Redresseur Commandé

LE REDRESSEMENT COMMANDE

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Sommaire

1 Généralités ............................................................................................................................. 33 2 Montages mixtes .................................................................................................................... 33

2.1 Généralités ...................................................................................................................... 33 2.2 Etude du montage PD2 ................................................................................................... 34 2.3 Etude du montage PD3 ................................................................................................... 36

3 Montage tout thyristors .......................................................................................................... 40 3.1 Etude du montage PD2 ................................................................................................... 40 3.2 Etude du montage P3 ...................................................................................................... 41 3.3 Etude du montage PD3 ................................................................................................... 43 3.4 Réversibilité des montages tout thyristors...................................................................... 44

4 Groupement des redresseurs commandés .............................................................................. 47 4.1 Généralités ...................................................................................................................... 47 4.2 Etude d'un cas particulier de groupement série .............................................................. 48 4.3 Groupement en antiparallèle des montages tout thyristors............................................. 49

5 Utilisation des redresseurs commandés − Problèmes posés par les systèmes réels .............. 50 5.1 Dimensionnement de l'inductance de lissage ................................................................. 50 5.2 Choix et couplage du transformateur − Dimensionnement des redresseurs .................. 51 5.3 Chutes de tension − Rendement...................................................................................... 51 5.4 Comportement vis à vis du réseau d'alimentation .......................................................... 51 5.5 Conclusion − Critère de choix ........................................................................................ 53 5.6 Remarque au sujet de la commande des thyristors......................................................... 54

RE 33

B Redressement commandé

1 Généralités

La méthode d'étude est analogue à celle utilisée pour le redressement non commandé. Après avoir, dans un premier temps, fait une étude théorique d'un certain nombre de montages, on s'intéresse à quelques points particuliers liés à l'utilisation des redresseurs réels. Par contre, nous n'envisagerons pratiquement aucune application ici, car les montages redresseurs com-mandés sont essentiellement employés dans les variateurs de vitesse, auxquels nous consacre-rons un chapitre particulier. Les montages peuvent, de même, se classer en parallèle, parallèle double et série. Les carac-téristiques de chaque type de montage étant similaires à celles obtenues en redressement non commandé, nous ne ferons donc plus leur étude systématique. Par contre, on distinguera les montages tout thyristors, qui ne contiennent que des redresseurs commandés, des montages mixtes, qui comportent également des diodes, car, comme on le verra plus loin, il existe des différences assez sensibles entre les deux types de montages redresseurs. En ce qui concerne les notations utilisées, nous désignerons par α l'angle de retard à l'amor-çage des thyristors, compté à partir du moment où une diode, placée au même endroit que le thyristor, s'amorcerait ( certains auteurs parlent de "commutation naturelle" pour désigner cet instant ). D'autre part, on affecte d'un indice "prime" les valeurs moyennes des tensions, ce qui permettra de les distinguer des valeurs moyennes en redressement non commandé et de les ex-primer en fonction de ces dernières. De même, on notera f's et f 'p les facteurs de puissance et on les exprimera en fonction des facteurs fs et fp correspondants. 2 Montages mixtes

2.1 Généralités

Ces dispositifs comportant des diodes et des thyristors, il existe diverses structures possi-bles, même pour un type donné de montage. Les résultats obtenus étant similaires, nous n'étu-dierons de façon systématique que le cas des montages parallèle double symétriques, consti-tués par l'association d'un montage parallèle à diodes et d'un montage parallèle à thyristors. Dans ce qui suit, nous supposerons que c'est le montage à cathode commune qui est constitué de thyristors ( Cf. figure 1 ), mais ceci n'est pas impératif, les résultats sont identiques avec un dispositif comportant des thyristors à anode commune. Seuls des impératifs technologiques, comme par exemple l'utilisation possible d'une commande de gâchette non isolée pour les thyristors, peuvent faire préférer la première solution.

RE 34

L'étude de ces montages ( comme celle des montages tout thy-ristors ) commence, de même, par la détermination des intervalles de conduction des semi-conducteurs. Le courant débité étant inin-terrompu, les deux montages parallèle fonctionnent de façon indépendante. En particulier, les intervalles de conduction des diodes sont les mêmes qu'en redressement non commandé. En ce qui concerne les thyristors, leur déblocage est retardé de l'angle α. Comme leur blocage est consécutif au déblocage de l'élément suivant, également retardé du même angle, les intervalles de con-duction s'obtiennent simplement en décalant de l'angle α les in-

tervalles de conduction qu'on aurait en redressement non commandé, c'est à dire, ici, ceux qu'on aurait obtenus en appliquant la règle de fonctionnement des montages parallèle à catho-de commune. Remarque 1: Cette méthode très rapide de recherche des intervalles de conduction ne s'appli-que qu'aux montages symétriques car il faut que tous les éléments d'un même montage parallè-le soient identiques. Pour les montages dissymétriques, où ce n'est pas le cas, il faudra effec-tuer une étude plus détaillée du fonctionnement de chaque partie. Remarque 2: Tout ce qui vient d'être dit reste valable pour les montages série, qui ne diffèrent des montages parallèle double que par le type de couplage des tensions d'alimentations.

