FR3067885A1

FR3067885A1 - Procede de commande d'un redresseur de vienne triphase.

Info

Publication number: FR3067885A1
Application number: FR1755415A
Authority: FR
Inventors: Najib Rouhana
Original assignee: Renault SAS; Nissan Motor Co Ltd
Current assignee: Renault SAS; Nissan Motor Co Ltd
Priority date: 2017-06-15
Filing date: 2017-06-15
Publication date: 2018-12-21
Anticipated expiration: 2037-06-15
Also published as: FR3067885B1

Abstract

L'invention concerne un procédé (6) de commande d'un redresseur de Vienne triphasé, comprenant une pluralité d'interrupteurs de puissance commandés associés chacun à une phase électrique ; le procédé comprenant : - une étape de transformation (60) de trois tensions composées de consigne fournies en trois tensions simples; - une étape de calcul de valeurs de tension simples modifiées en fonction des trois tensions simples ; - une étape de calcul (61) d'une composante homopolaire à injecter en fonction de la plus grande et de la plus petite des trois tensions simples modifiées ; - une étape de calcul de valeurs de modulantes pour chaque phase du redresseur de Vienne triphasé en fonction de la composante homopolaire calculée à injecter et des trois tensions simples ; et - une étape de génération (62) de six signaux de commutations des interrupteurs de puissance commandés, en fonction du signe des courants de phases du redresseur de Vienne triphasé et des valeurs de modulantes calculées.

Description

Procédé de commande d’un redresseur de Vienne triphasé

La présente invention concerne un procédé de commande d’un redresseur triphasé pour un dispositif de charge à entrée triphasée, comprenant un convertisseur AC-DC (courant alternatif-courant continu) isolé. Un tel dispositif de charge est particulièrement adapté pour une utilisation en tant que dispositif embarqué dans un véhicule automobile électrique ou hybride.

Ces véhicules sont équipés de batteries électriques haute tension et comprennent généralement des chargeurs embarqués, c’est-à-dire des dispositifs de charge des batteries électriques qui sont montés directement sur les véhicules. La fonction principale de ces dispositifs de charge est la recharge des batteries à partir de l’électricité disponible sur le réseau de distribution électrique. Ils assurent donc une conversion d’un courant alternatif en courant continu. Les critères recherchés pour les dispositifs de charge, et tout particulièrement pour les chargeurs embarqués, sont un rendement élevé, un faible encombrement, une isolation galvanique, une bonne fiabilité, une sécurité de fonctionnement, une faible émission de perturbations électromagnétiques, et un faible taux d’harmoniques sur le courant d’entrée.

On se place ici dans la catégorie des dispositifs de charge à entrée triphasée, qui présentent une puissance de charge supérieure relativement aux dispositifs de charge à entrée monophasée. La figure 1 illustre une topologie connue d’un dispositif de charge 10 isolé, embarqué sur un véhicule électrique ou hybride pour la recharge de la batterie haute tension du véhicule à partir du réseau électrique triphasé 30 auquel le dispositif de charge embarqué 10 est connecté par l’intermédiaire de l’impédance de ligne 40 du réseau.

Afin de mettre en oeuvre la fonction de conversion AC-DC avec isolation galvanique, il est connu d’utiliser un dispositif de charge 10 comprenant un premier convertisseur AC-DC, qui comporte un circuit correcteur de facteur de puissance 20 (PFC, pour « Power factor Correction ») afin de limiter les harmoniques de courant d’entrée, et un deuxième convertisseur DC-DC (courant continu-courant continu) 12, pour assurer la régulation de la charge et également pour assurer la fonction d’isolation pour la sécurité d’utilisation. Un filtre d’entrée 13 est classiquement intégré en entrée du dispositif de charge embarqué 10, en amont du circuit PFC 20 par rapport au réseau électrique triphasé 30.

Le circuit PFC 20 est commandé par un contrôleur intégré (non représenté), qui analyse et corrige en temps réel l’allure du courant par rapport à la tension. II en déduit les erreurs de forme par comparaison avec la sinusoïde redressée de la tension et il les corrige en contrôlant la quantité d’énergie grâce à un découpage haute fréquence et un stockage d’énergie dans une inductance. Son rôle est plus précisément d’obtenir un courant non déphasé et le plus sinusoïdal possible en entrée de l’alimentation du chargeur.

