etude des convertisseurs haute tension pour la protection et la coordination des...

Numéro d’ordre : 2010ISAL0072 Année 2010

THÉSEprésentée

devant l'Institut National des Sciences Appliquées de Lyon

pour obtenir

LE GRADE DE DOCTEUR

École doctorale : Électronique Électrotechnique AutomatiqueFormation Doctorale : Génie Électrique

par

Asif HAMMOUDIngénieur de l’Université Tichreen de Syrie

Etude des convertisseurs haute tension pour laprotection et la coordination des réseaux de distribution

Soutenue le : 21 Octobre 2010 devant la Commission d'examen

Jury :

M.Stéphane LEFEBVRE Professeur RapporteurM.Yvan AVENAS Maître de Conférences RapporteurM.Charles JOUBERT Professeur ExaminateurM.Serge PELISSIER Chargé de recherche Examinateur

M.Hervé MOREL Directeur de Recherches DirecteurM.Dominique BERGOGNE Maître de Conférences CoDirecteur

Cette thèse a été préparée au laboratoire AMPERE, INSA de Lyon avec le financement du Ministère de l'électricité, Syrie

INSA Direction de la Recherche - Ecoles Doctorales – Quadriennal 2007-2010

SIGLE ECOLE DOCTORALE NOM ET COORDONNEES DU RESPONSABLE

CHIMIECHIMIE DE LYONhttp://sakura.cpe.fr/ED206

M. Jean Marc LANCELIN

Insa : R. GOURDON

M. Jean Marc LANCELIN Université Claude Bernard Lyon 1Bât CPE43 bd du 11 novembre 191869622 VILLEURBANNE CedexTél : 04.72.43 13 95 Fax : [email protected]

E.E.A.ELECTRONIQUE, ELECTROTECHNIQUE, AUTOMATIQUEhttp://www.insa-lyon.fr/eeaM. Alain NICOLASInsa : C. [email protected]étariat : M. LABOUNE AM. 64.43 – Fax : 64.54

M. Alain NICOLASEcole Centrale de LyonBâtiment H9 36 avenue Guy de Collongue69134 ECULLY Tél : 04.72.18 60 97 Fax : 04 78 43 37 [email protected]étariat : M.C. HAVGOUDOUKIAN

E2M2EVOLUTION, ECOSYSTEME, MICROBIOLOGIE, MODELISATION http://biomserv.univ-lyon1.fr/E2M2

M. Jean-Pierre FLANDROISInsa : H. CHARLES

M. Jean-Pierre FLANDROISCNRS UMR 5558 Université Claude Bernard Lyon 1Bât G. Mendel43 bd du 11 novembre 191869622 VILLEURBANNE CédexTél : 04.26 23 59 50 Fax 04 26 23 59 49 06 07 53 89 [email protected]

EDISSINTERDISCIPLINAIRE SCIENCES-SANTE

Sec : Safia Boudjema M. Didier REVELInsa : M. LAGARDE

M. Didier REVELHôpital Cardiologique de LyonBâtiment Central28 Avenue Doyen Lépine69500 BRONTél : 04.72.68 49 09 Fax :04 72 35 49 [email protected]

INFOMATHSINFORMATIQUE ET MATHEMATIQUEShttp://infomaths.univ-lyon1.frM. Alain MILLE

M. Alain MILLEUniversité Claude Bernard Lyon 1LIRIS - INFOMATHSBâtiment Nautibus43 bd du 11 novembre 191869622 VILLEURBANNE CedexTél : 04.72. 44 82 94 Fax 04 72 43 13 10infomaths @bat710.univ-lyon1.fr - [email protected]

Matériaux

MATERIAUX DE LYON

M. Jean Marc PELLETIER

Secrétariat : C. BERNAVON83.85

M. Jean Marc PELLETIER INSA de LyonMATEISBâtiment Blaise Pascal7 avenue Jean Capelle69621 VILLEURBANNE CédexTél : 04.72.43 83 18 Fax 04 72 43 85 [email protected]

MEGAMECANIQUE, ENERGETIQUE, GENIE CIVIL, ACOUSTIQUE

M. Jean Louis GUYADER

Secrétariat : M. LABOUNEPM : 71.70 –Fax : 87.12

M. Jean Louis GUYADERINSA de LyonLaboratoire de Vibrations et AcoustiqueBâtiment Antoine de Saint Exupéry25 bis avenue Jean Capelle69621 VILLEURBANNE CedexTél :04.72.18.71.70 Fax : 04 72 43 72 [email protected]

ScSoScSo*

M. OBADIA Lionel

Insa : J.Y. TOUSSAINT

M. OBADIA LionelUniversité Lyon 286 rue Pasteur69365 LYON Cedex 07Tél : 04.78.77.23.88 Fax : [email protected]

*ScSo : Histoire, Geographie, Aménagement, Urbanisme, Archéologie, Science politique, Sociologie, Anthropologie

Remerciements

Ce travail de recherche présenté dans ce mémoire a été effectué au Laboratoire AMPERE, de l'Institut Nationale de Sciences Appliquées de Lyon.

Je souhaite exprimer mes premiers remerciements au Ministère d'électricité de Syrie pour le financement de cette étude.

Pour leur participation à l'évaluation scientifique de ce travail, j’adresse mes vifs remerciements à :

M. Charles JOUBERT, qui m'a fait l'honneur de présider mon jury de thèse;

M. Stéphane LEFEBVRE et M. Yvan AVENAS pour avoir accepté d'être rapporteur de ce travail;

M. Serge PELISSIER de sa participation au jury en tant qu’examinateur du travail présenté.

Je voudrais remercier M. Hervé MOREL de m’avoir acceuilli au début de cette thèse dans son laboratoire, et pour ses judicieux conseils.

Je remercie M. Dominique BERGOGNE pour avoir encadré cette thèse, pour le sotien tout au long de cette période, pour ses remarques constructives et pour ses qualités humaines et surtout la confiance et la liberté dont lui a fait preuve.

Je ne serai terminer sans remercier toutes les personnes qui m'ont aidé durant la réalisation de ce travail.

Enfin, je remercie ma femme ,Hanan, qui m'accompagné et me soutient dans le temps de cette thèse, pour sa patience et sa compréhension. Et je n'oublie pas ma p'tite étoile, Eva, qui, à sa naissance, marque un nouveau espoir de ma vie.

Table des matières

Introduction générale 2

1 Les réseaux de distribution d'énergie électrique 5

1.1 Présentation générale des réseaux . . . . . . . . . . . . . . . . 61.2 Structure générale . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 7

1.2.1 Le réseau de transport . . . . . . . . . . . . . . . . . . 71.2.2 Les réseaux de répartition . . . . . . . . . . . . . . . . 81.2.3 Les réseaux de distribution haute tension . . . . . . . . 9

1.3 Les lignes électriques . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 111.3.1 Bases physiques . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 121.3.2 Equations de la lignes . . . . . . . . . . . . . . . . . . 121.3.3 Propriétés électriques des lignes de transport . . . . . . 151.3.4 Schéma équivalent d'une ligne . . . . . . . . . . . . . . 15

1.4 Problématique de la distribution d'énergie électrique . . . . . 161.4.1 Contraintes physiques sur le produit "électricité" . . . 161.4.2 Analyse des nouvelles contraintes sur le réseau . . . . . 191.4.3 Production décentralisée . . . . . . . . . . . . . . . . . 201.4.4 Energies nouvelles . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 24

1.5 L'électronique de puissance dans les réseaux du futur . . . . . 311.5.1 Les systèmes FACTS et HVDC pour le contrôle des ré-

seaux . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 311.5.2 Transmission de l'énergie électrique par HVDC . . . . 351.5.3 Les technologies de transport de l'électricité . . . . . . 381.5.4 Les avantages et les applications du HVDC et du HVDC

Lightr . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 401.6 Les perturbations électriques dûes à la foudre . . . . . . . . . 41

1.6.1 Présentation de la foudre . . . . . . . . . . . . . . . . . 421.6.2 L'énergie de la foudre . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 431.6.3 Eets de la foudre . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 441.6.4 Eets d'un coup de foudre direct sur un réseau électrique 441.6.5 Les surtensions . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 451.6.6 Les origines des surtensions transitoires . . . . . . . . . 46

1.7 La Protection Electrique . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 471.7.1 La protection parallèle (en tension) . . . . . . . . . . . 481.7.2 La protection série . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 48

1.8 Conclusion . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 51

Table des matières iii

2 L'électronique de puissance et le réseau de distribution 53

2.1 Introduction . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 532.2 Le carbure de silicium . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 54

2.2.1 Bref historique . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 542.2.2 Propriétés phyiques . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 55

2.3 Le JFET en SiC . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 572.3.1 Principe de fonctionnement . . . . . . . . . . . . . . . 572.3.2 Structure du JFET-SiCED . . . . . . . . . . . . . . . . 592.3.3 État de l'art sur la caractérisation électrique du JFET-SiC 602.3.4 Applications réalisées à base du JFET-SiC . . . . . . . 662.3.5 Comparaison JFET-SiC avec les composants Si . . . . 72

2.4 Discussion autour la possibilité d'utiliser le JFET-SiC dans desapplications de réseau de distribution . . . . . . . . . . . . . . 84

2.5 Conclusion . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 84

3 Impact d'un choc de foudre 86

3.1 Le JFET sous un choc de foudre . . . . . . . . . . . . . . . . . 863.1.1 Normalisation de choc . . . . . . . . . . . . . . . . . . 873.1.2 Générateur d'essai . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 893.1.3 Onduleur soumis à une surtension produite par un choc

de foudre . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 913.2 Dispositif expérimental . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 93

3.2.1 Principe . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 933.2.2 Calibration du paramètre thermo-sensible . . . . . . . 953.2.3 Séquence de commutation des interrupteurs K1, K2, K3

et K4 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 993.2.4 Moyen de mesure . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 101

3.3 Validation Expérimentale et Mesures . . . . . . . . . . . . . . 1023.3.1 Mesure en direct . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 1023.3.2 Mesure en inverse . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 1063.3.3 Vérication et comparaison de la détection thermique

expérimentale par la simulation . . . . . . . . . . . . . 1113.4 Problématique de l'expérience . . . . . . . . . . . . . . . . . . 113

3.4.1 CEM . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 1133.4.2 Description de la tension appliquée par le générateur . 116

3.5 Discussion . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 1163.6 Conclusion . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 117

Conclusion générale 120

Bibliographie 123

Introduction générale

Dans le développement de notre civilisation, c'est probablement l'énergieélectrique qui aura été un acteur prédominant.

Le problème énergétique pour le monde entier est : comment répondre àla demande des consommateurs en énergie électrique ?.

En réalité la consommation rapide du pétrole, la source la plus importanted'énergie actuelle, se traduit directement par un conit sur le prix du pétrole.En outre, la réserve mondiale de pétrole est de plus en plus faible, et dansun futur proche il n'y aura plus assez du pétrole pour alimenter les activitésindustrielles. Et cette immense consommation se pose un autre problème,celui du réchauement de la planète où le gaz carbonique (CO2) est l'un desprincipaux responsable.

Sous le poids de ces problèmes, le monde commence à se diriger vers denouvelles sources d'énergie (les ressources renouvelables) qui sont principa-lement les énergies éolienne, photovoltaïque, hydraulique et géothermique.Malgré l'importance de l'utilisation de ces sources d'énergie renouvelable, cen'est qu'une petite partie de l'énergie produite actuellement, mais cette partieest en cours de développement et va accroître son rôle dans l'économie et lasociété. D'autre part, ces sources d'énergie renouvelable sont impliquent laproduction décentralisée.

Normalement la production décentralisée comprend des unités de produc-tion classiques, et des unités basées sur l'énergie renouvelable ou la cogénéra-tion. Cette production s'insère de plus en plus dans le réseau de distribution.

L'acheminement de l'énergie renouvelable vers le réseau de distributionpourra être faite par l'intermédiaire de liaisons à courant continu. Ces liaisonspeuvent améliorer le comportement des réseaux (par rapport à celui d'unréseau à courant alternatif) en utilisant des systèmes de contrôle rapides basésur l'électronique de puissance et la micro-électronique de commande.

Récemment, des progrès signicatifs ont été réalisés dans le développementdes semi-conducteurs haute puissance. Ces progrès permettent de produirede nouveaux composants de puissance à faibles pertes et haut rendementénergétique et par conséquent, de réduire l'impact des convertisseurs insérésdans les réseaux.

D'un autre côté, le développement rapide dans le domaine de l'énergie élec-trique a permis d'augmenter les projets de transmission en courant continu.

Dans le futur, nous aurons besoin de convertisseurs de puissance plus ef-cace, à haute tension et à forte puissance de fonctionnement, or le silicium(Si) a atteint ses limites. La recherche s'est concentrée sur le matériau Carbure

Table des matières 3

de Silicium (SiC) pour ses propriétés physiques signicatives, sa large banded'énergie interdite, sa conductivité thermique élevée.

Parmi les interrupteurs réalisés, le JFET en SiC est le plus avancé dansson développement car il est au stade de la précommercialisation, et déjàéchantillonné en nombre important.

En raison de l'existence de convertisseurs reliés au réseau de distribution,et en cas de coups de foudre direct ou indirect, ces convertisseurs sont ainsiexposés à un risque accru de destruction.

L'objectif initial de cette thèse est d'étudier la possibilité d'utiliser lesJFET en SiC dans un convertisseur directement relié au réseau de distributionen montrant la robustesse de ce composant vis-à-vis des surtensions induitespar les chocs de foudre.

La présente thèse est organisée comme suit :Le chapitre 1 est destiné à dénir les diérents éléments qui constituent le

système, le convertisseur dans le réseau électrique, la ligne à courant continu,en prenant en compte les contraintes extérieures produites par le choc defoudre, et les moyens de protections classiques.

Le chapitre 2 a pour l'objectif de montrer la structure du JFET en SiCet ses utilisations dans des application d'électronique de puissance. Ainsi, unecomparaison entre le JFET-SiC et des composants en Si aura lieu dans cechapitre. Nous allons utiliser un module à JFET de fort courant pour le com-parer avec un module à IGBT-Si 1200 A. Le but de cette comparaison est deprésenter les avantages de remplacer les composants en Si par d'autres en SiC.

Le chapitre 3 est expérimental. À partir des normes nous avons testé desJFET-SiC en les soumettant à un stress correspondant aux conséquences d'unchoc de foudre. La problématique de l'expérience sera présentée.

Ce travail a été eectué au Laboratoire Ampère, site De Vinci, à l'INSAde Lyon.

