Full_Text - Université Ferhat Abbas de Sétif

4th International Conference on Computer Integrated Manufacturing CIP’2007
03-04 November 2007
Intégration d’un Nouveau Système d’Anti-Îlotage
Dans la Commande de Système
Photovoltaïque Connecté au Réseau
Riad Kadri
Université Ferhat ABBAS de Sétif
Faculté des sciences de l’ingénieur département
d’électrotechnique
Mohamed Mostefaï
Université Ferhat ABBAS de Sétif
Faculté des sciences de l’ingénieur département
d’électrotechnique
Laboratoire d’automatique de Sétif (LAS).
Kadri_Riad @Yahoo.fr
Laboratoire d’automatique de Sétif (LAS).
[email protected]
Résumé— L’îlotage des systèmes photovoltaïques PV peut causer
une variété de problèmes et qui doit être empêché. Cependant, si
les puissances actives, réactives de la charge et du système
photovoltaïque sont étroitement confondis, la détection d’îlotage
par des méthodes passives devient difficile. En outre, la plupart
des méthodes actives perdent l’efficacité quand il y a plusieurs
systèmes photovoltaïques alimentant le même îlot.
Dans cet article, une nouvelle méthode active de
détection d’îlotage est proposée, elle permet la détection d’îlotage
en forçant la fréquence de la tension de l’îlot à dériver. Dans cette
approche, un circuit de commande est développé et mis en
application pour injecter la puissance active maximale produite
par les panneaux, puis, par l’accouplement à l’algorithme
proposé, des impulsions sont ajoutés à la commande, ces dernières
conduites a la perturbation du système afin de détecter l’îlotage.
L’approche proposée a été examinée par différents essais, l’étude
en simulation numérique de la méthode proposée a été vérifiée
avec simplicité, éventualité et efficacité pour la protection du
système.
îloté. Il existe plusieurs méthodes de contrôle d’îlotage; elles se
résument cependant en deux approches : contrôle à distance
(gérée par communication) et contrôle embarqué (intégré aux
systèmes locaux de production distribuée). Puisque aucune
méthode ne sert adéquatement toutes les technologies de la
production distribuée, le choix de la méthode est guidé par la
nature des technologies de production distribuée afin de
maximiser son efficacité et sa fiabilité. Il est aussi nécessaire
d’évaluer le coût de ces dispositifs en fonctions des risques réels
liés à l’îlotage involontaire.
Dans cet article, une nouvelle méthode de détection
active de l’îlotage est proposée. Cette technique est basée sur la
perturbation de la puissance réactive consommée par la charge
dans le cas d’une charge RLC résonante (le cas critique) par
l’ajout des impulsions sinusoïdales aux courants de références
afin de détecter la situation d’îlotage.
II.
Mots Clés — Photovoltaïque, anti-îlotage, réseau, protection, méthode
active, impulsions.
I.
INTRODUCTION
Un générateur décentralisé, qui se retrouve déconnecté du
réseau principal et qui continue à alimenter des charges, forme
un îlot avec ces charges. On parle alors d’îlotage. Celui-ci peut
être intentionnel ou accidentel. En effet, lors d’une opération de
maintenance sur le réseau électrique, la coupure du réseau peut
entraîner l’îlotage du générateur. Etant donné que la perte du
réseau est volontaire, l’îlot est connu et peut être mis hors
tension par le personnel intervenant. L’îlotage non intentionnel,
lié à une coupure du réseau accidentelle, est d’un plus grand
intérêt. En effet, différents risques découlent : dégradation des
équipements électriques en cas des dérives de tension et de
fréquence importantes, problèmes de déphasage entre réseau et
générateur décentralisé lors du réenclenchement après un
défaut, problèmes de sécurité pour le public et le personnel de
maintenance. Il est donc primordial de détecter toute situation
d’îlotage et de réduire le temps de fonctionnement du système
DESCRIPTION DU SYSTEME
La structure de la topologie d'interconnexion proposée
est montrée dans la figure 1. Cette topologie est constituée des
blocs principaux:
•
Générateur photovoltaïque
•
Hacheur survolteur et sa commande
•
Onduleur MLI triphasé et sa commande
•
Bloc de détection d’îlotage
L’hacheur survolteur élève la tension du générateur
photovoltaïque, typiquement de 78-100 Volts, à une tension audessus de 120V qui est le potentiel maintenu au bus continu par
l’onduleur MLI triphasé. L’hacheur survolteur force également
la circulation du courant dans le bus continu pour remplit la
fonction du contrôleur de point de puissance maximale. La
structure de commande pour l’hacheur survolteur qui utilise
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l’algorithme de perturbation et d’observation est donnée au
paragraphe III.B. Le courant de sortie du hacheur est injecté
dans l’onduleur triphasé dont la charge est une inductance de
filtrage placer en série avec le réseau. Chaque interrupteur de
l’onduleur est composé d'un IGBT monté en parallèle avec une
diode afin de former un interrupteur bipolaire en courant et
unidirectionnel en tension.
Le circuit de commande pour l’onduleur est indiqué sur
la figure 4. La tension du bus continu est comparée à une
tension de référence et l’erreur passe par un régulateur de type
PI pour compensé la chute de tension, puis deux boucles de
régulation de type PI sont utilisés pour assuré la forme d’onde
du courant désiré.
III.
MODELISATION DU SYSTEME
A. Modélisation du générateur photovoltaïque
Dans la littérature, une cellule photovoltaïque est
souvent présentée comme un générateur de courant électrique
dont le comportement est équivalent à une source de courant
shuntée par une diode. Pour déterminer la caractéristique de
cette cellule solaire, on part de la caractéristique connue d’une
diode au silicium dans l’obscurité [1]. Sous illumination, la
relation devient :
I = I ph