îo Pour le circuit PFC 20, il est connu, notamment du document d’art antérieur CN104811061, de mettre en oeuvre un redresseur triphasé trois niveaux à trois interrupteurs, communément connu sous le nom de redresseur triphasé de Vienne, tel que décrit dans le document d’art antérieur EP94120245 et en figure 2.

Le choix de cette topologie est en effet particulièrement avantageux du point de vue des performances pour la correction de facteur de puissance.

Dans un redresseur triphasé de Vienne 20, chaque phase de la tension d’entrée alternative triphasée 30 est reliée par des inductances respectives La, Lb, Le à un bras de commutation 1, 2, 3 du redresseur 20, lequel est pourvu d’une cellule d’interrupteurs de puissance respectivement Sa, Sb, Sc.

Les cellules d’interrupteurs de puissance Sa, Sb, Sc étant disposées chacune entre une inductance respective La, Lb, Le et un point milieu O entre les deux tensions de sortie Vdch et Vdcl du redresseur 20, correspondant respectivement à la tension sur un premier condensateur de sortie C1 connecté entre le point milieu O et une ligne d’alimentation positive H et à la tension sur un deuxième condensateur de sortie C2 connecté entre le point milieu O et une ligne d’alimentation négative L.

Généralement pour commander un tel redresseur de Vienne 20, on mesure les tensions et les courants en entrée de chaque interrupteur Sa, Sb,

Sc ainsi qu’en sortie du redresseur et on utilise des boucles de régulation permettant de générer des rapports cycliques nécessaires pour régler le temps de conduction moyen des interrupteurs Sa, Sb, Sc.

L’état de l’art sur l’application des rapports cycliques sur chaque bras de commutation d’un redresseur triphasé de Vienne consiste à utiliser l’un ou l’autre des deux interrupteurs en fonction du sens de circulation du courant sur le bras.

Cependant, les procédés connus de l’art antérieur pour générer les rapports cycliques du redresseur de Vienne 20 produisent aux bornes des condensateurs de sortie C1, C2 des tensions fluctuantes, qui rendent la régulation du DC/DC 12 relativement complexe et peu fiable.

Aussi, on cherche une solution pour améliorer la régulation du DC/DC 12 îo en la rendant plus simple et plus robuste.

On propose un procédé de commande d’un redresseur de Vienne triphasé, comprenant une pluralité d’interrupteurs de puissance commandés associés chacun à une phase électrique ; le procédé comprenant :

- une étape de transformation de trois tensions composées de consigne 15 fournies en trois tensions simples ;

- une étape de calcul de valeurs de tension simples modifiées en fonction des trois tensions simples ;

- une étape de calcul d’une composante homopolaire à injecter en fonction de la plus grande et de la plus petite des trois tensions simples modifiées ;

- une étape de calcul de valeurs de modulantes pour chaque phase du redresseur de Vienne triphasé en fonction de la composante homopolaire calculée à injecter et des trois tensions simples ; et

- une étape de génération de six signaux de commutations des interrupteurs de puissance commandés, en fonction du signe des courants de phases du redresseur de Vienne triphasé et des valeurs de modulantes calculées.

Ainsi, par la commutation des interrupteurs de puissance commandés en fonction des signaux générés, on rend les courants en entrée des deux convertisseurs DC-DC constants et équilibrés, ce qui permet une régulation du DC/DC plus simple et plus robuste.

Avantageusement et de manière non limitative, le calcul de la composante homopolaire comprend une étape de détermination d’une tension simple maximal, d’une tension simple minimale, et d’une tension simple intermédiaire parmi les trois tensions simples en fonction de leur module. Ainsi le calcul de la composante homopolaire est relativement simple à implémenter et peu coûteux en temps de calcul.

Avantageusement et de manière non limitative, on détermine pour chaque phase du redresseur de pont de Vienne les valeurs de tensions simples modifiées par application de l’équation :

Va = max(y*_a, v*_b, v*) - v* v'_b* = mid(v*,v_b,v_c*) ± r_z* vé* = min(ya, v*_b, v*) + v* pour laquelle r_z = et v_b = mid(ya,v_b,Vc) + v*_z si mid(ya,v_b,Vc) < 0 v_b = mid(ya, v*_b, v_b) - v_z si mid(ya, v_b, r_c*) > 0 ’ où mid(v*, v£, v*) est la tension simple intermédiaire qui correspond à la tension simple parmi les valeurs de tensions simples qui n’est ni minimale ni maximale.

