FR3064127A1 - Procede de commande d'un chargeur de batterie d'accumulateurs electriques. - Google Patents
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Abstract
L'invention concerne un procédé de commande d'un chargeur d'accumulateurs électrique connecté à un réseau électrique triphasé, mettant en œuvre une régulation en boucle fermée comprenant : - Une étape de détermination (44) des consignes de courant ; - Une étape de correction (41) des courants ; - une étape de détermination (42) d'un paramètre de commande par phase, en fonction du signe des courants de phases ; et Une étape de commande (43) des interrupteurs commandés de chaque bras de pont du redresseur de Vienne en fonction du paramètre de commande.
Description
Titulaire(s) : RENAULT S.A.S Société par actions simplifiée, NISSAN MOTOR CO. LIMITED.
Mandataire(s) : RENAULT SAS.
FR 3 064 127 - A1
PROCEDE DE COMMANDE D'UN CHARGEUR DE BATTERIE D'ACCUMULATEURS ELECTRIQUES.
©) L'invention concerne un procédé de commande d'un chargeur d'accumulateurs électrique connecté à un réseau électrique triphasé, mettant en oeuvre une régulation en boucle fermée comprenant:
- Une étape de détermination (44) des consignes de courant;
- Une étape de correction (41) des courants;
- une étape de détermination (42) d'un paramètre de commande par phase, en fonction du signe des courants de phases; et
Une étape de commande (43) des interrupteurs commandés de chaque bras de pont du redresseur de Vienne en fonction du paramètre de commande.
Illllllllllllllllllllllllllllllllllllllllllll
Procédé de commande d’un chargeur de batterie d’accumulateurs électriques
La présente invention se rapporte à un procédé de commande d’un chargeur de batterie d’accumulateurs électriques.
Plus particulièrement l’invention porte sur un procédé de commande d’un chargeur comprenant un étage de redresseur de Vienne, alimenté par un réseau électrique triphasé.
Un chargeur de batterie d’accumulateurs électriques comprend îo généralement un étage de correction du facteur de puissance (aussi connu sous le nom anglophone de Power Factor Correction, PFC) et un étage de conversion continu-continu (aussi connu sous l’abréviation DC-DC) pour convertir la tension continue et le courant obtenu en sortie de l’étage de correction du facteur de puissance en des valeurs de tension/courant de recharge adaptées pour la batterie.
L’étage de correction du facteur de puissance peut comprendre un redresseur de Vienne, tel que décrit dans le document d’art antérieur EP94120245.
Pour commander les étages de correction de facteur de puissance on met 20 fréquemment en œuvre des stratégies de commande dites MLI (Modulation de Largeur d’impulsion, aussi connues sous le nom de PWM, de l’anglais Puise
Width Modulation).
Cependant, dans le cadre d’un chargeur à redresseur de Vienne, alimenté électriquement par un réseau électrique triphasé, les stratégies de commandes
MLI sont relativement complexes à développer et à mettre au point, en particulier de par le nombre d’équations à prendre en compte.
En outre, de par le caractère unidirectionnel du redresseur de Vienne, une stratégie de commande MLI pose des problèmes lors du passage par zéro du courant électrique.
Les stratégies classiques de commande MLI, appliquées aux redresseurs de Vienne, posent par conséquent, des problèmes de stabilité et de commandabilité du système, en particulier lorsqu’il convient de s’adapter à toute impédance de ligne du réseau électrique de charge.
Aussi, il existe le besoin d’une stratégie de commande d’un redresseur de Vienne, plus simple et résolvant les problèmes énoncés précédemment.
On propose un procédé de commande d’un chargeur d’accumulateurs électrique connecté à un réseau électrique triphasé, ledit chargeur d’accumulateurs comprend un étage de correction du facteur de puissance comportant un redresseur de Vienne formé de trois bras de pont s’étendant chacun entre deux bornes de sortie et chaque bras de pont étant associé à un interrupteur commandé.