− I0e


V + Rs I
n .V T
 V +R I
s
− 1 −

R sh

Avec : Iph = photo courant de la cellule, Id = courant de la
diode, I0 = courant de saturation de la diode, n = facteur
d’idéalité de la photopile, V = tension imposée à la diode, VT =
tension thermique.
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B. L’hacheur survolteur
Le schéma de principe de l’hacheur survolteur est
montré dans la figure 2. Dans cette application le mode de
fonctionnement est de conduction continu. Il est utilisé
premièrement pour adopté les niveaux de tension et
deuxièmement pour faire fonctionner le générateur
photovoltaïque au point de puissance maximale. La méthode
utilisée pour contrôler le point de puissance maximale est la
méthode de perturbation et d’observation (P&O). Cette dernière
est une approche largement répandue pour la détermination du
point de puissance maximale. Cette méthode est une méthode
numérique, elle utilise un système à base de microprocesseur.
Ce dernier utilise comme entrée les valeurs de la tension V du
panneau et le courant I du panneau, et comme sortie soit la
valeur de la tension de référence Udc, soit le rapport cyclique
[3].
Comme son nom indique la méthode de P&O, fonctionne
par la perturbation du système soit par l’augmentation ou la
diminution de la tension de fonctionnement et d’observer son
impact sur la puissance de sortie du panneau.
C. L’onduleur MLI triphasé
L’onduleur utilisé pour la connexion au réseau diffère de
celui du système autonome parce qu’il peut fonctionner
seulement si le réseau de distribution est en service. En effet, il
arrange l’interface entre le générateur photovoltaïque et le
réseau.
L’onduleur du système connecté au réseau
conditionne non seulement la puissance de sortie du générateur
photovoltaïque, mais il aide également à la commande du
système pour assurer une réelle injection de la puissance
produite par le générateur photovoltaïque dans le réseau.
PCC
Générateur PV
Vch
Réseau
2
Udc
Commande de l’onduleur
Uabc
Iabc
L
R
R1
C
C1
1
Charge locale
Courant
Impulsionnel
Surveillance
Fréquence
Surveillance
Tension
Système d’anti-îlotage
Figure 1 schéma de principe de l’interconnexion
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L
Ii
S1 S2 S3 S4 S5 S6
Io
D
Ia Ib Ic
C
S
Vi
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Vo
Détection d’îlotage
MLI
abc
Iq*
d-q
Figure 2 hacheur survolteur
+
En raison de cette situation, l’onduleur doit être
soigneusement conçu pour permettre à la sortie du générateur
photovoltaïque et les paramètres du réseau d’interfacer [2].
L’onduleur MLI triphasé développé dans cet article, adopte le
type de commande en courant d’un onduleur de tension pour
assuré une réponse en régime transitoire rapide et des
caractéristiques satisfaisantes en régime permanent, et
également la prise en considération de l’information provenant
du contrôleur MPPT. La figure 3 montre le modèle de cet
onduleur. L’algorithme de commande de l’onduleur MLI
triphasé en utilisant la transformation 3Φ/ d-q est montrée sur la
figure 4.
-
Id*
+
+
-
PI
+
d-q
abc
+
Udc
PI
+
Udcref
+
Figure 4 Algorithme de commande
En remplaçant les expressions de Pch et de Qch dans les
équations 1 et 2, on obtient :
IPV
L
Vc
Udc
1
V
R
R
ic
Vb
ib
Va
ia
Ec
2
res
= P + ∆ P
 1
 2