îo Ainsi la détermination des valeurs de tension simple modifiées est relativement simple et peu coûteuse en temps de calcul, notamment parce qu’elle n’implique pas de calcul trigonométrique ou vectoriel.

En particulier, la composante homopolaire calculée est une composante de rang 3.

Avantageusement et de manière non limitative, la composante homopolaire, notée /(3wt),est déterminée par l’équation:

f(3wt) = -1 (v™_ax + r*_n)

Dans laquelle :

Vmax = max(v_a ,V_b,V_c ) r_min = min(y_a ,v_b,v_c)

Ce qui permet un calcul rapide et simple de la composante homopolaire notamment parce qu’il n’implique pas de calcul trigonométrique ou vectoriel.

Avantageusement et de manière non limitative, chaque valeur de modulante est calculée par addition de la composante homopolaire avec la tension simple modifiée associée. Ce qui permet un calcul des valeurs de modulantes rapide et simple notamment parce qu’il n’implique pas de calcul trigonométrique ou vectoriel.

Avantageusement et de manière non limitative, la génération des six signaux de commutations des interrupteurs de puissance commandés comprend la comparaison des valeurs de modulante par rapport à deux porteuses hautes fréquences et qui sont synchrones et en phase. Ainsi, on simplifie la génération des signaux de commutations par une simple comparaison logique des valeurs de modulantes calculées à des porteuses haute fréquences.

Avantageusement et de manière non limitative, pour chaque phase du redresseur de Vienne, si le courant de phase est positif on compare la modulante associée à la phase à un signal triangulaire symétrique variant entre 0 et +1.

Avantageusement et de manière non limitative, pour chaque phase du redresseur de Vienne, si le courant de phase est négatif on compare la modulante associée à la phase à un signal triangulaire symétrique variant entre

-1 et 0. Ce dernier est en phase le signal triangulaire symétrique variant entre 0 et 1.

Les deux comparaisons logiques précédentes présentent un même avantage qui est de réaliser des signaux PWM dont la fréquence de découpage est imposée par des signaux triangulaires rapide.

L’invention concerne aussi un dispositif de commande d’un redresseur de

Vienne triphasé comprenant des moyens de mises en oeuvre du procédé selon l’une quelconque des revendications précédentes.

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 représente un convertisseur de tension mettant en oeuvre un procédé selon un mode de réalisation de l’invention représenté figure 6;

- la figure 2 représente un redresseur de Vienne triphasé connu de l’art antérieur ;

- la figure 3 représente schématiquement la répartition dans un repère orthogonal des vecteurs tensions de commande en fonction des états des interrupteurs de puissance commandés d’un redresseur de Vienne selon la figure 2 ;

- la figure 4 représente le premier cas d’un exemple de mise en œuvre du procédé selon le mode de réalisation de la figure 6;

- la figure 5 représente le deuxième cas d’un exemple de mise en œuvre du procédé selon le mode de réalisation de la figure 6 ;

- la figure 6 est une représentation schématique d’un mode de réalisation de l’invention ;

- la figure 7 est une représentation schématique d’une étape de îo génération des signaux de commutations des interrupteurs de puissance commandés du redresseur de Vienne, selon le mode de réalisation de la figure 6;

La figure 8 est une représentation schématique d’une autre étape de génération des signaux de commutations des interrupteurs de puissance commandés du redresseur de Vienne, selon le mode de réalisation de la figure 6.

La figure 2 représente la structure d’un redresseur triphasé de Vienne 20 connu de l’art antérieur, tel qu’il est employé dans l’invention.

Le redresseur triphasé de Vienne 2 comprend trois connexions entrantes parallèles couplées chacune à une phase d’un réseau d’alimentation électrique triphasé 30 par l’intermédiaire d’une bobine d’inductance en série La, Lb, Le, et reliée chacune à une paire d’interrupteurs Sa, Sb, Sc formant un premier un deuxième et un troisième bras de commutation du redresseur triphasé de Vienne.

