation du rotor.

L'ensemble selon l'invention est moins coûteux à la fabrication. En outre, en cas de défaut, par exemple de défaut du réseau, il est possible d'agir sur la tension d'excitation, ce qui n'est pas possible avec un alternateur à aimants permanents. L'ensemble selon l'invention peut ainsi permettre de remédier à des déficiences du réseau électrique, ce qui peut permettre de répondre à certaines exigences réglementaires.

Le fonctionnement à régime variable permet d'optimiser l'énergie captée par l'éolienne. De préférence, on cherche systématiquement à fonctionner au régime optimal, c'est-à-dire que pour un régime de fonctionnement donné, c'est-à-dire une vitesse du vent donnée, on souhaite que la puissance fournie soit maximale. L'alternateur conforme à l'invention permet de fournir de l'énergie électrique à fréquence variable, qu'il est nécessaire d'adapter à celle du réseau, ce qui est obtenu via le convertisseur de puissance, comprenant le redresseur ainsi qu'un onduleur, connectés par l'intermédiaire d'un bus continu.

A une vitesse de vent trop élevée, la vitesse de rotation de l'éolienne est limitée à une valeur maximale pour préserver son intégrité.

Le rendement global de l'ensemble convertisseur/machine obtenu, comparé à celui d'une machine synchrone à aimants permanents ou à une machine synchrone à rotor bobiné fonctionnant à tension constante, est amélioré.

La tension de référence U _{s e} ff _re f peut dépendre du régime de fonctionnement de l'ensemble. La tension de référence U _{s e} ff _re f peut dépendre de l'un au moins de la vitesse, la puissance, le facteur de puissance, l'état thermique de la machine, lequel peut par exemple être connu au moyen de sondes thermiques.

Par « facteur de puissance », on entend la caractéristique d'un récepteur électrique qui est pour un dipôle électrique, alimenté en régime de courant variable au cours du temps (sinusoïdal ou non), égal à la puissance active consommée par ce dipôle divisée par le produit des valeurs efficaces du courant et de la tension (puissance apparente). Il est toujours compris entre 0 et 1. En particulier, si le courant et la tension sont des fonctions sinusoïdales du temps, le facteur de puissance est égal au cosinus du déphasage entre le courant et la tension. Le facteur de puissance est alors communément appelé « cos φ ».

Pour un régime de fonctionnement donné, c'est-à-dire à une vitesse donnée et à une puissance donnée, les pertes mécaniques sont fixes.

Pour un régime de fonctionnement donné, si la tension est trop élevée, les pertes fer et les pertes par effet Joules au rotor dues à une trop forte excitation deviennent importantes. Au contraire, les pertes par effet Joules au stator restent faibles. En effet, pour une puissance donnée, si la tension est élevée, le courant est faible. A l'inverse, une tension trop faible conduit à des pertes par effet Joule au stator importantes et à des pertes fer au stator et des pertes par effet Joule au rotor faibles. Les pertes du convertisseur sont liées aux courants stator, à la tension machine et à la tension redressée.

On comprend qu'il existe une tension optimale entre les deux régimes de fonctionnement qui permet de minimiser les pertes et de maximiser le rendement de l'ensemble. Cette tension optimale est de préférence choisie comme tension de référence et peut être calculée pour chaque application.

Elle peut être calculée préalablement au fonctionnement de l'ensemble ou être calculée en temps réel. Elle peut être calculée en temps réel au cours du fonctionnement de l'ensemble, ou en variante être précalculée en fonction de l'application. On peut par exemple sélectionner une valeur de la tension de référence U _{s e} ff ref parmi plusieurs valeurs préenregistrées, en fonction de l'application et/ou d'un régime de fonctionnement, notamment d'une vitesse de rotation du rotor. L'ensemble peut par exemple comporter une table préenregistrée de valeurs précalculées de plusieurs tensions de référence U _{s e} ff ref chacune adaptée à un régime de fonctionnement donné. De façon automatique, le passage d'un régime de fonctionnement à l'autre entraîne le changement de la tension de référence.

Dans le cas où l'alternateur comporte une excitatrice, la tension V _r permettant de générer l'excitation nécessaire dans l'excitatrice peut être asservie à la tension de sortie efficace U _{s e} ff fournie par l'alternateur.