2.2 Etude du montage PD2

2.2.1 Allure des tensions et des courants

Posons comme habituellement e = E 2 sinθ. Ainsi que nous l'avons dit au paragraphe précédent, les intervalles de conduction de D'1 et de D'2 sont in-changés, ceux de T1 et de T2 sont décalés de l'angle α. On obtient ensuite les allures des différentes gran-deurs par des raisonnements analogues à ceux effec-tuées en redressement non commandé ( Cf. figure 3 ). Signalons simplement que, comme les facteurs

de puissance au primaire et au secondaire sont égaux pour les montages PD, nous ne ferons plus l'étude systématique au primaire pour ce type de montage. Remarque 1: Entre 0 et α ( de même qu'entre π et π + α, 2π et 2π + α, ... ), il y a conduction de deux redresseurs d'une même branche du pont, ce qui entraîne l'annulation de la tension de sortie. La charge ne recevant aucune énergie pendant ces instants, on appelle ce fonctionne-ment "phase de conduction en roue libre".

e1

e2

eq

T1

T2

Tq u

figure 1

D'1

D'2

D'q

T1

T2

up e

u

figure 2

D'1

D'2

iD'1 IC

is ip

vT1

iT1

RE 35

Remarque 2: En examinant l'allure de vT1, on constate que la réapplication d'une ten-sion positive sur les thyristors bloqués se produit d'autant plus rapidement que α est plus grand, ce qui peut entraîner des défauts de blocage si l'angle de retard est très pro-che de π. Pour éviter d'avoir à limiter cet angle, on modifie le montage, soit en ajou-tant une diode supplémentaire dite "diode de roue libre", qui assure la conduction pen-dant les phases de roue libre ( Cf. figure 4 ), soit en permutant une diode et un thyristor comme indiqué sur la figure 5. Dans les deux cas, la d.d.p. aux bornes des thyristors est maintenue inférieure à leur tension de seuil pendant une demi-période quel que soit α, ceci éliminant les possibilités de dé-faut de blocage. On peut cependant noter que ces modifications dissymétrisent le montage, ce qui entraîne que la méthode de détermination des intervalles de conduction décrite plus haut ne s'applique plus ici. Par contre, l'étude montre que les allures de u et de is restent les mêmes que pour le montage symétrique.

2.2.2 Calcul des grandeurs caractéristiques

2.2.2.1 Valeur moyenne de u

[ ] ( )U ud E d E EC' sin cos cos= = = − = +∫ ∫

1 1 2 2 2 10π

θπ

θ θπ

θπ

απ

α

π

α

π

En remarquant que E 2π

est égal à UC

2 ( UC étant la valeur moyenne en redressement non

commandé ), on peut écrire le résultat sous la forme

( )U UC C'cos

=+1

2α

figure 5figure 4

u vT1 ----

α π π +α 2 π

α π π +α 2π

e −e

T2 T1 T2 D'2 D'1 D'2

θ

IC iT1

θIC

iD'1

θIC is

−IC θ

figure 3

α

RE 36

2.2.2.2 Valeurs moyennes et efficaces des courants

a) Courant dans une diode et dans un thyristor

Les allures sont identiques au décalage près. On obtient immédiatement

I I I I IDC TC

CD T

C= = = =2 2

I

b) Courant dans le transformateur

Comme pour tous les montages PD, il est à valeur moyenne nulle. Sa valeur efficace est

donnée par ( )I i d I d Is s C

C2 2

0

221

22 1

= = = −∫ ∫πθ

πθ

ππ α

π

α

π, soit I Is C= −1 α

π

2.2.2.3 Facteur de puissance

Notons f' la valeur commune du facteur de puissance au primaire et au secondaire. De

f' = P/S = U'CIC/EIs, avec ( )U EC' cos= +

2 1π

α et I Is C= −1 απ

, on tire ( )

f

E I

E I

C

C

'cos

=+

−

2 1

1

πα

απ

,

soit f f' cos=

+

−

1

2 1

ααπ

en notant f = 2 2π

la valeur correspondante en redressement non commandé.

2.2.2.4 Remarque

On constate que, pour un débit IC donné, le courant efficace au secondaire du transformateur diminue lorsque α augmente ( il en est d'ailleurs de même pour les courants dans les redres-seurs du pont lorsque le montage est équipé d'une diode de roue libre ). On pourra tenir compte de ceci pour dimensionner les éléments du montage si celui-ci n'est pas destiné à fonctionner à "pleine ouverture". Par contre, si α peut varier entre 0 et π ( ce qui est généralement le cas ), les composants seront calculés comme pour un redresseur non commandé.



Posons e1 = E 2 sinθ, e2 = E 2 sin(θ − 23π ) et e3 = E 2 sin(θ −

43π ). L'étude des intervalles

RE 37

de conduction montre qu'il faut distinguer deux cas, suivant que α est inférieur ou supérieur à π/3. Nous avons donc représenté sur les figures 7 et 7 bis les allures correspondant à α = π/6 et à α = 2π/3.

figure 7: α = π/6 En comparant cette figure avec la suivante, on voit que le phénomène de roue libre n'appa-raît que pour α supérieur à π/3. D'autre part, comme pour le montage PD2, le problème du dé-faut de blocage peut se poser aux valeurs élevées de α. Ici, seule la solution de la diode de roue libre est possible. Là encore, la présence de cette diode ne modifie pas les allures de u et de is1.

IC

is1

e1

e2

e3

u

figure 6

T1D'1 iD'1

vT1

iT1

T2D'2

T3D'3

is1

iT1

u vT1

u32 u12 u13 u23 u21 u31 u32 u12

e1 e2 e3

T3 T1 T2 T3 T1

D'2 D'3 D'1 D'2

θ

IC

θiD'1

−IC

IC

IC

θ

θ

α

π π π 5π 6 6 2 6 +α+α

π 5π 6 6 +α+α

RE 38

figure 7 bis: α = 2π/3



Quel que soit α, la période de u est égale à 2π/3. Vu ce qui précède, il semble a priori qu'il faille considérer deux cas. En réalité, il n'en est rien car, si on raisonne en termes d'association de deux montages parallèle, on constate que π/3 n'est une valeur critique pour aucun des deux montages ( pour le redresseur à diodes, c'est évident, pour celui à thyristors, on peut se référer à l'étude faite ultérieurement pour le montage P3 ). Il suffit donc de faire le calcul dans le cas le plus simple, soit α ≥ π/3, pour lequel on a u = u13 sur l'intervalle [π/6 + α;π + π/6] et u = 0 ensuite. Compte tenu de ceci, on a

