Plusieurs structures de filtre sont envisageables. Nous avons pour la structure deux contraintes. Premièrement, aucun condensateur ne doit être placé directement en entrée pour limiter les courants d’appel lors de la mise sous tension ou en cas de court-circuit sur le bus HVDC. Deuxièmement, le condensateur de découplage de l’onduleur est mutualisé avec la fonction de
Figure III.16 – Schéma bloc d’un onduleur de tension raccordé à un bus HVDC. Zin est l’impédance équivalente de l’onduleur et de l’actionneur vue par le réseau et le filtre CEM d’entrée.Zout est l’impédance équivalente du réseau et du filtre CEM d’entrée vue par l’onduleur et l’actionneur.
filtrage car nous souhaitons minimiser le nombre de composants à 200 ◦C. L’objectif est de présenter les principales considérations utiles dans le choix de la structure du filtre [35].
Plusieurs critères ont été identifiés pour la sélection de la structure : – L’atténuation du filtre (Fatt, Equation III.10)
– Le nombre de composants
– Les valeurs des composants (inductances et capacités) – L’impédance de sortie (Zout)
La structure du filtre va déterminer la fonction d’atténuation idéale du filtre, c’est le critère important par rapport à la fonction principale de filtrage. Pour contenir le volume, et les futurs risques de défaillance, probablement importants à haute température, on cherche à avoir un nombre de composants limité. Les valeurs des composants (inductances et capacités) doivent également être le plus faible possible, toujours pour limiter le volume.
Il a été démontré, selon certaines hypothèses (cas linéarisé autour d’un point fonctionne-ment), que la stabilité d’un convertisseur raccordé à une source peut se ramener à respecter la condition définie par l’Equation III.12 [36–38]. Ce critère de stabilité est appelé le critère de Middlebrook. Il a été ensuite généralisé pour le raccordement de plusieurs convertisseurs à une source commune [39].
||Zout||<<||Zin|| (III.12)
Les éléments Zin et Zout sont définis par le schéma de la fig. III.16. L’impédance Zin est dite "impédance d’entrée", elle est fixée par l’onduleur et la charge. L’impédance Zout est dite "impédance de sortie", elle est imposée par le réseau et le filtre CEM d’entrée. Le filtre CEM d’entrée est donc un élément important pour garantir la stabilité d’un variateur de vitesse lors de son raccordement au réseau d’alimentation.
L’impédance du réseau ou de la source doit être définie. Le RSIL ne définit pas l’impédance équivalente d’un réseau pour des fréquences inférieures à 150 kHz. Son impédance pourrait ne
Figure III.17 – Schéma bloc d’un onduleur de tension raccordé à un bus HVDC. Le bus HVDC est représenté par un redresseur associé à un filtre de sortie dont l’impédance équivalente vue par le filtre CEM d’entrée et notéeZres.
Figure III.18 – Module de l’impédance complexe d’un RSIL (en rouge, points tillés) et d’un filtre de sortie du redresseur alimentant le bus HVDC (Zres, en violet). Pour le filtre de sortie du redresseur les valeurs suivantes sont utilisées :Lres=10µH, Cres=1mF,Rres=100mΩ.
pas être réaliste par rapport à l’impédance d’un bus HVDC. Nous faisons l’hypothèse que le bus HVDC est alimenté par un redresseur et que son filtre de sortie domine son impédance équivalente, Zres, vue depuis le filtre CEM. La fig. III.17 illustre la configuration du réseau d’alimentation de l’onduleur. On peut rappeler que plusieurs convertisseurs pourraient être raccordés simultanément au bus HVDC, en sortie du filtre du redresseur. Pour cette étude, ils ne seront pas considérés.