Chapitre 1

Les réseaux de distribution

d'énergie électrique

Sommaire1.1 Présentation générale des réseaux . . . . . . . . . . . 6

1.2 Structure générale . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 7

1.2.1 Le réseau de transport . . . . . . . . . . . . . . . . . . 7

1.2.2 Les réseaux de répartition . . . . . . . . . . . . . . . . 8

1.2.3 Les réseaux de distribution haute tension . . . . . . . 9

1.3 Les lignes électriques . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 11

1.3.1 Bases physiques . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 12

1.3.2 Equations de la lignes . . . . . . . . . . . . . . . . . . 12

1.3.3 Propriétés électriques des lignes de transport . . . . . 15

1.3.4 Schéma équivalent d'une ligne . . . . . . . . . . . . . . 15

1.4 Problématique de la distribution d'énergie électrique 16

1.4.1 Contraintes physiques sur le produit "électricité" . . . 16

1.4.2 Analyse des nouvelles contraintes sur le réseau . . . . 19

1.4.3 Production décentralisée . . . . . . . . . . . . . . . . . 20

1.4.4 Energies nouvelles . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 24

1.5 L'électronique de puissance dans les réseaux du futur 31

1.5.1 Les systèmes FACTS et HVDC pour le contrôle desréseaux . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 31

1.5.2 Transmission de l'énergie électrique par HVDC . . . . 35

1.5.3 Les technologies de transport de l'électricité . . . . . . 38

1.5.4 Les avantages et les applications du HVDC et du HVDCLightr . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 40

1.6 Les perturbations électriques dûes à la foudre . . . . 41

1.6.1 Présentation de la foudre . . . . . . . . . . . . . . . . 42

1.6.2 L'énergie de la foudre . . . . . . . . . . . . . . . . . . 43

1.6.3 Eets de la foudre . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 44

1.6.4 Eets d'un coup de foudre direct sur un réseau électrique 44

1.6.5 Les surtensions . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 45

1.6.6 Les origines des surtensions transitoires . . . . . . . . 46

6 Chapitre 1. Les réseaux de distribution d'énergie électrique

1.7 La Protection Electrique . . . . . . . . . . . . . . . . . 47

1.7.1 La protection parallèle (en tension) . . . . . . . . . . . 48

1.7.2 La protection série . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 48

1.8 Conclusion . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 51

Ce chapitre permet de se situer par rapport aux systèmes de distributionélectrique, auquel pourrait être raccordé le convertisseur à JFET. Il contienttrois parties : le réseau de distribution d'énergie électrique, la problématique dedistribution et les perturbations électriques qui gênent le réseau et les moyensde protection.

1.1 Présentation générale des réseaux

La fonction principale des réseaux de distribution et de transport est d'as-surer la mise en commun de tous les moyens de production pour fournir l'éner-gie électrique aux diérents utilisateurs.

Les points de production sont des centrales qui produisent l'énergie élec-trique provenant de diverses sources d'énergie primaire : nucléaire, hydro-électrique, charbon. . .et naturellement les énergies renouvelables : éolienne,PV. . .

Traditionnellement, les réseaux électriques sont décomposés en trois sous-systèmes : la génération, le transport et la distribution. Chaque sous-systèmeest relié par des postes chargés de l'adaptation des niveaux de tension [Ram06].

Traditionnellement, ces réseaux utilisent des courants alternatifs à bassefrèquence (50 Hz ou 60 Hz).

Nous distinguons trois types de réseaux électriques :

1. Les réseaux de transport et d'interconnexion :qui ont pour mission de collecter l'énergie produite par les centrales etde l'acheminer avec les ux les plus importants possibles vers les zonesde consommation an de permettre une exploitation sûre et économiquedes moyens de production. Le niveau de tension dépend du pays, maisnormalement, le niveau de tension est établi entre 220 kV et 800 kV(exemple 765 kV en Afrique du sud) [Nai06].

2. Les réseaux de répartition :qui reçoivent l'énergie des réseaux de transport et leur rôle est de menerl'électricité aux villes et aux importants clients industriels, Le niveau detension de ces réseaux est entre 45 kV et 160 kV, ils assurent la dessertedes points de livraison à la distribution.

1.2. Structure générale 7

3. Les réseaux de distribution :qui desservent les postes de distribution publique, alimentant les réseauxen basse tension, et les postes clients. Le niveau de tension est entre 4 kVà 45 kV pour la moyenne tension et quelques centaines de volts pour labasse tension(230/400 V)

Toute défaillance sur ces réseaux peut entraîner des défauts d'alimentationsur des zones étendues, des chutes de tension importantes ou même des pertesde synchronisme des alternateurs de centrales. Des dispositions sont prisesan qu`un incident ou une avarie sur une unité de production ou une lignede transport n'ait que peu ou pas de répercussion sur les utilisateurs. Ilssont aujourd'hui équipés de systèmes de protection très élaborés, sélectifs,permettant l'élimination des défauts pouvant les aecter et ainsi nuire à lafois et à la qualité de fourniture, à la sécurité des biens et des personnes.

Dans un pays, les réseaux de transport et de distribution publics assurentle transfert d'énergie électrique de points de production aux points de consom-mation.

1.2 Structure générale

1.2.1 Le réseau de transport

Ces réseaux lient les principaux centres de production avec les zones deconsommation. La tension dépend du pays, mais usuellement, le niveau detension pour le transport est établi entre 220 kV et 800 kV.

Les distances géographiques entre centres de production et centres deconsommation, la variabilité ou la versatilité de la charge et l'impossibilité destocker l'énergie électrique en grande quantité ont créé le besoin d'un systèmeélectrique capable de transmettre l'énergie électrique sur de longues distances.Ces lignes de transport et d'interconnexion peuvent avoir des milliers de kilo-mètres, Le réseau français compte 100 000 km (transmission, interconnexionet réseau de répartition) [rte].

Les missions des réseaux de transport sont : Le transport d'énergie : Une fonction de transmission avec l'objectifd'acheminer l'électricité depuis les centres éloignés de production versles centres de consommation ;

L'interconnexion nationale : Une fonction d'interconnexion nationale quigère la distribution en reliant la production avec la situation géogra-phique et la nature des demandes temporaires ;

L'interconnexion internationale : Une fonction d'interconnexion interna-tionale pour échanger des puissance et favoriser la solidarité des systèmes


en cas d'urgence.Le niveau de tension doit être élevée car les pertes Joules sont inversement

proportionnelles au carré de la tension (Pj = k/U2)1 pour une puissance deservice constante où (U) est la tension du réseau et (k) une constante quidépend des lignes. Le transport d'énergie électrique peut être réalisé avec desliaisons à courant continu (HVDC) ou à courant alternatif (AC). Les lignesAC pour les longues distances ont des inconvénients liés aux problèmes destabilité et de compensation de l'énergie réactive pour conserver un bon niveaude tension. Les liaisons à courant continu n'ont pas ces problèmes et ont mêmedes avantages économiques (lignes moins chères pour les mêmes conditions detransport sur des distances susamment longues). Par contre, ils nécessitentl'utilisation de convertisseurs AC/DC et DC/AC relativement chers. Il s'agitlà de la principale motivation de notre travail : l'utilisation de convertisseursstatiques haute tension. Ce point est abordé dans les paragraphes suivants.

Enn, le réseau de transport est constitué essentiellement de lignes aé-riennes de forte section, avec des sections des lignes variant de 570 mm2 à1200 mm2. [Bor00], [Pav05], et [Car91]. Cependant nous rencontrons aussides réseaux de transport (225 kV) en câble souterrain de longueur limitéeà quelques kilomètres pour l'alimentation des zones urbaines. Ces lignes etcâbles de réseau de transport sont généralement à structure maillée pour ga-rantir la continuité de service et de fourniture d'une part, et pour augmenterla puissance de court-circuit d'autre part. Cependant, la nécessité de main-tenir les courants de court-circuit à un niveau acceptable conduit de plus enplus, les exploitants à démailler de façon permanente, en un certain nombre depoches indépendantes. Nous pouvons aussi noter l'utilisation de câbles HVDCsupra conducteur en zone urbaine.

1.2.2 Les réseaux de répartition

Le but de ces réseaux est d'amener l'énergie du réseau de transport auxcentres de consommation d'énergie les plus importants. Ces centres de consom-mation sont publics ou privés (plus de 10 MVA), essentiellement des industriesde l'acier, des produits chimiques, le chemin de fer, pour ne citer que les plusimportants. Leur niveau de tension, est souvent compris entre 45 kV et 160 kV.Ils sont organisés normalement sous forme de boucles fermées (ou en chaînes)exploités parfois en boucle ouverte pour limiter la puissance de court-circuit ouéviter des déclenchements en cascade en cas de défaillance d'un poste source,et, avec un transit de l'énergie souvent bidirectionnel. La structure de ces

1Puissance de service P =√

3.U.I.cosΦ, donc le courant I = P/(√

3.U.cosΦ) Les

pertes Joules Pj = R.I2 et en remplaçant I : Pj = R.P 2/(√

3.U.cosΦ)2 = k/U2 où :

k = R.P 2/(√

3.cosΦ)2

1.2. Structure générale 9

Fig. 1.1 Schéma du réseau électrique français.

réseaux est essentiellement aérienne. Par contre, lorsqu'ils sont proches desvilles, les lignes deviennent des câbles enterrés sur des longueurs n'excédantpas quelques kilomètres.

1.2.3 Les réseaux de distribution haute tension

Les réseaux de distribution acheminent l'énergie électrique du réseau derépartition (ou de transport) aux clients résidentiels et aux petits clients indus-triels (pour les puissances comprises entre 250 kVA et 10 MVA). Les tensionsdes réseaux de distribution sont comprises entre 230 V à 400 V pour la bassetension et 4 kV à 45 kV pour la moyenne tension. La structure des réseauxde distribution est bouclable et exploitée en radial. Néanmoins, certains paysdisposent de réseaux maillés et avec la possibilité d'une exploitation en bouclefermée [Fon02].

En zone urbaine, ces réseaux sont en canalisations souterraines, exploi-tés en coupure d'artère ou en double dérivation pour les réseaux denses. Enzone rurale, les densités et conditions d'exploitation justient généralement le


maintien des réseaux aériens à structure arborescente.

1.2.3.1 Les réseaux de distribution en moyenne tension

Le but de ces réseaux est d'amener l'énergie du réseau de répartition auxpoints de la consommation en moyenne tension (plus de 250 kVA en France).Ces points de consommation moyenne tension sont : centres de consommationspublics d'accès ou privés. La structure de ces réseaux est aérienne ou avec descâbles enterrés, et le niveau de tension de ces réseaux est inférieur à 40 kV.

1.2.3.2 Les réseaux de distribution en basse tension

Le but de ces réseaux est d'amener l'énergie du réseau de moyenne tensionaux points de la consommation en BT (moins de 250 kVA en France), il estle niveau nal dans la structure électrique. Ce réseau permet de fournir àun très grand nombre de consommateurs (26 millions en France) du secteurdomestique. Le niveau de tension de ce réseau est entre 100 et 400 V [Car91]et [Dou97]

Le choix du niveau de tension et de la fréquence dépendent de résultatstechno-économique et de considérations historiques. Donc chaque pays a sesdiérents niveaux de tensions et aussi ses fréquences.

Néanmoins, il convient de signaler que la récente publication UTE C 18- 510 relative à la sécurité sur les ouvrages électriques, applicable en Francedepuis janvier 1989, dénit de nouveaux domaines de tension. En courantalternatif, ces domaines sont :

HTB : Un > 50 kVHTA : 50 kV > Un > 1 kVBTB : 1 kV > Un >0.5 kVBTA :0.5 kV > Un > 50 VTBT : Un < 50 V

Un : Tension nominale (valeur efficace en volts)

An de réduire les coûts du matériel, un accord dans les niveaux de tensiona été prise en compte, ainsi les niveaux de tension à considérer sont montrésdans le Tab. 1.1 :

En France, les niveaux de tension de réseau de basse tension sont 230/400 V(avec une gamme de variation de +6%/-10%) et la fréquence est 50 Hz (± 1%).

La norme EN 50 160 dénit au niveau européen les caractéristiques duproduit électricité. Ces éléments sont rappelés dans le Tab. 1.2

1.3. Les lignes électriques 11

HTB 63 kV, 90 kV, 225 kV, 400 kV

HTA 5.5 kV, 10 kV, 15 kV, 20 kV, 30 kV

BTA 400 V

Tab. 1.1 Les niveaux essentiels de tension en France.

HTA BT

Frequency

50 Hz 1% for the interconnected

system 1% for the non-

interconnected system

50 Hz (Average in 10 sec) Va-riations to 95% of time : ±1% for the interconnected

system ±2% for the non-

interconnected system

Amplitude Un=20kV ±5%

Vn=230 V (Average in 10 min) slow variations 95% or time :

+6/-10% quick variations : ±5%

Unbalance τi<2%

τi = ViVd

(%)

τi<2% for 95% (Average in10 min)

τi = ViVd

(%)

Harmonics

95% of time (Average in 10min) H3<4% H5<4% H7<4% Distortion percentage < 8%

95% of time (Average in 10min) H3<5% H5<6% H7<5% Distortion percentage < 8%

Overvoltagestransitory (1.2/50µs)< 125kVcwith Vc Volt max pour le 20kV

transitory (1.2/50us)< 6kVcwith Vc Volt max pour le 20kV

Tab. 1.2 Caractéristiques de l'électricité fournie par les réseaux publics

(Norme EN 50 160)

1.3 Les lignes électriques

Les lignes de transport d'électricité amènent l'électricité produite dans lescentrales jusqu'aux réseaux de distribution qui alimentent les consommateursindustriels, commerciaux et résidentiels. Dans un environnement urbain, leslignes de transport peuvent s'étendre sur quelques kilomètres seulement, tan-dis que celles qui transportent l'énergie à partir des centrales hydro-électriques


éloignées mesurant parfois plus de 1000 km. Ces lignes se distinguent par laquantité d'électricité qu'elles transportent. Les exigences n'étant pas toujoursles mêmes, plusieurs facteurs techniques, économiques et environnementauxinuent sur la planication des nouvelles lignes de transport.

1.3.1 Bases physiques

Une ligne triphasé de structure symétrique à charge équilibrée peut êtrereprésenté par une ligne monophasé [Cas97].

Un élément de ligne monophasé de longueur (dx) peut être décrit en par-tant de la théorie des champs par le schéma de la Fig. 1.2.

Le paramètre (L) tient compte du champ magnétique induit par le courant,(C) du champ électrique entre les conducteurs et (R) et (G) des pertes dansles conducteurs et dans le diélectrique. L'ordre de grandeur de ces paramètres(valeurs linéiques) est :R : env. 0,1∼ 1 Ω/km, dépendant de la section (R = ρ.l/A).L : env. 1 mH/km pour les lignes aériennes, env. 2 ∼ 3 fois moins pour lescâbles.C : env. 10 nF/km pour les lignes aériennes, env. 20 ∼ 40 fois plus pour lescâbles.G : env. 0, 05 µS/km pour les lignes aériennes (en absence d'eet de coronna),env 1 µS/km pour les câbles.

1.3.2 Equations de la lignes

La chute de tension (−du) et le courant transversal (−di) découlent dela Fig. 1.2 :

− du = R.dx.i+ L.dx.di

dt, −di = G.dx.u+ C.dx.

du

dt(1.1)

R.dx L.dx

C.dxG.dx u+duu

i+dii

Fig. 1.2 Schéma équivalent d'un élément de ligne monophasé de longueur

(dx).[Cra06]

Si l'on divise par dx et si l'on tient compte que u et i sont fonctions des deuxvariables x et t, on obtient les équations fondamentales de la ligne électrique


− ∂u

∂x= R.i+ L.

∂i

∂t, − ∂i

∂x= G.i+ C.

