commande optimale de l'alterno- demarreur avec prise en ... - UTC

More documents

Recommendations

Info

En effet, elle privilégie le rendement du système et la performance dynamique: • elle permet en outre d’appliquer un couple suffisant en mode démarrage jusqu’à atteindre la vitesse de ralenti ; • elle permet également un fonctionnement à puissance constante en mode générateur lorsque la limitation de tension d’alimentation est atteinte. Elle est souvent utilisée dans les applications de type à énergie embarquée et à vitesse variable, où le critère énergétique est primordial [MILENT]. Cependant lorsque l’on fait varier le courant magnétisant Imr, on agit sur l’état magnétique de la machine. Ceci implique que les inductances de fuites Ls–Lm²/Lr’, l’inductance magnétisante Lm²/Lr’ et la constante de temps du rotor Tr dépendent de l’état de saturation magnétique. La réponse en couple sera donc moins robuste dans le cadre d’une commande à flux variable que dans le cas d’une commande à flux constant. Les inductances peuvent décroître rapidement et donc réduire le couple maximal. C’est pourquoi nous présenterons l’étude relative à la prise en compte de la saturation dans les lois de commande au chapitre 4. 2.4.2 Choix de la stratégie de contrôle Dans l’application ADI, la machine est utilisée en mode génératrice pendant des régimes permanents ou quasi permanents ; on suppose que les phases d’accélération du véhicule ne représentent qu’une minime partie du cycle de conduite. De ce fait la maîtrise des régimes transitoires que peut apporter la commande vectorielle, n’augmentera pas notablement les performances de la machine sur la durée de son utilisation. Le choix du contrôle s’est donc porté sur la forme scalaire plutôt que la forme vectorielle car elle nécessite moins de calcul en temps réel, et par conséquent nécessite une électronique de commande moins onéreuse. Toutefois ces propos sont à nuancer si on veut garantir la maîtrise du fonctionnement si on veut faire face aux phénomènes d’acyclismes [KONIECZKA]. La commande en courant nécessite l’utilisation des capteurs de courant (2 seulement si le neutre est isolé), ce qui engendre un coût supplémentaire dans la mise en œuvre par rapport à une commande en tension, qui ne nécessite ni capteur, ni isolation étant donné le faible niveau de tension du réseau de bord . La commande en courant permet un meilleur contrôle du couple : la réponse est un premier ordre, alors que la réponse d’une commande en tension est 46
du second ordre. Cependant, le critère de conception à faible coût, nous conduit à retenir la structure de commande scalaire en tension pour mettre en œuvre le pilotage et le contrôle de l’ADI. 2.4.3 Description de la structure de commande Le synoptique de la structure retenue est représenté à la figure 2.8. Le module de gestion et de contrôle assure l’interface entre le contrôle du moteur thermique et de l’ADI. Il sélectionne le mode de fonctionnement requis par le véhicule, soit moteur pour la phase de démarrage, soit générateur pour alimenter en énergie le réseau de bord lorsque le moteur thermique est en fonctionnement. En mode moteur, la consigne de commande C* est établie à partir d’une table mémorisée, qui délivre la valeur maximale du couple qui doit être fournie en fonction de la vitesse ‘instantanée’ du moteur thermique. Les valeurs entrées dans cette table correspondent au profil du couple en fonction de la vitesse du moteur thermique nécessaire à sa mise en marche. En mode générateur, la consigne de commande est établie à partir d’un asservissement de tension du réseau de bord Ubat. Le couple nominal sera limité par l’espace puissance-vitesse que nous déterminerons. Nous avons jusqu’à présent considéré Imr* et ωr * comme des grandeurs de référence, qui doivent être déterminées par une tâche dite ‘loi de commande’. Et l’élaboration des grandeurs de pilotage (Us ou Is) était attribuée à une tâche complémentaire dite ‘stratégie de contrôle’. Dans l’application, la grandeur Imr n’est qu’une grandeur intermédiaire d’optimisation qui est masquée ensuite et qui n’intervient pas dans la commande de l’onduleur. Pour cela, nous établirons les lois de commande avec les références tension de l’onduleur et pulsation rotorique (V*, ωr*) au lieu de (Îmr* et ωr*). Ces références seront tabulées à l’aide d’une matrice (V*, ωr*)=f(C*,Ω). Cette fonction est réalisée au travers du module intitulé ‘lois de pilotage’. 47