En variante, l'excitation du rotor bobiné de l'alternateur peut être directe, par bague et collecteur. Dans le cas d'une alimentation du rotor par un système bague et balais, la tension V _f est directement contrôlée à partir de la tension de référence U _{s e} ff ref préimposée.

L'ensemble peut comporter un régulateur commandant des interrupteurs électroniques du redresseur. La commande du redresseur peut être asservie à la phase, au facteur de puissance de la machine, à l'intensité du courant direct I _D et à l'intensité du courant en quadrature I _Q , lesquelles peuvent être utilisées afin de commander les interrupteurs électroniques du redresseur. Le courant de sortie du redresseur peut alimenter le bus continu. Le redresseur peut être commandé de manière à maintenir une tension de bus constante. L'ensemble peut comporter à cet effet un régulateur, lequel permet d'asservir une référence de courant du régulateur commandant les interrupteurs du redresseur en fonction d'une tension Ud _c mesurée mesurée aux bornes du bus continu et d'une tension de référence Ud _c r _é f. Cette référence de courant peut être une valeur de référence de l'intensité du courant en quadrature et/ou direct.

L'invention a encore pour objet une génératrice, notamment une éolienne, comportant un ensemble tel que défini ci-dessus. L'éolienne peut comporter un multiplicateur permettant d'augmenter la vitesse d'un arbre mécanique de l'ensemble, entraîné en rotation par des pales de l'éolienne, par exemples trois pales.

L'invention a encore pour objet un procédé de transformation d'énergie mécanique, notamment d'origine éolienne, en énergie électrique, notamment au moyen d'un ensemble tel que défini plus haut, dans lequel on alimente en courant continu le rotor d'un alternateur synchrone à rotor bobiné à une tension V _f asservie à une tension de sortie U _s de l'alternateur. On cherche notamment à minimiser la différence entre la tension de sortie de l'alternateur Us et une tension de référence U _{s e} ffref préimposée.

On peut avantageusement redresser dans un tel procédé la tension de sortie de l'alternateur avec un redresseur à modulation de largeur d'impulsions.

L'invention pourra être mieux comprise à la lecture de la description détaillée qui va suivre, d'un exemple de réalisation de l'invention et à l'examen du dessin annexé, sur lequel :

- la figure 1 représente de façon schématique une éolienne réalisée conformément à l'invention,

la figure 2 illustre de manière schématique la configuration de l'alternateur synchrone de l'éolienne de la figure 1,

la figure 3 représente de manière schématique le fonctionnement de l'alternateur et de son convertisseur associé,

la figure 4 est une vue schématique de la chaîne de contrôle de l'excitatrice,

la figure 4a est un schéma bloc illustrant le fonctionnement du régulateur

18,

- la figure 5 indique le rendement de l'ensemble selon l'invention comparé à d'autres ensembles connus,

les figures 6 à 15 représentent de façon schématique comment la ou les régulations selon l'invention peuvent être modélisées,

la figure 16 représente la courbe de charge pour une éolienne, et les courbes donnant la tension de sortie de l'alternateur en fonction de la vitesse,

la figure 17 représente de façon plus détaillée la courbe de tension de sortie en fonction de la vitesse, et la figure 18 représente le rendement en fonction de la vitesse du rotor de l'alternateur.

On a illustré à la figure 1 une éolienne 1 conforme à l'invention, comportant une nacelle à laquelle sont fixées des pales 2, par exemple trois pales, destinées à être entraîné en rotation par le vent. La nacelle est fixée au sommet d'un mat non représenté. Un multiplicateur 5 permet d'augmenter la vitesse d'un arbre mécanique 6 de l'éolienne.

La nacelle loge un alternateur synchrone 10 ainsi qu'un convertisseur 20 pour convertir l'énergie éolienne reçue par l'arbre mécanique 6 en énergie électrique et alimenter un réseau 9. L'alternateur délivre à cet effet une tension de sortie U _{s e} ff, par exemple une tension triphasée, les trois phases étant classiquement désignées U, V et W.

