La présente invention concerne une méthode de régulation de la puissance d'une installation de conversion d'énergie mécanique en énergie électrique, ainsi qu'une installation pilotée par une telle méthode.

Dans le cadre de la présente invention, l'installation comprend une machine pouvant être une turbine hydraulique, par exemple une hydrolienne, ou une éolienne. La machine comprend un récepteur mécanique rotatif destiné à être traversé par un écoulement d'eau ou d'air. En fonction du type de la machine, le récepteur est généralement désigné par le terme « hélice » ou « roue ». Dans la suite, le récepteur est désigné par le terme « hélice ». L'hélice comprend des pâles fixées à un moyeu qui est relié à un alternateur. En service, l'écoulement entraine en rotation l'hélice et l'alternateur convertit la puissance mécanique générée par la rotation de l'hélice en puissance électrique. Ainsi, l'ensemble formé par la machine et l'alternateur constitue un générateur d'énergie électrique.

Pour pouvoir coupler directement l'alternateur au réseau électrique, la fréquence du signal électrique sinusoïdal en sortie de l'alternateur doit être égale à la fréquence du réseau électrique, par exemple 50 Hz en Europe ou 60 Hz aux Etats-Unis. Or, la fréquence du signal électrique délivré par l'alternateur varie en fonction de la vitesse de rotation de l'hélice et, lors du fonctionnement de l'installation, la vitesse et la pression de l'écoulement fluctuent, ce qui fait varier la vitesse de rotation de l'hélice. Par conséquent, l'alternateur ne peut pas être raccordé directement au réseau électrique.

Pour permettre le couplage de l'alternateur au réseau électrique, il est connu d'équiper l'installation avec un convertisseur d'énergie électrique dont l'entrée est reliée à la sortie de l'alternateur et dont la sortie est destinée à être raccordée au réseau électrique. Le convertisseur module certains paramètres du signal électrique délivré par l'alternateur et renvoie sur le réseau électrique l'énergie électrique du signal électrique délivré par l'alternateur, via un signal électrique de fréquence égale à la fréquence du réseau électrique. Plus précisément, le convertisseur module l'intensité du courant et la phase entre le courant et la tension du signal électrique délivré par l'alternateur, ce qui fait varier la quantité d'énergie électrique délivrée par l'alternateur. En effet, l'énergie électrique délivrée par l'alternateur varie en fonction du courant du signal électrique délivré par l'alternateur. Si le courant électrique délivré par l'alternateur est nul, alors il n'y a pas d'énergie électrique délivrée par l'alternateur. Pour que l'alternateur opère à son point de fonctionnement optimal, il est nécessaire que les champs électromagnétiques du stator et du rotor de l'alternateur soient en phase. En effet, si ces champs électromagnétiques sont déphasés, autrement dit, si un angle Ψ entre ces champs électromagnétiques n'est pas nul, alors l'alternateur n'opère pas à son point de fonctionnement optimal, ce qui réduit la performance et le rendement de l'installation. Le rendement de l'installation ne dépend pas uniquement de l'angle Ψ entre les champs électromagnétique.

En fonctionnement, le convertisseur contrôle l'intensité d'un couple électromagnétique de freinage appliqué au rotor de l'alternateur. Chaque vitesse de rotation de l'hélice est associée à un couple électromagnétique optimal permettant à la machine hydraulique ou l'éolienne d'extraire un maximum d'énergie mécanique à partir de l'écoulement. En faisant varier les paramètres du signal électrique à ses bornes, le convertisseur module l'intensité du courant électrique délivré par l'alternateur, et par conséquence il module également le couple électromagnétique de freinage, ce qui modifie la vitesse de rotation de l'hélice. La vitesse peut ainsi être réglée à une valeur maximisant l'énergie mécanique convertie. Le contrôle du couple électromagnétique de freinage permet donc d'optimiser le rendement de l'installation. Le rendement de l'installation est d'autant meilleur que l'alternateur opère à son point de fonctionnement optimal.

De manière classique, les installations comprennent une unité de commande qui pilote le convertisseur de manière à faire varier l'intensité du couple électromagnétique de freinage en fonction des fluctuations de l'écoulement, ce qui permet à l'hélice de récupérer un maximum d'énergie mécanique à partir de l'énergie cinétique de l'écoulement. Ainsi, le rendement de l'installation est optimisé.

Dans le but de faire fonctionner l'installation à son rendement maximum, il est connu d'équiper l'alternateur d'un capteur de position qui détecte la position angulaire du rotor par rapport au stator. Par exemple, il peut s'agir d'un capteur à effet Hall qui délivre un signal numérique à chaque changement de polarité du champ magnétique de l'alternateur. L'unité de commande calcule la position angulaire du stator en fonction du signal délivré par le capteur et pilote le convertisseur en fonction de cette information de manière à annuler l'angle Ψ entre les champs électromagnétiques rotorique et statorique. Les capteurs sont des sources de défaillance et lorsqu'ils tombent en panne, l'installation ne peut plus fonctionner. Par conséquent, il est nécessaire d'effectuer régulièrement une maintenance de l'installation, ce qui est coûteux. En particulier, dans le cas des hydroliennes, la maintenance est compliquée car elle peut nécessiter de sortir la machine hors de l'eau pour intervenir. US-A-2003/081434 divulgue une méthode de régulation de la puissance d'une installation de conversion d'énergie mécanique en énergie électrique, par l'intermédiaire de l'estimation de la position angulaire du rotor de l'alternateur. US-A-2003/081434 ne concerne pas les installations comprenant un récepteur mécanique rotatif destiné à être traversé par un écoulement.