Ledit procédé mettant en œuvre une régulation en boucle fermée io comprenant :
- Une étape de détermination des consignes de courant ;
- Une étape de correction des courants ;
- une étape de détermination d’un paramètre de commande par phase, en fonction du signe des courants de phases ; et
- Une étape de commande des interrupteurs commandés de chaque bras de pont du redresseur de Vienne en fonction du paramètre de commande.
Ainsi on peut améliorer la qualité du courant de charge, tout en présentant une calibration relativement simple, générant moins de pertes et par conséquent un meilleur rendement du chargeur.
Avantageusement et de manière non limitative, l’étape de détermination d’un paramètre de commande comprend la détermination des valeurs de rapports cycliques pour chaque interrupteur commandé du redresseur de Vienne.
Avantageusement et de manière non limitative, l’étape lesdits paramètres de commandes sont définis de telle sorte que la somme des paramètres de commande est nulle à chaque instant. Ainsi l’addition d’un signal aux paramètres de commande permet de réduire les ondulations du courant en sortie du redresseur.
Avantageusement et de manière non limitative, pour chaque phase, le paramètre de commande, est égal au rapport cyclique de l’interrupteur associé à ladite phase lorsque le courant est positif, tandis que le paramètre de commande est égal à l’unité moins le rapport cyclique de l’interrupteur associé à ladite phase lorsque le courant est négatif.
Avantageusement et de manière non limitative, l’étape de détermination d’un paramètre de commande comprend la génération d’une fonction de balayage triangulaire, et une étape de logique combinatoire fonction des rapports cycliques et des signes de courants de phases.
Avantageusement et de manière non limitative, l’étape de logique combinatoire comprend une opération OU exclusif, XOR, fonction d’une commande de tension, d’une mesure de courant et de ladite fonction de to balayage générée.
Avantageusement et de manière non limitative, l’étape de détermination des consignes de courant comprend une étape de transformation du vecteur de consigne et du vecteur de courant dans un espace bidimensionnels.
En particulier, ladite étape de transformation met en oeuvre une 15 transformée de Clarke.
Avantageusement et de manière non limitative, l’étape de correction des courants comprend un correcteur Proportionnel-Intégral-Dérivé (PID).
L’invention concerne aussi un dispositif de commande d’un chargeur d’accumulateurs électrique connecté à un réseau électrique triphasé mettant en oeuvre un procédé de commande tel que décrit précédemment.
D’autres particularités et avantages de l’invention ressortiront à la lecture de la description faite ci-après d’un mode de réalisation particulier de l’invention, donné à titre indicatif mais non limitatif, en référence aux dessins annexés sur lesquels :
- la figure 1 est un vue schématique d’un étage de correction du facteur de puissance comprenant un redresseur de Vienne ;
- la figure 2 est une représentation des courants d’un réseau triphasé équilibré ;
- la figure 3 est une vue simplifiée d’un étage de correction du facteur de 30 puissance de la figure 1 ;
- la figure 4 est une vue schématique d’une boucle d’asservissement des courants de phase selon un mode de réalisation de l’invention ;
- la figure 5 est un diagramme bloc d’une boucle de courant selon l’invention ;
- la figure 6 est représentation de la boucle d’asservissement de la figure 4, pour la première phase d’un réseau triphasé ;
- la figure 7 est une vue schématique de la commande des interrupteurs selon un mode de réalisation de l’invention.
L’invention concerne un procédé de commande d’un chargeur 1 d’accumulateurs électriques, comprenant un étage de correction du facteur de puissance 3 comportant un redresseur de Vienne 3.
îo Le chargeur 1 de batterie d’accumulateurs électriques est adapté pour recevoir des tensions alternatives e1, e2, e3 d’un réseau électrique triphasé 2 et de les convertir en une tension continue afin de recharger les accumulateurs.
L’étage de correction du facteur de puissance 3 comprend un redresseur de Vienne 3, comportant au moins trois bras de pont 31, 32, 33 s’étendant chacun entre deux bornes de sortie P, N de l’étage de correction du facteur de puissance 3. Deux capacités de sortie de valeurs égales sont montées en série entre les bornes P et N de sortie de l’étage de correction du facteur de puissance.