L'alternateur comporte dans l'exemple décrit une excitatrice 1 1 ayant au stator 12 un enroulement d'inducteur d'excitatrice alimenté en courant continu de manière à générer dans un enroulement d'induit d'excitatrice du rotor d'excitatrice 13 un courant alternatif, qui est ensuite redressé par un pont redresseur 14 pour alimenter en courant redressé I _F l'enroulement d'inducteur principal du rotor bobiné 15 de l'alternateur et générer un courant dans l'induit principal au stator 16 de l'alternateur. Chaque phase de l'induit principal peut comporter un ou plusieurs enroulements.

On utilise dans l'exemple de réalisation illustré aux figures 1 et 2 une excitatrice synchrone 11 constituée d'un alternateur inversé, dans laquelle le circuit d'excitation est placé sur le stator 12 et alimenté en courant continu à une tension V _r via un régulateur de tension 18, de façon à générer un champ magnétique fixe. Le rotor 13 de l'excitatrice 11 comporte un système d'enroulements triphasés dont les courants sont redressés par le redresseur 14 à pont de diodes qui est tournant afin d'alimenter l'inducteur principal. L'excitatrice est montée sur l'arbre mécanique 6 et entraînée à la même vitesse que le rotor 15 principal.

Dans l'exemple de réalisation illustré, et compte tenu de la puissance des alternateurs de forte puissance, qui peut être de l'ordre de plusieurs MW, il est intéressant d'utiliser la puissance mécanique disponible sur l'arbre 6 pour fournir le courant d'excitation. On utilise ainsi un système d'excitation monté sur le même arbre que le rotor de l'alternateur. Il pourrait en variante en être autrement.

On peut utiliser un alternateur synchrone à faible vitesse et fort couple comportant un grand nombre de paires de pôles, et donc de grand diamètre. Avantageusement, un tel alternateur permet d'éviter d'avoir à utiliser un multiplicateur de vitesse. Cela peut être avantageux dans la mesure où un multiplicateur de vitesse est une pièce mécanique complexe qui peut entraîner des pertes et des pannes.

On va maintenant décrire plus en détails le convertisseur 20 ainsi que la régulation de la tension d'alimentation du rotor bobiné, ainsi que celle de l'excitatrice 11, en se référant à la figure 3.

Le convertisseur 20 comporte un redresseur 21 à modulation de largeur d'impulsions (MLI), qui permet de transformer la tension alternative U _{s e} ff et le courant I _s alternatif délivrés par l'alternateur en tension continue et courant continu.

Le redresseur 21 est relié par un bus continu 22 comportant un condensateur C à un onduleur 23 qui récupère cette tension continue et ce courant continu. On règle la commande de l'onduleur pour ajuster et obtenir en sortie de l'onduleur un signal avec une amplitude et une fréquence adaptées à celles du réseau 9.

Dans l'invention, le redresseur 21 à modulation de largeur d'impulsions et l'onduleur 23 sont découplés l'un de l'autre par l'intermédiaire du bus continu 22. Le passage par le bus continu 22 permet à l'onduleur 23 de réguler amplitude et fréquence.

Le redresseur 21 utilisé peut être bidirectionnel en puissance. On peut obtenir des courants sinusoïdaux en rejetant avec un contrôle adéquat les harmoniques aux hautes fréquences. A cet effet, on régule en 28, en fonction des intensités de référence du courant direct I _Dr ef et du courant en quadrature lQ _re f avec un algorithme de découplage 29, le courant en commandant les interrupteurs du redresseur 21 de manière à contrôler le déphasage φ entre la tension et le courant du stator 16 de l'alternateur, ce qui peut permettre une modification du facteur de puissance cos φ. La régulation du déphasage en 24 permet de diminuer les pertes stator par effet Joule, en fonction d'un déphasage de référence cp _re f et de l'intensité en quadrature mesurée I _qme surée, les pertes joules stator et conduction du convertisseur étant minimum pour un facteur de puissance de 1. Le rendement global de l'ensemble est ainsi satisfaisant.

On peut dans une variante de réalisation, et comme illustré, réguler en 25 la puissance de sortie du redresseur 21, en fonction d'une tension Ud _c mesurée mesurée à ses bornes et d'une tension de référence Ud _{c re} f, ce qui permet un meilleur contrôle local de la puissance.