Des solutions alternatives ne nécessitant pas la mise en œuvre de capteurs mécaniques permettent de piloter le convertisseur pour faire fonctionner l'alternateur à son point de fonctionnement optimal. Par capteur mécanique, on entend un capteur qui détecte la position physique d'une pièce. Par exemple, on connaît des méthodes de pilotage du convertisseur qui utilisent des caractéristiques nominales de l'alternateur, telles que la tension à vide, la résistance et l'inductance du stator. Par exemple, on connaît des méthodes appelées « observateur » ou « modèle numérique ». Ces méthodes de pilotage ne permettent pas toujours d'effectuer le démarrage de l'installation car l'hélice doit atteindre une vitesse de rotation minimale pour que la méthode fonctionne. Par ailleurs, l'impédance des câbles électriques peut modifier de manière significative la résistance et l'inductance du stator. Or, la résistance des câbles électriques varie en fonction de la température, ce qui est difficile à prendre en compte dans une telle méthode. Ainsi, ces méthodes sont peu adaptées aux hydroliennes car il peut y avoir une grande distance entre le convertisseur et l'alternateur, avec également de fortes variations de température. De ce fait, des câbles électriques de longueur élevée acheminent le signal électrique entre l'alternateur et le convertisseur.

C'est à ces inconvénients qu'entend plus particulièrement remédier l'invention en proposant une méthode de régulation de la puissance d'une installation de conversion d'énergie mécanique en énergie électrique ne nécessitant pas la mise en œuvre de capteurs mécaniques ni de modèles numériques complexes ou dépendant de paramètres variables. La méthode de l'invention est simple à programmer, ne demande pas de ressources de calcul importantes et n'est pas sensible de manière significative aux variations des paramètres extérieurs tels que la température. Un autre but de l'invention est de proposer une méthode adaptée pour effectuer le démarrage de l'installation, lorsque la turbine est à l'arrêt.

A cet effet, l'invention a pour objet une méthode de régulation de la puissance d'une installation de conversion d'énergie mécanique en énergie électrique telle que définie à la revendication 1 .

Grâce à l'invention, l'unité de commande calcule le courant et la fréquence de pilotage du premier convertisseur à partir de mesures de paramètres du signal électrique circulant entre l'alternateur et le premier convertisseur. L'installation ne nécessite pas de capteur mécanique pour détecter la position du rotor de l'alternateur par rapport au stator de l'alternateur, ce qui diminue les risques de panne. De plus, la méthode utilise des paramètres, tels que les inductances des composants électriques de l'installation, qui ne sont pas sensibles aux variations de température. La méthode de l'invention permet de démarrer l'installation. Les calculs effectués par l'unité de commande sont relativement simples. Par conséquent, la méthode est simple à programmer et ne nécessite pas d'importantes ressources de calcul.

Des aspects avantageux mais non obligatoires d'une telle méthode sont définis aux revendications 2 à 1 1 .

L'invention concerne également une installation de conversion d'énergie mécanique en énergie hydraulique telle que définie à la revendication 12.

L'invention sera mieux comprise et d'autres avantages de celle-ci apparaîtront plus clairement à la lumière de la description qui va suivre d'une installation de conversion d'énergie mécanique en énergie électrique et d'une méthode de pilotage de l'installation, donnée uniquement à titre d'exemple et faite en référence aux dessins annexés dans lesquels :

- la figure 1 est un schéma représentant une installation de conversion d'énergie conforme à l'invention ; et

- la figure 2 est un schéma bloc de la structure d'une méthode conforme à l'invention.

La figure 1 représente schématiquement une installation 100 de conversion d'énergie hydraulique en énergie électrique. L'installation 100 comprend une hydrolienne 1 , un alternateur 2, un convertisseur 4 et une unité de commande 5.

L'hydrolienne 1 est une turbine sous-marine qui fonctionne grâce à l'énergie d'un cours d'eau ou des courants marins. L'hydrolienne 1 comprend une hélice 10 mobile en rotation par rapport à un carénage fixe, non représenté. L'hélice 10 comprend des pâles 1 1 qui sont fixées à un moyeu 12. En service, un écoulement d'eau E entraine en rotation l'hélice 10.

L'alternateur 2 est une machine électrique synchrone triphasée qui comprend un rotor 21 et un stator 22. Le rotor 21 comprend un circuit magnétique à aimants permanents qui produit un champ magnétique F21 constant. Le stator 22 comprend trois bobines. Les bornes du stator 22 sont reliées électriquement à une première extrémité d'un câble électrique 3 comprenant trois conducteurs isolés entre eux.

Le rotor 21 de l'alternateur 2 est accouplé mécaniquement au moyeu 12 de l'hydrolienne 1 , de sorte que lorsque l'écoulement E entraine en rotation l'hélice 10 de l'hydrolienne 1 , le mouvement de rotation du moyeu 12 de l'hydrolienne 1 est transmis intégralement au rotor 21 de l'alternateur 2. Lorsque le rotor 21 tourne, le champ magnétique F21 créé par le rotor 21 passe successivement devant les bobines du stator 22 et induit une tension aux bornes de chaque bobine du stator 22. Ainsi, l'alternateur 2 génère un signal électrique sinusoïdal triphasé S2 de fréquence f2 acheminé jusqu'à l'entrée du convertisseur 4 au moyen du câble électrique 3. L'alternateur 2 convertit ainsi la puissance mécanique en puissance électrique.

Un signal électrique est défini par des paramètres incluant l'intensité de son courant, le niveau de sa tension et, dans le cas d'un signal alternatif tel qu'un signal sinusoïdal, sa fréquence, qui est la même pour le courant et la tension, et la phase entre le courant et la tension, c'est-à-dire l'angle de déphasage entre le courant et la tension. Dans la suite, l'intensité du courant est désignée par le terme « courant » et le niveau de la tension est désigné par le terme « tension ».