∂u

∂t(1.2)

En particulier, si u et i sont des grandeurs alternatives de pulsation ω, onpeut les présenter par des phaseurs :

− dU

dx= R.I + jωLI , −dI

dx= G.U + jωCU (1.3)

où les paramètres R et L dépendent en général de la fréquence en raisondes eets pelliculaires. Avec la dénition :

Z(ω) = R(ω) + jωL(ω) , Y (ω) = G+ jωC (1.4)

l'équation(1.3) s'écrit plus simplement

− dU

dx= Z I , −dI

dx= Y U (1.5)

Par dérivation de la première des équations (1.5) on obtient :

d2U

dx2= −Z dI

dx= Z Y U (1.6)

La solution générale de cette équation diérentielle est :

U = A e−γx +B eγx (1.7)

avec

γ = α + jβ =√Z Y =

√(R(ω) + jωL(ω))(G+ jωC) (1.8)

où :

γ = exposant linéique de propagation

α = aaiblissement linéique (1/m)

β = déphasage linéique (rad/m)

Par dérivation de l'équation(1.7), on obtient :

dU

dx= −A γ e−γx +B γ e−γx ,

d2U

dx2= A γ2 e−γx +B γ2 eγx = γ2 U (1.9)

Le courant s'obtient tenant compte de l'équation (1.5) :

I = −dUdx

1

Z= A

γ

Ze−γx −B γ

Zeγx (1.10)


et si on pose :

Z c =

√Z

Y=

√R(ω) + jωL(ω)

G+ jωC= impédance caractéristique (1.11)

on obtient enn :

I =A

Z c

e−γx − B

Z c

e−γx (1.12)

Pour une ligne de longueur l, on calcule A et B. Les équations (1.7) et(1.12) donnant la tension et le courant au point x de la ligne. En donnant lesvaleurs en début de ligne (x = 0), on obtient les équations (1.15, 1.16), et endonnant celles à la n de la ligne (x = l), les équations (1.19, 1.20).

Avec la valeurs en début de ligne, on a :

U 1 = A+B , I 1 =A

Z c

− B

Z c

(1.13)

A =1

2(U 1 + Z c I 1) , B =

1

2(U 1 + Z c I 1) (1.14)

Ce qui conduit à :

U =1

2(U 1 + Z c I 1) e

−γx +1

2(U 1 − Z c I 1) e

−γx (1.15)

et le courant

I =1

2 Z c

(U 1 + Z c I 1) e−γx − 1

2 Z c

(U 1 − Z c I 1) e−γx (1.16)

Et la valeurs en n de ligne :

U 2 = A e−γl +B eγl , I 2 =A

Z c

e−γl − B

Z c

eγl (1.17)

Et les valeurs de A et B :

A =1

2(U 2 + Z c I 2) e

γl , B =1

2(U 2 − Z c I 2) e

−γl (1.18)

on obtient :

U =1

2(U 2 + Z c I 2) e

γ(l−x) +1

2(U 2 − Z c I 2) e

−γ(l−x) (1.19)

I =1

2 Z c

(U 2 + Z c I 2) eγ(l−x) − 1

2 Z c

(U 2 − Z c I 2) e−γ(l−x) (1.20)


En introduisant les fonctions hyperboliques, les équations peuvent s'écriresimplement :

U = U 2 cosh γ(l − x) + Z c I 2 sinh γ(l − x) (1.21)

I =U 2

Z c

sinh γ(l − x) + I 2 cosh γ(l − x) (1.22)

Toutes les équations données dans ce paragraphe ont été déduites pour lerégime stationnaire mais peuvent être transposées au cas dynamique à l'aidede la transformation de Fourier ou de Laplace.

1.3.3 Propriétés électriques des lignes de transport

Le rôle fondamental d'une ligne est de transporter une puissance active. Sielle doit également transporter une puissance réactive, celle-ci doit être faiblepar rapport à la puissance active, à moins que la distance de transport nesoit courte. En plus de ces exigences, une ligne de transport doit posséder lescaractéristiques de base suivantes :

1. La tension doit demeurée assez constante sur toute la longueur de la ligneet pour toutes les charges comprises entre zéro et la charge nominale ;

2. Les pertes doivent être faibles an que la ligne possède un bon rende-ment ;

3. Les pertes Joules ne doivent pas faire surchauer les conducteurs.

Si la ligne ne peut d'elle-même répondre à ces exigences, on doit alors ajouterde l'équipement supplémentaire an de réaliser toutes ces conditions.

1.3.4 Schéma équivalent d'une ligne

Malgré leur grande diversité, les lignes possèdent des propriétés communes.En eet, toute ligne possède une résistance, une réactance inductive et uneréactance capacitive. Ces impédances sont réparties uniformément sur toutela longueur de la ligne si bien qu'on peut représenter la ligne par une série desections R,L,C identiques. [Wil99]

Chaque section représente un tronçon de ligne d'une longueur donnée(1 km, par exemple) et les éléments r, xL, xC représentent les impédancescorrespondantes pour cette longueur.

On peut simplier le circuit de la Fig. 1.3 en additionnant les résistancesindividuelles pour former une résistance totaleR. De la même façon, on obtientune réactance inductive totale XL et une réactance capacitive totale XC . Onpartage XC en deux éléments de valeurs 2XC localisés aux deux extrémités dela ligne. Le circuit équivalent de la Fig. 1.4 donne une bonne représentation


xl r

xc

xl r

xc

1 1

1

n n

n

Fig. 1.3 L'impédance d'une ligne de transport est composée d'une série de

sections identiques.

d'une ligne à 50 Hz lorsque la longueur est inférieur à 250 km. Notons que Ret XL augmentent avec la longueur de la ligne, tandis que XC diminue aveccelle-ci.

X R

2.Xc 2.Xc

l

i

Fig. 1.4 Circuit équivalent d'une ligne à 50 Hz dont la longueur ne dépasse

pas 250 km.

1.4 Problématique de la distribution d'énergie

électrique

Dans ce paragraphe, nous allons passer en revue les contraintes sur le ré-seau de distribution. Ces contraintes peuvent se diviser en deux : les contraintsclassiques (physiques) qui concernent le produit électricité et les nouvellescontraintes comme la production décentralisée. Cet impact de la productionà base de sources renouvelables pose de nouvelles contraintes, peu connuesauparavant.

1.4.1 Contraintes physiques sur le produit "électricité"

Le produit "électricité", qui joue un rôle stratégique dans l'organisation etle fonctionnement de nos sociétés industrialisées, possède les caractéristiquessuivantes :

1. Impossibilité du stockage de l'énergie électrique sur le réseau :

1.4. Problématique de la distribution d'énergie électrique 17

Le stockage direct de l'énergie électrique en courant alternatif est im-possible, il résulte qu'à tout instant la production doit équilibrer exacte-ment la demande. Le stockage de l'énergie électrique n'est envisageablequ'en courant continu par accumulation d'énergie avec un champ élec-trique d'un condensateur ou d'une super-capacité, ou avec un champmagnétique d'une bobine à supra-conducteur (SMES), SuperconductingMagnetic Energy Storage, ou enn sous forme d'énergie chimique dansun accumulateur électrochimique (batteries). Une conversion de l'éner-gie peut cependant toujours être eectuée pour accumuler de l'énergiesous forme cinétique (dans des volants d'inertie) ou potentielle (par ac-cumulation d'eau).

Les conséquences sur l'impossibilité de stocker l'énergie électrique sur leréseau sont :

La nécessité d'un réglage de la puissance des générateurs :L'équilibre entre production et consommation doit être réalisé globa-lement, cela signie qu'à tout instant la somme des productions doitéquilibrer la somme des charges sur l'ensemble de la zone.Tout déséquilibre entre production et consommation se traduit parune même modication de la vitesse de toutes les machines donc dela fréquence sur l'ensemble du réseau interconnecté.

Adaptation de la production à la variation de la charge :Nonobstant la nécessité d'un réglage primaire, en cas d'incident, laproduction doit aussi s'adapter à la variation normale de la charge aucours de la journée et au cours des saisons.

2. Les transits de puissance : Les transits d'énergie dans un réseau inter-connecté s'eectuent en suivant les chemins de moindre impédance, et enobéissant aux lois dites de Kirchho. Selon ces lois physiques, la sommealgébrique des courants en tout n÷ud du réseau est nécessairement iden-tique à zéro. De même la somme algébrique des tensions aux bornes desbranches du réseau constituant un circuit fermé est identique à zéro. Ils'ensuit qu'en tout point du réseau il y a conservation des puissancesactive et réactive.

3. Lois d'échanges d'énergie active et réactive au travers d'une ligne :

Les caractéristiques des charges sur le réseau font que le courant absorbépar celles-ci n'est pas en phase avec la tension aux bornes. Le cosinus del'angle entre le courant et la tension est appelé facteur de puissance, ilcaractérise l'échange de puissance et constitue un facteur de qualité dansla mesure où une valeur diérente de l'unité entraîne pour le réseau unaccroissement de courant et donc une surcharge et des pertes, ainsi quedes chutes de tension. En pratique, on caractérise l'échange d'énergie non


seulement par la puissance active, mais aussi par la puissance réactive.

Ces puissances sont dénies par les expressions suivantes :

P = 3V IcosΦ (W) Puissance activeQ = 3V IsinΦ (VAR) Puissance réactive

Les énergies correspondantes sont obtenues par intégration des puis-sances.

Les lignes courtes peuvent être considérées comme une impédance sérieentre les deux points reliés et se représentent par un simple schémamonophasé équivalent sur la Fig. 1.5.

Fig. 1.5 Ligne courte, schéma monophasé équivalent. La chute de tension

entre les points 1 et 2 au travers d'une ligne courte.

V1 et V2 sont les phaseurs relatifs aux tensions aux points 1 et 2.θ1 et θ2 sont les phases de ces tensions dans un référentiel commun.

Ce modèle conduit aux expressions :

∆V =RP2 +XQ2

V2

≡ XQ2

V2

(si R << X)

δV =XP2 +RQ2

V2

≡ XP2

V2

(si R << X)

Ordre de grandeur de X =

Ligne aérienne : 0, 4 Ω/km.

Câble souterrain : 0, 04 Ω/km.


∆V et δV sont les valeurs algébriques des projections de la chute detension ZI respectivement sur V2 et sur la direction en quadrature. P2

et Q2 sont respectivement les puissances active et réactive par phase aupoint 2.

Pour réduire les chutes de tension et maintenir le niveau de tension,il importe d'éviter de transporter la puissance réactive et donc de laproduire à l'endroit de sa consommation. La minimisation du transportd'énergie réactive est également motivée par le souci de réduire les pertes

Joule dans les lignes, ces dernières sont données par 3R(P 2

2 +Q22

V 22

) et tout

transit de puissance réactive limite les possibilités de transit de puissanceactive, pour un même échauement des conducteurs.

Le maintien du niveau de tension dans les réseaux de transport et derépartition est un problème local contrairement au problème de maintiende la fréquence qui est un problème global impliquant l'ensemble duréseau interconnecté. Le réglage de la fréquence est étroitement lié àcelui de la puissance active (couplage P, f). Le réglage de la tension estétroitement lié à celui de la puissance réactive (couplage Q, V ).

1.4.2 Analyse des nouvelles contraintes sur le réseau

Outre l'extension des interconnexions, l'opposition croissante à la construc-tion de nouveaux ouvrages (centrales, lignes), la nécessité de réduire les margesde sécurité et de stabilité pour des raisons économiques, les réseaux électriquessont soumis aux nouvelles contraintes suivantes :

L'ouverture du marché de l'électricité ; La réduction des émissions des gaz à eet de serre (pour répondre auProtocole de Kyoto) ;

La production d'électricité à partir d'énergies renouvelables.

1.4.2.1 La libéralisation du marché de l'électricité

Il s'agit certainement de la contrainte qui a les eets les plus importantssur la structure et le fonctionnement des réseaux européens.

Une Directive européenne impose une gestion indépendante du réseau detransport par rapport aux activités de production et de distribution de l'éner-gie électrique. Cela se traduit en pratique par une transformation des struc-tures, avec passage de la structure traditionnelle et naturelle pour un scienti-que, avec des entreprises à intégration verticale des activités, à une structureà activités séparées et la multiplication des acteurs pour la production del'énergie électrique. Cette multiplication des acteurs conduit à une produc-


tion dite décentralisée et dispersée, avec notamment des sources d'énergiesrenouvelables.

1.4.2.2 Réduction des émissions de gaz à eet de serre

La réduction des émissions de gaz à eet de serre dans la production del'énergie électrique n'a qu'un eet indirect sur la structure et le fonctionne-ment du réseau électrique, dans la mesure où elle conduit à privilégier destechnologies de production, avec une proportion plus ou moins importante deproduction décentralisée et dispersée, pilotées par d'autres facteurs que la pro-duction d'électricité (la production de chaleur dans le cas de la cogénération,les conditions de vent dans le cas de l'éolien). L'évaluation des eets sur leréseau dépendra des lières adoptées et leur importance relative par rapportà des productions classiques.

1.4.2.3 La production d'électricité à partir de sources d'énergies

renouvelables

Ce type de production sera dans la majorité des cas de type décentraliséet dispersé, et dans le cas de l'énergie éolienne soumis aux aléas du climat.Les eets sur le réseau sont à évaluer compte tenu du potentiel des diérenteslières. Ce type de production sera souvent raccordé aux réseaux de distribu-tion qui n'ont pas été conçus pour accueillir cette production. Le paragraphesuivant présente la production décentralisée et ses eets sur le réseau.

1.4.3 Production décentralisée

Le raccordement aux réseaux de transport (HT) ou de distribution (MT)d'unités de production décentralisées doit respecter certaines contraintes tech-niques et impose généralement des aménagements dans le réseau pour assurerun fonctionnement correct de ce dernier, en particulier dans les réseaux dedistribution qui n'ont pas été à l'origine conçus et développés pour accueillirde cette production.

1.4.3.1 Dénition de la production dite décentralisée ou distribuée

La production décentralisée ou distribuée se dénit par opposition à laproduction classique, par unités de grosses puissances raccordées au réseauHT, dont la localisation et la puissance ont fait l'objet d'une planication, etqui sont commandées de manière centralisée pour participer au contrôle de lafréquence et de la tension, et assurer un fonctionnement able et économique


de l'ensemble du réseau. Par rapport à ces unités classiques, les unités décen-tralisées sont caractérisées par des puissances ne dépassant pas 50 à 100 MW,ne sont pas planiées de manière centralisée, ni actuellement coordonnées,elles sont généralement raccordées au réseau de distribution et ne sont pasnon plus actuellement destinées à assurer des services systèmes. Cette pro-duction décentralisée se développe dans tous les pays, sur la base d'unités deco-génération, d'énergies renouvelables ou de production traditionnelle, ins-tallées par des producteurs indépendants. De nombreuses raisons, techniqueset économiques, justient le développement de ce type de production, parmilesquelles nous relevons les suivantes :

la technologie disponible actuellement ore les garanties de abilité pourdes unités de 100 kW à 150 MW;

les sites pour une production de puissance réduite sont plus faciles àtrouver ;

la production est réalisée à proximité de son utilisation, de manière àréduire les frais de transport et à améliorer l'ecacité énergétique ;

le gaz naturel, vecteur énergétique souvent utilisé en production dé-centralisée, est supposé être facilement disponible dans la plupart descentres de consommation et conserver un prix stable ;

les systèmes basés sur le gaz sont construits en beaucoup moins de tempset représentent des investissements nettement moins importants en com-paraison avec les grosses centrales classiques utilisant un autre vecteurd'énergie primaire ;

les rendements énergétiques supérieurs des systèmes de co-génération ouà cycle combiné (gaz et vapeur) permettent une réduction des frais defonctionnement ;

les politiques des états pour promouvoir des technologies propres an deréduire les émissions de CO2, et promouvoir les énergies renouvelablespar des subsides et des interventions dans les tarifs, qui conduisent à desconditions économiques intéressantes.

La caractéristique fondamentale de la production décentralisée est d'êtrepilotée par un autre facteur que la demande d'électricité.