− Cωres Vres
= Q + ∆Q
 Lωres

(3)
(4)
Eb
Ea
Ces équations montrent que si ∆P et ∆Q sont nuls,
L’équilibre entre production et consommation est parfait entre
la charge RLC et le générateur PV.
Figure 3 Onduleur MLI triphasé avec filtre de sortie
IV.
METHODE DE DETECTION D’ILOTAGE
Il est possible d’écrire les équations régissant les
échanges de puissances entre le générateur, la charge locale et
le réseau pour le fonctionnement normal (l’interrupteur de la
figure 1 est fermé).
L’équation de la puissance active Pch et la puissance
réactive Qch de la charge locale RLC alimenté par le réseau est
donnée par :
1
V
R
2
res
=
P ch
 1

− C ω res
 L ω res
 2
V res = Q ch

(1)
(2)
Considérons maintenant le fonctionnement en îloté, ce
qui est traduit par l’ouverture de l’interrupteur de la figure 1.
Les équations de la puissance active et réactive deviennent:
1
R
V
2
ilot
= P

1

− C ω ilot
 L ω ilot
(5)
 2
 V ilot = Q

(6)
La tension et la pulsation ne sont plus imposées par le
réseau mais dépendent du système îloté.
En divisant l’équation 3 par l’équation 5, on obtient
l’équation 7 qui nous renseigne sur le comportement du système
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îloté lorsqu’un déséquilibre entre la puissance active produite et
consommée intervient.
∆ P
P
=
V
V
2
res
2
ilot
−
1
(7)
En effet, si ∆P ≠ 0 l’équation 14 indique que l’amplitude de
la tension du système îloté Vilot variera.
Le raisonnement est identique pour la puissance réactive.
Dans les équations 2 et 6, L’inductance L est isolée :
1
L ω res
V res2 = Q + ∆ Q + C ω res V res2
Le principe de fonctionnement du système d’antiîlotage proposé dans cet article est basé sur l’ajout d’un train
d’impulsion au courant de référence. Trois paramètres du réseau
sont à prendre en considération : la pulsation, la tension efficace
et le courant dans l’inductance. Cet ajout dans la commande du
convertisseur régit la régulation des courants réseau. Pour
réaliser un train d’impulsion sur les courants traversant le filtre,
il est nécessaire d’ajouter une série d’impulsions sinusoïdales de
courant au courant de référence pendant une période de teste
T/2. Cette durée correspond à la moitié du temps de réponse
souhaité par les normes en vigueur. La surveillance de la
pulsation est nécessaire puisque la déconnexion doit intervenir
en moins de 5s lors d’une variation de 0.2Hz. Une observation
de la tension efficace cotée réseau est nécessaire pour connaître
les variations et les comparer aux seuils retenus de 250V
comme limite haute et 195V comme limite basse.
(8)
V.
1
Lω
V ilot2 = Q + C ω
ilot
V ilot2
ilot
(9)
Or la puissance réactive fournit par la capacité de la charge
RLC avant l’ouverture vaut :
Q c = C ω res V res2
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RESULTATS DE SIMULATION
Dans les simulations suivantes on prend une charge de type
RLC. Plusieurs cas d’îlotage peuvent être envisagés tel que :
îlotage avec variation de la puissance active, îlotage avec
variation de la puissance réactive ou îlotage sans variation c'està-dire sur charge résonante, cette dernière représente le cas le
plus défavorable.
Les figures 5 et 6 montrent les résultats de simulation
obtenus de la tension du bus continu et le courant injecté pour
des conditions de fonctionnement constantes.
(10)
I[A]
En remplaçant cette expression dans les équations 15 et 16
et en les divisant, on obtient :
ω ilot V res2
=
ω res V ilot2
Q + ∆Q + Qc
ω ilot V ilot2
Q + Qc.
ω res V res2
(11)
t[s]
En utilisant l’équation 7, on obtient :
ωilot ∆P ∆Q  ω  Qc  ωilot 