On compare à la fig.III.18, l’impédance d’un filtre de sortie d’un redresseur triphasé réaliste (Lres=10 µH, Cres=1 mF, Rres=100 mΩ) par rapport à l’impédance d’un RSIL définie par la norme DO-160-F. La différence entre ces deux impédances est importante pour des fréquences comprises entre 100 Hz et 1 M Hz. Il s’agit typiquement de la gamme de fréquences dans
Figure III.19 – Structures de filtre autour d’une structure initiale L-C. (a) Structure L-C initiale (L=200µH, C=10 µF)
(b) Structure L-C avec une branche d’amortissement sur le condensateur C (L=200µH, C=2µF, Cd=8µF, Rd=5 Ω)
(c) Structure L-C avec une branche d’amortissement sur l’inductance L (L=200µH, C=10µF, Ld=50µH, Rd=5 Ω)
laquelle sont placées les fréquences de coupure (donc les résonances) du filtre d’entrée.
Ces deux impédances équivalentes du réseau d’alimentation sont utiles. On devra choisir celle qui correspond à la gamme de fréquences considérée. En basse fréquence et jusqu’à environ 150 kHz, on utilisera une impédance plus réaliste du réseau, telle que nous la décrivons à la fig. III.18 (Zres). Pour des fréquences supérieures à 150 kHz, l’impédance du RSIL est satisfaisante. On remarque néanmoins, qu’entre 150 kHz et 1M Hz, la différence d’impédance est modérée, inférieure à un ordre de grandeur, on peut tolérer les deux possibilités.
Le module de l’impédance d’entrée||Zin||de l’onduleur peut être approximé par une constante, égale à la tension moyenne d’alimentation divisée par le courant moyen de ligne [40]. C’est équi-valent de considérer l’onduleur de tension et sa charge de type R-L à une charge régulée en puissance avec une bande passante infinie. Selon notre cahier des charges, ||Zin||est proche de 50 Ω.
Pour le choix de la structure nous souhaitons premièrement démontrer la faisabilité de la fonction "filtre CEM" et non fournir une optimisation. Nous figerons la structure à un filtre L-C. Le mode commun n’agit pas, ou très peu, dans la boucle du courant de ligne. En conséquence, le critère de stabilité ne s’applique pas à la boucle de mode commun.
Pour illustrer l’impact du critère de stabilité sur le filtrage nous comparons trois structures de filtre L-C, fig.III.19. Des branches d’amortissement sont ajoutées et les valeurs des composants sont ajustées pour conserver une fréquence de coupure identique. Pour cet exemple, nous avons choisi des valeurs plus proches d’un filtre de mode différentiel à cause de son impact sur la stabilité. La plage de fréquences étudiée s’étend de 100 Hz jusqu’à 1 M Hz, un encadrement autour de la fréquence de MLI. Nous utilisons une impédance réseau équivalente au filtre de
Figure III.20 – Module de l’impédance complexe de sortie des filtres présentées à la fig.III.19.
sortie d’un redresseur(Zres, fig. III.17), car cette impédance équivalente du réseau correspond mieux à la bande de fréquence étudiée.
Les résultats des calculs des impédances de sortie et des atténuations des structures corres-pondant à la fig.III.19, sont montrés aux fig.III.20et fig. III.21. Les impédances de sortie sont composée de trois résonances importantes. La première résonance à basse fréquence est liée à la fréquence de coupure du filtre de sortie du redresseur, et plus généralement à l’impédance basse fréquence de la source (Zres). La seconde résonance est dépendante de la fréquence de coupure du filtre d’entrée de l’onduleur. Les branches d’amortissement atténuent la résonance à la fréquence de coupure du filtre d’entrée qui est la cause principale de non respect du critère de stabilité. Enfin, la troisième résonance qui apparaît sur l’impédance de sortie est liée à l’ESL
du condensateur du filtre L-C (noté C sur la fig.III.19). On remarque, pour l’exemple que nous avons choisi, qu’un L-C sans amortissement (fig. III.19 (a)) présente une impédance de sortie qui ne respecte pas le critère de stabilité (Equation III.12). En revanche, pour les structures amorties (fig.III.19 (b) et (c)), le critère est largement respecté. Malgré d’éventuelles variations des capacités et des inductances en fonction de la température entre 25◦C et 200 ◦C, le critère devrait être respecté avec une structure amortie car la marge est importante. L’amortissement fournit également une robustesse par rapport aux éventuelles variations de l’impédance du réseau (longueur de câble, reconfiguration du réseau...).