U E d EC' cos sin= −

= −

+

+

+

+

∫1

23

6 23

3 62

236

6

6

6

π θπ

θπ

θπ

π α

π π

π α

π π

is1

iT1

u vT1

u32 u12 u13 u23 u21 u31 u32 u12

e1 e2 e3

T2 T3 T1 T2 T3

D'2 D'3 D'1 D'2

θ

IC

θiD'1

−IC

IC

IC

θ

θ

α

π π 6 6

π++α

π π 6 6

π++α

RE 39

soit ( )U E EC' sin sin cos= − −

= +

3 62 2 2

3 62

1π

πα

ππ

α

d'où, en faisant apparaître U EC =

3 6π

, U UC C' cos=

+12

α

On retrouve la même expression que pour le montage PD2. Ceci est d'ailleurs une règle générale. Pour tous les montages mixtes fonctionnant en courant ininterrompu, la valeur

moyenne de la tension de sortie peut se mettre sous la forme U UC C' cos=

+12

α .


a) Courant dans une diode et dans un thyristor

On a immédiatement I I I I IDC TC

CD T

C= = = =3 3

I

b) Courant dans le transformateur

Il suffit, bien sûr, de déterminer sa valeur efficace. Ici, il faut considérer les deux cas possi-bles pour α car le raisonnement précédent, qui faisait intervenir le principe de superposition, n'est pas valable dans le cas d'une élévation au carré ( fonction non linéaire par excellence! ). Par contre, vu la symétrie des alternances, il suffit toujours d'intégrer sur une demi-période.

απ

≤3

: I I d Is C C12 2

6

56 21

22 1 5

6 6= = + − +

+

+

∫πθ

ππ

απ

απ α

π α ⇒ I Is C=

23

απ

≥3

: I I d Is C C12 2

6

6 212

2 16 6

= = + − +

+

+

∫πθ

ππ

π παπ α

π π

⇒ I Is C= −1 απ


De f U IEIC C

s' '=

3, avec ( )U E

C' cos= +3 6

21

πα et I Is C=

23

ou I Is C= −1 απ

suivant le cas, on

déduit ( ) ( )f

E I

E I

C

C

'cos cos

=+

=+

3 62

1

3 23

3 12

πα α

π ou

( ) ( )f

E I

E I

C

C

'cos cos

=+

−=

+

−

3 62

1

3 1

3 1

6 1

πα

απ

α

παπ

, soit

απ α

απ α

απ

≤ ≥−

3 31

6 1: f = f 1+ cos

2 : f = +' ' cosf

avec f = 3/π, facteur de puissance correspondant en redressement non commandé.

RE 40

3 Montage tout thyristors



Comme pour le montage mixte, les intervalles de conduction de T1 et de T2 sont décalés de α. Par contre, du fait qu'ici, le montage à anode commune est également constitué de thyristors, les intervalles de conduction de ces redresseurs sont, de même, décalés. Il s'ensuit que le fonctionnement en roue libre ne peut plus exister et que les différentes grandeurs ont l'allure représentée sur la figure 9.



Tous les intervalles de conduction étant décalés de α, il suffit de reprendre l'intégra-le utilisée dans le cas du redressement non commandé et de rajouter cet angle aux in-tervalles d'intégration. On a donc

U ud E dC' sin= =+ +

∫ ∫1 1 2π

θπ

θ θα

π α

α

π α

soit [ ]U E EC' cos cos= − =

+2 2 2π

θπ

αα

απ

soit, finalement,

U E UC C' cos cos= =2 2π

α α

toujours en faisant apparaître la valeur moy-enne en redressement non commandé.


On peut remarquer que les allures des courants sont identiques, au décalage de α près, à celles obtenues en redressement non commandé. Ceci, qui est valable quel que soit le montage tout thyristors, nous permet d'écrire directement les résultats.

T1

T2

up e

u

figure 8

T'1

T'2

iT'1 IC

is ip

vT1

iT1

u vT1 ----

α π +α

α π +α

e −e T2T'1 T1T'2 T2T'1

θ

IC iT1

θIC

iT'1

θIC is

−IC θ

figure 9

α

RE 41

I I I ITCC

TC

s C= = =2 2

I I


L'expression de U'C montre que, pour α supérieur à π/2, la puissance P = U'CIC change de si-gne, le montage redresseur fournissant alors de l'énergie au réseau au lieu d'en recevoir ( nous reviendrons plus loin sur ce point ). Le facteur de puissance étant, a priori, défini pour un ré-cepteur, nous le calculerons ici par f' = P/S pour éviter d'avoir à distinguer les deux cas.

f ' = U'CIC/EIs, avec U EC' cos=

2 2π

α et Is = IC entraîne f

E I

EI

C

C'

coscos= =

2 22 2π

α

πα ,

soit f f' cos= α

en rappelant que f désigne le facteur de puissance en redressement non commandé.

3.2 Etude du montage P3


Le tracé des trois tensions e1 = E 2 sinθ, e2 = E 2 sin(θ − 2π/3), e3 = E 2 sin(θ − 4π/3) permet de déterminer les intervalles de con-duction des thyristors. On en déduit ensuite l'allure des différentes grandeurs ( Cf. figure 11 ) en rappelant que, comme en redresse-ment non commandé, on a ip1 = n(is1 − IC/3). De même, on note U la valeur efficace de la tension aux bornes d'un enroulement primaire



Comme précédemment, on écrit immédiatement

[ ]U E d E EC' sin cos cos cos= = − = − +

+ +

+

+

+

+

∫1

23

2 3 22

3 22

56 66

56

6

56

π θ θπ

θπ

πα

παπ α

π α

π α

π α

ce qui donne, après regroupement des termes en cosinus, U E UC C' cos cos= =3 6

2πα α

ICip1

vT1

iT1T1 is1 e1

T2 e2

T3 e3

u

figure 10

RE 42

La relation finale est analogue à celle obtenue dans le cas du montage PD2. En fait, on constate que, quel que soit le montage tout thyristors fonctionnant en courant ininterrompu, on a U'C = UCcosα ( de même qu'on avait U'C = UC(1 + cosα)/2 pour les montages mixtes ).

