Caractérisation de la partie puissance du module

Les commutations d’un interrupteur de bras d’onduleur ont été caractérisées en fonctionnement hacheur. La tension collecteur-émetteur VCE a été mesurée avec une sonde différentielle sur piles (trait cyan/clair) et avec une sonde passive (trait magenta/foncé). Le courant iC dans l’interrupteur a été mesuré par une sonde de courant, sous la forme d’un tore bobiné placé sur le condensateur chimique (trait vert/clair), et par une pince de courant à effet Hall (trait bleu/foncé).

III.1.4.1 Relevés de commutation à l’amorçage

La commande rapprochée impose une tension VGE=+15V entre la grille et l’émetteur de l’IGBT. Lorsque la tension de grille atteint un seuil ( 6V), l’IGBT entre en conduction. Le taux de croissance du courant i_C est alors fonction de la résistance de grille. L’inductance de la maille de commutation peut être mesurée par la cassure que présente la tension VCE.

100nH i t V L C ce m = ^⋅ ≈ (III-7)

Toutefois, cette cassure n’est pas très marquée car la tension est filtrée par la capacité parasite COSS de l’IGBT. Ainsi, la valeur de l’inductance de maille calculée est approximative, mais son ordre de grandeur est cohérent.

figure III.22 : amorçage sous 150V/15A figure III.23 : amorçage sous 300V/3A

La croissance du courant iC est linéaire et son gradient dépend de la commande rapprochée : il est inversement proportionnel à la résistance de grille R_Gon. Le courant dans la diode de l’interrupteur supérieur décroît jusqu’à devenir négatif par le phénomène de recouvrement (évacuation des charges stockées dans la jonction de la diode). Cela se répercute par un pic de courant dans l’IGBT. Lorsque les charges en excès ont été évacuées, la diode retrouve son pouvoir bloquant, mais la capacité parasite de la diode maintient l’accroissement de l’amplitude du courant iC. Ces formes d’onde suggèrent que le courant dû au recouvrement est peu important et que la capacité de transition de la diode contribue majoritairement au pic de courant observé.

Chapitre III

III.1.4.2 Relevés de commutation au blocage

La commande rapprochée impose à l’IGBT une tension de grille VGE=-15V. Lorsque la tension de seuil est atteinte, l’IGBT se bloque. La dynamique de la tension VCE est liée au courant de charge. Le plateau observé sur i_C provient de la capacité parasite de l’IGBT et de la capacité de transition de la diode. Lorsque VCE=VDC, la diode de l’interrupteur supérieur devient conductrice et le courant dans l’IGBT décroît rapidement, occasionnant une surtension avec l’inductance de la maille de commutation. La dynamique du courant i_C est conditionnée par les caractéristiques de l’IGBT et par la commande rapprochée (R_Goff).

Finalement, l’oscillation observée résulte du circuit résonant constitué par les inductances de câblage en série avec la capacité parasite COSS de l’IGBT. Parallèlement, le courant de l’IGBT montre un traînage, traduisant l’évacuation des charges stockées dans la région de base.

figure III.24 : blocage sous 150V/15A figure III.25 : blocage sous 300V/4A

Sur le plan de l’instrumentation, la mesure de tension effectuée par la sonde passive est la plus précise et la plus rapide. La sonde différentielle donne des résultats satisfaisants au niveau de la rapidité : elle présente un retard de 20ns environ lors de l’amorçage et inférieur à 10ns lors du blocage. La différence de temps de réponse est du même ordre entre la sonde de courant et la pince à effet Hall mais la sonde est moins précise : elle présente des ondulations plus élevées, en particulier à l’amorçage.

III.1.4.3 Mesure de l’énergie dissipée par commutation

Dans une configuration semblable de hacheur sur charge RL, l’énergie dissipée lors des commutations a été calculée pour des valeurs moyennes de courant de 10A, 20A, 30A et 40A (VDC=300V, Fd=15kHz , Ta=25°C). La tension est mesurée avec une sonde passive et le courant avec une pince à effet Hall.

Pour les valeurs de résistance de grille considérées (cf. III.1.2), les relevés à l’amorçage (figure III.26) montrent des gradients de courant de l’ordre de 800A/ s et des gradients de tension de l’ordre de 1,4kV/ s. Pour les relevés au blocage (figure III.27), les gradients de courant sont semblables (900A/ s) et les gradients de tension sont portés à 3,5kV/ s.