 + 1−
−
= 1−
ωres P Q  ω2res  Q  ωres 
Figure 5 caractéristiques I-V du GPV
2
ilot
(12)
Ce résultat permet de déduire une information très
importante. Puisque l’écart entre production et consommation
de puissance active génère une variation de l’amplitude de la
tension (équation 7), l’équation 12 montre que la différence
production consommation de puissance réactive entre la
charge et le générateur (Q ≠ 0 va entraîner une variation de la
pulsation ω ilot. La méthode consiste donc simplement à
détecter ces variations en tension et en fréquence à l’aide des
différents seuils [4].
V[v]
t[s]
Figure 6 tension du bus continu
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Ces simulations sont commencées quand la capacité du bus
continu est chargée entièrement par les diodes de l’onduleur.
Pendant le régime permanent et quand le point de puissance
maximale est localisé, la tension du bus continu est confinée à
une petite perturbation autour de point de puissance maximale.
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F[Hz]
t[s]
Figure 9 fréquence de la tension de la charge pour
variation de la puissance active
t[s]
Figure 7 tension et courant de l’onduleur
Afin de montrer la crédibilité des contrôleurs développé, la
tension du réseau et le courant de l’onduleur sont présentés sur
la même figure (la figure 7 : la forme d'onde du courant injecté,
est clairement sinusoïdale et en phase avec la tension du
réseau).
B. Variation de la puissance réactive
Le même but est visé par cette deuxième simulation
mais la grandeur variable dans ce cas est la puissance réactive.
V[v]
A. Variation de la puissance active
Dans cette simulation nous avons montré l’efficacité du
système développé, vis-à-vis du changement non nul de la
puissance active avec le réseau.
À cette effet nous avons simulé une coupure du réseau à t =
0.2s. La tension seuil maximum est détectée instantanément,
une temporisation est commencée, après 100ms le système
développé isole le générateur comme le montre les figures 8 et
9.
V[v]
t[s]
Figure 10 tension de la charge avec variation de la puissance
réactive
F[Hz]
t[s]
Figure 8 tension de la charge pour variation de la puissance
active
t[s]
Figure 11 fréquence de la tension de la charge avec variation
de la puissance réactive
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Une coupure du réseau à t = 0.2s est provoqué, La
fréquence seuil maximum est détectée après une durée de
stabilisation, une temporisation est commencée. Après 100ms
le système développé isole le générateur comme le montre les
figures 10 et 11.
C.
charge RLC résonante
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Dans le second cas le système est intégré, toujours une
coupure de réseau est provoqué à t = 0,1s. L’ensemble est en
équilibre jusqu’à l’apparition des impulsions de courant à t=
0.2s comme le montre les figures 13, 14. La valeur seuil
maximal de fréquence est atteinte à t= 0.2. La tension aux
bornes de la charge et les courants sont coupés 100 ms plus
tard.
F[Hz]
Cette simulation reproduit un cas d’îlotage très
particulier, le réseau est tout d’abord connecté à la tension
nominale, l’échange de puissance avec le réseau est nul, toute la
puissance active est consommée par la charge et la puissance
réactive fourni par le condensateur est consommée par
l’inductance.
Dans un premier teste on n’a pas utilisé le système
d’anti-îlotage, le réseau disparaît à t= 0,1s. L’ensemble est en
équilibre jusqu’a la fin de simulation (figure 12). Par ce teste
on voit l’importance de l’intégration du système d’anti-îlotage
développé.
t[s]
Figure 14 courant de la charge avec système de protection
V[v]
VI.
t[s]
Figure 12 tension de la charge sans système de protection
V[v]
t[s]
Figure 13 tension de la charge avec système de protection
CONCLUSION
Dans cet article, une nouvelle méthode de protection et
de contrôle de l’opération de système photovoltaïque connecté
au réseau est présentée. Par l'utilisation de la méthode, elle
offre une approche efficace de détection d’îlotage ainsi le
facteur de puissance est également contrôlé. Cette approche a
été examinée sous différents essais. Avec les résultats des
essais, on conforté l’éventualité et le caractère pratique de la
méthode proposée pour la protection de système photovoltaïque
connecté au réseau.
REFERENCES
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Photovoltaic Energy Storage System" Industrial
Electronics , IEEE Trans, vol. 45, pp. 385-394, 1998
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grid connected photovoltaic inverters ", Photovoltaic
Specialists Conference, IEEE, pp. 1396-1401, 2002.
[3] N. Femia, G. Petrone, G. pagnuoloi "Optimization of
Perturb and Observe Maximum Power Point Tracking
Method", Power Electronics, IEEE Trans, Vol. 20, pp.963973, 2005.
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[5] M.E. Ropp, M. Begovic, A. Rohatgi, "Determining the
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