figure 11


Les expressions sont les mêmes qu'en redressement non commandé.

a) Courant dans un thyristor I I ITC

CT

C= =3 3

I

b) Courant dans le transformateur I I I nIsC

Cs

Cp

C= = =3 3

23

I I

3.2.2.3 Facteurs de puissance

Au secondaire fU I

EI

E I

E IsC C

s

C

C'

'cos

cos= = =3

3 62

33

182

πα

πα ,soit f s' =

32π

α αcos = f coss

iT1

u vT1

u12 u13

e 1 e 2 e 3

T3 T1 T2 T3

θ

IC

θip1

θ

α

π 5π 6 6 +α+α

2nIC 3

− nIC 3

RE 43

Au primaire fU I

UI

E I

En

n IpC C

p

C

C'

'cos

cos= = =3

3 62

3 23

3 62 2

πα

πα , soit f p' =

3 32π

α αcos = f cosp



De même, on déduit les intervalles de conduction des thyristors des tracés de e1 = E 2 sinθ, e2 = E 2 sin(θ − 2π/3) et e3 = E 2 sin(θ − 4π/3). Les allures des courants et des tensions s'obtiennent en-suite par les raisonnements habituels ( Cf. figure 13 ).

figure 13

IC

is1

e1

e2

e3

u

figure 12

T1T'1 iT'1

vT1

iT1

T2T'2

T3T'3

iT1 iT'1

u vT1

u32 u12 u13 u23 u21 u31 u32 u12

e 1 e 2 e 3

T3 T1 T2 T3 T1

T'1 T'2 T'3 T'1 T'2

θ

IC

θis1

−IC

IC

θ

α

π π 6 2 +α +α

RE 44



De même [ ]U E d E EC' cos sin sin sin= = = +

− − +

− +

+

− +

+

∫1

3

6 3 6 3 66 66

6

6

6π θ θ

πθ

ππ

απ

απ α

π α

π α

π α

ce qui donne, après regroupement des termes en sinus, U E UC C' cos cos= =3 6π

α α


Les expressions sont les mêmes qu'en redressement non commandé.

a) Courant dans un thyristor I I ITC

CT

C= =3 3

I

b) Courant dans le transformateur Is =23

IC


De fU I

EIC C

s'

'=

3, avec U E

C' cos=3 6π

α et Is =23

IC , on tire f

E I

E I

C

C

'cos

=

3 6

3 23

πα

, soit

f '= 3π

α αcos = f cos

Remarque: Le fait d'obtenir systématiquement f' = fcosαprovient, en particulier, de ce que les courants gardent la même forme qu'en redressement non commandé. La puissance apparen-te S reste donc la même et dans l'expression de f', on peut faire apparaître le terme constant UCIC/S, qui est par définition le facteur de puissance du montage à diodes correspondant.

3.4 Réversibilité des montages tout thyristors

3.4.1 Généralités − Fonctionnement en redresseur et en onduleur

Nous avons déjà signalé que, pour α supérieur à π/2, U'C pouvait devenir négatif. Avant d'envisager ce cas, revenons quelques instants sur le fonctionnement pour α inférieur à π/2.

Tant que la condition α < π/2 reste vérifiée, la puissance U'CIC fournie par le montage re-dresseur est positive. Celui-ci fonctionne donc en générateur. En fait le redresseur ne sert que

RE 45

d'intermédiaire, c'est en réalité le réseau d'alimentation qui fournit la puissance absorbée par la charge. On peut résumer ce fonctionnement par le schéma de la figure 14, sur lequel figu-rent la polarité réelle de la "tension continue" U'C et le sens du transfert de puissance.

figure 14: α < π/2 marche en redresseur

Pour α supérieur à π/2, U'C devient négatif. Les thyristors imposant le sens du courant, IC reste positif ce qui entraîne que la puissance U'CIC est négative et que le montage redresseur fonctionne en récepteur. Mais, là encore, il ne sert que d'intermédiaire et transfère sur le réseau la puissance reçue. Cette puissance ne pouvant provenir que du circuit de charge, celui-ci devra pouvoir fonctionner en générateur, donc répondre à certaines conditions sur lesquelles nous reviendrons. Ces conditions étant supposées vérifiées, on peut résumer ce fonctionne-ment par le schéma de la figure 15.

figure 15: α > π/2 marche en onduleur non autonome Remarques sur le fonctionnement en onduleur − Le réseau n'étant pas uniquement connecté au montage redresseur, la puissance restituée

vient en déduction de celle qu'il doit fournir aux autres charges ( la puissance globale four-nie étant toujours très supérieure à celle récupérée ). Toutes proportions gardées, ce fonc-tionnement est donc équivalent à la mise en service d'un alternateur supplémentaire.

− En fournissant une puissance "continue" à une charge alternative, le montage se comporte bien en onduleur, mais contrairement à certains montages que nous verrons plus loin, il n'élabore pas les signaux alternatifs. La conversion ne peut donc se faire qu'en présence d'un réseau adéquat qui fournit les signaux ( ainsi d'ailleurs que les tensions de blocage des thy-ristors ). C'est pourquoi on parle de marche en onduleur non autonome ( ou "assisté" ).

− Le fonctionnement étant lié au fait que la tension moyenne de sortie puisse devenir négati-ve, les montages mixtes, pour lesquels U'C reste positif quel que soit α, ne peuvent en aucun cas fonctionner en onduleur.

3.4.2 Conditions de fonctionnement − Problèmes spécifiques

Pour illustrer nos propos, nous supposerons que le montage est de type PD2, mais ce qui va être dit est évidemment valable quel que soit le montage tout thyristors.