A titre d'exemple de régulateurs, on peut utiliser des régulateurs standards du marché, parmi lesquels on peut citer : les modèles Leroy Somer, par exemple D600, R449, les modèles BASLER DECS 100, 200, les modèles ABB Unitrol 1000, etc. Pour réaliser l'ensemble de régulation 24, 25 et 28, on peut utiliser des modules de convertisseurs de puissance (régulation en tension et/ou cos φ) par exemple de type ABB ACS800.

On va à l'aide des figures 6 à 15 décrire de façon plus développée un exemple de régulations selon l'invention.

Le redresseur 21 est dans l'exemple développé de type MLI et il peut être modélisé comme représenté à la figure 6. Dans l'exemple développé, le redresseur 21 est bidirectionnel en puissance. Une commande adéquate du redresseur peut permettre d'obtenir des courants sinusoïdaux, avec rejet des harmoniques aux hautes fréquences, dans l'alternateur.

Un contrôle du déphasage φ entre la tension et le courant du stator de l'alternateur peut être effectué, permettant une modification du facteur de puissance cos φ de la machine.

On peut ainsi obtenir des courants sinusoïdaux minimisant les pertes fer. Le contrôle du déphasage φ peut également permettre d'agir sur les pertes par effet Joule, ces dernières étant minimum pour un coscp égal à 1.

Néanmoins, un tel contrôle peut ne pas permettre de réduire les pertes par conduction et par commutation du convertisseur à des valeurs satisfaisantes, ces dernières restant de l'ordre de 1.5 % de la puissance de dimensionnement.

Le redresseur 21 peut participer à la régulation en 25 de la tension U _dc du bus continu 22, cette régulation pouvant permettre d'éviter de sur-dimensionner l'onduleur 23.

Dans l'exemple de mise en œuvre de l'invention développé ici, les composants 100 du redresseur 21 sont considérés comme des interrupteurs parfaits ayant le comportement booléen suivant :

0 : Ouvert,

1 : Fermé.

La structure élémentaire du redresseur 21 est représentée sur la figure 7.

Les interrupteurs 100 sont considérés comme idéaux et bidirectionnels en courant.

La matrice traduisant la configuration du redresseur 21 est définie comme suit :

[MC ]

Où Tl, T2 et T3 sont trois interrupteurs ayant respectivement pour complémentaire les interrupteurs T4, T5 et T6, comme représenté sur la Figure 7. Cette matrice MC évolue en temps réel en fonction de la loi de commande.

En supposant que la tension Ud _c aux bornes du bus continu 22 est stable et en utilisant la convention onduleur, les potentiels référencés A,B,C de chaque phase par rapport au point m (masse de la tension Ud _c ) sont

U

[Me ]

L'alternateur étant couplé en étoile et connecté à l'entrée du redresseur 21, il est possible de calculer les potentiels aux bornes de chaque phase de l'enroulement d'induit principal 16 au stator. Pour cela, on définit par « n » le point de couplage étoile de l'alternateur et on considère des impédances identiques pour chaque phase et des tensions équilibrées.

Avec les conditions ci-dessus, on peut établir le jeu d'équations ci-dessous :

V an + V„„ + V _cn = 0 V _m = - (v _fa + V _m )

3 -v _a „ = - 3 .( v _fa + v _cn )

3 .v an = 2 .v an — V on v en

3 ^ an = ( V an ^~ _fa ) + ( _m - V _cn ) = V _ab + V _ac

3 -v _a „ = (v„ - v _te ) + (v„ - v„)

3 v an = — v cm ) s

3 .v an = 2.v am - v b,m— v cm

-.( 2 .v am — v b _h m — v cm )

En procédant de la même manière sur ^Vbn et ^V on obtient l'équation matricielle suivante :

Le modèle de redresseur 21 en grandeur instantanée qui est représenté sur la figure 8 en modélisation par le logiciel Matlab-Simulink est donc :

Le courant redressé i _red devient

On va à présent étudier le comportement du bus continu 22 lorsque l'ensemble électromécanique comportant l'alternateur et le redresseur 21 est chargé par un circuit R//C, comme représenté sur la figure 9.