Chaque paire d’interrupteurs Sa, Sb, Sc comprend un montage série en tête bêche constitué d’un premier interrupteur correspondant Sah, Sbh, Sch, qui est piloté quand un courant d’entrée correspondant la, lb, le est positif, et d’un second interrupteur correspondant Sal, Sbl, Sel qui est piloté quand le courant d’entrée correspondant est négatif. Autrement dit, on utilise un seul interrupteur piloté sur une branche de commutation pour le hachage du courant. Les interrupteurs sont formés par des composants semi-conducteurs commandés à la fermeture et à l’ouverture, tel que des transistors SiC-MOS (acronyme anglais pour Silicon Carbide Métal Oxide Semiconductor), connectés en antiparallèle avec une diode. Ce type de semi-conducteurs est adapté pour des fréquences de découpage très élevées. Les interrupteurs Sah, Sbh, Sch sont également nommés interrupteurs haut et les interrupteurs Sal, Sbl, Sel, interrupteurs bas.

Le redresseur triphasé de Vienne 20 comprend aussi trois branches parallèles 1, 2 et 3, comportant chacune deux diodes Dah et Dal, Dbh et Dbl et Dch et Del, qui forment un pont triphasé à six diodes permettant un transfert unidirectionnel de l’énergie et de redresser le courant et la tension prélevés à partir du réseau d’alimentation électrique 30 triphasé.

îo Chaque entrée du redresseur triphasé de Vienne 20 est connectée, par une connexion entrante parallèle respective, à un point de connexion situé entre deux diodes d’une même branche 1,2 et 3.

Les deux extrémités communes des branches 1, 2 et 3 constituent deux bornes de sorties H et L, respectivement positive H et négative L, du redresseur triphasé de Vienne 20, qui sont destinées à être couplées au dispositif DCDC 12.

Les bras de commutation Sa, Sb, Sc de chaque phase sont par ailleurs connectés chacun respectivement entre le point de connexion a, b, c situé entre les deux diodes des première 1, deuxième 2 et troisième branches 3 et un point milieu O des tensions de sortie V_Dch et V_Dcl du redresseur triphasé de Vienne 20, correspondant respectivement à la tension sur un condensateur de sortie C1 entre la borne de sortie positive H du redresseur triphasé et le point milieu O et à la tension sur un condensateur de sortie C2 entre le point milieu O et une borne de sortie négative L du redresseur triphasé 20.

La tension sur les condensateurs de sortie C1, C2 est asservie de façon indépendante par le convertisseur DC-DC du dispositif de charge connecté en sortie du redresseur triphasé de Vienne 20, selon la topologie globale illustré à la figure 1. Autrement dit, les tensions de sortie du redresseur triphasé de Vienne 20 sont commandées par le convertisseur DC-DC 12.

Le redresseur triphasé de Vienne 20 intercalé à l’entrée de l’alimentation du chargeur 10 assume le rôle de correction du facteur de puissance du chargeur. Un tel rôle permet d’empêcher les courants perturbateurs (harmoniques) produits par le chargeur, de circuler à travers l’impédance du réseau, située en amont du redresseur de Vienne 20.

Les bras de commutation Sa, Sb et Sc de chaque phase du réseau triphasé 30 sont contrôlés aux moyens de six signaux de commande PWM (d’après l’anglais « Puise Width Modulation ») ayant un rapport cyclique variable, à fréquence de découpage fixe égale à 140kHz, individuellement réglé par des moyens de traitement de type FPGA par exemple (non représenté), pour des fréquences d’échantillonnage élevées.

Ainsi, les moyens de traitement sont adaptés à déterminer les rapports îo cycliques des signaux de commande de commutation des interrupteurs des bras de commutation du redresseur, nécessaires pour l’asservissement des courants sinusoïdaux en entrée du redresseur.

L’invention concerne un procédé de commande des moyens de traitements pour l’application de rapports cycliques adaptés , d’une part, réduire au minimum possible l’ondulation des courants en entrée des deux capacités C1 et C2 et, d’autre part, égaliser ces courants de sorte à fournir une puissance égale sur les deux bus DC en sortie du redresseur de Vienne 20, ce qui permet de rendre la régulation du DC/DC 12 plus robuste suite à la minimisation de l’ondulation du courant en entrée du DC/DC.En effet, lorsque le flux d’énergie en aval du redresseur de Vienne 20 est constant, il est plus simple d’asservir en tension le DC/DC 12.