Chaque bras de pont 31, 32, 33 est apte à être connecté en un point milieu, respectivement A, B, C, via une inductance 311, 321, 331, à une phase e1, e2, e3 d’un réseau électrique 2.
Le redresseur de Vienne 3 comprend pour chaque bras de pont 31, 32, 33, un montage d’interrupteurs commandés S1, S2, S3 relié d’une part au point milieu A, B, C du bras de pont 31, 32, 33 correspondant et d’autre part en un point milieu de sortie O de l’étage de correction du facteur de puissance 3, situé entre les deux capacités de sortie.
Les interrupteurs commandés S1, S2, S3 sont bidirectionnels en tension et en courant. En particulier, chacun est constitué de deux MOSFET de puissance montés en anti-série.
On entend par bras de pont 31, 32, 33, un montage bien connu en électronique, constitué de deux composants (par exemple des diodes, transistor, thyristors) connectés en série, et avec un point milieu A, B, C, pouvant servir de prise de contact, entre les deux.
Les inductances 311, 321, 331 sont associées ici en série chacune avec une résistance selon un montage bien connu à deux dipôles en série (L, R) sur chaque phase, assurant la continuité des courants de phase il, i2 et i3.
Ainsi, à tout instant, pour chaque phase, lorsque l’interrupteur S1, S2, S3 est ouvert, sauf pendant de très courts moments lorsque il, i2 ou i3 passe par zéro, la tension de bras de pont VAo, VBo ou VCo prend la valeur +Vdch ou -Vdcl selon que il, i2 ou i3 est positif ou négatif.
D’autre part, lorsque l’interrupteur S1, S2 ou S3 est fermé, la tension du bras de pont VAo, VBo ou VCo est égale à zéro.
Pour simplifier la lecture de la description on emploie la variable j en tant que valeur de la phase électrique considérée, comprise entre 1 et 3, du réseau électrique triphasée 2.
Ainsi pour j = 1, Dj et D’j (respectivement D1 et D’1) correspondent aux diodes du bras de pont 31 associé à la première phase e1 du réseau triphasé 2.
Les interrupteurs sont alternativement fermés ou ouverts de manière périodique de période noté Tsw.
Le temps de fermeture rapporté à la période sur la phase j est Àj (j = 1, 2, 3), on parle ici de rapport cyclique. On note Vdch=Vdcl=Vdc, la tension aux bornes des capacités de sortie de l’étage de correction du facteur de puissance étant régulée à une même valeur constante en aval par le DC-DC relié luimême en aval à la batterie.
Pour chaque bras de pont, lorsque la diode haute Dj de la phase j est passante, soit ij positif, la tension moyenne aux bornes de l’interrupteur Sj est égale à Vj = (1 - Àj).Vdc, tandis que lorsque la diode basse D’j de la phase j est passante, soit ij négatif, la tension moyenne aux bornes de l’interrupteur Sj est : Vj = -(1 - Àj).Vdc
Ainsi, pour chaque phase j, j compris entre 1 et 3, dVj/dÀj est positif et égal à Vdc si ij négatif et est négatif et égal à -Vdc si ij positif.
Aussi, on définit un paramètre aj de sorte que :
• aj= Àj si ij>0 • aj= 1 -Àj si ij<0
Ainsi, dVj/daj est toujours négatif et égale à -Vdc quel que soit le signe du courant ij et :
y _ f(l — ^yOK/C 0 > 0 1 — Gy'Kic 0 < θ
Pour assurer la correction du facteur de puissance, les courants il, i2, i3 doivent être sinusoïdaux et en phase avec les tensions e1, e2, e3.
Un réseau triphasé est défini par les équations de courant suivantes :
(ti = Im cos Θ i2 = Im cos(0 — 120°) i3 = Im cos(0 + 120°)
Avec lm la valeur de courant crête du réseau et θ l’angle électrique.