La tension U _dc du bus 22 et le courant de charge i _ch sont liés par l'équation suivante : dU

C . ( ^Ι' _ · ^Γ 1 + - ^T 2 + · ^τ ΐ ) où Tj (j=l, 2,3) est une fonction de commutation.

La charge R représentant l'onduleur et le réseau est dans l'exemple développé choisie afin d'avoir une tension continue U _dc de 800 V sous la puissance nominale 3,15 MW.

La résistance R peut servir à simuler des impacts de charge et voir le comportement du système.

La tension du bus U _dc est liée à la puissance de charge et à la résistance par :

R

Dans l'exemple développé, on choisit R égal à 0,2 Ω.

La tension U _dc doit dans l'exemple développé être régulée à la valeur de 800 V à ± 5%.

A U ^ = 5 % x U _dr = 40 V

La valeur du condensateur C du bus continu 22 peut, en première approximation, être déterminée en faisant l'hypothèse que le condensateur doit pouvoir fournir 10% du courant nominal de charge. De plus, la tension du bus continu 22 ne doit, dans l'exemple développé, pas varier de plus de 5 % par rapport à sa valeur nominale.

- 3 dU A t 50

C 10 %. 2700

Sachant que dt _{s e} t donc A U 5 %. 800

AA tt == 55 ..TT = = = — ~ 0 .050 s

f 97

On considère ^J

D'où C ~ 250 mF

Pour étudier la régulation de l'ensemble électromagnétique, on considère un fonctionnement en régime permanent et en négligeant la résistance statorique de l'alternateur.

Les équations suivantes peuvent être obtenues :

= co.L _d .I _d + ω.φ , P = I , V _r , + I V = co.é _f .I

q ^{d d Yf} et d d _{q q} V/ , _{en consi} dérant un courant direct Id nul.

La puissance active de la machine dépend ainsi du courant en quadrature IQ. Au rendement prés du redresseur 21, la puissance active de la machine correspond à la puissance du bus continu 22.

Dans le cas d'une machine synchrone à aimant, deux degrés de liberté sont disponibles pour effectuer la régulation, à savoir l'intensité du courant direct I _D et l'intensité du courant en quadrature IQ.

Le courant I _Q peut être utilisé pour réguler le bus continu 22 et le courant I _D peut être utilisé afin de réguler le déphasage φ entre le courant et la tension du stator 16 de l'alternateur, ce qui donne la possibilité de fonctionner à coscp=l .

Pour permettre une régulation des courants dans le plan DQ, il est préférable de supprimer les couplages entre les axes ID et I _Q . Cela peut être effectué en utilisant un algorithme de découplage 29, comme on peut le voir sur la figure 10.

Le but du recours à cet algorithme de découplage est de se ramener à deux circuits RL suivant les deux axes D et Q pour que le calcul des régulateurs à utiliser soit plus simple. Après découplage des variables entre les deux axes, on obtient l'équation matricielle suivante :

di,

dt

di„

dt

Les équations liées aux courants sont alors de la forme d'un système du premier ordre qui peut être régulé par l'intermédiaire d'un correcteur PI.

Les signaux Vd et V _q sont envoyés dans un bloc permettant le passage DQ - abc, puis sur l'étage de création des commandes des interrupteurs 100 du redresseur 21.

Dans le cadre de la régulation du déphasage φ entre le courant et la tension du stator 16, on a représenté à la figure 11 le diagramme des tensions dans le repère de Park en convention moteur :

+ ^l « donc ^

d'où on peut donc régler l'angle de déphasage φ interne à l'aide du courant Id.

On constate qu'il est possible de fonctionner avec un coscp égal à 1.

La figure 12 représente le diagramme des tensions dans le repère de Park en convention moteur avec un coscp égal à 1. Une démarche représentée sur la figure 12 peut être utilisée pour déduire l'angle de déphasage interne permettant le fonctionnement à facteur de puissance unitaire.

En cas de déphasage entre la tension et le courant du stator 16 nul, on a alors un vecteur de tension statorique en phase avec le vecteur de courant statorique.