Le convertisseur 4 comprend un redresseur 41 dont l'entrée 41 1 est reliée à une seconde extrémité du câble électrique 3 et dont la sortie 412 est reliée à l'entrée 421 d'un onduleur 42 au moyen d'un câble électrique 9 prévu pour transporter un signal électrique S41 à courant continu délivré par le redresseur 41 . Le redresseur 41 transforme ainsi le signal électrique sinusoïdal S2 en signal électrique continu S41 . Puis, l'onduleur 42 transforme le signal électrique continu S41 en un signal électrique sinusoïdal S42 qui est transporté par un câble électrique 6 destiné à être raccordé au réseau électrique de distribution R. La fréquence fR du réseau électrique R est fixe. Par exemple, en Europe, la fréquence fR est égale à 50 Hz. En pratique, des composants électroniques non représentés peuvent être interposés entre l'onduleur 42 et le redresseur 41 .

Le redresseur 41 et l'onduleur 42 sont des convertisseurs d'énergie électrique statiques qui ne permettent pas d'augmenter la puissance du signal S2. En pratique, il peut s'agir de ponts de transistors IGBT qui commutent entre un état passant et un état bloqué pour modifier les paramètres des signaux électriques S2, S41 et S42. Selon les conventions utilisées, le redresseur 41 peut être désigné par le terme « onduleur » et l'onduleur 42 peut être désigné par le terme « redresseur ».

L'onduleur 42 fonctionne de manière autonome et le signal électrique S42 qu'il délivre présente une fréquence fixe f42. L'onduleur 42 n'est pas piloté par l'unité de commande 5. L'onduleur 42 est paramétré pour que la fréquence f42 soit égale à la fréquence fR du réseau électrique R. Par exemple, en Europe, on choisira une fréquence f42 égale à 50Hz, de manière à pouvoir raccorder l'installation 100 au réseau électrique R.

Les fréquences f2 et f42 des signaux S2 et S42 sont dissociées. Autrement dit, les fréquences f2 et f42 sont indépendantes l'une de l'autre. Un câble électrique 7 relie l'unité de commande 5 au micro-contrôleur 43. L'unité de commande 5 commande le redresseur 41 par l'intermédiaire d'un micro-contrôleur 43 qui règle l'état des composants électroniques qui constituent le redresseur 41 en fonction d'un signal de commande S5 délivré par l'unité de commande 5 et circulant dans le câble électrique 7. En pratique, le micro-contrôleur 43 fait partie du redresseur 41 . Le redresseur 41 modifie certains paramètres des signaux S2 et S41 en fonction du signal de commande S5, notamment le courant 12 et de la fréquence f2 du signal S2.

En service, l'unité de commande 5 génère le signal de commande S5 qui contient des informations relatives à une fréquence de pilotage fp et à un courant de pilotage Ip, obtenus au moyen de la méthode de l'invention. La fréquence de pilotage fp et le courant de pilotage Ip sont des consignes pour la fréquence f2 et le courant 12 du signal S2. Le micro-contrôleur 43 reçoit le signal S5 et pilote le redresseur 41 de manière à ce que, d'une part, la fréquence de pilotage fp soit égale à la fréquence f2 du signal sinusoïdal S2 et, d'autre part, le courant 12 du signal sinusoïdal S2 soit égale au courant de pilotage Ip.

Le but de la méthode de l'invention est de déterminer la fréquence de pilotage fp et le courant de pilotage Ip pour que la puissance électrique générée par l'installation 100 soit maximale, de manière à optimiser le rendement de l'installation 100.

Dans une machine synchrone telle que l'alternateur 2, le champ électromagnétique rotorique F21 cherche en permanence à s'aligner sur le champ électromagnétique statorique F22, à l'image de l'aiguille magnétisée d'une boussole qui s'aligne sur le champ magnétique terrestre. Toutefois, le champ magnétique terrestre est fixe tandis que le champ électromagnétique statorique F22 tourne avec une fréquence de rotation f(F22) proportionnelle à la fréquence f2 du signal électrique S2 aux bornes du stator 22. Pour que l'alternateur 2 fonctionne, il est nécessaire de respecter une première condition A selon laquelle les champs électromagnétiques F21 et F22 tournent à la même fréquence de rotation.

Dans une machine synchrone, la fréquence de rotation f21 du rotor 21 est égale à la fréquence de rotation f(F21 ) du champ électromagnétique rotorique F21 .

On note p, le nombre de paires de pôles de l'alternateur 2. Dans le cas des machines synchrones, la relation entre la fréquence f21 et la fréquence f2 est la suivante : f2=p.f21 . Ainsi, les fréquences f21 et f2 sont proportionnelles.

En service, le redresseur 41 modifie les paramètres du signal S2, notamment le courant 12, de manière à moduler un couple électromagnétique de freinage T que le rotor 21 de l'alternateur 2 applique au moyeu 12 de l'hélice 10. En faisant varier l'intensité du couple de freinage T, le redresseur 41 fait varier la fréquence de rotation f21 de l'hélice 10 ainsi que la fréquence f(F21 ) du champ électromagnétique rotorique F21 . Selon une deuxième condition B, l'angle Ψ entre le champ électromagnétique statorique F21 et le champ électromagnétique rotorique F22 est nul. Lorsque l'angle Ψ est nul et reste maintenu constant et égal à zéro, la fréquence f(F21 ) du champ rotorique F21 est forcément égale à la fréquence f(F22) du champ magnétique statorique. Si la deuxième condition B est respectée, alors la première condition A est vérifiée.