Charge

[GENERATEUR]

Réseau

[RECEPTEUR]

[ONDULEUR] IC

IC

PP

+

−

Charge

[RECEPTEUR]

Réseau

[GENERATEUR]

[REDRESSEUR] IC

IC

PP

+

−

RE 46

La condition primordiale pour que le fonctionnement en onduleur soit possible est que le dipôle placé entre les bornes de sortie puisse se comporter comme un générateur avec le sens du courant imposé par les thyristors. Ce dipôle doit donc être actif ( un débit sur un simple circuit RL ne pourrait pas donner lieu au fonctionnement en onduleur ). Dans la pratique, il

comporte une f.é.m. branchée comme indiqué sur la figure 16, où L matérialise l'inductance du circuit de charge ( ou l'induc-tance de lissage additionnelle ). On peut noter que l'hypothèse du courant strictement constant utilisé pour l'étude n'est pas indispensable, il n'est même pas obligatoire que ce courant soit ininterrompu ( c'est, cependant, en général le cas lors du fonctionnement en onduleur ).

La résistance interne globale R du montage étant toujours très faible, il peut apparaître, a priori, d'importances surintensités en cas de variations brusques de E' ou de la tension d'ali-mentation. Pour éviter cela, les montages sont équipés d'un dispositif de contrôle agissant sur l'angle de retard à l'amorçage des thyristors pour que la valeur moyenne du courant débité reste inférieure à une valeur ICM fixée ( dans un certain nombre d'applications, d'ailleurs, le dispo-sitif fonctionne en permanence en limitation d'intensité ).

Nous avons représenté ci-contre les allures de u et de vT1 correspondant à un fonctionnement en onduleur. On retrouve le fait, déjà signalé précé-demment, que la durée d'application de la tension négative sur les thyristors devient très faible lors-que α se rapproche de π. Comme, ici, il n'est pas question d'utiliser une diode de roue libre, il faut limiter α à une valeur maximale αM. La différen-ce π − αM, appelée "butée onduleur" est généra-lement prise égale à 30°.

Signalons, pour terminer, qu'en dehors de la cause générale de défaut de blocage rappelée ci-dessus, il en existe deux autres, spécifiques au fonctionnement en onduleur et qui sont: − Un non-amorçage du thyristor suivant à cause, par exemple, d'un fonctionnement incorrect

de la commande. − Une coupure, momentanée ou définitive, du réseau d'alimentation. Dans tous les cas, il en résulte une modification de l'allure de u qui entraîne l'apparition d'une surintensité contre laquelle le circuit de contrôle du courant ne peut pas réagir. En effet, ce cir-cuit ne peut que modifier les instants d'amorçage des thyristors bloqués et est incapable d'agir sur les thyristors passant. La seule protection possible contre ce type de défaut est donc l'em-ploi de dispositifs à ouverture rapide ( disjoncteur ou fusible ).

T1

T2

e L

R

E'u

figure 16

T'1

T'2 vT1

u vT1 ----

e −e T2T'1 T1T'2 T2T'1

θ

figure 17

α

RE 47

3.4.3 Applications

La plupart se situent dans le domaine de la variation de vitesse, que nous étudierons plus loin. Nous citerons donc simplement ici une application particulière, l'utilisation dans le trans-port de l'énergie électrique sous forme continue. Celui-ci présente les avantages suivants: − possibilité de raccorder des réseaux de fréquences différentes − disparition des effets capacitifs et inductifs ( parasites électromagnétiques, effet de peau ... ) − tension d'isolement plus faible. Bien évidemment, ce mode de transport d'énergie présente aussi quelques inconvénients ( coût de l'installation, pertes supplémentaire dans les redresseurs, ... ). Ceci limite actuellement son emploi, soit à des lignes transportant une puissance importante à longue distance, soit à celles imposant des contraintes particulières ( liaison continent-île, par exemple ).

On a représenté ci-contre le schéma de principe d'un système réversible ( si la réversibilité n'était pas utile, le pont alimenté par le réseau générateur serait simplement constitué de diodes ). Pour transférer de la puissance du réseau 1 au réseau 2, P1 fonctionne en redresseur et P2 en onduleur. Réciproquement, P1 fonctionne en onduleur et P2 en redres-seur pour le transfert inverse.

4 Groupement des redresseurs commandés

4.1 Généralités

Comme pour les montages à diodes, on peut envisager le groupement en série ou en parallè-le. Les montages pouvant, de plus, être, soit tout thyristors, soit mixtes, ceci conduit à un grand nombre de réalisations possibles. Dans tous les cas, le but recherché est, principalement, d'a-méliorer le comportement du dispositif vis à vis du réseau et, accessoirement, d'agir sur la pé-riode et l'amplitude de l'ondulation de la tension de sortie. Deux exemples types de réalisations sont constitués, d'une part, par l'équivalent à thyristors du groupement PD3 + S3 à diodes ( Cf. paragraphe 5.1 du redressement non commandé ), d'autre part, par la mise en série de deux ponts mixtes, dont nous dirons quelques mots. Une autre possibilité, que nous évoquerons également, consiste à grouper en anti-parallèle deux montages tout thyristors. Ceci permet d'obtenir un système entièrement réversible, aussi bien du point de vue de la tension que de celui du courant.

i

14243 14243 P1 P2

Réseau 2Réseau 1

figure 18

RE 48

4.2 Etude d'un cas particulier de groupement série

L'association est réalisée conformément au schéma de la figure 19 et est utilisée entre autres dans le cadre de la trac-tion électrique. Le but est, par rapport à un montage mixte simple, de diminuer la valeur efficace du courant fourni par le réseau d'alimentation lorsque les thyristors ne fonction-nent pas à pleine ouverture. Pour en décrire sommairement le fonctionnement, on note, comme habituellement, n le rapport N2/N1, E la valeur efficace de la tension e, Ip la valeur efficace de ip et UC le maximum que peut prendre la valeur moyenne U'C de la tension u, en notant que, comme il y a deux ponts en série, on a UC = 2⋅2 2 E/π = 4 2 E/π ).