Q = v _d .i _q - v _q .i _d = 0

La puissance réactive est nulle, par conséquent d'où

Donc :

Ceci conduit à la relation suivante ^{d '} * ^{d +} En remplaçant les expressions des courants I _d et I _q respectivement par leur

^ .sin y/ z ^' ^ cosy/ L _d i ² . sin ² ψ + L _q i ² . cos ² ψ - M.i _f .i _s . sin ψ = 0 projections et , on obtient

Sachant que ^C0S = 1 - sin ² ψ

On pose le changement de variable ^{x sm i} ^ et on résout l'équation du second degré .On trouve :

étant le flux d'excitation.

Sachant que le courant I _Q sera utilisé pour réguler le bus continu 22, on calcule donc le courant I _D à partir de l'équation précédente.

On peut déterminer l'angle de déphasage interne qui correspond à un fonctionnement à coscp=l de la machine.

Et à partir de cet angle, on calcule la référence du courant ID.

La régulation du déphasage peut être modélisée à l'aide du logiciel Matlab- Simulink ^® . Une telle modélisation est représentée à la figure 13.

Pour la régulation en 25 de la tension U _dc du bus continu 22, on va utiliser les hypothèses suivantes : l'alternateur est en régime permanent, la résistance statorique est négligée et le courant I _D est nul.

Les équations matricielles ci-dessous peuvent être obtenues :

P machine = v a . d . + v = v . = Φ J .w.i de I convertisseur ' machine I convertisseur ' f q de ch

On peut ainsi réguler à l'aide du courant I _Q la tension U _dc du bus continu 22. Cette tension peut être régulée à l'aide d'un régulateur PI autour d'une valeur de référence.

La figure 14 représente sous forme de schéma bloc un système asservi dans lequel la valeur U _dc est asservie à une valeur de référence U _{dc ref} · C(p) désigne la fonction de transfert du régulateur PI dans le domaine de Laplace. C(p) = K _p .{\ ₊ —)

T,..p

F{p)

Avec C.p

Il en résulte

U _dc (p) = dcref

Le terme B(p) de l'équation ci-dessus tend vers zéro quand t + 00 et le terme A(p) permet de calculer les paramètres du régulateur PI.

En posant :

A(p)

p ² + 2.z.W _n .p + W _n ^l

Où W _n est la pulsation naturelle et z est le coefficient d'amortissement.

L'identification de A(p) donne :

K 2.z.W _n .C

2.z

T, =

La bande passante de la régulation de tension est dans l'exemple développé fixée à une valeur typique de 15Hz soit = 2.π.15=94.3 rd/s et z est posé égal à 0.707 pour obtenir une réponse rapide et avec un faible dépassement.

Pour C = 250mF, les paramètres du régulateur PI en 25 sont alors :

K 33.3

[Γ,. = 0.112

De manière analogue à l'asservissement du courant du stator 16, on peut asservir la tension de sortie du stator 16 avec un régulateur PI.

La bande passante de l'asservissement courant est dans l'exemple développé plus élevée que celle de la tension, par exemple d'un rapport de 10 à 100. On va maintenant décrire en référence à la figure 15 un exemple de modélisation à l'aide du logiciel Matlab-Simulink ^® de la commande MLI en 28 de l'onduleur 21.

Il s'agit ici d'une commande MLI sinus-triangle comme le montre la figure 15, le principe étant de comparer la porteuse (signal triangulaire haute fréquence) et un signal sinusoïdal basse fréquence issu des régulateurs des courants.

La fréquence d'échantillonnage utilisée est 5kHz dans l'exemple développé.

Les signaux d'entrée mod a, mod b, mod c sont directement envoyés par l'algorithme de découplage. A la sortie, on récupère les signaux de commande des interrupteurs 100.

Une telle commande MLI présente l'avantage d'une fréquence de commutation constante, qui est fixée par la fréquence de la porteuse.