Pour un courant 12 donné, lorsque la deuxième condition B est vérifiée, alors l'intensité du couple électromagnétique T est maximale, ce qui implique que l'installation 100 fonctionne à son point d'opération optimal. En effet, le couple T résulte de l'interaction entre les champs électromagnétiques F21 et F22 et il est maximal lorsque l'angle Ψ entre les champs électromagnétiques F21 et F22 est nul puisque le couple électromagnétique T est proportionnel au cosinus de l'angle Ψ, multiplié par l'intensité du courant 12 délivré par l'alternateur 2. L'angle Ψ est le déphasage du champ électromagnétique statorique F21 par rapport au champ électromagnétique rotorique F22.

Lorsqu'une unique troisième condition C est respectée, alors la deuxième condition B est vraie. La troisième condition C concerne la puissance réactive.

Dans un circuit électrique en régime alternatif, la puissance s'exprime de façon particulière en raison du caractère périodique des fonctions manipulées. Il est possible de déterminer plusieurs grandeurs homogènes à des puissances : la puissance active, la puissance réactive et la puissance apparente.

La puissance active d'un composant, notée P et exprimée en Watt, correspond à la puissance moyenne développée par le composant sur une période. La puissance active P est la puissance disponible pour effectuer un travail. Dans le cas d'un un signal électrique triphasé, la puissance active P est donnée par la relation P=3.V.I.coscp. V est la tension entre une phase du signal triphasé et le neutre. L'angle φ correspond au déphasage entre la tension V et le courant I du signal électrique triphasé.

La puissance réactive, notée Q et exprimée en voltampère réactif (VAr), est donnée par la relation Q=3.V.I.sincp, dans le cas d'un un signal électrique triphasé.

Enfin, la puissance apparente, notée S et exprimée en Voltampère (VA), s'obtient par la relation S ² =P ² +Q ² et est égale à 3.V.I.

Les dipôles de type purement capacitif ou purement inductif ont une puissance active P nulle et une puissance réactive Q égale à leur puissance apparente S. Ainsi, la puissance réactive Q permet d'évaluer l'importance des récepteurs capacitifs et inductifs d'un circuit électrique en régime alternatif.

Il y a d'autres manières de calculer les puissances active, réactive et apparente. En variante, ces puissances se calculent en effectuant un changement de repère qui permet de passer d'un repère à trois dimension (a, b, c), qui correspondent aux trois phases du signal électrique triphasé, à un repère à deux dimensions (d, q, 0). Des transformées telles que la transformée de Park ou la transformée de Clarke permettent d'effectuer un tel changement de repère. Par exemple, dans le cas de la transformée de Park, le repère (d, q, 0) est tournant et tourne à la même fréquence de rotation que la fréquence du signal triphasé. Ainsi, dans le repère (d, q, 0), le niveau de la tension et l'intensité du courant du signal électrique triphasé sont constants. Ces transformées utilisent une matrice de dimension (3, 3) dans laquelle figure un angle Θ. Dans le cas de la transformée de Park, l'axe d peut être défini par les aimants du rotor 21 de l'alternateur 2 et l'axe q peut être défini par la tension à vide E2 de l'alternateur 2, la tension E2 étant déphasée de π/2 par rapport aux aimants permanents du rotor 21 . L'angle Θ peut être obtenu en intégrant la fréquence de pilotage fp. Dans le cas de la transformée de Park, la puissance réactive Q peut être exprimée comme suit :

Q = Vd.Iq - Vq.Id,

avec Vd et Vq le niveau de tension sur les axes d et q et Id et Iq l'intensité du courant sur les axes d et q.

Il est également possible de calculer les puissances active, réactive et apparente au moyen de l'angle Ψ entre le champ électromagnétique statorique F21 et le champ électromagnétique rotorique F22, notamment au moyen du sinus de l'angle Ψ.

Selon la troisième condition C, la valeur de consigne Q2em.c de la puissance réactive électromagnétique Q2em fournie par l'alternateur 2 est nulle. La puissance réactive électromagnétique Q2em correspond au travail de magnétisation de l'alternateur 2.

Les valeurs dites « instantanées » d'une variable quelconque sont obtenues à partir de mesures de cette variable et peuvent varier dans le temps. La valeur instantanée caractérise la variable à un instant donné correspondant à l'instant où est effectuée la mesure. Les valeurs dites « de consigne » d'une variable sont la valeur théorique que l'on souhaite donner à cette variable.

La méthode de l'invention consiste à piloter le redresseur 41 pour qu'il impose la troisième condition C, de manière à ce que les valeurs instantanées de certaines variables soient égales aux valeurs de consigne de ces variables. Cependant, la valeur instantanée Q2em.i de la puissance réactive électromagnétique Q2em n'est pas directement accessible, ni mesurable, mais elle peut être déterminée, à partir de mesures, par des calculs dont le principe est expliqué ci-dessous. Grâce à l'invention, le redresseur 41 annule et maintient à zéro la valeur instantanée Q2em.i de la puissance réactive électromagnétique Q2em consommée ou fournie par l'alternateur 2.

Dans un sous-système 101 constitué par l'alternateur 2, le câble 3 et le redresseur 41 , la somme des puissances réactives produites ou consommées Q101 est nulle car il ne peut pas y avoir d'échange de puissance réactive hors du sous-système 101 . En effet, l'alternateur 2 ne peut pas échanger de puissance réactive avec l'hydrolienne 1 , puisque l'hydrolienne 1 n'est pas un organe électrique, et le redresseur 41 ne peut pas échanger de puissance réactive avec le câble électrique 9 transportant le signal continu S41 puisque la puissance réactive n'a pas de sens en régime continu.