La stratégie de commande utilisée consiste à prendre comme référence la valeur moyenne de la tension de sortie et de mettre en oeuvre deux modes de fonctionnement différents suivant que U'C est inférieur ou supérieur à UC/2.

a) 0 ≤ U'C ≤ UC/2

Les thyristors T'21 et T21 sont bloqués en permanence ( le pont correspondant ne s'oppose ce-pendant pas au passage du courant, car IC peut se refermer à travers D'22 et D22, qui font office de diodes de roue libre ). Le réglage de la tension moyenne se fait en agissant sur l'angle de re-tard à l'amorçage, noté α1, des thyristors T'11 et T11. Les grandeurs u2 et is2 étant nulles, tout se passe comme si on avait un seul pont mixte, ce qui, compte tenu de la définition de UC, donne

en particulier, ( )U U

I nI

CC

p C

' cos= +

= −

41

1

1

1

α

απ

b) UC/2 ≤ U'C ≤ UC

Les thyristors T'11 et T12 sont commandés en permanence à pleine ouverture ( α1 = 0 ). Le réglage de la tension moyenne se fait en agissant sur l'angle correspondant α2 pour les thyris-tors T'21 et T21. Tout se passant maintenant comme si on avait un pont à diodes en série avec un pont mixte, on déduit de U'C = U'1C+ U'2C, avec U'1C = 2 2 E/π, que

( ) ( )U E E EC' cos cos= + + = +

2 2 2 1 2 32 2π πα

πα

Pour la même raison, le courant ip présente l'allure ci-contre. Sa valeur efficace se calcule par

( ) ( ) ( ) ( )I nI d nI dnI

p C CC2 2

0

22

21 2 4 3

2

2

= +

= −∫ ∫π

θ θπ

π αα

α

π

u

figure 19

ip

T11

D12

e

u1

T'11

D'1

N2

N2

N1 is2

is1 IC

T21

D22

e

u2

T'21

D'2

ip

−2nIC −nIC

2nIC nIC

θ α2 π

figure 20

RE 49

Au total, on a donc ( )U U

I nI

CC

p C

' cos= +

= −

43

4 3

2

2

α

απ

Nous avons représenté sur la figure 21 l'évolution de Ip en fonction de U'C pour une valeur donnée de IC, en faisant apparaître en regard celle que l'on aurait pour un pont mixte seul. Ces courbes montrent bien l'intérêt du groupement si le système est amené fréquemment à fonctionner à des valeurs de U'C nettement inférieures à la valeur maximale possible ( ce qui effecti-vement le cas pour la traction électrique ).

4.3 Groupement en antiparallèle des montages tout thyristors

Cette association, destinée, comme dit en introduction, à créer un système totalement réver-sible, se fait conformément au schéma de principe de la figure 22. Ceci permet le fonctionne-ment dans les quatre quadrants indiqué sur la figure 23, qui met en évidence le redresseur échangeant de la puissance avec la charge et son rôle en fonction du signe des valeurs moyen-nes IC de i et U'C de u.

figure 22 figure 23

Suivant le mode de commande des thyristors de chaque redresseur, on distingue deux types de montages:

a) Montage avec courant de circulation

Chacun des deux redresseurs conduit en permanence. Les tensions à leurs bornes n'étant pas égales en valeur instantanée, la mise en antiparallèle doit, comme pour le groupement de re-dresseurs en parallèle, s'effectuer par l'intermédiaire de bobines interphases qui absorbent les différences de potentiel entre les deux ponts. A titre d'exemple, on a représenté sur la figure 24 un schéma de branchement possible pour deux montages PD3.

IC

U'C

P2 redresseur

P1 redresseur1

P2 onduleur

P1 onduleur

2

3 4

Réseau Réseau

i

u2 u1 u

P2P1

Ip

UC/2 UC U'C

2nIC

nIC Groupement

série

Pont mixte seul

figure 21

RE 50

Signalons que la conduction simul-tanée des deux redresseurs impose que les valeurs moyennes de u1 et de u2 sont opposées. Comme, quels que soient les montages considérés, ces dernières sont toujours de la forme UCcosα1 et UCcosα2, en notant α1 et α2 les angles de retard à l'amorçage de chaque groupe de thyristors, ceci entraîne que l'on devra systématique-ment avoir α1 = π − α2.

L'avantage de ce type de montage est que, comme les deux redresseurs conduisent en per-manence, le passage d'un quadrant à l'autre se fait de façon continue, donc sans temps mort. De ce fait, ce procédé est surtout utilisé lorsqu'on veut une inversion rapide du courant.

b) Montage sans courant de circulation

Seul le redresseur actif conduit, ce qui évite l'adjonction d'inductances supplémentaires. Par contre, le passage d'un quadrant à un autre s'accompagne d'un temps mort, dû à la nécessité d'attendre l'extinction du courant dans la charge ( donc le blocage effectif des thyristors ) avant d'envoyer les impulsions de déblocage sur les thyristors de l'autre montage. Ce système est donc un peu moins rapide en ce qui concerne l'inversion du courant. 5 Utilisation des redresseurs commandés − Problèmes posés par les systèmes réels

5.1 Dimensionnement de l'inductance de lissage

L'ondulation de la tension issue du redresseur pouvant devenir très élevée, on n'exige géné-ralement pas un facteur de forme donné pour le courant, on se contente d'imposer que la self de lissage assure un fonctionnement en courant ininterrompu pour tout débit supérieur à un débit minimum que l'on caractérise par sa valeur moyenne IC0. Pour faire les calculs, on se place donc dans le cas critique où le montage fournit le courant minimum et fonctionne, de ce fait, à la limite du courant ininterrompu. Le courant débité présentant alors une ondulation très importante, non sinusoïdale de surcroît, la méthode du premier harmonique n'est plus applica-ble et la détermination devient nettement plus ardue. Nous n'insisterons donc pas davantage sur ce calcul, nous contentant de donner les résultats pour les montages les plus usuels.