Il en résulte des incertitudes sur : la localisation géographique ; la dynamique du développement ; les niveaux et moments d'activité de production ; les conséquences sur le développement des réseaux électriques.Ces derniers doivent en eet être en mesure d'une part, d'accueillir la

production décentralisée quand elle est active et d'autre part, d'acheminerla puissance de substitution quand la production décentralisée est inactive.La production décentralisée a donc inévitablement un impact plus ou moins


important sur les réseaux aux niveaux suivants : topologie ou conception,dimensionnement, gestion prévisionnelle, exploitation en temps réel. La struc-ture du réseau pourrait dans certains cas imposer une limite à la puissance deproduction décentralisée qu'il peut accueillir en un point donné.

En raison de l'accroissement du nombre des unités de production et desincertitudes sur la production, il faudra :

adopter une approche probabiliste pour la gestion du réseau ; prévoir une grande exibilité des ux de puissance entre parc centraliséet parc décentralisé ;

reporter les services systèmes sur les unités centralisées ; revoir les niveaux de compensation de l'énergie réactive pour le maintiende la tension ;

assurer une infrastructure du réseau propre à assurer la stabilité (dorsaleréseau).

En outre, il faudra veiller aux eets sur le maintien des niveaux maximalset minimals de la puissance de court-circuit, sur la sélectivité des protections,sur le niveau de tension (surtensions).

1.4.3.2 Interface système de production réseau pour la produc-

tion décentralisée

L'interface entre le système de production et le réseau peut être constituépar le générateur électrique lui-même (de type synchrone ou asynchrone) direc-tement raccordé au réseau, ou par un convertisseur électronique de puissance.On distingue ainsi les catégories suivantes et leurs domaines d'applicationsactuels, avec quelques empiétements entre catégories.

1. Systèmes à alternateurs classiques (machine synchrone) : Ces systèmessont dits classiques en raison de l'utilisation de générateurs synchronescomme dans les centrales thermiques à combustible fossile ou nucléaire,et dans les centrales hydrauliques, Biomasse, Energie géothermique, Die-sel, Solaire à bac parabolique et tour, Turbine à gaz à cycle simple,Turbine à gaz à cycle combiné et Vent.

2. Systèmes à générateurs asynchrones : Solaire réecteur-moteur (à mi-roirs paraboliques et moteurs à cycle Stirling), Eolien et Houle.

3. Systèmes à interface avec convertisseur électronique : Vent (avec généra-teur synchrone ou asynchrone), Photo-voltaïque, Stockage par batterie,Stockage par bobine supra-conductrice et les Piles à combustible.


1.4.3.3 Opération de couplage

L'opération de couplage du système de production sur le réseau dépenddu type d'interface utilisé. Dans le cas d'un alternateur traditionnel, la miseen parallèle sur le réseau doit se faire à échange nul de courant par synchroni-sation de la machine et du réseau, par un réglage approprié de la fréquence enagissant sur la machine motrice et l'amplitude de la tension par action sur lecourant d'excitation. Dans le cas d'une excitation par aimants permanents leréglage de l'excitation n'est pas possible et il faut recourir à un interface parun convertisseur électronique de puissance. De toute manière les générateurssynchrones ne sont utilisés dans des éoliennes qu'associés à un convertisseurélectronique de puissance. Dans le cas d'une génératrice asynchrone, le rotorde la machine n'étant le siège de phénomènes électriques que lorsque les en-roulements du stator sont sous tension, il n'est pas nécessaire de procéder àune synchronisation. Toutefois le rotor conservant généralement une aimanta-tion rémanente, on peut observer au moment du couplage avec le réseau unepointe de courant durant 10 à 20 ms avec à-coup de couple. Pour limiter cephénomène, deux systèmes auxiliaires sont utilisés (voir la Fig. 1.6) :

Fig. 1.6 Système auxiliaire pour couplage au réseau.

couplage au travers de résistances insérées au stator ; couplage au travers d'un gradateur à thyristors permettant le couplageà tension réduite.

Dans le cas d'une interface constituée d'un convertisseur électronique lesopérations de couplage ne posent pas de problèmes, en raison des possibilitésde contrôle du convertisseur.


1.4.4 Energies nouvelles

Le terme énergies renouvelables (EnR) recouvre une vaste gamme de moyensde production aux technologies variées. En matière de production d'électri-cité. Il s'agit des sources non fossiles comme les énergies éoliennes, solairesphoto-voltaïques (P.V.), géothermique, hydro-électrique ou les énergies issuesde la biomasse. Ces énergies sont déjà utilisées depuis fort longtemps en Francemais avec des taux de (pénétration) très variables. L'hydraulique par exemplecouvre environ 15 % de la consommation française d'électricité. Aujourd'hui,les autres moyens de production renouvelables ne jouent pas un rôle signicatifau regard de la consommation nationale : La France a atteint en 2007 la 5èmeposition européenne avec un potentiel de 2,4 GW, et il y avait ainsi 4 GWde production éolienne en service en mi 2009 en France (source : ministère del'Écologie, de l'Énergie, du Développement durable et de l'Aménagement duterritoire).

Pour apprécier l'impact de la production à base de sources renouvelables,il convient d'anticiper la nature de la puissance qui sera installée et de sonévolution dans les années à venir.

1.4.4.1 Les interconnexions de systèmes EnR avec le réseau de

distribution

Il s'agit de systèmes directement connectés au réseau de distribution. Cetteproduction pose des problèmes du fait de sa forte variabilité qui perturbe lefonctionnement du réseau de distribution et limite ainsi le taux d'intégrationde ces systèmes sur le réseau.

L'interconnexion des moyens de production d'énergie distribuée, norma-lement par l'intermédiaire d'un convertisseur électronique de puissance, auréseau de distribution apporte des dés qui lui sont propres. En raison de lanature distribuée de ces ressources, elles sont mises en ÷uvre en grand nombre,parfois éloignées, sur un même réseau. Ces dés incluent les questions de qua-lité de puissance, la stabilité du réseau, l'équilibrage des considérations depuissance, régulation de tension, la protection des protocoles et des considé-rations non désirées d'îlotage.

Dans les systèmes d'exploitation d'énergie éolienne à vitesse variable pourune production maximale annuelle, la fréquence et la tension de sortie dugénérateur à induction varient avec la vitesse du vent. La tension alternativevariable est convertie en tension xe de 60 Hz ou 50 Hz en sortie. Pour cela,la tension à fréquence variable est d'abord redressée en DC, puis convertieen alternatif à fréquence xe par un onduleur. Dans les systèmes de l'énergiephoto-voltaïque, l'énergie produite correspond à une tension variable continue,DC qui est ensuite convertie en 60 ou 50 Hz AC. Le circuit de l'onduleur dans


le système PV est essentiellement le même que celui utilisé dans l'énergieéolienne à vitesse variable.

1.4.4.2 Impact de l'éolien sur le réseau de transport

L'augmentation de la puissance éolienne installée en Europe a un impactcroissant sur le réseau de transport du fait de la diculté à prévoir la pro-duction, de la capacité d'accueil limitée du réseau, du risque de déconnexionsintempestives des fermes d'éoliennes et d'une dégradation de la qualité del'électricité.

Les problèmes induits par l'intégration d'éoliennes dans le réseau électriquesont causés par :

leur production aléatoire et dicilement prévisible ; une absence de réglage puissance - fréquence ; une participation au réglage de la tension limitée pour les éoliennes àvitesse variable, et aucune participation à ce réglage pour les éoliennesdont la génératrice est directement couplée au réseau ;

une sensibilité élevée aux creux de tension et aux variations de fréquencepour certaines technologies ;

une sensibilité importante aux variations rapides de la force du vent.Les problèmes majeurs de l'éolien sont la grande variabilité de sa produc-

tion et surtout la diculté de prévoir cette production précisément plusieursheures à l'avance. L'expérience allemande montre que des prévisions à 72 hsont impossibles, et que l'erreur sur des prévisions à 24 h est en moyenne de10 % de la capacité installée et peut atteindre parfois 50 % [Mer05], [Ack05].Cela pose aussi la question d'une adéquation entre la consommation et lapuissance éolienne disponible ! En général, il y a plus de vent en hiver qu'enété, durant le jour que la nuit, ce qui correspond aux tendances de la consom-mation en France où le pic hivernal peut atteindre plus de 80 000 MW, tandisque le pic de l'été peut atteindre plus de 50 000 MW. Cependant, il apparaîtque durant les périodes de grandes chaleurs ou de grands froids, la puissanceéolienne est très faible, voire nulle [Mer05].

Développement de la production éolienne : La grande sensibilité del'éolien aux perturbations du réseau, tels que les creux de tension ou les va-riations de fréquence, entraîne souvent une déconnexion de la production lorsd'incidents sur le réseau. Cette déconnexion peut aggraver un déséquilibreproduction - consommation et par eet domino et accélérer l'avènement d'unincident majeur dans le réseau. La tendance actuelle est, dès lors, de deman-der à cette production de rester connectée au réseau lors de creux de tension


et de variations de fréquence dépassant certaines limites déterminées par lesgestionnaires de réseau [Ack05].

Les modalités de raccordement au réseau électrique des installations éo-liennes sont dénies par des décrets et arrêtés. Les installations d'une puis-sance maximale de 12 MW sont connectées au réseau de distribution, gé-néralement de moyenne tension (HTA). Normalement les installations d'unepuissance supérieure à 12 MW sont connectées au réseau de transport (HTB).A l'origine, le réseau HTA était en principe conçu pour accueillir des consom-mateurs ; l'intégration progressive de productions dans ce réseau peut conduirejusqu'à une inversion des ux de puissance au niveau des postes HTA-HTB.En fonction du taux de pénétration, ceci peut inuencer avant tout la gestionde la tension, mais peut aussi conduire à des révisions du niveau de protectionet à des modications de structure en raison de courants de court- circuit tropélevés.

Technologies d'éoliennes de grande puissance : Dans cette section,nous présentons brièvement les trois technologies d'éoliennes de grande puis-sance les plus couramment installées,

1. Eolienne à vitesse xe :Les premières éoliennes de grande puissance mises en ÷uvre reposentsur l'utilisation d'une machine asynchrone à cage directement coupléesur le réseau électrique (La Fig. 1.7).

Fig. 1.7 Eolienne à vitesse xe. [Rob06]

Cette machine est entraînée par un multiplicateur et sa vitesse est main-tenue approximativement constante par un système mécanique d'orien-tation des pales (pitch control). Ce type d'éolienne n'ore donc qua-siment pas de possibilité de réglage de la puissance générée, d'autantplus que la connexion directe au réseau d'une génératrice asynchrone


nécessite l'ajout de bancs de condensateurs an de limiter la puissanceréactive appelée à ce réseau. [Ack05],[Mul04]

2. Eolienne à vitesse variable basée sur une machine asynchrone à doublealimentation :Les principaux avantages des éoliennes à vitesse variable comparés auxgénérateurs à vitesse xe sont les suivants : Elles augmentent la plage de fonctionnement, notamment pour lesfaibles vitesses de vent où le maximum de puissance est converti. In-directement la disponibilité et la puissance générée du système sontaugmentées.

Elles nécessitent un système d'orientation des pales simplié. En ef-fet, la possibilité de contrôler la vitesse du générateur via le coupleélectromagnétique permet de réduire le rôle du système d'orientationdes pales, qui interviendra essentiellement pour limiter la vitesse de laturbine et la puissance générée en présence de vitesses de vent élevées.En conséquence, pour de faibles vitesses de vent, l'angle d'orientationdes pales devient xe.

Elles réduisent les eorts mécaniques de par le fait que lors de va-riations du vent, la vitesse de la turbine est adaptée. L' "élasticité"ainsi créée permet d'amoindrir l'incidence des rafales de vent sur lapuissance générée pour ce domaine de fonctionnement.

Elles réduisent le bruit lors des fonctionnements à faible puissance carla vitesse est alors lente.

Elles permettent une meilleure intégration de l'éolienne dans le réseauélectrique.

Pour transférer la puissance, il est plus intéressant de la renvoyer sur leréseau au moyen de deux convertisseurs électroniques de puissance reliéspar un bus continu (La Fig. 1.8).

Il existe également une technologie d'éolienne basée sur une génératriceasynchrone à rotor bobiné dans laquelle les bobinages rotoriques sontreliés à une résistance de dissipation via un redresseur à thyristor. Cettestructure simpliée permet un réglage limité de la vitesse, ore peu depossibilité de réglage de la puissance générée et présente un rendementmédiocre. [Fra05], [Aim03]

3. Eolienne à vitesse variable basée sur une machine synchroneLes éoliennes basées sur une génératrice asynchrone à rotor bobiné pré-sentent l'inconvénient de nécessiter un système de bagues et de balaiset un multiplicateur, induisant des coûts signicatifs de maintenance enparticulier pour les projets o-shore situés en milieu salin. Pour limi-ter ces inconvénients, certains constructeurs ont développé des éoliennes


Fig. 1.8 Eolienne à vitesse variable basée sur une machine asynchrone à

double alimentation. [Rob06]

basées sur des machines synchrones à grand nombre de paire de pôleset couplées directement à la turbine, évitant ainsi le multiplicateur. Side plus la génératrice est équipée d'aimants permanents, le système debagues et de balais est éliminé. L'inconvénient de cette structure, repré-sentée à la Fig. 1.9, est qu'elle nécessite pour sa connexion au réseau desconvertisseurs de puissance dimensionnés pour la puissance nominale dela génératrice. Cet inconvénient est cependant un avantage du point devue du contrôle de l'éolienne. En eet, l'interfaçage avec le réseau peutêtre entièrement contrôlé via le convertisseur connecté à ce réseau, tan-dis que le convertisseur connecté à la génératrice permet de contrôler lapuissance générée par celle-ci en limitant le pitch control à une fonctionde sécurité par grand vent. [Sau04], [Sau05]

Fig. 1.9 Eolienne à vitesse variable basée sur une machine synchrone à

grand nombre de paires de pôles. [Rob06]


1.4.4.3 Photovoltaique

Principe : La conversion directe de l'énergie lumineuse en énergie élec-trique, soit L'eet photo-voltaïque été découvert par le physicien françaisBecquerel en 1839.[Bub98]

Cette conversion est assurée par les cellules photo-voltaïques qui sont leplus souvent composées de silicium avec un ecacité de 120W/m2 (100W/m2

en 1999).[ES07]

Composantes d'une centrale PV :

1. Les modules PV Le module photo-voltaïque est composé de cellules photo-voltaïques qui sont montées en série ou en parallèle. Le module fournit un cou-rant électrique continu. Le montage en série est préférable au montageen parallèle car il augmente la tension et génère donc, à puissanceconstante, moins de pertes en ligne.

Un module est caractérisé par sa puissance nominale, appelée puis-sance crête (Pc) qui s'exprime en watts (W). La Pc correspond àla puissance délivrée par le module dans des conditions spéciquesd'éclairement (un midi solaire en plein été) et de température (25 C).10 m2 de modules PV = 1,2 kWc [ES07].

Le module est soit superposé au bâti existant soit intégré à l'architec-ture où il prend part aux fonctions de clos et de couvert.

Une norme garantit la qualité de la technologie multicristalline : NF-CEI 61215. Certains fabricants garantissent, pendant 20 ans, le ren-dement du module PV à 95 % de sa valeur de départ. La durée de viedes modules est estimée à plus de 20 ans.

2. L'Onduleur :

L'onduleur transforme le courant électrique continu produit par les cel-lules PV en courant électrique alternatif ; semblable à celui qui est délivrépar le réseau. En cas d'absence ou de défaillance du réseau, l'onduleurse déconnecte automatiquement pour des raisons de sécurité : c'est la protection de découplage qui permet de réduire fortement le risqued'électrocution lorsque des techniciens font une opération de mainte-nance sur le réseau.