En référence à la figure 2, on identifie 6 secteurs, numérotés 1 à 6, en fonction de la polarité des courants de phase. Les secteurs représentés sont définis dans le tableau suivant :
| Secteur (k) | 1 | 2 | 3 | 4 | 5 | 6 |
| Θ (angle) | -30:30 | 30:90 | 90:150 | 150:210 | 210:270 | 270:330 |
| Signe (h) | + | + | - | - | - | + |
| Signe (i2) | - | + | + | + | - | - |
| Signe (i3) | - | - | - | + | + | + |
| V-|/Vdc | 1 - ai | 1 - ai | - ai | - ai | - ai | 1 - ai |
| v2/vdc | - a2 | 1 - a2 | 1 - a2 | 1 - a2 | - a2 | - a2 |
| v3/vdc | - a3 | - a3 | - a3 | 1 - a3 | 1 - a3 | 1 - a3 |
| hi | 1 | 1 | 0 | 0 | 0 | 1 |
| h2 | 0 | 1 | 1 | 1 | 0 | 0 |
| h3 | 0 | 0 | 0 | 1 | 1 | 1 |
| (V1+ V2+ V3)/Vdc | 1-Zaj | 2-Zaj | 1-Zaj | 2-Zaj | 1-Zaj | 2-Zaj |
Par soucis de simplification on transforme le redresseur de tension tel que to défini en figure 1 par un équivalent simplifié, modélisé en deux réseaux triphasés étoile à neutres isolés, tel que représenté en figure 3.
Dans ce redresseur équivalent, le neutre étant isolé, la somme des courants est nulle, il + i2 + i3 = 0, et le système des courants est donc à deux degrés de liberté.
Par conséquent, un système des courants peut être formalisé comme suit :
Avec Z l’impédance du dipôle (R, L), h - i2 = 1/7 [(ei - e2) - (Ti - ^)] ï2 — Ï3 = 1/7 [(e2 — e3) — (Y2 ~ ^3)] h + i2 + h = θ
Ainsi :
| 1 | -1 | 0 | h |
| 0 | 1 | -1 | ύ |
| 1 | 1 | 1 | û |
| 1 | -1 | 0 | e, - V± |
| 0 | 1 | -1 | e2 ~ ^2 |
| 0 | 0 | 0 | e3 — I3 |
| ii Ù | 1 _ 3Z | 2 -1 -1 -1 2 -1 | e, - Γ, e2 ~ ^2 | (équation 1) | |
| û | -1 -1 2 | e3 — I3 |
Or étant donné que VjA/dc = hj(k) - aj, avec hj(k) prenant la valeur 1 ou 0 suivant la phase j et le secteur numéro k identifié, selon le tableau précédent ;
et en posant :
/i'i(k) h'Xk)
| 2 -1 -1 | h1(k) | ||
| -1 2 -1 | h2(k) | (équation 2) | |
| -1 -1 2 | h3(k) |
Nous obtenons :
| 2 -1 -1 | «, | h'Xk.) | 1 | 2 | -1 -1 | ei | ||
| -1 2 -1 | «2 | v ac 7 | h'Xk) | + 77 | -1 | 2 -1 | e2 | |
| -1 -1 2 | «3 | Δ | h'Xk) | -1 | -1 2 | e3 |
io Dans le cas particulier d’un réseau triphasé équilibré où :
Îel = Kn cos Θ e2 = Vm cos(0 - 120°) e3 = Vm cos(0 + 120°)
Avec Vm la tension crete du reseau,
Et dans lequel à chaque instant la somme des tensions d’entrée est nulle, e1 + e2 + e3 = 0, on peut simplifier l’équation précédente de sorte à obtenir :
| h | _Vdc | 2 | -1 | -1 |
| ύ | 3Z | -1 | 2 | -1 |
| û | -1 | -1 | 2 |
| «, | /i'i(k) | 1 | ei | |
| «2 | v ac 7 | + 7 | e2 | |
| «3 | Z | Z | e3 |
De plus, l’addition d’un signal 15 courants ij.