Page 1 and 2: COMMANDE OPTIMALE DE L’ALTERNO- D
Page 3 and 4: Introduction générale Le contexte
Page 5 and 6: 4.2 Lois de commande en mode moteur
Page 7 and 8: Le contexte Introduction générale
Page 9 and 10: Les caractéristiques des différen
Page 11 and 12: Objectifs du travail proposé Selon
Page 13 and 14: Chapitre 1 Modélisation de la mach
Page 15 and 16: Φ Φ SI ri = L i = L A. SI a. ri +
Page 17 and 18: fonction de l’angle mécanique θ
Page 19 and 20: 1.3.2 Repères utilisés ⎡v ⎢
Page 21 and 22: → s U s → r V r → s Φ s →
Page 23 and 24: D’où L L s L fs + Lm et Lr = L f
Page 25 and 26: Et l’équation de tension rotor :
Page 27 and 28: 1.4.3 Cas particulier : régime sin
Page 29 and 30: 1.4.3.1 Fonctionnement en mode mote
Page 31 and 32: 1.5 Conclusion Dans ce chapitre nou
Page 33 and 34: 2.1.1 Performances escomptées Le d
Page 35 and 36: activités peuvent être étroiteme
Page 37 and 38: 2 Lm² Lm² ⎞ [ 1+ ( ωrTr) ] +
Page 39 and 40: Couple(N.m) 180 0 10 160 140 120 10
Page 41 and 42: 2.2.2.3. Fonctionnement à puissanc
Page 43 and 44: 2.3.1.1 Autopilotage Une fois les g
Page 45 and 46: Tant que la vitesse reste nulle, vo
Page 47 and 48: Quant à l’amplitude Ûs, elle es
Page 49 and 50: ⎧ ⎪A ⎪ ⎨B ⎪C ⎪ ⎩ d d
Page 51: des paramètres. La phase instantan
Page 55 and 56: 2.5 Méthode d’élaboration des l
Page 57 and 58: En effet, l’expression du couple
Page 59 and 60: l’enveloppe de la tension de sort
Page 61 and 62: Comme pour toutes les charges triph
Page 63 and 64: On peut constater que les harmoniqu
Page 65 and 66: Le point fort de ce chapitre repose
Page 67 and 68: l’apparition des harmoniques 3 et
Page 69 and 70: Nous allons maintenant visualiser l
Page 71 and 72: 0,012 0,010 0,008 0,006 0,004 0,002
Page 73 and 74: La figure 3.8 représente l’évol
Page 75 and 76: Remarques : Au travers de ces deux
Page 77 and 78: Le courant statorique est lié au c
Page 79 and 80: Le second terme identifié à l’a
Page 81 and 82: anc, ce qui offre ainsi la possibil
Page 83 and 84: Les résultats d’identification s
Page 85 and 86: 12 Rr (mΩ) 10 Fig. 3.19 Evolution
Page 87 and 88: performances électromécaniques (C
Page 89 and 90: MODE ALTERNATEUR Objectif de puissa
Page 91 and 92: La figure 4.4 représente les profi
Page 93 and 94: On relève les performances à vite
Page 95 and 96: En revanche, on observe un léger
Page 97 and 98: Les performances obtenues en simula
Page 99 and 100: imposée par le biais de créneaux
Page 101 and 102: Les courbes de puissance et de rend
Page 103 and 104:
tension et de la fréquence rotoriq
Page 105 and 106:
4.5.2.2 Sensibilité par rapport au
Page 107 and 108:
Conclusion générale Nous avons pr
Page 109 and 110:
Les perspectives Les perspectives d
Page 111 and 112:
ANNEXE A Conversion électro- méca
Page 113 and 114:
ANNEXE B Détails des calculs des t
Page 115 and 116:
[ ] ⎟ ⎟ ⎟ ⎟ ⎟ ⎟ ⎟ ⎟
Page 117 and 118:
ANNEXE C Fonctionnement de la machi
Page 119 and 120:
Le rendement de la machine en gén
Page 121 and 122:
et donc pour l’onduleur complet C
Page 123 and 124:
Pour une puissance donnée, corresp
Page 125 and 126:
pour n= 1 pour n= 2.p +1 avec p = 1
Page 127 and 128:
[KALMAN] R.E KALMAN, ‘A new appro
show all

commande optimale de l'alterno- demarreur avec prise en ... - UTC

You also want an ePaper? Increase the reach of your titles

Delete template?

Save as template?