d’amortis-Figure III.21 – Module de l’atténuation des filtres présentées à la fig.III.19.
sement. L’ESLdu condensateur C (cf. fig. III.19) est le premier élément parasite qui apparait lorsque la fréquence augmente. Nous l’avons estimé à environ 200 nH indépendamment de la valeur de C car l’ESL dépend beaucoup du routage et des connexions. Par rapport à l’amor-tissement placé sur l’inductance L, la branche d’amorl’amor-tissement sur le condensateur C semble dégrader très légèrement l’atténuation du filtre pour des fréquences inférieures à la résonance provoquée par l’ESLdu condensateur C (entre 100 kHz et 200kHz). L’usage d’un condensa-teur de plus faible valeur (C) permet néanmoins d’augmenter cette fréquence de résonance et d’offrir une meilleure atténuation pour les fréquences élevées.
Le critère de stabilité est donc un critère important qui influe sur la sélection d’une structure de filtre. L’exemple pour un simple filtre L-C montre une influence notable sur l’atténuation du filtre. Pour notre conception dédiée à un démonstrateur haute température, nous choisissons, pour le filtrage de mode différentiel, le filtre L-C amorti qui est décrit à la fig.III.19(b). Pour le mode commun, nous utiliserons un filtre L-C sans branche d’amortissement. Le schéma complet du filtre est présenté à la fig. III.22.
Selon les atténuations requises par les perturbations conduites que nous avons mesurées, nous choisissons les fréquences de coupures pour chaque mode. Avant de choisir les valeurs des composants (capacités et inductances), on peut avancer quelques remarques. En comparant la densité volumique d’énergie stockée maximale des matériaux (Equations I.20 et II.11) on observe immédiatement l’avantage des matériaux diélectriques sur les matériaux magnétiques.
Figure III.22 – Structure retenue du pour le démonstrateur du filtre CEM haute température. Fpwm fcdm fccm Tpwm ic ∆V dc
15kHz 3,5kHz 32kHz 66.7µs 5 Arms 16V Ldm Lcm Cdm Cd Ccm Rd 40µH 250µH 10µF 40µF 50nF 3 Ω
Tableau III.1 – Valeurs des fréquences de coupures et des composants requises pour le démonstrateur du filtre CEM haute température.
Pour les matériaux diélectriques de type céramique (N P0 ou X7R), les ordres de grandeurs se situent autour de 100 mJ/cm3 à 3000 mJ/cm3, par rapport à des valeurs comprises entre 2mJ/cm3 à 10mJ/cm3 pour les matériaux magnétiques à basse perméabilité. L’écart s’étend de une à deux décades. On préfèrera donc pour des raisons de compacité privilégier les éléments capacitifs de grande valeur par rapport aux inductances. Cela est particulièrement valable pour le mode différentiel qui utilise le(s) condensateur(s) de découplage.
Pour le mode commun, la norme limite la valeur de capacité, des phases par rapport à la masse, à 100 nF. Nous fixons la valeur des condensateurs de mode commun (Ccm) au maximum fixé par la norme, soit 2× 50 nF. Pour le mode différentiel, l’Equation I.25 donnée au premier chapitre (page 17) nous permet d’obtenir une valeur initiale du condensateur de découplage qui servira également de condensateur de mode différentiel. La norme spécifie une ondulation de tension en régime établi de 16 V (∆V dc). Conformément à ce qui est indiqué dans [36,37], un bon compromis entre l’amortissement sur||Zout||et la valeur du condensateur d’amortissement est donné pour un rapport 4 entre Cdm et Cd. Les valeurs d’inductances sont ensuite ajustées pour respecter les fréquences de coupure et les atténuations requises par la norme et les perturbations. On remarque sur la fig. III.22, que nous utilisons une inductance couplée en mode différentiel (Ldm) pour limiter les dissymétries par rapport à la boucle de mode commun. Le choix des fréquences de coupure et des valeurs des composants est résumé au Tableau III.1.
considé-rations que nous avons exposées dans cette section, et de permettre également la démonstration d’une première faisabilité de la fonction "filtre CEM" à haute température pour un onduleur de tension.