Etudes expérimentales

figure III.26 : amorçage sous 300V figure III.27 : blocage sous 300V

figure III.28 : énergie dissipée à l’amorçage et au blocage (RgON=RgOFF=10 ) et comparaison sur base datasheet (DS)

L’énergie dissipée lors des commutations est calculée par intégration des pertes (figure III.28). Conformément aux caractéristiques reportées dans la datasheet pour des valeurs de courant plus élevées, il apparaît que les pertes à l’amorçage deviennent légèrement supérieures aux pertes au blocage pour une résistance de grille de 10 . De plus, les courbes présentent un écart croissant avec les données extrapolées à partir de la datasheet pour une même résistance de grille : cela peut s’expliquer par le fait que les mesures ont été réalisées avec une température de boîtier croissante (de 36°C à 72°C) alors que dans la datasheet la température de jonction est constante (125°C). Toutefois, les puces en technologie NPT sont relativement peu sensibles à la température.

III.1.4.4 Immunité de commande de l’interrupteur d’isolement

Enfin, un point essentiel pour les études à venir est de vérifier l’immunité de commande des transistors de l’interrupteur d’isolement face aux différentes sollicitations, en particulier la tension de mode commun, puisque cet élément est primordial pour la capacité de reconfiguration de l’onduleur.

Le premier essai présenté correspond à une phase de conduction de l’interrupteur d’isolement dans une configuration hacheur sous 300V et 20A (figure III.29). Les tensions sont mesurées avec les sondes actives. L’excitation que constitue la tension de sortie du bras Vexc occasionne un couplage significatif sur la commande des transistors de l’interrupteur

Chapitre III

figure III.29 : immunité de la commande en phase de conduction

figure III.30 : configuration de test de l’immunité de l’interrupteur d’isolement ouvert

Le second essai présenté consiste à soumettre l’interrupteur à une excitation en phase de blocage, afin de vérifier sa capacité à assurer l’isolement au sein d’un convertisseur en fonctionnement. Comme les procédures automatiques intégrées empêchent le découpage d’un bras d’onduleur si son interrupteur d’isolement est ouvert, la configuration adoptée est celle de la figure III.30. La charge RL (L=10mH) en série représente une impédance de valeur cohérente avec l’application d’alimentation de moteur présenté plus loin. Un plan de charge est ajouté pour faire circuler un minimum de courant dans l’interrupteur qui commute.

Cette excitation à courant très faible est un cas de fonctionnement contraignant car il y a peu de charges stockées dans les jonctions ce qui permet des fronts de commutation abrupts (de l’ordre de 3kV/ s). Les tensions aux bornes des deux composants de l’interrupteur d’isolement (VCE1, VCE2) montrent la réponse de l’excitation à travers le circuit RLC série que constituent la charge et les capacités parasites des interrupteurs bloqués (figure III.31). Ainsi, la tension d’excitation est tenue par un IGBT et une diode de l’interrupteur d’isolement et la répartition de tension entre ces composants montre une oscillation. En effet, comme l’interrupteur d’isolement présente une très forte impédance, une faible énergie suffit à perturber la stabilité des potentiels à l’intérieur de cet interrupteur. La situation est semblable pour une impédance de charge réduite (figure III.32).

figure III.31 : immunité de la commande en phase de blocage (R=44 )

figure III.32 : immunité de la commande en phase de blocage (R=6,6 )

En supprimant l’inductance de la charge, on observe des dépassements plus importants sur la répartition des tensions internes de l’interrupteur d’isolement et les oscillations sont à plus haute fréquence (figure III.33). Pour tous ces essais, les variations de la tension de grille de l’interrupteur d’isolement ne dépassent pas 800mV, confortant son immunité.

Etudes expérimentales

figure III.33 : immunité de la commande en phase de blocage (6,6 / 0mH)

figure III.34 : immunité de la commande en phase de blocage avec bras opposé bloqué

Enfin, un test supplémentaire consiste à effectuer l’excitation avec un bras d’onduleur en ouvrant cette fois le bras opposé. La charge est encore purement résistive (27 ). La perturbation de la tension de grille n’excède pas 600mV (figure III.34). Cette configuration est moins pénalisante pour l’interrupteur d’isolement puisque la tension différentielle qui lui est appliquée est réduite.

En conclusion, les différents tests effectués ont permis d’adapter la commande rapprochée de manière à bénéficier d’une immunité des tensions de grille satisfaisante pour les interrupteurs d’isolement, bien que leur driver ne soit qu’en tension unipolaire.

III.1.4.5 Immunité de la mesure de courant

Dans une configuration de hacheur sur une charge RL, les relevés présentés pour des courants de phase de 5A et 20A comparent les courants mesurés par une pince à effet Hall et par le capteur LEM LAH100-P de la carte de commande rapprochée. Sur la mesure du capteur, un bruit haute fréquence se superpose à la valeur moyenne du courant et son amplitude reste inférieure à 200mV (2A). De plus, il apparaît un léger effet de filtrage par rapport à la mesure donnée par la pince de courant, qui provient du filtre RC sur la carte de commande rapprochée ainsi que des condensateurs ajoutés sur la carte d’interface. Globalement, le retard de la mesure et le niveau de bruit restent acceptables même pour des courants faibles.

Chapitre III