PD2 mixte

PD2 tout thyristors

P3 PD3 mixte

PD3 tout thyristors

Lω0 0,57 UI

C

C0 U

IC

C0 0,40 U

IC

C0 0,24 U

IC

C0 0,093 U

IC

C0

Réseau figure 24

i

u2 u1 u

RE 51

Les résultats étant donnés en fonction de la grandeur usuelle UC, on constate en particulier qu'à l'inverse du monophasé, le filtrage en triphasé est plus facile avec un pont tout thyristor qu'avec un pont mixte. La raison en est que l'ondulation de la tension de sortie du montage PD3 mixte est de 3f0 ( f0, fréquence du réseau ), alors que celle du pont tout thyristor est de 6f0.

5.2 Choix et couplage du transformateur − Dimensionnement des redresseurs

Pour l'essentiel, on se reportera à l'étude correspondante faite en redressement non comman-dé. On peut simplement rappeler que, dans le cas des montages mixtes, les courants dans les redresseurs et dans le transformateur dépendent de l'angle de retard à l'amorçage. Si la plage de variation de celui-ci est limitée, on dimensionnera les éléments pour la valeur minimale que peut prendre α. Dans le cas contraire ( et systématiquement pour les montages tout thyristors ), tous les éléments seront calculés comme en redressement non commandé.

5.3 Chutes de tension − Rendement

Comme précédemment, on distingue la chute de tension due au seuil des redresseurs, qui ne dépend, ni du courant débité, ni de l'angle de retard à l'amorçage, des chutes résistive et induc-tive. Ces dernières sont indépendantes de α pour les montages tout thyristors, mais décroissent avec l'angle de retard à l'amorçage pour les montages mixtes. Globalement, la caractéristique en charge U'C1 = f(IC) pourra donc se mettre sous la forme

U U nV IC C C' 1 0= − − K

avec nV0, chute de tension due aux seuils, et K, coefficient indépendant de IC, mais pouvant dépendre de α, qui englobe les chutes résistive et inductive.

Le rendement se calcule comme habituellement par la relation η =+ ∑

PP pertes

, compte tenu

du fait que P dépend de α. A même courant débité, les pertes sont constantes pour les monta-ges tout thyristors ( les différents courants efficaces ne dépendent pas de l'angle de retard à l'amorçage ), alors qu'elles décroissent ( mais moins vite que P ) pour un montage mixte. Au total, quel que soit le montage, le rendement diminue avec P, mais, dans les mêmes conditions de puissance fournie à la charge, le rendement du montage mixte est meilleur que celui du montage tout thyristors. Signalons d'autre part qu'en fonctionnement onduleur, P désigne la puissance fournie par le circuit de charge.

5.4 Comportement vis à vis du réseau d'alimentation

5.4.1 Harmoniques du courant de ligne

Pour les montages tout thyristors, l'allure du courant en ligne est identique, au décalage de α près, à celui obtenu en redressement non commandé. On se reportera donc à la discussion faite

RE 52

dans le paragraphe correspondant. Pour les montages mixtes, l'allure du courant dépend, en plus, de l'angle de retard à l'amor-çage. L'amplitude de ses harmoniques évoluera donc également avec α. A titre d'exemple, nous avons regroupé ci-dessous les résultats correspondants aux montages PD2 et PD3, en faisant figurer en regard ceux correspondants aux montages tout thyristors ( N.B.: le terme I1, qui sert de référence, correspond au fondamental obtenu en redressement non commandé ).

harmonique 1 2 3 4 5

mixte I1 2cos α

0 I1

332

cos α

0 I1

552

cos α

PD2 tout

thyristors I1 0

I1

3 0

I1

5

mixte I1 2cos α

I1

2sinα 0

I1

42sin( )α I1

552

cos α

PD3 tout

thyristors I1 0 0 0

I1

5

5.4.2 Puissance réactive

Dans ce qui suit, on admet que le courant dans la charge est parfaitement lissé. On note i le courant en ligne, v la tension simple correspondante ( ou la tension d'alimentation dans le cas du monophasé ), i1 le fondamental de i, I'1 sa valeur efficace et ϕ1 le déphasage entre i1 et v.

Pour déterminer la puissance réactive, il faut a priori connaître I'1 et ϕ1. On peut ce-pendant se passer du calcul de I'1 en utili-sant le fait que Q peut aussi s'obtenir par Ptanϕ1. Comme P = U'CIC, il suffit donc de déterminer ϕ1. Vu l'hypothèse faite sur la forme du courant dans la charge, i présente une allure rectangulaire et le fondamental est "centré" sur ce courant ( Cf. figure 25 ). Ceci permet de déterminer ϕ1, puis de cal-culer Q, compte tenu des expressions de la puissance active P.

a) Montages tout thyristors ϕ α

α1 ==

P U IC C cos

⇒ Q = UCICcosαtanα

soit, finalement, Q U IC C= sinα

v i i1

θα

v i i1

θ α α 2

Montage mixte

Montage tout thyristor

figure 25

RE 53

b) Montages mixtes

ϕα

α

1 21

2

=

=+

P U IC Ccos

⇒ Q U IC C=+

12 2cos tanα α soit, finalement, Q U IC C=

2sinα

A titre de comparaison, on peut tracer les caractéris-tiques Q = f(P) pour une valeur donnée de IC. Vu les ex-pressions en fonction de α de ces grandeurs, les cour-bes sont des arcs de cercle, comme indiqué ci-contre, où on s'est limité, pour les montages tout thyristors, au cas du fonctionnement en redresseur ( pour le fonction-nement complet, on obtient un demi-cercle de rayon UCIC centré sur l'axe vertical, du moins si on ne tient pas compte de la butée onduleur ). On en déduit que, du point de vue de la consommation de puissance réactive, le montage mixte est, de loin, préférable.

5.4.3 Facteur de puissance

Les expressions de f' ont été données au fur et à mesure pour les différents montages. On se contentera donc de signaler que, exception faite du montage PD3 mixte pour α < π/3, pour un couple de valeurs U'C et IC donné, le facteur de puissance des montages mixtes est toujours su-périeur à celui des montages tout thyristors. Ceci est dû au fait que pour un débit fixé, la valeur efficace du courant fourni par le réseau d'alimentation est plus faible dans le premier cas. Si, de plus, on impose la même valeur de U'C, la puissance de sortie est identique et f' = P/S est forcément plus proche de l'unité pour les montages mixtes.