En effet, lorsque :
«2
U3 aux aj (ou aux Vj) ne modifie pas les a1Q + x a20 + x «30 +x
| ii | Vdr | 2 | -1 | -1 | a10 + x | Vdr | b'i(/c) | 1 | ei | |
| i2 | UC 17 | -1 | 2 | -1 | a20 + x | UC 7 | + 7 | e2 | ||
| ύ | ULJ | -1 | -1 | 2 | «30 +X | L | /i'3(k) | Z | e3 |
| ii | Vdr | 2 -1 -1 | «io | Vdr | /i'i(k) | 1 | ei | |
| i2 | UC ~ 37 | -1 2 -1 | a20 | UC 7 | /i'2(k) | + 7 | e2 | |
| ύ | OZ | -1 -1 2 | a30 | Z | /i'3(k) | e3 |
Donc, l’ajout d’un 3ème harmonique « x » à aj ne modifie pas ij quel que soit « x ».
En choisissant une stratégie de commande tel que Xajo = 0, le courant ij de la phase j devient uniquement dépendant de aj, et les boucles de courant deviennent alors indépendantes :
= Vdc Z a10 a20 a30
Vdc
Z
ei e2 e3 (équation 3)
Le choix Xajo = 0 permet d’avoir une tension de mode commun moyenne Vo égale à :
Vo=- 1/3 (Vt +V2+ V3~) = Vdc/3 faj - = Vdc(x - ΣΛ7(/ί)/3)
Ainsi, on détermine pour les 6 secteurs du tableau précédent :
| Secteur (k) | 1 | 2 | 3 | 4 | 5 | 6 |
| Vo/Vdc | x-1/3 | x-2/3 | x-1/3 | x-2/3 | x-1/3 | x-2/3 |
Pour asservir les courants il, i2 et i3 à une consigne triphasée de courants il*, i2* et i3*, On met en œuvre une représentation vectorielle en définissant un vecteur de consigne, un vecteur de courant et leur différence que l’on nomme erreur de courant.
Sachant que les courants et donc les consignes sont de somme nulle, ces vecteurs n’ont que deux degrés de liberté.
Par conséquent, on transforme ces vecteurs par une transformée linéaire de Clarke.
La matrice de Clarke employée est la suivante :
| 1 | -0.5 V3 | -0.5 V3 |
| 0 | 2 | 2 |
| 0.5 | 0.5 | 0.5 |
Et la matrice de Clarke inverse est alors :
| 1 | 0 | 1 | |
| C-1 = | -0.5 | V3 2 | 1 |
| -0.5 | V3 2 | 1 |
Par application de la transformé de Clarke aux courants ij et à leur références i* on obtient respectivement:
| h | U | ||
| c- | ύ | = | t/? |
| û | io |
Et
| C | G ύ | — | i* <-a i* 1β |
| ύ | i* f0 |
Étant donné que la somme iodes courants il, i2, i3, est nulle, on pose que la somme i0* des courants de références i* l’est aussi.
On met en oeuvre une boucle d’asservissement 40 en référence à la figure 4.
L’objectif de la boucle d’asservissement 40 est de présenter au réseau d’alimentation un réseau de courant équilibré avec un οοε(φ) de 1.
Cette boucle d’asservissement fermée 40 comprend un correcteur proportionnel intégral dérivé (PID) 41, suivi d’un moyen de calcul des rapports cycliques 42, un moyen de commande des MOSFET de modulation 43 et le redresseur de Vienne 3.
Les courants de sortie mesurés du redresseur de Vienne 3 sont soustraits à l’entrée qui correspond à la sortie de l’organe 44 de détermination des consignes de courant, ce qui permet d’en déduire l’erreur.
Le réseau d’alimentation électrique 2 peut présenter des tensions chargées d’harmoniques et imparfaitement équilibrées.