Selon le théorème de Boucherot appliqué au sous-système 101 , la puissance réactive totale Q101 du sous-système 101 est égale à la somme des puissances réactives de chaque composant électrique du sous-système 101 , ce qui donne la relation (R1 ) :

Q101 = Q2em + Q2 + Q3 + Q41 ,

avec Q2em la puissance réactive électromagnétique fournie ou consommée par l'alternateur 2, Q2 la puissance réactive consommée par les bobines du stator 22 de l'alternateur 2, Q3 la puissance réactive consommée par les inductances de ligne du câble électrique 3 et Q41 la puissance réactive fournie ou consommée par le redresseur 41 .

La relation (R1 ) considère un câble 3 inductif. La même équation pourrait être établie en prenant en compte la puissance réactive produite par les capacités du câble, si le câble avait une nature capacitive.

Etant donné que Q101 est toujours nul par définition, la relation (R1 ) devient la relation (R2) :

Q2em = - Q2 - Q3 - Q41 .

Comme expliqué plus en détail par la suite, la relation (R2) permet de déterminer la valeur instantanée Q2em.i de la puissance réactive Q2em, à partir de valeurs instantanées Q41 .i, Q2.i et Q3.i des puissances réactives Q41 , Q2 et Q3, obtenues à partir de mesures.

L'unité de commande 5 calcule ensuite la valeur du courant de pilotage Ip, de la fréquence de pilotage fp du redresseur 41 en fonction de la différence entre la valeur instantanée de Q2em.i et la valeur de consigne Q2em.c de la puissance réactive Q2em. Ainsi, l'unité de commande 5 pilote le redresseur 41 pour que la troisième condition C soit respectée, ce qui permet de modifier le fonctionnement de l'installation 100 de manière à avoir un rendement maximum. La méthode de l'invention fonctionne grâce à un algorithme dont l'objet principal est de stabiliser et d'améliorer la réaction de l'installation 100 par rapport au signal de commande S5 qui constitue une consigne. De cette manière, l'installation 100 est asservie.

Les étapes de calcul appartenant à la méthode de l'invention et décrites ci- dessous sont successives, elles se déroulent les unes après les autres et sont répétées en boucle lors du fonctionnement de l'installation 100.

L'unité de commande 5 détermine la valeur instantanée Q2em.i de la puissance réactive électromagnétique Q2em fournie ou consommée par l'alternateur 2, au moyen de la relation (R2) :

Q2em = - Q2 - Q3 - Q41 .

Pour ce faire, dans une première étape 2001 , l'unité de commande détermine les valeurs instantanées Q2.i et Q3.i des puissances réactives Q2 et Q3 de l'alternateur 2 et du câble électrique 3. Par exemple, l'unité de commande 5 peut utiliser la définition de la puissance réactive : Q = 3.V.I.sincp. La chute de tension dans les bobines de l'alternateur 2 est égale à l'impédance de l'alternateur 2 multipliée par le courant qui traverse l'alternateur 2. Or, l'impédance de l'alternateur 2 est par nature principalement inductive et s'obtient en multipliant l'inductance de ligne L2 de l'alternateur 2, exprimée en H, par la pulsation du signal électrique sinusoïdal aux bornes de l'alternateur 2.

De la même manière, l'impédance du câble électrique 3 est considérée inductive et s'obtient en multipliant l'inductance de ligne L3 du câble électrique 3 par la pulsation du signal électrique sinusoïdal qui circule dans le câble électrique 3.

Comme les impédances de l'alternateur 2 et du câble électrique 3 sont purement inductives, elles ne sont pas sensibles aux variations de température.

De manière connue, l'argument φ d'une impédance purement inductive, qui correspond au déphasage entre la tension V et le courant I du signal électrique traversant cette impédance, est égal à π/2. Par ailleurs, la pulsation est égale à la fréquence du signal, multipliée par 2π.

Ainsi, Q2 = 3.(L2).27i.f2.I2 ² et Q3 = 3.(L3).27i.f2.I2 ² .

Pour déterminer les valeurs instantanées Q2.i et Q3.i, il est nécessaire d'avoir des valeurs instantanées f2.i et 12. i de la fréquence f2 et du courant 12.

Plusieurs alternatives permettent d'obtenir ces valeurs instantanées I2.i et f2.i. Premièrement, il est possible d'utiliser un capteur 8 qui mesure le courant 12 du signal S2 et transmet cette information à l'unité de commande 5 au moyen d'un signal S8 qui circule dans un câble électrique 13 qui relie le capteur 8 à l'unité de commande 5. L'unité de commande 5 déduit une valeur instantanée f2.i de la fréquence f2 du signal S2 à partir de la valeur instantanée 12. i du courant 12. En alternative, on obtient des valeurs instantanées 12. i et f2.i grâce au redresseur 41 qui, en interne, mesure le courant 12 et la fréquence f2.

De manière classique, les inductances de ligne L2 et L3 de l'alternateur 2 et du câble électrique 3 sont données par le fournisseur ou sont calculées à partir de modèles numériques. Les inductances de ligne L2 et L3 ne sont pas influencées de manière significative par les variations des paramètres extérieurs tels que la température. Il suffit de déterminer une seule fois les inductances L2 et L3, par exemple lors d'une étape de test.

Dans une deuxième étape 2002, l'unité de commande 5 détermine une valeur instantanée Q41 .i de la puissance réactive Q41 du redresseur 41 . De manière connue, la puissance réactive Q41 est donnée par la relation Q41 = 3.V2.I2.sin(cp2). La valeur instantanée 12. i du courant 12 est déterminée selon les alternatives expliquées ci-dessus. II y a plusieurs façons d'obtenir la valeur instantanée V2.i de la tension V2.