5.5 Conclusion − Critère de choix

Le choix d'un redresseur commandé est, a priori, un peu plus complexe que celui d'un redresseur non commandé. En effet, d'une part, il faut opter pour une structure ( parallèle, parallèle double, série, voire groupement de redresseurs ), d'autre part, une fois la structure retenue, il reste à choisir entre le montage mixte et celui tout thyristors.

En ce qui concerne la structure, il suffit de se reporter à la discussion faite en redressement non commandé. Pour ce qui est de l'alternative montage mixte ou montage tout thyristors, on peut dire d'entrée que, si le système doit être réversible, le problème est résolu car seul le deu-xième répond à cette condition. Dans le cas contraire, on peut distinguer deux cas:

a) Redresseurs alimentés en monophasé: L'étude des différents paramètres ( harmoniques, puissance réactive, facteur de puissance ) a montré que le montage mixte donnait systémati-quement de meilleurs résultats. C'est donc ce dernier que l'on retiendra.

UCIC

UCIC 2

P

UCIC Q

figure 26

montage mixte

montage tout thyristor

RE 54

b) Redresseurs alimentés en triphasé: Le choix est moins évident, car certains paramètres sont meilleurs pour le montage mixte, d'autres le sont pour le montage tout thyristors. En prin-cipe, aux faibles et moyennes puissances, on opte pour le montage mixte, moins coûteux et plus facile à commander. Aux puissances élevées, où le problème le plus important est celui des harmoniques du courant en ligne, on utilise le montage tout thyristors, bien que la réversi-bilité ne soit pas exigée. Notons également que, comme ce dernier est plus intéressant en ce qui concerne le filtrage du courant de sortie ( Cf. discussion du paragraphe 5.1 ), il arrive très souvent qu'on l'emploie à la place du montage mixte dans le cas des puissances moyennes.

5.6 Remarque au sujet de la commande des thyristors

5.6.1 Commande brève − Commande longue

Le fonctionnement interne du thyristor fait que celui-ci peut être amorcé par des signaux de gâchette de très courte durée. La commande d'un certain nombre de montages se fait donc par une impulsion unique, dont la durée ne dépasse habituellement pas une centaine de microse-condes. L'inconvénient de ce mode de commande est que, si le thyristor n'est pas encore pola-risé positivement au moment où arrive l'impulsion ( ce qui peut se produire par exemple en régime transitoire dans un variateur de vitesse ), l'amorçage ne peut pas se produire. Pendant

une ou plusieurs alternances du réseau, le redresseur restera donc bloqué et on assiste-ra à une anomalie de fonctionnement. Lors-que ce défaut est susceptible de se produire, on utilise, à la place de la commande brève, une commande longue qui consiste, soit à alimenter la gâchette jusqu'à la fin de la demi-alternance, soit à répéter les impul-sions ( Cf. figure 27 ). Dans ce cas, la com-mande sera encore présente au moment où le thyristor peut redevenir passant, ce qui élimine le problème signalé précédemment. Il faut cependant noter que, dans ce cas, l'a-morçage est régi par des conditions internes de fonctionnement et ne dépend plus for-mellement de la commande.

Remarque: Sur la figure 27, es désigne la tension de synchronisation du dispositif électronique fournissant les signaux de commande. Pour que α puisse être réglé entre 0 et 180°, il faut que le passage par zéro de es coïncide avec celui de la tension aux bornes du thyristor bloqué. Etant donné que les problèmes en courant interrompu peuvent être résolus comme indiqué ci-dessus, on se contente de réaliser cette condition en courant ininterrompu, en imposant que es soit l'image de la tension d'alimentation en monophasé, et celle de la tension composée adéquate en

θ

vGK es

α

α

α

θ

θ

Commande par traind'impulsions

Commande longue

Commande brève

figure 27

vGK es

vGK es

RE 55

triphasé ( ou de la tension simple, si on veut obtenir automatiquement une butée onduleur de 30° − mais, dans ce cas, le début de la caractéristique de réglage du dispositif de commande doit être neutralisé, pour éviter d'envoyer des impulsions sur un thyristor polarisé négative-ment ).

5.6.2 Commande des montages triphasés tout thyristors

L'utilisation des circuits habituels de commande brève conduirait à une répartition temporel-le des signaux de commande comme indiqué ci-dessous.

figure 28

A cause de cette répartition, la mise en conduction du pont est impossible. En effet, celle-ci suppose que deux thyristors soient amorcés simultanément ( par exemple T1 et T'3 ), donc qu'il y ait coïncidence d'arrivée des impulsions de commande, ce qui n'est pas le cas ici. Pour y remédier, deux solutions sont possibles:

− Utilisation d'une impulsion de confirmation

Chaque thyristor reçoit une première impulsion, normalement retardée de α, suivie d'une deuxième, retardée de α + π/3, qui coïncide donc avec la première impulsion de commande du

thyristor de l'autre montage parallèle ( Cf. sché-ma partiel ci-contre ). Ce procédé est répété pour tous les thyristors, car, lors d'un fonctionnement en courant interrompu ( cas qui est loin d'être exceptionnel ), le problème se repose à chaque nouvel amorçage d'un thyristor.

− Elargissement des signaux de commande

Leur largeur est rendue supérieure à π/3. Le circuit de gâchette du premier thyristor est donc encore alimenté quand on commande le thyristor de l'autre montage parallèle, ce qui rend effectivement possible la mise en conduction du pont.

T1 T'1

T2 T'2

T3 T'3

θ

θ

θ

θ

e1 e2 e3 e1 α

π/3

vGT1 vGT'1 vGT2 vGT'2 vGT3 vGT'3

θ

θ

θα α + π/3

vGT1

vGT'3

vGT2

figure 29

Impulsion de confirmation

Redresseur Commandé

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Transcript of Redresseur Commandé