Dans l'invention, grâce à l'association d'un alternateur synchrone à rotor bobiné avec un redresseur, notamment à modulation de largeur d'impulsions, il est possible de disposer des trois degrés de liberté que sont les deux intensités du courant de l'alternateur directe ID et en quadrature IQ et le courant d'excitation Ip de l'alternateur. Comme expliqué dans l'exemple développé ci-dessus, on utilise le courant en quadrature IQ afin de réguler le bus continu 22. On utilise le courant direct I _D afin de réguler le déphasage φ. Le courant d'excitation Ip peut permettre de régler le niveau de l'excitation, ce courant étant utilisé comme donnée d'entrée d'un algorithme d'optimisation du rendement de la chaîne de conversion. Cette recherche de minimisation des pertes par la tension d'excitation peut se faire par une étude systématique ou par un algorithme de type déterministe ou stochastique.

Enfin, la tension U _{s e} ff fournie par l'alternateur 10 est utilisée pour asservir grâce au régulateur 18 la tension V _r permettant de générer l'excitation nécessaire dans l'excitatrice 1 1 , comme illustré sur la figure 4, de manière à ce que la différence calculée avec la tension de référence U _{s e} ffref préimposée soit minimale.

Un autre exemple de mise en œuvre du régulateur 18 est illustré à la figure 4a. On utilise un régulateur de type PID suivi d'un filtre de consigne.

Ordre de grandeur des coefficients du régulateur figure 4a (recalculés pour chaque type de machine) :

Kpr [0..1500]

Kir [0..200] Kdr [0..12000]

Tdr [0..0.1] seconde

Ka [0..100]

Tda [0..0.05] seconde

Une modélisation au moyen d'un modèle de Park de l'ensemble selon l'invention, permet, comparée à une modélisation de Park d'un alternateur synchrone à aimants permanents, d'obtenir les rendements A, B, B' illustrés à la figure 5, donnés en fonction de la vitesse de rotation de l'alternateur en tours par minute. Dans une modélisation, la partie onduleur 23 et réseau 9 peut être assimilée à une charge résistive R _ch , comme illustré à la figure 3.

Pour une plage de vitesses correspondant à la zone de production de l'éolienne, à savoir entre environ 1080 et environ 1440 tr/min (vitesse nominale), le rendement B de l'ensemble selon l'invention est optimisé, étant très proche de celui A d'un alternateur synchrone à aimants permanents. Le rendement B' est obtenu avec un ensemble selon l'invention utilisé sans stratégie d'optimisation du rendement (tension U _{s e} ff constante).

La stratégie d'optimisation du rendement utilisée est de maximiser le rendement en minimisant une fonction représentant l'ensemble des pertes du système.

Plusieurs approches peuvent par exemple être utilisées. On peut par exemple utiliser une optimisation en ligne, dans laquelle on minimise des pertes par une méthode numérique en temps réel. On peut également utiliser une optimisation par cartographie, dans laquelle on utilise des cartographies de mémoire pour calculer les références des grandeurs physiques minimisant les pertes. Enfin, on peut utiliser le calcul algébrique.

On développe dans la suite un exemple d'application avec une approche algébrique prenant en compte les pertes de l'alternateur et du convertisseur.

Les pertes de la machine peuvent être modélisées de la manière suivante :

Pertes Joule au stator : P _js = 3.Ri .I _s ² : (pertes conventionnelles + additionnelles),

Pertes Joule au rotor : P _jr = R _f .I _f ² ,

Pertes fer : Pf _er = PertesFoucauit + PertesHystérésis ce qui correspond au modèle le plus couramment utilisé, d'où P/ _er = k. ² = { .w + kf .w ² } . Φ ²

Avec kf : Coefficient relatif aux pertes par courants de Foucault.

h : Coefficient relatif aux pertes par hystérésis,

w : Pulsation électrique. ά V

En considérant v _s = et v _s = j.w.Q) d'où Φ =—

dt w p _fer = [k _h .w + k _f .w ² }.Φ ² = k _y V _s ² avec k _x ⁽ ^h + k _t

A partir des essais de la machine et de la mesure des pertes fer, on peut calculer le coefficient ki .

Donc _/er = ^ ²

Pertes dans le convertisseur : dans la littérature, plusieurs travaux traitent de la modélisation des pertes des convertisseurs de puissance. Pour simplifier, on peut estimer les pertes dans le convertisseur à des pertes constantes dues au hachage et des pertes proportionnelles au carré du courant Is.