Un réseau 2 dépourvu d’harmoniques mais non équilibré est alors considéré comme la superposition de trois réseaux : un réseau direct équilibré, un réseau indirect équilibré et un réseau homopolaire (formé de trois sinusoïdes égales en amplitude et strictement en phase).
On filtre donc le réseau 2 des tensions d’alimentation de sorte à éliminer les harmoniques ainsi que les phases transitoires due aux résonnances provoquées par l’impédance de ligne.
Le filtre mis en oeuvre ne présente pas de déphasage sur le terme 5 fondamental direct et ne présente pas non plus de temps d’initialisation excessif.
A cette fin, il faudra compenser l’effet du filtre en phase et en gain ou choisir un filtre passe-bas dans l’espace de Park. L’implantation du filtre dans l’espace de Park permet en effet d’avoir une absence de déphasage à la îo fréquence du réseau.
Un diagramme bloc de cette boucle de courant est représenté en figure 5.
La fonction MLI est assimilable à un bloqueur Ho, soit en première approximation un retard pur de τ =Tsw/2 :
l — e~TS H0(s) =--Hcs(s) représente la fonction de transfert du capteur de courant et du filtre 15 associé au courant mesuré.
Si on considère que la seule impédance liant la tension e1, e2, e3 au courant il, i2, i3 est la self série (R, L) ce qui revient à négliger l’impédance de source du réseau 2, la fonction de transfert en boucle ouverte en courant sera :
Vdc t,(s) = (Æ ; is) 'C(s) ' •(T'w
Et la fonction de transfert en boucle fermé est alors:
f ll~lfs'ï+Tiei
Les tensions d’alimentation mesurées peuvent être appliquées en «feedforward» en sortie de correcteur. De plus, la compensation h’j(k) permet d’introduire une compensation directe lié à l’inversion du signe des courants.
Ainsi, les discontinuités visualisées habituellement sur les courants sont significativement réduites.
La boucle d’asservissement des courants selon l’invention, telle qu’illustrée par la figure 6, est fonction des paramètres aj0 qui sont les sorties des correcteurs PID corrigées des termes h’j(k), fonctions du secteur défini par les signes des courants représentés dans le tableau de signes précédent.
Les paramètres aj0 sont augmentés d’une quantité commune x pour devenir les a, qui sont tous positif et inférieur à 1 à condition que:
— Kn/K/c < % < Kn/K/c
Par exemple, on peut décider que le plus petit des trois aj0 est égal à 1 moins le plus grand des trois. On démontre sans difficulté dans ce cas que :
— (jXjO,max h % =-2Comme Xajo = 0, -(ajo, max + ajo, min) est égal à la valeur intermédiaire de aj0 qui correspond pour un vecteur v de dimension 3 à la fonction mathématique médian (v), alors :
+ médian (r) x = - ; v = [a10, <^20' a3o] io Ce paramètre x ajouté aux aj0 ne modifie pas les tensions composites et donc n’a aucun effet sur les courants d’entrée. Les a, sont ainsi tous positif et centrés sur la valeur 0.5.
Le paramètre x a un effet sur les courants de sortie idc+ et idc- (cf. figure 1). On pourra donc choisir x de telles sortes à réduire les ondulations de ces courants.
En particulier si nous cherchons à avoir un courant idc+= idc- = ldc=cte ou en d’autres termes que ic = 0, le vecteur x à appliquer dans chacun des
Pour la commande des MOSFET S1, S2, S3 par l’organe de commande 43, on connaît que la modulation de largeur en impulsion ou MLI entre deux tensions V1 et V2 permet de réaliser une tension moyenne égale à Vmoy = (1-2)-14+2-1/,
Un des inconvénients de la modulation MLI est le bruit qui résulte du découpage entre V1 et V2.
Le bruit sur les tensions composites est très différent suivant le calage des impulsions générées.
Dans le cas de la commande vectorielle ou intersective des machines 10 triphasées il est connu que la MLI centrée, où les impulsions générées de largeur variable partagent l’instant de leur milieu, présente un avantage certain de réduction du bruit de découpage.