Au cours d’une première étape 60, on transforme 60 les tensions composées iTab, iTac, U bc (correspondant aux tensions de consigne entre phases respectivement entre les points a et b, a et c et b et c) en tensions simples v*a, v*b, v*c, dites aussi tensions de consigne v*a, v*b, v*c.

Il existe plusieurs solutions pour réaliser une telle transformation 60, connues de l’homme du métier.

Dans ce mode de réalisation, on considère, par soucis de simplicité, le problème dans l’espace réel formé par les trois tensions simples de consignes.

En effet, pour une stratégie de modulation donnée, le vecteur tension de référence tournant dans un repère orthogonal est exprimé, en moyenne, en fonction des trois tensions simples (pour le cas triphasé) notées v*, et v*.

On applique l’équation (1) pour obtenir les trois tensions simples à partir des deux tensions composées :

• vi =±(-21}» + U·} =^- (1) ^=i_Kb-₂u-_c)=^_c

Ensuite, on calcule 61 la modulante de chaque phase à partir du calcul de la composante homopolaire à injecter.

A cet effet, la figure 3 illustre la répartition dans l’espace des vecteurs tensions de commande qui sont accessibles pour la reconstruction, en moyenne, du vecteur tension tournant de référence V*ref.

On distingue dans cette figure 3, six zones de travail, aussi appelées secteurs, dont les numéros 1 à 6 sont entourés et dont l’angle respectif de couverture est représenté par un arc à double flèche.

La notation utilisée pour représenter ces vecteurs tensions de commande est la suivante : (y_a0,v_b0,v_c0) avec v_x0 (_X=a, b ou c) pouvant prendre les valeurs suivantes :

^pxO '+ ~ (si S_x est OFF et i_x > 0) (si S_x est ON) avec x = a, b, c ~ (si S_x est OFF et i_x < 0) (2)

Par convention, pour la suite de la présente rédaction et dans la figure 3 on pose les notations suivantes :

• p correspond à • o correspond à 0 • n correspond à En effet, la tension en sortie du convertisseur de Vienne 20 peut prendre trois valeurs différentes en fonction de l’état du semi-conducteur Sx (s’il est ouvert (OFF) ou fermé (ON)) et en fonction du signe du courant de phase ia, ib,

Ainsi, on en déduit les trois niveaux de tension en sortie qui sont générés par le pont de Vienne 20.

A titre d’exemple, si le vecteur de commande noté (pon) est appliqué à un instant quelconque, les tensions qui sont générées en sortie du convertisseur de Vienne sont les suivants :

	V_a0	v_b0	v_c0
(pon)	ό 1 +	0	ό 1 1

On distingue quatre groupes différents de vecteurs de commande, en fonction de leurs modules, représentés en figure 3 :

	Les vecteurs de commande	Module des vecteurs
Groupe 1 : 3 vecteurs nuis	(ppp), (ooo), (nnn)	0
Groupe 2 : 12 petits vecteurs redondants	(poo), (ppo), (opo), (opp), (oop), (pop) (onn), (oon), (non), (noo), (nno), (ono)	3^XVdc
Groupe 3 : 6 moyens vecteurs	(pon), (opn), (npo), (nop), (onp), (pno)	^^XVdc
Groupe 4 : 6 grands vecteurs	(pnn), (ppn), (npn), (npp), (nnp), (pnp)	2 3^XVdc

îo La table ci-dessous indique la tension simple maximale et minimale pour chaque zone de travail dans l’espace des vecteurs de tensions de consigne tel que représenté par la figure 3, notés max(v*,Vb, v*) et πιίη(ν*,ν£, v*).

max(v;,Vb,v*)	min(v;,Vb,v*)	Zone de travail
v;	vÊ	1
* V_b	2
* V_a	3
vÊ	4
* V_b	5
v;	6

Par conséquent on peut déterminer la tension simple intermédiaire mid(v*,v_b,v*) comme étant celle qui n’est ni minimale ni maximale dans une zone de travail donnée.

Pour définir la stratégie de modulation on met en œuvre une approche scalaire, rendant plus simple et robuste la commande de la stratégie de modulation par rapport à une approche vectorielle connue de l’art antérieur.