En effectuant des essais sur un ensemble donné, on obtient une courbe de fonctionnement. Pour chaque point de fonctionnement, on calcule les pertes et le rendement de l'ensemble pour différentes valeurs de tension. On relève à chaque point de fonctionnement la valeur de la tension, dite tension optimale, pour laquelle le rendement est maximal et donc les pertes minimales. L'optimisation énergétique est alors effectuée en choisissant pour U _{s e} ff _re f ces tensions optimales, pour chaque point de fonctionnement de l'éolienne. La tension optimisée est alors utilisée comme consigne U _{s e} ff ref appliquée au régulateur 18.

L'optimisation énergétique permet d'apporter un gain de rendement qui est d'autant plus intéressant que les puissances mises en jeu sont importantes, ces dernières pouvant être de l'ordre de 1 à plusieurs MW, par exemple de 1 à 11 MW, et compte tenu du temps annuel de production.

Dans la zone où la vitesse peut varier jusqu'au tiers de la vitesse nominale, l'optimisation du rendement se révèle très efficace, ce qui peut être notamment intéressant lorsque l'on cherche à maximiser la puissance extraite du vent quand celui-ci est faible.

En adoptant une stratégie d'optimisation du rendement de la machine synchrone à rotor bobiné, on peut ainsi s'approcher des performances de la machine synchrone à aimants permanents, tout en évitant les inconvénients liés à la présence des aimants permanents.

Les courants direct et en quadrature peuvent être utilisés pour réguler la tension du bus continu, le couple, la puissance utile et le déphasage φ. Enfin, l'excitation peut servir à maximiser le rendement et à gérer les survitesses.

Au contraire, une machine à aimants permanents ne permet pas de régler l'excitation. Dans la mesure où la force électromotrice varie linéairement avec la vitesse de rotation, il y a un risque de surtension en cas de survitesse.

La figure 16 représente l'évolution de la puissance d'une éolienne en kW en fonction de la vitesse de rotation d'un alternateur (courbe P). La vitesse est exprimée en tours par minute.

On a également à la figure 16, ainsi qu'à la figure 17, tracé l'évolution de la tension en fonction de la vitesse de rotation pour une machine conventionnelle régulée selon l'état de l'art à U/f constant (courbe A), et pour un exemple de machine régulée conformément à l'invention (courbe V).

La tension de régulation optimisée U a été calculée en fonction de la puissance et de la vitesse pour minimiser les pertes. En particulier, on la choisit avantageusement pour équilibrer les pertes fer et les pertes Joule afin d'en minimiser la somme.

Si l'on se reporte plus particulièrement à la figure 17, on voit que lorsque la puissance chute, la tension chute pour ne pas magnétiser la machine inutilement et créer trop de pertes fer. La tension optimisée peut ainsi être inférieure à la tension non-optimisée jusqu'à une certaine vitesse, notamment jusqu'à la vitesse nominale.

La courbe donnant la tension de sortie (et donc la tension de référence) en fonction de la vitesse de rotation pour une tension optimisée peut être différente d'une droite pour les vitesses inférieures à la vitesse nominale, contrairement au cas où la régulation s'effectue avec U/f constant jusqu'à la vitesse nominale.

Lorsque la tension selon une régulation à U/f constant devient maximale, l'évolution de la tension en fonction de la vitesse avec U optimisée selon l'invention peut présenter un décrochement dû à l'augmentation brutale de la tension pour rejoindre la tension maximale de fonctionnement, ce qui se traduit par un décrochement au niveau de la vitesse nominale sur la courbe, à 1600 tours par minute dans l'exemple illustré.

On a représenté à la figure 18 le rendement obtenu grâce à l'invention (courbe B) et le rendement sans l'invention à U/f constant (courbe C), en fonction de la vitesse exprimée en tours par minute. La figure 18 illustre l'amélioration du rendement obtenu grâce à l'invention. On voit que le gain (G) en rendement est plus important à basse vitesse, l'éolienne étant plus efficace lors de vent faible.

L'expression « comportant un » doit être comprise comme étant synonyme de « comportant au moins un », sauf si le contraire est spécifié.