Dans une première alternative, la tension V2 est connue par le micro-contrôleur 43 puisque le micro-contrôleur 43 impose la valeur de la tension alternative V2 à l'entrée 41 1 du redresseur 41 . Ainsi, le micro-contrôleur 43 possède une donnée interne relative à cette tension V2. En estimant que le redresseur 41 ne fait pas d'erreur en délivrant la tension V2, on obtient une estimation de valeur instantanée V2.i de la tension V2. Par conséquent, il n'est pas toujours nécessaire d'effectuer une mesure de la tension V2. En alternative, le redresseur 41 peut mesurer en interne cette tension V2 par un capteur de tension.

Dans une deuxième alternative, le capteur 8 mesure la valeur instantanée V2.i de la tension V2.

La valeur instantanée cp2.i du déphasage cp2 se déduit directement à partir des mesures du courant 12 et de la tension V2.

Ainsi, au terme de la deuxième étape 2002, on connaît une valeur instantanée Q41 .i de la puissance réactive Q41 fournie ou consommée par le redresseur 41 .

D'autres approches peuvent être utilisées pour déterminer une valeur instantanée

Q41 .i de la puissance réactive 41 .

Dans une troisième étape 2003, l'unité de commande 5 détermine la valeur instantanée Q2em.i de la puissance réactive électromagnétique Q2em, au moyen de la relation (R2) Q2em.i = - Q2.i - Q3.i - Q41 .i, à partir des puissances réactives déterminées aux étapes 2001 et 2002. Pour que la troisième condition C soit respectée, la valeur instantanée Q2em.i de la puissance réactive électro-magnétique Q2em doit être nulle. Par ailleurs, étant donné que Q101 = 0, lorsque Q2em = 0, alors la relation (R1 ) équivaut à la relation (R3) Q41 = - (Q2 + Q3). Ainsi, le redresseur 41 doit augmenter ou diminuer de Q2em.i sa puissance réactive Q41 de manière à rétablir l'égalité entre Q41 et -(Q2 + Q3). La variation de la puissance réactive Q41 du convertisseur 4 correspond à la fois à une variation l'angle de déphasage cp2 entre le courant 12 et la tension V2 et à une variation de l'angle Ψ entre les champs électromagnétiques F21 et F22.

Dans une quatrième étape 2004, l'unité de commande 5 divise la valeur instantanée Q2em.i de la puissance réactive électromagnétique Q2em, déterminée lors de la troisième étape 2003, par la puissance apparente instantanée S2.i de l'alternateur 2, donnée par exemple par la relation S2.i=3.V2.i.I2.i. Les valeurs instantanées V2.i et 12. i de la tension V2 et du courant 12 sont déterminées comme expliqué ci-dessus. Le résultat de cette division donne une erreur instantanée ε.ί qui est sans unité, ce qui permet de faciliter les calculs et le réglage du régulateur. En effet, l'erreur instantanée ε.ϊ varie entre 0 et 1 . Lorsque l'erreur instantanée ε.ί est nulle, l'installation 100 fonctionne à son rendement maximum et les champs électromagnétiques F21 et F22 sont en phase. Lorsque l'erreur instantanée ε.ί est égale à 1 , l'angle Ψ entre les champs électromagnétiques F21 et F22 est égal à π/2 et l'installation 100 ne produit pas d'énergie électrique.

Ainsi, l'erreur instantanée ε.ί est proportionnelle, au sens mathématique du terme, à la valeur instantanée Q2em.i de la puissance réactive électromagnétique Q2em. Par ailleurs, conformément à la relation Q2em.i = - Q2.i - Q3.i - Q41 .i (R2), la valeur instantanée Q2em.i de la puissance réactive électromagnétique Q2em est égale à l'opposé de la somme des valeurs mesurées Q2.i, Q3.i et Q41 .i de la puissance réactive Q2 de l'alternateur 2, de la puissance réactive Q3 du câble électrique 3, et de la puissance réactive Q41 du premier convertisseur 41 .

Par conséquent, l'erreur instantanée ε.ί est déterminée en fonction de la puissance réactive Q41 du premier convertisseur 41 . En particulier, l'erreur instantanée ε.ί et la puissance réactive Q41 sont liées par la relation :

. _ - Q2.i - Q3.i - Q \.i

£ ^{l ~} S2.i

D'autre part, l'erreur instantanée ε.ί est déterminée à partir de la valeur mesurée 12. i du courant 12 du signal électrique S2 puisque la valeur mesurée 12. i du courant 12 intervient dans le calcul des valeurs mesurées Q2.i, Q3.i et Q41 .i de la puissance réactive Q2 de l'alternateur 2, de la puissance réactive Q3 du câble électrique 3 et de la puissance réactive Q41 du premier convertisseur 41 .

La quatrième étape 2004 est facultative. Dans ce cas, l'erreur instantanée ε.ί est égale à la valeur mesurée Q2em.i de la puissance réactive Q2em de l'alternateur 2. Par conséquent, l'erreur instantanée ε.ί est alors homogène à la puissance réactive Q41 du premier convertisseur 41 , puisque ces deux grandeurs ont la même unité : ce sont des puissances réactives, exprimées en volt-ampère (VA).

En variante, l'erreur instantanée ε.ί est proportionnelle à la valeur mesurée Q41 .i de la puissance réactive Q41 ou proportionnelle à l'image de la valeur mesurée Q41 .i de la puissance réactive Q41 par une fonction mathématique, notamment la fonction arcsinus ou sinus inverse.