L'insertion d'énergie à caractère aléatoire dans un réseau isolé pose des pro-blèmes plus contraignants que dans un grand réseau continental interconnecté.[EDF06].La puissance fournie par ces générateurs est par nature aléatoire. Les varia-tions de vents ou d'ensoleillement se traduisent par de fortes variations de


(a) structure générale

(b) détail sur la connexion d'un panneau

Fig. 1.10 Système photo-voltaïque connecté au réseau. [Pan04]

puissance fournie. Ces variations de puissance sont susceptibles de provoquerdes variations de fréquence et de tension.

Cette instabilité de la production aléatoire peut être atténuée par le foi-sonnement de l'ensemble des générateurs raccordés sur le territoire. Mais surdes zones géographiques limitées comme celles des systèmes électriques insu-laires, ce foisonnement reste limité. Un autre phénomène est à considérer aveccertaines technologies : certains générateurs se protègent des incidents réseauen se déconnectant dans des temps courts inférieurs à ceux des autres moyensde production. Ainsi, un court-circuit sur une ligne HTB, qui crée un creuxde tension généralisé sur le territoire, peut provoquer la déconnexion brutalede l'ensemble de ce type de générateurs, entraînant un décit de productionaprès l'élimination du défaut. De même, la perte d'un moyen de production,qui crée une baisse de fréquence, peut provoquer la déconnexion brutale de cetype de générateurs. Le manque de production est ainsi aggravé.

1.5. L'électronique de puissance dans les réseaux du futur 31

1.5 L'électronique de puissance dans les réseaux

du futur

Ces dernières années les réseaux électriques ont déjà connu un accroisse-ment considérable des interconnexions et ont été exploités de plus en plusprès de leurs limites de stabilité et de sécurité en raison des contraintes écono-miques et d'une opposition croissante à la construction de nouveaux ouvrages(lignes, centrales) dans des zones à forte densité de population.

Les perturbations inévitables telles que les courts-circuits, les indisponibi-lités momentanées de lignes, de générateurs ou de transformateurs ainsi queles pertes dans les lignes et les aléas de consommation peuvent aecter leréseau à tout instant et l'amener en dehors de sa zone de stabilité.

Les moyens classiques de contrôle des réseaux (transformateurs à prises ré-glables en charge, transformateurs à décalage d'angle, condensateurs et induc-tances additionnelles commutés par disjoncteurs pour la compensation sérieou parallèle, modication des consignes de production de puissance active etréactive des générateurs et changement de la topologie du réseau) pourraientdans l'avenir s'avérer trop lents et insusants pour répondre ecacement auxperturbations du réseau.

1.5.1 Les systèmes FACTS et HVDC pour le contrôledes réseaux

Des systèmes de contrôle rapide des réseaux utilisant les ressources oertespar l'électronique de puissance et la micro-électronique de commande ont étérécemment étudiés et réalisés, et sont actuellement pour certains en applica-tion normale, pour d'autres, en applications pilotes ou à l'état de prototypes.Ces systèmes sont désignés par l'acronyme général FACTS (Flexible Alterna-

tive Current Transmission Systems), on peut y ajouter les liaisons à hautetension continue dite HVDC (High Voltage Direct Current) qui ont démontréleur abilité depuis des décennies pour des transmissions sur longues distances(supérieures à 1000 km en aérien et à 100 km en câbles souterrains ou pourdes liaisons asynchrones).

Ces liaisons à courant continu ont prouvé aussi que par action rapide surles convertisseurs électroniques, elles pouvaient améliorer le comportement desréseaux en matière de stabilité et d'amortissement d'oscillations, et qu'ellesconstituaient aussi un moyen d'augmenter la exibilité des réseaux à courantalternatif et pouvaient donc intervenir dans leur contrôle.

L'utilisation de liaisons à courant continu pourrait augmenter dans l'ave-nir, surtout dans la mesure où il serait fait usage de convertisseurs à éléments


entièrement commutables (GTO, IGBT, IGCT) à modulation de largeur d'im-pulsions (MLI) permettant de réaliser des caractéristiques de réglage quel-conques. Ces convertisseurs MLI permettent de réaliser de véritables généra-trices statiques à courant alternatif, qui sont capables de fournir ou d'absorberde la puissance réactive et dont la tension est contrôlable. Les liaisons en cou-rant continu récentes sont connues sous l'appellation HVDC LIGHTr. Ellesorent de nombreux avantages par rapport aux convertisseurs traditionnels àthyristors utilisant la commutation naturelle. En eet, elles ne requièrent pasl'installation de coûteux ltres d'harmoniques, ni de source d'énergie réactive,ni d'échange d'informations entre les deux convertisseurs de la liaison. Il fauttoutefois mentionner que leur puissance n'atteint pas encore celle des systèmesà thyristors. Une première mondiale de ce type de liaison HVDC LIGHTr aété installée sur l'île de GOTLAND en Suède en 1999[Axe99]. Elle transportesur une distance de 50 km une puissance de 50 MW provenant d'un parc d'éo-liennes. La liaison est constituée de deux câbles fonctionnant respectivementà + 80 kV et - 80 kV. Les convertisseurs MLI connectés aux deux extrémitésgénèrent des tensions triphasées à 80 kV environ.

Si actuellement le transport en courant continu n'est généralement pasadapté aux réseaux européens compte tenu des distances précitées, sauf pourdes applications particulières (par exemple des traversées sous-marines), ellespourraient toutefois dans l'avenir être envisagées au vu de l'extension du ré-seau européen et aussi pour résoudre des problèmes particuliers en utilisantnotamment des systèmes HVDC LIGHTr.

A ce point de vue, il faut signaler un projet au Danemark de liaison àcourant continu pour relier au réseau 50 Hz une importante ferme d'éoliennes,analogue au système sur l'île GOTLAND en Suède, et un projet de liaison àcourant continu (500 kV, 4 GW) de 1 800 km entre l'Ouest et l'Est de l'Europe(de Barken à Smolensk) à connexions multiples.

Les liaisons à courant continu avec câbles souterrains sont envisageablesdans les applications suivantes :

liaisons entre de petites unités dispersées (ferme d'éoliennes, ensemble decentrales au l de l'eau,. . .) et la liaison de celles-ci au réseau principal ;

la fourniture d'électricité dans des îles, actuellement des systèmes de 10à 60 MW de puissance avec des câbles à 100 kV sont réalisables ;

fourniture d'électricité dans des grandes agglomérations en expansionrapide ;

fourniture d'électricité à des utilisateurs éloignés du réseau principal.Signalons encore que parmi les FACTS, le compensateur statique d'énergie

réactive dit SVC, pour Static Var Compensator, est utilisé depuis une dizained'années en grand nombre dans des réseaux de par le monde, principalementpour assurer le maintien du niveau de tension. Ces SVC utilisent le thyristor


comme composant électronique de puissance, alors que les systèmes FACTSles plus récents mettent en ÷uvre des convertisseurs de type source de tensionavec les nouveaux composants GTO (Gate Turn O ), IGBT (Insulated Gate

Bipolar Thyristor) ou IGCT (Insulated Gate Controlled Thyristor) comman-dables tant à l'allumage qu'à la coupure.

Ces nouveaux dispositifs sont en application ou en essai essentiellementaux Etats-Unis et au Japon, et n'existent encore qu'en nombre limité.

Nous nous bornerons dans ce chapitre à présenter une classication suc-cincte des FACTS :

Une première classe qualiée de systèmes mixtes est constituée par dessystèmes classiques de contrôle (transformateurs à prises, transforma-teurs décaleurs de phase, banc de condensateurs) dans lesquels les in-terrupteurs mécaniques ont été remplacés par des interrupteurs électro-niques à semi-conducteurs utilisant des thyristors ;

Deux autres classes sont basées sur l'utilisation de convertisseurs élec-troniques de puissance.

Deux structures sont retenues en pratique :

1. le gradateur en courant alternatif ou réactance contrôlée par thyristorsassociée à un banc de condensateurs à commutateurs électroniques (lecontrôle de l'inductance est réalisé par modication de l'instant d'allu-mage des thyristors). Cette structure a donné les systèmes suivants :

le SVC (Static Var Compensator) à placer en parallèle sur le circuità compenser

le TCSC (Thyristor Controlled Series Compensator) à placer en sérieavec le circuit à compenser.

2. l'onduleur à source de tension permettant de réaliser une tension alter-native de phase et d'amplitude réglables. Ces sources de tension sontplacées soit en série pour une compensation série (ASC or Advanced

Series Compensator) soit en parallèle (SVG : Static Var Generator).

Le système UPFC (Unied Power Flow Controller) combine à la fois lacompensation série et la compensation parallèle. C'est le système FACTSle plus puissant, dans la mesure où il permet de régler 3 grandeurs duréseau.

Le Tab. 1.3 donne un inventaire des systèmes en service à l'heure actuelledans les réseaux, ainsi que leurs fonctions.

Les systèmes FACTS et les liaisons à courant continu permettent certai-nement de résoudre dans les réseaux maillés des problèmes de contrôle de laqualité de la tension, d'amortissement des oscillations, d'amélioration de larépartition des transits de puissance et de stabilité. Dans les réseaux euro-


Type defacts

SVC TCSC TSSC SVG UPFC

Nombre enapplication

plus de 200(partout dansle monde)

2(USA) 1(USA) 12(11 Japon, 1USA)

1(USA)

Fonctions

Compensationde variationrapide dela chargeréactive

Amortissementde résonancesubsyn-chrone

Contrôle detension

Contrôle desoscillationsde puissance

Contrôletransit depuissance

Amortissementde résonancesubsyn-chrone


Test de tech-nologie

Contrôle detension


Compensationde variationrapide dela chargeréactive

Utilisationoptimaledes moyensexistants

Démonstrationde nouvellestechnologies

Niveau depuissance

300 à800 Mvar

50 à500 Mvar

2 x 160 Mvar

Tab. 1.3 Inventaire des systèmes en service de l'heure actuel dans les réseaux

et leurs fonctionsSVC : Static Var Compensator

TCSC : Thyristor Controlled Series Capacitor

TSSC : Thyristor Switched Series Capacitor

SVG : Static Var Generator

UPFC : Unied Power Flow Controller

péens, la maîtrise de la qualité de la tension est sans doute l'application laplus probable, notamment en présence de fortes charges perturbatrices.

Il est important de signaler que si les systèmes FACTS permettent d'ac-croître les capacités de transits des lignes, en les exploitant à leurs limitesthermiques, ils ne constituent pas pour autant des substituts aux lignes etconduisent dans cette application à une réduction des réserves disponibles encas d'incident et donc à une certaine fragilisation du réseau.

Une utilisation temporaire pourrait cependant s'avérer une application in-téressante pour régler des problèmes de congestion. Signalons à ce propos uneapplication aux Etats-Unis en Arizona, où un système FACTS de compensa-tion série (TCSC) de l'impédance d'une ligne de 300 km à 230 kV a permis


de porter la capacité de transit de cette ligne de 300 MW à 400 MW.Enn si les systèmes FACTS sont surtout destinés au réseau de transport,

des applications en réseau à moindres tensions sont envisageables pour ré-soudre des problèmes liés notamment aux nouvelles contraintes nées de la pro-duction décentralisée. Signalons que des applications en réseaux ferroviaires50 Hz, 25 kV sont actuellement à l'étude en Europe, dans le but de réaliser unecompensation rapide de la chute de tension dans les sous-stations d'alimenta-tion des caténaires des trains à grande vitesse, et de compenser le déséquilibredu réseau triphasé d'alimentation tout en ltrant les harmoniques.

Ces nouveaux systèmes de contrôle sont certainement à prendre en consi-dération pour la préparation des futurs plans d'équipement des réseaux élec-triques.

1.5.2 Transmission de l'énergie électrique par HVDC

Dans ce chapitre, nous allons expliquer les raisons pour lesquelles la consi-dération des systèmes HVDC apporte un intérêt dans la transmission de puis-sance par rapport à un transport alternatif. Nous présentons en suite le déve-loppement d'utilisation des systèmes HVDC avec le progrès dans le domained'électronique de puissance. Enn nous allons montrer les applications detransmission DC et leurs problèmes techniques.

1.5.2.1 Introduction

Un peu d'histoire : En 1882 la Edison Electric Light Company deThomas Edison fonde la première centrale électrique du monde à base de 6dynamos Jumbo le 4 septembre pour produire du courant continu dans lequartier de Wall Street de Manhattan, d'une capacité de 1 200 lampes pouréclairer 85 maisons, bureaux ou boutiques.[edi]

La première transmission en courant continu date de 1954, il s'agissaitd'une liaison entre l'île de Gotland, en mer Baltique, et la Suède de 20 MW,200 A, 100 kV. Bien évidemment les composants utilisés étaient des valves àvapeur de mercure. Cette première réalisation a permis d'initialiser le conceptde ce type de transmission : les câbles, les redresseurs, le contrôle et d'identierles impacts sur les réseaux raccordés. La venue sur le marché, au début desannées 60 des thyristors a favorisé l'essor de cette technique. Rapidement lesvalves à vapeur de mercure ont été abandonnées à leur prot. En 1970 oncomptait plus d'une dizaine de transmissions HVDC dans le monde. En 1997,il y avait plus de 50 systèmes HVDC à travers le monde et beaucoup d'autresen phase de conception ou de construction [Dor97]. Aujourd'hui, plus de cent


cinquante liaisons ont été construites dans le monde.La Fig. 1.11 montre la croissance des projets de transport d'énergie élec-

trique en HVDC dans le monde selon la puissance maximale en fonction del'année.

0

1

2

3

4

5

6

7

1 920 1 940 1 960 1 980 2 000 2 020

Puissance (GW)

Fig. 1.11 L'évolution de la puissance transmise en HVDC selon la commis-

sion IEEE de transport et distribution.

Cette croissance est due au développement rapide dans le domaine d'élec-tronique de puissance qui a permis de réaliser ces projets.

1.5.2.2 Les composants du système HVDC

Les composants qui constituent un système HVDC, sont les suivants :

1. Les interrupteurs de puissance sont associés pour former des valves.Celles-ci eectuent la conversion AC-DC et elles sont l'élément princi-pal de tout convertisseur HVDC. Chaque valve unique se compose d'uncertain nombre de composants (IGBT, par exemple) connectés en série ;

2. Les transformateurs qui modient le niveau de tension :

3. L'inductance de lissage, dont les principales fonctions sont :

Limitation des courants de défaut continus ; Prévention de la résonance dans les circuits à courant continu.

4. Les ltres d'harmoniques, du côté AC d'une station de conversion HVDC,qui ont deux fonctions principales : Absorber les courants harmoniques générés par les convertisseurs HVDC ;


Fournir de la puissance réactive.En outre les ltres d'Harmoniques actifs peuvent être un complémentaux ltres passifs en raison de leur meilleure performance.

5. Parafoudre, dont la tâche principale est de protéger l'équipement dessurtensions ;

6. Circuit de transmission DC, qui comprend la ligne de transmission DC,des commutateurs à fort courant continu et l'électrode de terre ;

7. Système de Contrôle et Protection.

Fig. 1.12 Les composants d'un système HVDC.[Lar05]

1.5.2.3 Les points clés de la transmission en courant continu

1. Le premier des points clés est bien entendu économique. La décision deconstruire une transmission ou une connexion HVDC n'est prise qu'aprèsd'assez lourdes études prenant en compte, dans une pluralité de situa-tions, les besoins de transfert de puissance. La puissance moyenne étantde l'ordre du GW, très vite les questions relatives au coût d'exploitationapparaissent et en particulier le coût des pertes. Il correspond sur ladurée de vie de l'équipement à un manque à gagner pour l'exploitation.Cela signie que lors d'une soumission, ce coût des pertes vient s'ajou-ter au coût du matériel, des études, de la construction et de la mise enservice ;

2. Le second point clé est en relation avec la disponibilité d'exploitationdes transmissions ou connexions. Il est bien clair que la disponibilitéest en relation avec la abilité et la maintenabilité des installations. Ladisponibilité demandée, dans les cahiers des charges, est globalementsupérieure à 99%. La disponibilité pour le service est égale au quotient :heures de disponibilité pour le service / heures de la période considérée.