Dans le cas du redresseur de Vienne 3, l’optimisation du bruit sur le courant passe par l’optimisation de la génération des impulsions. Pour y parvenir on découple les impulsions de tension correspondantes aux courants positifs de celles correspondant aux courants négatifs
Enfin ce choix de la désynchronisation des créneaux de conduction des interrupteurs des phases à courant positifs par rapport à ceux des phases à courant négatifs est bénéfique et conduit à la réduction du bruit de découpage observé sur les courants.
En référence à la figure 7, les signaux de commande de S1, S2, S3 associent le comportement d’un relais classique à une logique tenant compte des signes des courants.
Ce moyen de balayage identique sur chaque phase comprend :
- Un générateur de la fonction de balayage triangulaire ;
- Un détecteur de signe du courant ;
- Une logique combinatoire entre signe du courant et comparateur.
Le OU exclusif (XOR) inverse la logique de commande des MOSFET en fonction du signe du courant mesuré, ce qui rétabli la logique de commande du redresseur de Vienne tout en décalant automatiquement les commandes sur les phases à courant positif par rapport à celles à courant négatif, conformément à la logique proposée au début.
Selon un mode de réalisation alternatif de l’invention, on peut mettre en œuvre un contrôle pseudo-analogique de commande tout ou rien linéarisé par balayage. Cette alternative est à la base des asservissements par tout-ou-rien, ou asservissement à relais. Son principe consiste à commander un processus de puissance proportionnellement à un signal de faible puissance dont le contenu spectral est limité.
Pour cela on utilise comme organe de puissance un dispositif tout ou rien de type « relais » avec ou sans seuil.
Une hystérésis est fréquemment utilisée pour entretenir une auto îo oscillation dont l’amplitude sera limitée par le caractère non-linéaire du relais.
Suivant les caractéristiques de la boucle reliant le signal de commande du relais à l’état électrique de l’organe alimenté par le relais, on remarque l’établissement d’un cycle limite. La fréquence et l’amplitude de ce cycle limite dépendent du transfert caractéristique de l’organe supposé linéaire et du transfert d’un éventuel correcteur, précédant le relais.
La forme du cycle limite a tendance à se confondre à une sinusoïde. Un filtre passe-bas en sortie du correcteur est alors placé pour stabiliser la fréquence du cycle limite et sa forme sinusoïdale.
En superposant à la boucle d’auto-oscillation, une commande à fréquence 20 notablement inférieure, la valeur moyenne du signal derrière le relais ne sera plus nulle mais sera sensiblement proportionnelle à la valeur moyenne de la commande du relais.
Si cette valeur varie lentement devant la fréquence du cycle limite on vérifie que la présence de ce cycle « linéarise » la tension moyenne derrière le relais ; l’ensemble étant assimilable à un gain.
Claims (10)
- REVENDICATIONS1. Procédé de commande d’un chargeur (1) d’accumulateurs électrique connecté à un réseau électrique triphasé (2), ledit chargeur (1) d’accumulateurs5 comprend un étage de correction du facteur de puissance (3) comportant un redresseur de Vienne (3) formé de trois bras de pont (31, 32, 33) s’étendant chacun entre deux bornes de sortie (P,N) et chaque bras de pont (31, 32, 33) étant associé à un interrupteur commandé (S1, S2, S3), ledit procédé mettant en œuvre une régulation en boucle fermée comprenant : îo - Une étape de détermination des consignes de courant (44) ;- Une étape de correction des courants (41 ) ;- une étape de détermination (42) d’un paramètre de commande a, (91, 92, 93) par phase, en fonction du signe des courants de phases (il, i2, i3) ; et15 - Une étape de commande des interrupteurs (43) commandés de chaque bras de pont (31, 32, 33) du redresseur de Vienne (3) en fonction du paramètre de commande aj (91, 92, 93).
- 2. Procédé selon la revendication 1, caractérisé en ce que l’étape de20 détermination (42) d’un paramètre de commande (aj) comprend la détermination des valeurs de rapports cycliques pour chaque interrupteur commandé du redresseur de Vienne (3).