Dans une première étape préalable 1001 , la valeur d'une erreur de consigne E. C est implémentée dans l'unité de commande 5. L'erreur de consigne E.C est égale à la valeur de consigne Q2em.c de la puissance réactive électromagnétique Q2em, divisée par la puissance apparente maximale S2 de l'alternateur 2. Ainsi, l'erreur de consigne E. C est proportionnelle à la valeur de consigne Q2em.c de la puissance réactive électromagnétique Q2em.

La méthode comprend une étape principale 3000 dans laquelle l'unité de commande 5 détermine la fréquence de pilotage fp et le courant de pilotage Ip.

Lors d'une première sous-étape 2005 de l'étape principale 3000, l'unité de commande 5 détermine une erreur finale ε égale à la différence entre l'erreur de consigne E. C et l'erreur instantanée ε.ϊ. L'erreur de consigne E. C est la valeur théorique que l'on souhaite donner à l'erreur instantanée ε. ϊ.

La valeur de consigne Q2em.c est fixée à une valeur nulle, selon la troisième condition C. Par conséquent, l'erreur finale ε est égale à l'erreur instantanée ε.ί.

L'erreur finale ε est la donnée d'entrée d'un correcteur de type régulateur proportionnel intégral prédéterminé.

Dans une deuxième sous-étape 2006 de l'étape principale 3000, l'unité de commande 5 détermine une différence de fréquence Af en fonction de l'erreur finale ε. La méthode de l'invention comprend une deuxième étape préalable 1002 dans laquelle l'utilisateur définit les constantes Kp et Ki du régulateur proportionnel intégral. En intégrant l'erreur finale ε, le régulateur proportionnel intégral délivre en sortie la différence de fréquence Af qui correspond à la différence entre la fréquence instantanée f2.i du signal S2 et la fréquence théorique que devrait avoir le signal S2 pour que la condition C soit vérifiée. Dans une troisième sous-étape 2007 de l'étape principale 3000, l'unité de commande 5 calcule la fréquence de pilotage fp en additionnant une rampe de fréquence fr ou une fréquence fixe fe à la différence de fréquence Af, en fonction du régime de fonctionnement de l'installation 100. La rampe de fréquence fr est entrée dans l'unité de commande 5 et est déterminée dans une troisième étape préalable 1003 pour être proche du démarrage idéal de l'installation 100, c'est-à-dire un démarrage où la fréquence de rotation f21 de l'hélice 10 de l'hydrolienne 1 augmente de manière à obtenir un démarrage rapide, mais pas trop rapidement afin de ne pas risquer un décrochage. La fréquence fixe fe est également déterminée lors de la troisième étape préalable 1003 et correspond à la fréquence moyenne du signal S2 lorsque l'installation 100 fonctionne en régime établi, dans des conditions standards, par exemple au début du cycle de production.

Lors des phases de démarrage de l'installation 100, le redresseur 41 impose la fréquence de rotation f21 de l'hélice 10, selon la rampe de fréquence fr. Ainsi, l'hélice 10 atteint rapidement une fréquence dite « de génération » à partir de laquelle l'installation 100 commence à produire de l'énergie électrique. Dès lors, la rampe de fréquence fr est remplacée par la fréquence fixe fe. La troisième sous-étape 2007 est facultative et lorsqu'elle est supprimée, la fréquence de pilotage fp est déterminée en additionnant la différence de fréquence Af avec la fréquence instantanée f.i.

Dans une quatrième sous-étape 2008 de l'étape principale 3000, l'unité de commande 5 détermine l'intensité de pilotage Ip à l'aide d'une table de données prédéterminées D indiquant l'intensité 12 du signal S2 en fonction de la fréquence f2 du signal S2, pour que l'hydrolienne 1 fonctionne à son point de fonctionnement optimal. Le point de fonctionnement optimal permet à l'hydrolienne 1 de récupérer un maximum d'énergie mécanique à partir des paramètres de l'écoulement E. Ces données D sont entrées dans l'unité de commande 5 lors d'une quatrième étape préalable 1004 en fonction des caractéristiques hydrauliques de l'hydrolienne 1 et des caractéristiques de l'alternateur 2. Les données D peuvent se déduire à partir d'une autre table de valeurs indiquant le couple maximal de l'hélice 10 en fonction de la fréquence de rotation f21 du moyeu 12 de l'hélice 10. L'intensité 12 du signal S2 est proportionnelle au couple électromagnétique T, et la fréquence de rotation f21 de l'hélice 10 est proportionnelle à la fréquence f2 du signal S2.

Dans une étape de pilotage 4000, l'unité de commande 5 transmet le signal S5 relatif à la fréquence de pilotage fp et au courant de pilotage Ip au micro-contrôleur 43 qui pilote le redresseur 41 de sorte que la fréquence f2 du signal S2 soit égale à la fréquence de pilotage fp et que le courant 12 du signal S2 soit égale au courant de pilotage Ip. L'unité de commande 5 répète en boucle les étapes décrites ci-dessus pendant le fonctionnement de l'installation 100. Par exemple, l'unité de commande 5 peut répéter les étapes avec une fréquence correspondant à un temps de cycle d'automate, 2ms par exemple.

La méthode de pilotage de l'invention présente sensiblement une structure de boucle à verrouillage de phase 200 ou « Phase Lock Loop » (P.L.L.) en anglais, représentée à la figure 2.

De manière connue, la boucle à verrouillage de phase 200 comporte un signal d'entrée S201 à fréquence variable, un détecteur de phase 202 qui génère un signal d'erreur S202 proportionnel à la différence de phase entre le signal d'entrée S201 et un signal de sortie S204 de la boucle à verrouillage de phase 200, un filtre passe bas 203 et un oscillateur 204 commandé en tension ou VCO (« Voltage Controlled Oscillator » en anglais) qui délivre un signal S204 dont la fréquence dépend du signal d'erreur S202.