La abilité des matériels, nécessaire pour réaliser ces objectifs de disponi-bilité, est obtenue au moyen de deux axes principaux de conception :

D'une part en mettant en ÷uvre les composants qui permettent de res-pecter une rigoureuse coordination des isolements face aux perturbationsles plus sévères des réseaux ;

D'autre part avec la mise en ÷uvre de contrôles redondants. Car c'estbien à ce niveau que les MTBF2 sont les plus faibles.

1.5.3 Les technologies de transport de l'électricité

Aux débuts de l'électricité, les deux grandes technologies de transport del'électricité, en courant continu et en courant alternatif, ont été en concurrence.Mais le courant alternatif l'a emporté assez vite de par la facilité qu'il ore dechanger de tension (le transformateur) et de la relative simplicité qu'il présentepour la production d'électricité (l'alternateur). Pour le courant continu, et ensimpliant quelque peu, on peut dire que c'est plus compliqué et aujourd'hui,il faut disposer d'un étape intermédiaire en courant alternatif.

Par contre le courant continu reste en lice dans le domaine du transport del'électricité, en particulier sur longues distances. Voici une comparaison éco-nomique, en investissement seul pour simplier, pour 1000 MW à transporteren ligne aérienne à courant alternatif, en câble souterrain à courant alterna-tif, et en câble souterrain à courant continu. En souterrain, la bascule entrealternatif et continu se fait vers 50-60 km [Mes08a].

Fig. 1.13 Câble AC vs. Câble DC.[Mes08a]

Généralement, les coûts d'investissement d'une ligne aérienne à courantcontinu DC sont supérieurs par rapport à une ligne AC, surtout à cause des

2Mean Time Between Failures


stations de conversion. L'aérien est moins cher (une liaison aérienne à cou-rant continu serait plus chère que l'aérien alternatif jusqu'à 500 km environ).La Fig. 1.14 montre la structure de coût des éléments de réseau en courantcontinu et en courant alternatif.

Le c

oût

[M€]

0

100

200

300

400

500

600

700

800

900

La distance [km]0 200 400 600 800 1 000

Coût total AC

Coût total DC

[1]

[2]

[3]

(1)

(3)

(2)

500

Fig. 1.14 Comparaison des coûts de lignes aériennes AC et DC en incluant

les pertes. (1) coût des stations, (2) coût des lignes, (3) coût des pertes.[Lar05]

En bref, les lignes DC présentent une solution pratique dans des conditionsparticulières, où les lignes AC ne sont pas une solution acceptable.

Donnons quelques exemples pour illustrer cette comparaison :

1. Les deux câbles de 700 MW entre le Maroc et l'Espagne, mis en serviceen 1997 et 2006, ont en moyenne 27 km de long, pour des liaisons delongueur totale 60 km. Ils sont donc en courant alternatif [Mes08b] ;

2. Il faut aller par exemple en Chine pour trouver de grands projets aérien àcourant continu : Xiangjiaba-Shanghai pour 6400 MW sur 2071 km ! [Yua08]

Sur un plan qualitatif, les liaisons à courant continu présentent des avan-tages certains :

Pour la répartition sur un réseau maillé, le courant alternatif est à lamerci de la seconde loi de Kirchho, en particulier en cas d'incident cecipeut provoquer des phénomènes incontrôlés [Mer08] ;En courant continu, les ux ne dépendent que des consignes aux deuxextrémités de la liaison ;

Pour la stabilité, les alternateurs d'un réseau alternatif doivent avoir desvitesses rigoureusement identiques. Ces contraintes de stabilité rendent


le système vulnérable aux incidents. Une liaison à courant continu estasynchrone et n'impose rien aux vitesses des alternateurs à ses deuxextrémités ;

Pour les courants de court-circuit, ceux-ci sont accrus par le développe-ment du maillage et des puissances en courant alternatif. Une liaison àcourant continu permet un apport de puissance sans augmentation ducourant de court-circuit.

Malgré ces avantages, les liaisons à courant continu ne se sont vraiment déve-loppées que dans des circonstances particulières : liaisons sous-marines, liai-sons longues distances. En eet, le réseau alternatif a été dès le début incom-parable pour mutualiser les moyens tant de production que de transport, cequi est un élément clef de la résistance aux chocs que sont les incidents. Et, siles technologies à courant continu ont beaucoup progressé au cours des qua-rante dernières années, les technologies à courant alternatif ont aussi évolué.Avec les technologies d'il y a quarante ans, on ne pourrait pas exploiter leréseau dans les conditions actuelles. Les progrès ont favorisé l'alternatif dansdeux domaines :

La rapidité et la abilité des protections qui visent tout à la fois àdéconnecter les zones du réseau siège d'un défaut, et à protéger les zonessaines ;

La régulation des groupes turbo-alternateurs permet d'assurer la stabi-lité des machines dans des conditions jugées naguère irréalisables.

1.5.4 Les avantages et les applications du HVDC et duHVDC Lightr

1. Interconnexions. Les projets de l'Union Européenne et des Etats-Unispour améliorer le transport d'énergie, suite aux coupures à grande échelle,se sont traduits par le développement de plans supplémentaires pourde nouvelles interconnexions et davantage d'interconnexions transfron-talières ainsi que par des demandes de réseau plus able. L'élargisse-ment de l'Union Européenne en mai 2004 a ouvert la porte à de nou-veaux réseaux d'énergie transnationaux. La volonté des Etats Baltes, parexemple, de créer un système en boucle qui permette de connecter tousles réseaux de cette région montre l'importance des interconnexions et lerôle vital que le HVDC peut jouer. Des interconnexions entre l'Europeet l'Afrique du Nord sont également envisagées ;

2. Prévention des coupures. Les lignes HVDC ne peuvent pas être misesen surcharge. La technologie HVDC permet de maîtriser le débit del'énergie transportée. Avec le HVDC, l'énergie peut ainsi faire l'objet de

1.6. Les perturbations électriques dûes à la foudre 41

transactions commerciales entre des réseaux indépendants, supprimantles défaillances et compensant les uctuations de tension ;

3. Retour d'alimentation rapide. Outre les avantages du HVDC tradition-nel, le HVDC Light ore également une possibilité appelée 'black start'qui permet d'alimenter des réseaux qui ont connu une coupure d'alimen-tation totale. Par exemple, le câble Cross Sound HVDC Light qui relieLong Island et le Connecticut, a été mis en fonction très rapidementaprès les coupures d'énergie qu'a connu l'Est des Etats-Unis à la mi-août 2003, permettant un retour rapide et ecace de l'électricité chezdes milliers de consommateurs locaux ;

4. Transport performant sur longues distances. Des exemples en Australie,au Brésil, en Chine, en Europe et aux Etats-Unis démontrent l'eca-cité sur longue distance de la technologie HVDC d'ABB. Les pertes enligne sont nettement moins importantes qu'avec la technologie HVACclassique ;

5. L'intégration de sources d'énergie renouvelables dans les réseaux. LeHVDC est la technologie idéale pour une intégration ecace dans lesréseaux de l'électricité générée par les sources d'énergie renouvelables.Elle est particulièrement adaptée au transport de l'énergie produite pardes éoliennes oshore à des réseaux terrestres et pour les connexionsavec des installations oshore, telles que des plates-formes pétrolièresavec les réseaux terrestres ;

6. Avantages pour l'environnement. En favorisant un transport d'énergiesouterrain et sous-marin, le système HVDC Light ore des avantages in-déniables vis-à-vis de l'environnement. Par exemple, le projet Muraylinken Australie la plus longue interconnexion haute tension souterraineau monde avec 177 km a remporté la "2002 Case EARTH Award forEnvironmental Excellence" pour les meilleures pratiques et innovationsdans la gestion environnementale de projets de génie civil.

1.6 Les perturbations électriques dûes à la foudre

Les surtensions induites par la foudre dans les réseaux d'énergie électriqueset les réseaux de communication sont de nos jours l'une des causes principalesdes problèmes de qualité d'énergie fourni aux consommateurs et de compati-bilité électromagnétique. Ces dernières années, en raison de la demande crois-sante d'une meilleure qualité d'énergie électrique corrélée avec l'utilisationrépandue de dispositifs électroniques sensibles connectés aux lignes de distri-bution, la protection contre des perturbations induites par la foudre est de-venue d'une importance primordiale. Par conséquent, l'évaluation précise des


surtensions induites par la foudre est devenue essentielle pour une protectionecace des systèmes électriques et électroniques. En outre, les composantsélectroniques sensibles utilisés dans les systèmes de communication et dansles réseaux électriques peuvent subir des perturbations à des niveaux de plusen plus bas d'interférences électromagnétiques induites. En conséquence, leproblème de l'évaluation des perturbations induites par la foudre dans lescâbles souterrains a récemment attiré plus d'attention comparé au passé.

On distingue quatre types principaux de perturbations, d'origine naturelleou articielle, pouvant induire dans les équipements électriques, électroniqueset électrotechniques des surcharges momentanées ; ce sont :

1. les perturbations associées aux décharges électrostatiques (DES ) ;

2. les perturbations associées à l'impulsion électromagnétique (IEM ) ré-sultant d'une explosion nucléaire ;

3. les perturbations de source inductive, correspondant à l'inuence directeou à la commutation de circuits inductifs (relais,transformateurs, mo-teurs, etc.) ;

4. les perturbations associées aux coups de foudre.

Ces surcharges sont en général représentées, dans un circuit donné, partrois types de caractéristiques :

les caractéristiques temporelles décrivant leur évolution dans le temps ; les valeurs maximales atteintes soit pour la tension, soit pour le courant ; leur énergie.Dans notre travail nous allons étudier les surtensions provoquées par les

perturbations associées aux coups de foudre. Premièrement, nous présenteronsen bref le mécanisme de la foudre puis ses eets sur les systèmes électroniques,enn nous allons expliquer les surtensions induites par un coup indirect defoudre et un modèle d'un générateur d'essai sera présenté au chapitre 3 ande produire des chocs de surtensions induites.

1.6.1 Présentation de la foudre

La foudre est dénie par le passage d'un courant transitoire très importantentre deux points normalement isolés de l'atmosphère. La foudre se produitentre un nuage et le sol, entre deux nuages ou entre deux zones chargées ausein d'un même nuage. Ces charges stockées sont, selon toute vraisemblance,générées par les mouvements d'air chaud dans un nuage en formation [Fis90].

Les mesures eectuées montrent que la répartition des charges dans lenuage est complexe. Néanmoins, la partie supérieure du nuage a une chargeglobalement négative, la base est majoritairement positive et des poches po-sitives et négatives occupent le milieu de la structure.


Une observation plus ne montre que cette répartition globale des chargesest modiée par les courants d'air internes au nuage. Ils ont tendance à grou-per les charges sous forme de cellules positives et négatives juxtaposées. Cescellules ont une durée de vie de l'ordre de 30 minutes et une charge de plu-sieurs centaines de Coulombs. Lorsque la diérence de potentiel entre le solet le nuage devient supérieure à la rigidité diélectrique de l'air (généralementestimée entre 10 et 30 kV/cm suivant le taux d'humidité), l'arc se développe[Lar95].

Tout d'abord, une colonne d'air ionisée (pilot stream) se forme et se rap-proche du sol. Après une extension de 30 à 50 m de cette colonne, une déchargeplus intense, le précurseur (stepped leader), se forme et permet au pilot streamde continuer sa progression d'un bond supplémentaire de 30 à 50 m. La pé-riode de ces bonds évolue d'une centaine de microsecondes au moment del'amorçage jusqu'à entre 5 et 10 µs lorsque la colonne approche du sol [Lar95].Quand le précurseur se rapproche du sol, la charge positive locale du sol seconcentre (plus précisément les charges négatives présentes dans cette régionsont repoussées). Une fois le champ électrique susant, un canal ionisé partdu sol (streamer) en direction du précurseur. Quand ces deux canaux se ren-contrent, les charges se neutralisent et créent un chemin de basse impédancequi permet à un courant de plus en plus important de transiter du nuage versle sol (arc en retour ou return stroke). C'est cette zone fortement conductricequi crée le ash associé à l'éclair.

1.6.2 L'énergie de la foudre

Est-il intéressant de capter l'énergie de la foudre ? C'est là une questionsouvent posée. On pourrait croire en eet que l'énergie électrique dissipée parles orages est importante. En réalité, s'il est exact que la puissance instan-tanée de la foudre est énorme (106 à 107 MW), la puissance moyenne resterelativement modeste. Pour s'en convaincre, il sut d'intégrer l'énergie dis-sipée annuellement par l'ensemble des coups de foudre frappant le territoirefrançais. En se basant sur une diérence de potentiel nuage-sol de 100 MVet une charge moyenne par éclair de 20 C, on arrive à une puissance perma-nente de moins de 100 MW (si on tient en considération qu'environ 1 millionde coups de foudre frappent le sol de France par an), soit moins du dixièmed'une tranche nucléaire moderne. De plus, on imagine les dicultés techniquesqu'il faudrait résoudre pour capter une énergie aussi diuse et aléatoire quecelle de la foudre [Rac04]. L'ordre de grandeur de l'énergie de la foudre est dequelques centaines de kilowatts-heure par choc (environ 280 kWh, en incluantl'énergie de l'onde rayonnée magnétiquement). Il y a entre 1 et 2 millions dechocs par an en France. Ainsi, si cette énergie était récupérée et partagée entre


les 65 millions d'habitants de ce pays, chacun obtiendrait une part de l'ordrede 6 kWh par an.

1.6.3 Eets de la foudre

Ils sont de trois ordres : thermique, mécanique et électrique. Les eets ther-miques correspondent à la dissipation de l'énergie sous forme de chaleur ; ilsne sont importants que pour des matériaux mauvais conducteurs ou humides ;en particulier, la vaporisation de l'eau dans un sol humide peut provoquerl'écrasement d'un câble souterrain. Les eets mécaniques sont :

d'une part, l'onde de choc (coup de tonnerre) résultant de la détentebrusque de l'air porté à 30 000 daN dans le canal ionisé ;

d'autre part, la force électromagnétique due au champ magnétique créépar la circulation du courant de foudre dans le canal ionisé.

Les eets électriques proviennent des très fortes diérences de potentiel duesà deux causes :

la circulation du courant de foudre, de loin la plus importante ; l'induction électrique correspondant au champ électrique ; elle est, parexemple, responsable de l'apparition de surtensions entre un équipementmis à la masse et son boîtier qui ne l'est pas.

1.6.4 Eets d'un coup de foudre direct sur un réseauélectrique

Lorsqu'un coup de foudre frappe un conducteur d'une ligne, tout se passecomme si l'arc en retour se comportait comme un courant injecté dans leconducteur. Ce courant se répartit par moitié de part et d'autre du pointd'impact, et chacune de ces moitiés va se propager le long du conducteur. Leslois de propagation des ondes mobiles enseignent qu'à toute onde de courantest nécessairement associé une onde de tension, et réciproquement. Dans lecas d'un foudroiement direct d'un conducteur d'une ligne aérienne, comptetenu des fortes intensités des courants de foudre, l'onde de tension associée secaractérise par des amplitudes considérables, de l'ordre de quelques MV.