- 3. Procédé selon la revendication 2, caractérisé en ce que lesdits paramètres25 de commandes sont définis de telle sorte que la somme des paramètres de commande (αβ est nulle à chaque instant.
- 4. Procédé selon l’une quelconque des revendications 1 à 3, caractérisé en ce que pour chaque phase, le paramètre de commande (αβ, est égal au rapport30 cyclique (À,) de l’interrupteur associé à ladite phase lorsque le courant est positif, tandis que le paramètre de commande (αβ est égal à l’unité moins le rapport cyclique (À,) de l’interrupteur associé à ladite phase lorsque le courant est négatif.
- 5. Procédé selon la revendication 1, caractérisé en ce que l’étape de détermination (42) d’un paramètre de commande (91, 92, 93) comprend la génération d’une fonction de balayage triangulaire, et une étape de logique5 combinatoire fonction des rapports cycliques (À1, À2, A3) et des signes de courants de phases (il, i2, i3).
- 6. Procédé selon la revendication 5 caractérisé en ce que l’étape de logique combinatoire comprend une opération OU exclusif (XOR) fonction d’une io commande de tension, d’une mesure de courant et de ladite fonction de balayage générée.
- 7. Procédé selon l’une quelconque des revendications 1 à 6, caractérisé en ce que l’étape de détermination des consignes de courant (44) comprend une15 étape de transformation du vecteur de consigne et du vecteur de courant dans un espace bidimensionnels.
- 8. Procédé selon l’une quelconque des revendications 1 à 7, caractérisé en ce que ladite étape de transformation met en œuvre une transformée de Clarke.
- 9. Procédé selon l’une quelconque des revendications 1 à 8, caractérisé en ce que l’étape de correction des courants (41) comprend un correcteur Proportionnel-Intégral-Dérivé (PID).25
- 10. Dispositif de commande d’un chargeur (1) d’accumulateurs électrique (5) connecté à un réseau électrique triphasé (2) mettant en œuvre un procédé de commande selon l’une quelconque des revendication 1 à 9.1/4 il e1O-π~η-Πv1Fïg.3 i2Q B o i3 e3 v3 θΐΤΤΏΞϊ-Θe2 v22/4 rx~JCM3/4 ?oB σ>ο d’N4/4T- CN05 05CyD « ωΛ ACO fPÎ (>ΖΛ nv_yLOVyCNCCD vyCO c
Γί <. M £Ώ fl ^- 03 CM 1 03 CO vJ CD u. O CD L™ LJ c»CD r\ hvySignal Commande de S1 Commande de S2 Commande de S3 Nom 05 CN O) CO 05 Sortie - CN CO Signal Rapport cyclique λ1 Rapport cyclique λ2 Rapport cyclique λ3 Courant A Courant B Courant C Fonction de balayage triangulaire Nom 05 CD cr m I 05 CD cr o I 05 CD cr _c In2 In3 sig Entrée T— CN CO xr LO CD r- - sig -
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| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| CN109905044A (zh) * | 2019-04-19 | 2019-06-18 | 南京航空航天大学 | 一种Vienna整流器的容错控制方法 |
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| US20020149953A1 (en) * | 1999-08-06 | 2002-10-17 | Smedley Keyue M. | Unified constant-frequency integration control of three-phase power factor corrected rectifiers, active power filters, and grid-connected inverters |
| CN204597799U (zh) * | 2015-05-28 | 2015-08-26 | 哈尔滨理工大学 | 基于60°坐标系的三相vienna整流器 |
| US20160268920A1 (en) * | 2015-03-09 | 2016-09-15 | Siemens Aktiengesellschaft | Method for controlling a vienna rectifier |
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2017
- 2017-03-15 FR FR1752112A patent/FR3064127B1/fr active Active
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| CN109905044A (zh) * | 2019-04-19 | 2019-06-18 | 南京航空航天大学 | 一种Vienna整流器的容错控制方法 |
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