La boucle à verrouillage de phase 200 permet de conserver une égalité de fréquence et de phase entre les signaux d'entrée S201 et de sortie S204.

Selon l'invention, le signal S2 correspond au signal d'entrée S201 . La fréquence f2 dépend de la fréquence de rotation f21 de l'hélice 10. La mesure de la puissance réactive assure la fonction du détecteur de phase 202. Le filtre passe-bas 203 est constitué par le régulateur proportionnel intégral et le convertisseur 4 assure la fonction de l'oscillateur 204 commandé en tension.

A la différence d'une boucle à verrouillage de phase classique où la fréquence du signal d'entrée S201 est indépendante de la fréquence du signal de sortie S204, la structure utilisée pour la méthode de l'invention possède une boucle de retour 205 qui transmet le signal de sortie S204 au détecteur de phase 202. Cette boucle de retour 205 représente un lien physique direct entre la fréquence de rotation f21 de l'hélice 10 et la fréquence f2 du signal S2.

En effet, la fréquence f2 du signal S2, et donc également la fréquence de rotation f21 de l'hélice 10, dépendent physiquement du couple électromagnétique T délivré par le convertisseur 4. Si le couple T diminue, alors les fréquences f2 et f21 diminuent également, et inversement.

Grâce à la boucle de retour 205, l'installation 100 est asservie. La méthode commande l'installation 100 par rétroaction négative.

En variante, l'installation 100 est une installation de conversion d'énergie éolienne en énergie électrique. Dans ce cas, une éolienne remplace l'hydrolienne 1 .

Dans une autre variante, l'hydrolienne 1 peut être remplacée par une turbine hydraulique. En variante non représentée, le capteur 8 est supprimé. En effet, l'intensité du courant 12 et le niveau de tension V2 sont mesurés directement par des capteurs internes du redresseur 41 . Dans ce cas, le micro-contrôleur 43 transmet ces données à l'unité de commande 5.

En variante, la deuxième condition B est vérifiée lorsque l'angle Ψ est constant et non nul. Lorsque l'angle Ψ est différent de zéro, la troisième condition C est respectée lorsque la puissance réactive électromagnétique Q2em de l'alternateur 2 n'est pas nulle, ce qui permet de démagnétiser les composants électriques de l'installation 100. Ainsi, le rendement de l'installation 100 est amélioré. Dans cette variante, lors de la première étape préalable 1001 , l'utilisateur définit une erreur de consigne z.c qui correspond à une puissance électromagnétique Q2em de l'alternateur 2 non nulle. En pratique, on choisira un angle de consigne Ψο compris entre -60 ° et +60 °, de préférence compris entre -30 ° et +30°. En effet, si l'angle Ψ est trop grand, alors l'alternateur 2 ne fonctionne pas à son point de fonctionnement optimal et le rendement de l'installation 100 se dégrade.

Dans un autre mode de réalisation, lors de l'étape principale 3000, l'unité de commande 5 calcule le courant de pilotage Ip et la fréquence de pilotage fp en fonction d'une variable différente de l'erreur finale ε et obtenue à partir d'une mesure de l'intensité du courant 12. Cette variable qui remplace l'erreur finale ε est proportionnelle ou homogène à une puissance réactive et correspond à l'entrée du régulateur proportionnel intégral. Par exemple, la variable peut être l'angle Ψ entre le champ électromagnétique statorique F21 et le champ électromagnétique rotorique F22, une variable homogène ou proportionnelle à l'angle Ψ, le sinus de l'angle Ψ ou une variable homogène ou proportionnelle au sinus de l'angle Ψ. Toutefois, la puissance réactive peut s'exprimer en fonction d'un angle différent de l'angle Ψ. Par exemple, en alternative, la variable peut être l'angle cp2 de déphasage entre la tension V2 et le courant 12 du signal S2, une variable proportionnelle ou homogène à l'angle cp2, le sinus de l'angle cp2 ou une variable homogène ou proportionnelle au sinus de l'angle cp2. La puissance réactive s'exprime en fonction du sinus de l'angle Ψ et permet donc de connaître le signe de l'angle Ψ, ce qui n'est pas forcément le cas pour d'autres grandeurs. Le signe de l'angle Ψ détermine si le redresseur 41 doit fournir ou consommer de la puissance réactive pour que la troisième condition C soit respectée. En variante, l'alternateur 2 est une machine asynchrone.

En variante non représentée, l'installation 100 comprend au moins un transformateur intercalé entre l'alternateur 2 et le convertisseur 4 et permettant notamment d'adapter le niveau de la tension du signal S2 délivré par l'alternateur 2 aux contraintes de tension imposées par le convertisseur 4. Il est possible de placer deux transformateurs entre l'alternateur 2 et le convertisseur 4. Le premier transformateur augmente le niveau de la tension V2 du signal S2 et abaisse l'intensité du courant 12 du signal S2. Par conséquent, les pertes par effet joules dans le câble électrique 3 sont réduites. Puis, un second transformateur placé entre le câble électrique 3 et l'entrée 41 1 du redresseur 41 diminue le niveau de la tension V2 et augmente l'intensité du courant 12 pour rétablir le signal S2.

En variante, le correcteur proportionnel intégral est remplacé par un autre type d'élément, dans la mesure où cet élément permet de déterminer une différence de fréquence en fonction d'un signal de consigne homogène ou proportionnel à une puissance réactive.

Les expressions mathématiques données dans la présente description peuvent être modifiées en fonction des composants électriques présents dans l'installation.

En outre, dans le cadre de l'invention, les différents modes de réalisation et variantes décrits ci-dessus peuvent être combinés entre eux, totalement ou partiellement.