Aucune isolation économiquement acceptable ne peut supporter de pa-reilles surtensions : dans le cas des lignes, ce sont les chaînes d'isolateurs, aux-quelles sont suspendus les conducteurs, qui constituent les points d'isolementles plus faibles, de sorte qu'un amorçage va immanquablement se produire auniveau de la première chaîne rencontrée par l'onde de tension. Cet amorçageest une violente étincelle, qui n'est autre chose qu'un canal ionisé conducteur,et par lequel va pouvoir passer le courant d'arc en retour, puis un intensecourant alimenté par le réseau : ce courant que l'on désigne par courant de


suite, est en fait un courant de court-circuit, et le seul moyen dont on dis-pose pour l'éliminer est l'ouverture des disjoncteurs aux deux extrémités dela ligne.

1.6.5 Les surtensions

Ce sont des perturbations qui se superposent à la tension nominale d'uncircuit. Elles peuvent apparaître :

entre phases ou entre circuits diérents, et sont dites de mode diéren-tiel,

entre les conducteurs actifs et la masse ou la terre et sont dites de modecommun.

En fait, les risques se situent essentiellement au niveau des dysfonctionne-ments, de la destruction de matériel et, en conséquence, de la non continuitéde service. Ces eets peuvent apparaître sur les installations des distributeursd'énergie ou sur les installations des utilisateurs.

Leur caractère varié et aléatoire les rend diciles à caractériser et n'au-torise qu'une approche statistique en ce qui concerne leur durée, leurs ampli-tudes et leurs eets. Le Tab. 1.4 présente les principales caractéristiques deces perturbations.

Type de surtension(cause)

Coecient desurtensionMT-HT

Durée Raideur dufront,

fréquence

Amortissement

A fréquenceindustrielle(défaut d'isolement)

≤√

3 longue> 1 s

fréquenceindustrielle

faible

De manoeuvre(interruption decourt-circuit)

2 à 4 court 1 ms moyenne1 à 200kHz

moyen

Atmosphérique(coup de foudre direct)

> 4 très court1 à 10 µs

très élevée1000 kV/µs

fort

Tab. 1.4 Caractéristiques des diérents types de surtensions.[Ful92]


1.6.6 Les origines des surtensions transitoires

Les surtensions sont la cause des dommages indirects provoqués par lafoudre : dégâts aux installations et appareils électriques, électroniques, télé-phones, télévision...Mais si la foudre est l'une des causes fréquentes de surten-sion, elle n'en est pas la seule. Les origines des surtensions :

1. La foudre par impact sur les lignes aériennes. En tombant sur la ligne,la foudre crée une onde de courant de plusieurs milliers d'ampères quiprovoque une surtension sur les appareils raccordés à la ligne ;

2. La foudre par impact sur la terre. En tombant sur le sol, la foudreprovoque une remontée de potentiel électrique de la terre qui entraîne dessurtensions dans les câbles souterrains et les prises de terre des maisons ;

3. La foudre par rayonnement. Le champ électromagnétique créé par lafoudre-plusieurs milliers de volts par mètre à plus d'un kilomètre de sonpoint de chute-crée des surtension sur les lignes et les équipements élec-triques qui s'étendent à plusieurs kilomètres autour du point de chute ;

4. Les parasites industriels. Ils sont créés par des postes à soudure, deslampes à décharges, des moteurs, des fours à arc... ;

5. Les manoeuvres de l'EDF.

Le couplage est principalement de type galvanique pour les phénomènes demanoeuvres. Les surtensions engendrées par la foudre sont couplées soit gal-vaniquement (coup de foudre éloigné sur le réseau de distribution électrique)soit par induction (coup de foudre sur le bâtiment ou dans le voisinage). Lessurtension engendrées par les manoeuvres ou la foudre sont caractérisées parun niveau d'énergie généralement élevé.

Lors d'un foudroiement direct ou dans le voisinage, des surtensions sontinduites entre les diérents câbles connectés à un équipement. L'amplitude deces surtensions dépend du facteur de couplage entre le(s) conducteur(s) ducourant de foudre et la boucle d'installation engendrée par les câbles ainsi quela vitesse de variation du courant de foudre (di/dt). Le facteur de couplagedépend principalement de la distance et de la surface de boucle.

1.6.6.1 Eets des surtensions

1. Claquages :Le phénomène de claquage se produit chaque fois qu'une tension dépassela tension d'isolement. Très souvent, le claquage se produit entre unconducteur actif et des masses métalliques reliées à la terre. Le claquagedans l'air qui se manifeste par l'amorçage d'un arc est, conformément àce qui précède, le dépassement de la tension de l'isolant air.

1.7. La Protection Electrique 47

Les phénomènes sont très facilement identiables. Les protections clas-siques sont ecaces ;

2. Destruction des composants électroniques :Il s'agit de phénomènes nouveaux dûs aux nouvelles techniques de fa-brication des composants électroniques. Ces composants sont de plus enplus performants, de plus en plus rapides, de plus en plus microscopiqueset de plus en plus sensibles aux surtensions ;

3. Sensibilité aux fronts raides :Les fronts raides se situent entre 1 000 V/µs et 100 000 V/µs. Pour sim-plier, l'évolution de la sensibilité des circuits actifs aux fronts raides estliée à l'augmentation de l'impédance des entrées. Ainsi, les transistorsà eet de champ sont plus sensibles que les transistors bipolaires. Cecis'explique par l'obligation pour la surtension d'écouler son énergie encréant un courant. Lorsqu'elle rencontre une impédance élevée, elle nepeut créer le courant, même inme, nécessaire à son amortissement etelle s'applique donc en totalité à la première jonction qu'elle rencontre.Dans les circuits intégrés, ces jonctions ont des dimensions de plus enplus petites et leurs tensions de claquage ont considérablement dimi-nué ces dernières années. Ces explications sont simplistes et la réalitéest beaucoup plus complexe, mais elles permettent aux concepteurs deprévoir certains phénomènes ;

4. Danger pour les personnes :Les pics de surtensions de durées très courtes sont totalement inoensifs,tout au plus, ils sont assimilables à une décharge d'électricité statiquedésagréable mais inoensive.

1.7 La Protection Electrique

En présence d'une perturbation électrique, l'élément de protection idéaldoit présenter :

une limitation sans délai de la tension ou du courant à un niveau ad-missible par le circuit protégé ;

une consommation minimale d'énergie en régime normal ; une dissipation maximale d'énergie en présence de perturbations.

Ceci se traduit par un courant de fuite très faible pour un limiteur de ten-sion et une résistance série la plus faible possible pour un limiteur de courant.Pendant la phase de limitation (en tension ou en courant), le composant doitpouvoir dissiper une énergie la plus élevée possible.


1.7.1 La protection parallèle (en tension)

Le principe de la protection en tension est d'éviter la propagation d'unetension anormalement élevée vers la charge.

Le fonctionnement d'une protection parallèle : elle bascule d'un régime deforte impédance à un régime de faible impédance. Les causes de ces surtensionssont nombreuses. La fonction est couramment réalisée par des composants dits`écrêteurs' : diodes Zener, diodes à avalanche (Transils de ST Microelectronic),varistances. . .L'autre type de suppresseurs, dits dérivateurs, court-circuite l'alimentation ;ce comportement est celui des Trisils (ST Microelectronic), éclateurs à gaz. . .

Les éléments limiteurs de tension présentent une caractéristique statiquecourant-tension non-linéaire qui peut souvent être décrite par une loi empi-rique de la forme :

I = K.V α

où K est une constante spécique au composant,α coecient de non-linéarité.[F.N01]

Fig. 1.15 Illustration de la protection parallèle.

La limitation des éléments non linéaires est la tension présente à leursbornes en mode de protection. Cette tension est d'autant plus élevée quela non-linéarité est faible. Pour les dispositifs dérivateurs, c'est le couranttraversant le composant de protection pendant la perturbation qui donne lalimite de fonctionnement. Aucun composant ne présente une solution idéaleet applicable dans tous les cas.

Une rapide présentation des diérents composants utilisés contre les sur-tensions est proposée dans le tableau Tab. 1.5[Com00]

1.7.2 La protection série

Un système de transmission d'énergie peut être le siège de surcharges soiten cas de défaut d'isolement, soit en cas de dégradation de l'impédance dela charge du dispositif. Une surtension peut apparaître dans le circuit, laprotection parallèle permet d'en réduire l'eet.

1.7. La Protection Electrique 49

Composant Avantages Inconvénients

Eclateur à gaz· Dérivation de courant impor-tants

· Tension d'amorçage élevée

· Bidirectionnelle · Amorçage fonction de la vitessed'apparition du défaut

Varistance

· Capacité à évacuer des éner-gies importantes · Phénomène de vieillissement· Faible encombrement· Bidirectionnelle

Composant semiconducteur àretournement(Trisil)

· Capacité à évacuer des éner-gies importantes

· Risque d'amorçage en dV/dt

· Bidirectionnelle · Inuence sur le circuit en régimede surcharge (courant non limité)

Diode à avalanche de fortepuissance(Transil)

· Faible élévation de la tensionsur la ligne à protéger en ré-gime de surcharge

· Capable de n'absorber que desénergies faibles

· Rapide ·

Tab. 1.5 Principaux dispositifs de protection parallèle PP.[Com00]

Toutefois, le courant résultant de tel défaut peut atteindre des valeurs trèsimportantes. La seule limitation étant l'impédance propre de l'installation etla capacité du générateur à délivrer la puissance à la charge dégradée.

La fonction d'un dispositif de protection série est donc de limiter le cou-rant lors de l'apparition d'un défaut dans un circuit. Une protection sériedoit avoir une impédance proche de zéro en fonctionnement normal et bas-culer en forte impédance en cas de surcharge. Plusieurs types de dispositifsde protection série existent, couvrant une large gamme de courant et de ten-sion. Un dispositif de protection série doit présenter une impédance proche dezéro en fonctionnement normal (que l'on qualiera d'état passif). En cas desurcharge, l'impédance doit être la plus élevée possible (le dispositif de pro-tection est alors dans l'état actif ). On trouve classiquement des systèmes quel'on peut qualier de simples :

fusibles, composants polymères (PolySwitch ®), supraconducteurs, bilames.Le dénominateur commun de tous ces systèmes est la notion de compensa-

tion série : variation de l'impédance d'un élément placé en série dans l'instal-lation électrique. Pour le fusible et le bilame l'impédance ne peut prendre quedeux valeurs, dans le cas du fusible le changement d'impédance est dénitif.

La protection série est associée à une notion de puissance. On utilise cou-ramment des dispositifs de coupure réversible (disjoncteur), ou non réversible


(fusibles) dont le pouvoir de coupure est plus ou moins élevé en fonctiondes dispositifs à protéger. Ces dispositifs sont capables d'évacuer des éner-gies importantes mises en jeu lors des défauts. Dans d'autres gammes decourants/tensions, des solutions sont accessibles à des dispositifs à base desemi-conducteurs (pour des tensions de l'ordre de 1 kV et des courants d'unecentaine d'ampères).

Fig. 1.16 Protection série.

1.7.2.1 Cahier des charges typique

Deux points sont à prendre en considération pour le cahier des charges ducomposant :

La chute de tension à l'état passant (sous courant nominal) doit être laplus faible possible pour limiter les pertes en conduction dans le com-posant,

La puissance générée en régime de limitation ne doit pas provoquer ladestruction du composant.

On peut globalement dénir la fonction du composant : Etat passif : le courant passe si I<IMAX ; Etat actif : limitation du courant à I=IMAX

Les besoins pour la réalisation d'un composant limiteur de courant sont lessuivants :

1. une faible chute de tension à l'état passant ;

2. une tenue en tension élevée ;

3. un temps de réponse rapide.

Les courants de court circuit peuvent être limités par des systèmes de régu-lation ; le fusible ne joue alors plus le même rôle : sa place est importante dansles installations sur le plan de la sécurité mais sa fonction devient celle d'unorgane de coupure ultime, moins sélectif. Si de nouveaux composants avec descaractéristiques électriques meilleures qu'actuellement arrivent sur le marché,les caractéristiques électriques des fusibles devront évoluer et certains pro-duits devraient être moins complexes. La protection série deviendrait hybride

1.8. Conclusion 51

avec une partie à semi-conducteur et une partie 'mécanique'. Les nouveauxcomposant SiC ont démontré leur capacité à fonctionner à des températuresélevées. Un autre facteur à prendre en compte pour la faisabilité d'un com-posant limiteur de courant est le coût. En eet, si l'utilisateur nal acceptece nouveau produit, le rapport prix limiteur/fusible, à fonction égale, doitêtre inférieur. L'apport de nouvelles fonctions, gràce à l'utilisation de semi-conducteurs et d'une logique embarquée, peut justier un coût supérieur. Cecoût sera compensé par des gains sur la maintenance des installations.

1.8 Conclusion du Chapitre 1

Ce premier chapitre permet d'avoir une vue générale sur le contexte del'étude. On y fait la connaissance du système de distribution et de transportde l'énergie électrique, des perturbations naturelles et d'origine systémique etdes protections associées.

Une description de la structure du réseau de distribution actuel permetde comprendre les mécanismes d'acheminement de l'électricité aux consom-mateurs et les contraintes associées. Nous avons aussi présenté une revue syn-thétique des solutions pour les réseaux du futur, faisant une grande place àl'électronique de puissance, les réseaux HVDC... Par ailleurs, l'électroniquede puissance apparaît aujourd'hui comme incontournable entre le réseau dedistribution et les sources d'énergies renouvelables. Le Chapitre 2 aborde lethème de l'électronique de puissance connectée au réseau.

La compréhension des mécanismes thermo-électrique intervenant dans uncomposant d'électronique de puissance contre les eets indirects du choc defoudre passe par la connaissance de ce phénomène physique qui est à la sourcede la perturbation et par celle du composant lui-même, et par le réseau élec-trique. Le Chapitre 3 est consacré à l'étude du comportement d'un bras d'on-duleur à transistors JFET connecté directement au réseau et subissant uneperturbation de type choc de foudre.

En bref, cette étude nous permet de comprendre la relation entre le réseauet l'électronique de puissance an de trouver des solutions contre les perturba-tions et les nouvelles contraintes posées par l'interconnexion de convertisseursindispensables pour l'utilisation des énergies renouvelables.

Chapitre 2

L'électronique de puissance et le

réseau de distribution

Sommaire2.1 Introduction . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 53

2.2 Le carbure de silicium . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 54

2.2.1 Bref historique . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 54

2.2.2 Propriétés phyiques . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 55

2.3 Le JFET en SiC . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 57

2.3.1 Principe de fonctionnement . . . . . . . . . . . . . . . 57

2.3.2 Structure du JFET-SiCED . . . . . . . . . . . . . . . 59

2.3.3 État de l'art sur la caractérisation électrique du JFET-SiC 60

2.3.4 Applications réalisées à base du JFET-SiC . . . . . . . 66

2.3.5 Comparaison JFET-SiC avec les composants Si . . . . 72

2.4 Discussion autour la possibilité d'utiliser le JFET-

SiC dans des applications de réseau de distribution . 84

2.5 Conclusion . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 84

2.1 Introduction

L'augmentation de la demande pour des convertisseurs de puissance tou-jours plus ecaces, plus puissants, et à plus haute température de fonction-nement a poussé les composants de puissance en silicium (Si) à leurs limitesphysiques théoriques. Pour surmonter ces limitations, les recherches se sontdirigées vers les matériaux à large bande interdite, tels que carbure de silicium(SiC), nitrure de gallium (GaN), et le diamant, en raison de leurs propriétésphysiques supérieures.