Tout d’abord on modifie les tensions de commande générées par la régulation en injectant une composante homopolaire.

On cherche donc à déterminer la composante homopolaire à injecter sur les tensions de consignes pour calculer les images des rapports cycliques, aussi appelées modulantes.

Dans un premier exemple de réalisation, représenté par les figures 5 et 6, la tension de commande vVef se situe dans le premier secteur, pour lequel (max(va,v*_b,v*) = v*_a et min(va,v*_b,v*) = v*f

Dans cette zone de travail, on distingue deux cas :

(v'_h <0 (0° < θ = ωί < 30°) ou

I v*„ > 0 (30° < θ = ωί < 60°) ⁽ ’

Dans le premier cas, lorsque le vecteur tension de référence se trouve dans la zone où v*_b < 0, notée zone (aj), tel que représenté par la figure 4, on procède à un changement d’origine suivant le vecteur tension de commande (poo) ou (orm), ayant pour coordonnées dans le plan orthogonal fixe d’axes (cr>5) et d’origine (f θ, o).

On obtient alors (en notation complexe) :

ï^7=ÿ%7 + ôôf (5)

Avec

Vref

Vdc

Kef

Vf_ef = vf+jv'p=^et ôôf

OO* = - + j0= — ¹ 3 ⁷ v_dc

Ainsi, et à l’aide d’une translation et d’un changement de variable, on peut déterminer les coordonnées du nouveau vecteur tension de référence V^._ef dans la zone (a_x) tel que :

. ^νβ = ^νβ

On agit directement sur les trois tensions de commande normalisées par rapport à V_dc, issues de la commande en boucle fermée, par injection d’une composante homopolaire.

Aussi, on détermine des coordonnées du nouveau vecteur tension de 5 référence Vjf dans le plan réel (abc) avec = v_dü2 + v'_b*ü£ + v_d*ïf en notation vectorielle tel que ü/ÿüf, et ïf sont les vecteurs unitaires dans le plan réel (abc).

Partant de là, on peut exprimer les coordonnées (v_d,v_b,v_d*) du nouveau vecteur tension de référence Vjf en fonction de ses coordonnées dans le plan réel et les coordonnées du vecteur OOf) tel que :

= K~ ^XO, v'b =K~ y*o_r (7)

Ne = < ~

Ainsi, afin de déterminer les coordonnées (v_d,v_b,Vc*), on calcule les coordonnées (xo^yo^zf) du point O₃ dans le plan réel.

Or, le vecteur ocf dont le point O₃ est l’origine de la zone de travail numéro 1 analysée, est un vecteur dit redondant. En d’autres termes, ce vecteur constitue un degré de liberté à partir duquel on peut générer deux groupes différents de tensions de commande à appliquer en sortie : (poo) et (onn) tel que :

	, _ ^vaO ^Va0 V ^vdc	, ^VbO ^vb° ~ _y ^vdc	, ^VcO ^vco=y~ ^vdc
(poo)	1 2	0	0
(onn)	0	1 ~2	1 ~2

Avec v*_aO, v*_b0 et v*_c0 qui sont les différences de potentiel entre chaque phase du redresseur AC/DC et le point milieu O. Par suite, les coordonnées du 20 point O₃ représentent la tension moyenne générée en sortie tel que

f	f-+o)
xf = <Vao) =	\2_/ 2 (o-M	(8)
y O, = <V*_b0) =	V 2/ 2 fo-i)
/0, = <v*_c0) =	\ 2/ 2

Par suite, ( * 1 v=;

= (9)

U =

Ainsi, r ,1

Va = V_a - ~ •v'_b ^t = v*_b+-₄ (10) (ν'* = V* + i

De sorte que l’équation (10) se met sous la forme finale représentée par 5 l’équation suivante :

v'* = max(y*_a,v*_b,v*_c) • v_b = mid(Va,vl,Vc') +- avec mid(v_a, v_b,v*) <0 (11) [ν'* = mm(v*,v;,v*) + i

Dans le deuxième cas, représenté figure 5, où le vecteur tension de référence se trouve dans la zone où v*_b > 0, notée zone (a₂), on applique la même démarche que précédemment et on obtient :

'Va = Va - Xo₂ v_b — v_b — yf (12) ,Vfc = V_b — Zq₂

Ainsi, afin de déterminer les coordonnées (vâ*,v_b,Vc*), on calcule tout îo d’abord les coordonnées (%o₂-yo₂-^zo₂) du point O₂ dans le plan réel.

