Comparaison des structures

La mise en équation nous permet de traiter un grand nombre de cas de déséquilibre. Avec cette mise en équation du circuit, on peut envisager une routine d’optimisation, pour trouver le jeu des résistances des interrupteurs qui occasionnent le plus grand déséquilibre de courant.

Ecart de résistances 3.5.3.1

Les résistances à l’état passant des interrupteurs peuvent avoir des valeurs typiques différentes en fonction du lot de production. Par exemple pour les composants en carbure de silicium 1200V / C2M0160120D, la résistance à l’état passant typique varie entre 160mΩ à 196mΩ à 25°C, soit une différence de 22,5%. A 150°C, la valeur de la résistance peut varier de 290mΩ à 400mΩ, soit une différence de 38%. Puisque ces composants sont normalement posés sur un même dissipateur, l’écart de température entre eux ne joue pas un rôle majeur. Puisque la résistance augmente avec la température (coefficient de température positif), si la température augmente suite à un accroissement du courant, la résistance augmente, donc le courant tend à diminuer. Ceci permet d’assurer, dans une moindre mesure, un rééquilibrage naturel des courants.

Pour une conversion 650V/28V, 1,25kW en utilisant un convertisseur à deux cellules avec un rapport de transformation du transformateur égal à r=0,125, avec les composants Top et Bot ayant des résistances de 178mΩ et le composant Sec ayant une résistance de 1,78mΩ et autorisant un écart entre les résistances de 40%, nous retrouvons un courant moyen de 2,79A par phase, vu du côté haute tension. Lorsqu’un déséquilibre est introduit dans le circuit, l’écart entre les deux courants atteint 1,12A, soit 20% d’écart. Ce déséquilibre est maximisé pour un écart maximal de résistance entre l’interrupteur Bot et Top d’une même cellule.

Ecart de rapports cycliques 3.5.3.2

Les écarts de rapport cycliques sont dus soit à des écarts de tensions de seuils des semi-conducteurs, soit à des délais de propagation différents. Alors, la mise en conduction et le blocage se passent à des instants différents pour les cellules. Le délai typique du driver IXD609 est de 40ns, et peut jusqu’à atteindre 60ns. Pour une fréquence de découpage de 100kHz, l’erreur du rapport cyclique peut donc atteindre 0,2%. Cette erreur peut sembler faible, mais lorsqu’on l’introduit dans les calculs pour la même conversion qu’au paragraphe précédent, nous trouvons un déséquilibre de 0,72A, soit 13% d’écart.

Lorsqu’on combine les écarts de rapport cyclique et de résistance, la différence de courant entre les cellules atteint 1,83A, soit 33% d’écart.

3.6 Conclusion

Au cours de ce chapitre, nous avons présenté une topologie statique de conversion adaptée au transfert de puissance entre deux réseaux aéronautiques en courant continu. La liaison entre ces deux réseaux exige : un fort rapport de transformation, une réversibilité de puissance, de fortes valeurs de courant et une isolation galvanique. De ce fait, notre choix s’est porté sur une structure parallélisable qui intègre le transformateur et les éléments de filtrage dans un seul dispositif magnétique. De plus, cette topologie n’emploie qu’un seul

interrupteur côté fort courant.

La première partie a été consacrée aux principes de fonctionnement des topologies multiniveaux. Un état de l’art des topologies DC/DC isolées a montré la rareté des topologies isolées multicellulaires. A part quelques exceptions, les puissances de ces convertisseurs restent au-dessous de 4kW.

La deuxième partie a mis en évidence la multitude de variantes possibles pour la construction d’un convertisseur isolé. Ces variations sont possibles grâce à différents types de connexions des transformateurs et des inductances de lissage. Nous avons proposé l’usage de coupleurs magnétiques avec des enroulements séparés en deux dans chaque cellule pour l’isolation. Ces coupleurs ont l’avantage d’avoir un chemin très réluctant pour la composante DC du flux magnétique, tout en ayant un chemin faiblement réluctant pour les composants de mode différentiel de flux AC. Ces transformateurs coupleurs sont alors très adaptés à un flux DC non nul.

La troisième partie a été consacrée à l’étude du fonctionnement du convertisseur en régime établi. Nous avons pu établir les équations des courants moyens et efficaces dans les interrupteurs de puissance, indispensables pour le calcul des pertes et pour le dimensionnement du convertisseur. Un outil a également été développé afin de récupérer les harmoniques de courant dans les enroulements du transformateur d’isolation. Ensuite, une description détaillée des étapes de la commutation a montré les bénéfices des inductances de fuites du transformateur pour le mode dévolteur. Ces inductances permettent la réalisation des amorçages commandés à zéro de courant, ainsi, le convertisseur ne réalise que des blocages commandés avec une maille de commutation ayant un condensateur de découplage au plus proche. En revanche, en mode survolteur les inductances de fuites provoquent des surtensions aux bornes du transistor Sec. Ainsi, l’usage d’écrêteurs est indispensable pour protéger ces semi-conducteurs.

Dans la quatrième partie, une discussion a été ouverte pour montrer les différentes manières de connecter les cellules de commutation, en passant par une mise en série ou une mise en parallèle.

Dans la cinquième partie, le déséquilibre de courant présent dans les structures multicellulaires a été souligné. La modélisation du circuit par son modèle moyen, a mis en évidence les bénéfices d’un entrelacement série/parallèle entre le côté haute et basse tension. Le déséquilibre a été quantifié pour des structures liées en pont. La détermination de la résistance équivalente en conduction par cellule nous a permis de quantifier le déséquilibre de courant pour des convertisseurs à deux cellules. Nous avons noté que les composants Top et Bot sont ceux qui contribuent au déséquilibre du courant. En outre, une légère erreur sur la valeur des rapports cycliques provoque un grand déséquilibre de courant.

En résumé, les outils développés nous permettront de choisir la meilleure topologie pour un cahier des charges donné. Des briques élémentaires pour l’optimisation des pertes ont également été développées.

Chapitre 4 Composants Actifs

4.1 Introduction

Afin d’étudier qualitativement l’influence des éléments parasites et d’estimer quantitativement les pertes par commutation, dans un premier temps, nous modéliserons le composant de puissance et son entourage par un macro-modèle de simulation. Par la suite, nous proposerons une méthode non-intrusive pour la mesure des pertes des semi-conducteurs et nous la comparerons avec les méthodes de mesures actuelles. Ensuite, nous mettrons en œuvre un banc de test automatique avec la méthode non-intrusive développée précédemment pour mesurer les pertes de différents semi-conducteurs. Pour finir, nous présenterons les résultats de pertes issues des simulations et celles mesurées avec le banc de test. Nous conclurons par une analyse de la commutation d’une cellule classique.