De même, on remarque que le vecteur OO₂ est un vecteur redondant à partir duquel on peut générer deux groupes différents de tensions de commande à appliquer en sortie : (ppo) et (oori) tel que

	„ _ v_a0 V_a° y ^vdc	, v_b0 V_b° - y ^ydc	, v_c0 Veo=y~ ^vdc
(ppo)	1 2	1 2	0
(oon)	0	0	1 ^_2

Par suite, les coordonnées du point O₂ représentent la tension moyenne générée en sortie tel que è+o)

To₂ = <4> = ⁽¹³⁾ \YO'

Et donc, f * i ^X02 =^zo2 = yo₂ = - (14) i

Ainsi,

V„ = V_n v'_b* = v*_b-- (15) Vf = VÎ + Par suite, l’équation (15) se met sous la forme finale suivante :

v'* = max(vfv_b,v*) -i v_b = midÇyfvfv*') — avec mid(y_b,v*_b,v*') > 0 (16) vf = minÇvfvfv*) +

D’une manière générale, pour tout secteur de travail 1 à 6, on peut donc déterminer les tensions simples modifiées de sorte que :

v'* = maxÇvfvfv*) - v* • v_b =mid(y^ta,v*_b,v*_c)±v* (17) vf = minÇvfvfv*) + v*

Avec v) = - et ;v_b* = mid(vfv_b,v_b) + v*_z si mid(v*_a,v*_b,v*_c) < 0 (18) /(3wt) = v'_z = --(v(, + v*„)(20) [v_b* = mid(y*_a,v_b,v*_c) - v*_z si mid(y*_a,v_b,v*_c) > 0

La dernière étape de calcul consiste à déterminer :

‘'vfax = max(yf, v_b*, vf) ^vmid =rnid(yf,v_b*,vf) (19)

Cn = mmCvf.vfvf) io Enfin, on calcule 61 la composante homopolaire modifiée, notée v'_z = f(3wt), , à ajouter aux trois tensions de consignes (c.f équation (20) ), normalisées par rapport à V_dc, tel que

Partant de là, l’équation des trois modulantes est exprimée par l’équation (21) suivante :

'mod*_a = v* + v'_z mod*_b = v*_b + v_z (21) mod* = v* + U

Ensuite on procède à la génération 62 des six signaux de commande pour le pilotage des interrupteurs de puissance commandés Sa, Sb, Sc, en fonction des signes des courants de phase, et par comparaison des modulantes, mod*_a,mod*_b,mod* par rapport à deux porteuses synchrones et en phase.

Pour les interrupteurs haut S_ah, Sbh, S_Ch, et pour chaque bras x= a, b, c, en référence à la figure 7 :

Si le signe(i_x) > 0, la modulante mod* est comparée avec un signal îo triangulaire symétrique, qui varie entre 0 et 1, pour la génération de S_Xh et S_Xl =

Concernant la génération de S_Xh :

o Si mod_x est inférieure au signal triangulaire qui varie entre 0 et ^{1 :} ^ = ¹ o Si mod_x est supérieure ou égale au signal triangulaire qui varie entre 0 et 1 : S_Xh = 0.

Pour les interrupteurs bas S_ai, Sbi, S_ci et pour chaque bras x=a,b,c en référence à la figure 8 :

Si le signe(i_x) < 0, la modulante mod* est comparée avec un signal 20 triangulaire symétrique, qui varie entre -1 et 0, pour la génération de S_Xl et

S_Xh = 1Concernant la génération de S_Xl :

o Si mod_x est inférieure ou égale au signal triangulaire qui varie entre -1 et 0 : S_Xl = 0.

o Si mod_x est supérieure au signal triangulaire qui varie entre -1 et 0 'S_Xl = 1.

Claims

REVENDICATIONS

1. Procédé (6) de commande d’un redresseur de Vienne triphasé (20), comprenant une pluralité d’interrupteurs de puissance commandés (Sa, Sb, Sc)

5 associés chacun à une phase électrique ; le procédé (6) comprenant :

- une étape de transformation (60) de trois tensions composées (iTab, iTbc, iTac) de consigne fournies en trois tensions simples (v*a, v*b, v*c) ;

- une étape de calcul de valeurs de tension simples modifiées (v’*a, v’*b, v’*c) en fonction des trois tensions simples (v*a, v*b, v*c) ;

îo - une étape de calcul (61) d’une composante homopolaire (/(3wt)) à injecter en fonction de la plus grande {max(y^,v_b,v^)) et de la plus petite (ηπηΟ^,ν&,ν'*)) des trois tensions simples modifiées (v’*a, v’*b, v’*c) ;

- une étape de calcul de valeurs de modulantes (mod*a, mod*b, mod*c) pour chaque phase du redresseur de Vienne triphasé (20) en fonction de la

15 composante homopolaire (/(3wt)) calculée à injecter et des trois tensions simples (v*a, v*b, v*c) ; et

- une étape de génération (62) de six signaux de commutations des interrupteurs de puissance commandés (Sa, Sb, Sc), en fonction du signe des courants de phases (ia, ib, ic) du redresseur de Vienne triphasé (20) et des

20 valeurs de modulantes (mod*a, mod*b, mod*c) calculées.
2. Procédé (6) selon la revendication 1, caractérisé en ce que le calcul de la composante homopolaire (/(3wt)) comprend une étape de détermination d’une tension simple maximale (maxfâ.vi.v*')), d’une tension simple minimale

25 (minOjXX)), et d’une tension simple intermédiaire (mid(y*,v_b,v*) ) parmi les trois tensions simples (v*a, v*b, v*c) en fonction de leur module.
3. Procédé selon la revendication 2, caractérisé en ce qu’on détermine pour chaque phase du redresseur de pont de Vienne (20) les valeurs de tensions

30 simples modifiées (v’*a, v’*b, v’*c) par application de l’équation :

Tj* = max(y*,v_b,v*) - v* v'_b = mid(v*_a,v*_b,v*_c) ± v* y? = mm(v*,v*_b,v*_c) + v* pour laquelle r_z* = et v'_b* = mid(y*_a,v*_b,v*_c) + v*_z si mid(v*_a,v_b,v*_c) < 0 ,v_b = mid(v_b,v_b,v_b) - v*_z si mid(vkv_b,v*) > 0 ’ où mid(v*, v£, v*) est la tension simple intermédiaire qui correspond à la tension simple parmi les valeurs de tensions simples (va, v*b, v*c) qui n’est ni minimale ni maximale.
4. Procédé (6) selon l’une quelconque des revendications précédentes, caractérisé en ce que la composante homopolaire (f(3wt)) calculée est une composante de rang 3.
5. Procédé (6) selon la revendication 4, caractérisé en ce que la composante homopolaire (f(3wt)) est déterminée par l’équation:

= maxÇEEVh.v?) dans laquelle :

= min(y£, v_b, v?)
6. Procédé (6) selon l’une quelconque des revendications précédentes caractérisé en ce que chaque valeur de modulante (mod*a, mod*b, mod*c) est calculée par addition de la composante homopolaire avec la tension simple modifiée (v’*a, v’*b, v’*c) associée.
7. Procédé (6) selon l’une quelconque des revendications précédentes caractérisé en ce que la génération (62) des six signaux de commutations des interrupteurs de puissance commandés (Sa, Sb, Sc) comprend la comparaison des valeurs de modulante (mod*a, mod*b, mod*c) par rapport à deux porteuses hautes fréquences, synchrones et en phase.
8. Procédé (6) selon la revendication 7, caractérisé en ce que pour chaque phase du redresseur de Vienne (20), si le courant de phase est positif on compare la modulante associée à la phase à un signal triangulaire symétrique variant entre 0 et +1.
9. Procédé (6) selon la revendication 7 ou 8, caractérisé en ce que pour chaque phase du redresseur de Vienne (20), si le courant de phase est négatif on compare la modulante associée à la phase à un signal triangulaire symétrique

5 variant entre -1 et 0.
10. Dispositif de commande d’un redresseur de Vienne triphasé comprenant des moyens de mises en oeuvre du procédé (6) selon l’une quelconque des revendications précédentes.