Dans ce chapitre, nous allons présenter en resumé, les propriétés physiqueset électriques du carbure de silicium en comparant avec celles d'autres ma-tériaux semi-conducteurs. Nous présentons ensuite l'état de l'art sur les ca-ractéristiques électriques du JFET-SiC. Puis nous passerons aux applications

54Chapitre 2. L'électronique de puissance et le réseau de

distribution

réalisées à base du JFET-SiC. Nous présentons aussi des comparaisons entrele JFET-SiC et des composants en Si an de montrer l'intérêt de l'utilisationde ces composants dans le domaine de l'électronique de puissance. Enn nousprésentons une discussion sur la possibilité d'utiliser le JFET-SiC dans desapplications du réseau électrique de distribution.

2.2 Le carbure de silicium

2.2.1 Bref historique

Le SiC n'est pas un nouveau venu sur la scène des semi-conducteurs. Eneet, le premier compte rendu sur ce matériau date de 1824, lors d'une expé-rience de Berzellius [Ber24], qui essayait de produire du diamant. Le carburede silicium n'existe pas à l'état naturel sur Terre mais Moissan [Moi05] en adécouvert des cristaux dans une météorite (cristaux appelés Moissanite....).En 1891, Achelson [Ach92] réussi à faire croître une couche de Carbure deSilicium et lui donna le nom de Silicon Carbide (SiC). En 1907, H. J. Round[Rou07] découvre des propriétés électroluminescentes du SiC, ce qui en faitl'un des premiers semiconducteurs connus, mais son utilisation en tant quetel ne s'est pas développée. La raison principale étant la qualité médiocre dumatériau de base obtenu (obstacle technologique). Il faut attendre les années1950 pour retrouver une nouvelle période d'investigations. Ce sont les secteursdu militaire et de l'aérospatial qui ont à nouveau porté un intérêt au SiC.

L'objectif était de développer des composants fonctionnant : à hautes températures ; à hautes fréquences ; à fortes puissances, en milieu hostile (températures élevées, sources deradiations...) ;

à hautes tensions.

En 1955, Lely [Lel55] proposa un nouveau concept pour faire croître descouches de SiC de haute qualité. Il mit au point une méthode de fabricationde substrats relativement purs et présentant une faible densité de défauts. Denombreuses équipes de recherche aux États-Unis, en Russie, en Allemagne etau Japon se lancent alors sur l'étude du SiC. Puis cet engouement fut freinépar la possibilité d'accroître la taille des substrats ce qui conduit, les annéessuivantes, à une baisse de l'intérêt porté au SiC et à l'abandon de l'activité,sauf en Russie.

1978 est une année majeure dans le SiC avec l'arrivée de la technique

2.2. Le carbure de silicium 55

de croissance par sublimation, en fait une méthode dérivée de celle de Lely[Tar78].

Au début des années 1980 les substrats deviennent plus grands, et cecirelance les études sur le SiC dans de nombreux pays : aux États-Unis, auJapon et en Europe.

En 1979, les premières diodes électro-luminescentes sont fabriquées, et en1987, la société Cree Research Inc est fondée. Elle commercialise les premierssubstrats de SiC en 1991, [CREom].

Les LED en SiC sont déjà commercialisées et les progrès eectués sur cettetechnologie laissent supposer que de nombreuses autres applications devraientvoir le jour dans un avenir proche.

2.2.2 Propriétés phyiques

Les propriétés physiques et électroniques du carbure de silicium (SiC) per-mettent de l'identier comme un matériau semi-conducteur ayant le potentielde remplacer le silicium (Si) dans certaines applications.

Un résumé des propriétés les plus importantes par rapport au Si et àl'Arsénure de Galium (GaAs) est présenté ci-dessous :

2.2.2.1 Bande d'énergie interdite [eV]

4H-SiC : 3,26 6H-SiC : 3,03 GaAs : 1,43 Si : 1,12

Les dispositifs électroniques formés en SiC peuvent opérer à des tempé-ratures extrêmement élevées, sans sourir d'eets intrinsèques de conductionen raison de la large bande interdite. Cette propriété implique qu'il est moinsprobable qu'un électron traverse cette bande par une excitation thermique.Par conséquent, les composants en SiC sont de bons candidats pour les appli-cations haute température.

2.2.2.2 Champ électrique critique [V/cm]

4H-SiC : 2,2.106 6H-SiC : 2,4.106 GaAs : 3.105 Si : 2,5.105

A taille équivalente, le SiC peut résister à une tension (champ électrique) dehuit à dix fois supérieure à celle du Si ou GaAs sans subir d'avalanche. Cette


distribution

haute valeur du champ électrique critique permet la fabrication de compo-sants très haute tension, tels que les diodes, les transistors de puissance, lesthyristors, et les limiteurs de courant ou tension.

Par exemple, pour la même tenue en tension, un composant en SiC peutêtre réalisé avec une épaisseur plus de huit fois inférieure à celle du Si. Cesaméliorations permettent de réaliser un composant avec une résistance plusfaible et par conséquent, obtenir des pertes à l'état passant plus faibles.

2.2.2.3 Haute conductivité thermique [W/cm.K]

4H-SiC : 3,0 - 3,8 6H-SiC : 3,0 - 3,8 GaAs : 0,5 Si : 1,5

Le SiC est un excellent conducteur thermique. La chaleur va circuler plusfacilement dans le SiC que dans d'autres matériaux semi-conducteurs. En eet,à la température ambiante, le SiC a une conductivité thermique plus élevéeque n'importe quel métal.

Cette propriété permet aux dispositifs en SiC de fonctionner à des niveauxde densité de puissance très élevés, ou, à densité de puissance modérée, defonctionner avec de faibles élévations de température. Cette dernière condi-tion est importante pour des applications devant présenter des durées de viecomparables aux équipements sans électronique, par exemple pour rempla-cer un transformateur traditionnel par un convertisseur de l'électronique depuissance à haute fréquence.

2.2.2.4 Haute Vitesse de saturation [cm/s]

4H-SiC : 2,0.107 6H-SiC : 2,0.107 GaAs : 1,0.107 Si : 1,0.107

Les dispositifs en SiC peuvent fonctionner à haute fréquence en raison dela vitesse de saturation plus élevée que le silicium.

En combinant les avantages du SiC, cela apporterait une importante ré-duction de l'encombrement des systèmes de puissance. Le premier eet est laréduction du nombre de composants mis en série pour les applications hautetension et puis la capacité à fonctionner à haute température permettant laréduction des systèmes de refroidissement.

En conclusion, les propriétés du SiC permettent d'orir d'énormes avan-tages pour des applications extrèmes et en particulier pour les convertisseursconnectés directement aux réseaux électriques.

2.3. Le JFET en SiC 57

2.3 Le JFET en SiC

2.3.1 Principe de fonctionnement

Le JFET1 en SiC est un interrupteur unipolaire possèdant une résistancetrès faible à l'état passant et capable de fonctionner à haute température et àhaute fréquence. De nos jours, le JFET-SiC est l'interrupteur le plus avancédans son développement.

Le principe de fonctionnement des composants FET repose sur l'eet d'unchamp électrique sur une structure par la modication de l'étendue de la zonede charge d'espace.

Fig. 2.1 Schéma de la structure du canal des JFET étudiés.

La Fig. 2.1 montre un schéma simple d'un JFET, ou son principe defonctionnement est : en appliquant une tension négative faible sur la grille(polarisation faible) et une tension positive sur le drain, alors un courant vacirculer dans un canal entre la source et le drain. Ce canal a une longueur Ldénie par les dimensions des diusions ou des implantations et une épaisseur2a modulée par les extensions Xn des zones de charge d'espace des jonctionsPN. En augmentant la tension sur la grille, cette tension entraîne une aug-mentation de l'extension de zone de charge, et par conséquent une réductionde la section du canal et une augmentation de la résistance de celui-ci. Dansce cas, on peut dire que le canal est pincé, et le courant est limité à une valeurconstante.

La tension Vds positive appliquée sur le drain accroît la polarisation eninverse des jonctions PN, et par conséquent, augmente l'extension des zonesde charge d'espace au voisinage du drain comme l'illustre la Fig. 2.1.

1Terme Anglais : Junction Field Eect Transistor


distribution

Ce type de transistor est normalement conducteur (Normally-On) ce quirend plus dicile sa mise en ÷uvre dans des applications telles que l'onduleurcar, à la mise sous tension l'entrée et la sortie se trouvent en court-circuit.

Les activités sur le SiC ont abordé de nouvelles structures et solutions.Par exemple une étude sur un JFET qui est normalement ouvert (Normally-O). Ainsi Zhao a réalisé un tel JFET-SiC avec une tenue en tension de11 kV [Zha04]. Ritenour et son équipe ont réalisé un VJFET-SiC normalement-ouvert ayant une tenue en tension 1200 V, avec une résistance spécique trèsfaible : 24 mΩ.cm² [Rit10]. La société Inneon, par l'intermédiaire de soncentre de recherche SiCED dédié au développement de composants SiC, a misau point un JFET-SiC et a proposé une version cascode. La Fig. 2.2 montrele schéma équivalent d'un cascode (JFET-SiC + MOSFET-Si).

Fig. 2.2 Schéma équivalent de la connexion interne du montage cascode.

Il s'agit, en réalité, d'un JFET-SiC normalement-fermé monté en cascodeavec un MOSFET-Si basse tension qui permet d'obtenir un ensemble norma-lement ouvert. Lors de la mise sous tension, le MOSFET-Si bloque d'abordla tension et la diérence de potentiel Vds-mosfet permet ainsi de bloquerégalement instantanément le JFET-SiC. Avec une polarisation positive surla grille du MOSFET, celui-ci entre en conduction, Vds-mosfet est alorsfaible, le JFET conduit également. L'inconvénient de ce montage cascode estla limitation de la température de fonctionnement dûe au MOSFET-Si

Actuellement SiCED propose des composants JFET Normally-On, sousforme de puce, ayant une tenue en tension de 1500 V et un 'calibre' en courantde 15 A.


2.3.2 Structure du JFET-SiCED

Il existe aujourd'hui deux fabricants principaux de JFET en SiC, un amé-ricain, Semisouth et un européen SiCED/INFINEON. Ceux-ci proposent deséchantillons pour le développement d'applications. A notre connaissance cesont les transistors de SiCED qui sont le plus aboutis et ce sont ceux que nousavons étudiés. Les transistors JFET-SiCED possèdent une structure verticaleà deux canaux (un canal latéral pour le contrôle de grille et un canal verticalpour la tenue en tension) [Fri00].

Fig. 2.3 Structure de demi-cellule du JFET-SiCED avec ses deux canaux,

avec ses paramètres principaux.[Elp10]

La Fig. 2.3 montre une vue en coupe de la structure de demi-cellule duJFET-SiC fabriquée par SiCED. A partir de la gure précédente, on voit quele canal latéral du JFET est formé entre une couche enterrée P+ et la jonctionde grille.

Ce canal est caractérisé par les paramètres 2a, L et Nd avec : L : la longueur du canal latéral ; 2a : la largeur du canal latéral ; Nd : le niveau de dopage du canal latéral.

Le canal vertical du JFET est formé entre les deux couches enterrées P+.Ce canal est caractérisé par les paramètres b, h, Ndd avec :


distribution

h : la longueur du canal vertical ; b : la demi-largeur du canal vertical ; Ndd : le niveau de dopage du canal vertical.

La région de dérive du JFET est caractérisée par les paramètres Wb etNdd, avec :

Wb : l'épaisseur de la région de drift ; Ndd : le dopage de la région de dérive (Ndd représente à la fois le do-page de la région de dérive et le dopage du canal vertical).

Les quatres paramètres derniers du JFET : Lsc : la largeur du contact source ; Ls : la largeur de l'accès de source ; Lc : la largeur active de le cellule ; Z : la longueur équivalente du composant dans le plan perpendiculaireà la coupe.

La résistance à l'état passant du JFET représente la résistance totale quiapparaît entre la source et le drain lorsque le transistor fonctionne en régimelinéaire. Le matériau du substrat est de type-n 4H-SiC avec une résistivitéspécique entre 18 and 25 mΩ.cm.[Elp10]

Le Tab. 2.1 résume les paramètres électriques mesurés au laboratoire pourtrois versions successives de JFET-SiC (V-I, V-II et V-III)

JFET-SiC V-I V-II V-III

Ron 1 (Ω) 0,5 (Ω) 0,2 (Ω)

Idssat 3 (A) 12 (A) 42 (A)

Tab. 2.1 Caractéristiques électriques pour trois versions successives du

JFET-SiC. Ron : La résistance à l'état passant et Idssat : Le courant de

saturation

2.3.3 État de l'art sur la caractérisation électrique duJFET-SiC

Dans ce paragraphe, nous allons montrer les caractérisations électriquesréalisées au sein du laboratoire Ampère [Mou09] sur des transistors JFET-SiC. Nous présentons quelques résultats sur le comportement du JFET enmode de fonctionnement statique et dynamique dans des conditions de haute


température. Nous présentons ainsi des applications réalisées à base du JFET-SiC. Enn, nous présentons une comparaison entre un interrupteur à base deJFET-SiC et un interrupteur à base d'IGBT-Si, pour une application à unmodule fort courant (simulation).

2.3.3.1 Caractérisation statique

Caractérisation électrique statique en mode de polarisation directe :

Une caractérisation haute température du transistor JFET-SiC de SiCED aété réalisé par notre laboratoire. Dans ce travail, le comportement statiqueen mode de polarisation directe (Vds positif) du JFET a été évalué pour destempératures comprises entre 25 C et 225 C.

Pour caractériser le transistor JFET en mode de polarisation direct, unetension Vds positive est appliquée et la tension de polarisation de grille Vgsnégative comprise entre 0 V et la tension de blocage. Les valeurs de ten-sion de polarisation Vds ont été choisies an de montrer les deux régions defonctionnement (linéaire et saturée). Les mesures ont été réalisées en mode im-pulsionnel pour permettre d'atteindre des courants élevés et de limiter l'auto-échauement.

Fig. 2.4 Caractéristiques électriques statiques en polarisation directe du

JFET-SiCED à la température ambiante (à gauche) et à la température 225 C

(à droite), d'après [Mou09].

La Fig. 2.4 montre les caractéristiques statiques pour la troisième versiondu JFET-SiCED à des températures comprises entre la température ambianteet 225 C.


distribution

On peut distinguer que le fonctionnement du JFET en statique directepeut être divisé en trois régimes [Mat01]

La Fig. 2.5 montre le régime linéaire (Vds Vdssat). C'est le régimeohmique qui correspond à une évolution quasi-linéaire du courant Idspour des faibles valeurs de Vds (pour une valeur de Vgs donnée). Danscette zone, le JFET se comporte comme une résistance contrôlée par latension de grille Vgs. Cette résistance est nommée la résistance à l'étatpassant et calculée par la relation :

Ron =

(∆V ds

∆Ids

)V gs=0,V ds→0

Fig. 2.5 Evolution de la section des deux canaux du JFET dans le régime

linéaire.

La Fig. 2.6 montre le régime sous linéaire (Vds ≤ Vdssat). En augmen-tant la tension de Vds, l'extension de la zone de charge d'espace devientde plus en plus large dans le canal. Le courant présente une variationsous linéaire avec la tension Vds et amorce une saturation.

La Fig. 2.7 montre le régime de saturation (Vds ≥ Vdssat). Le canalconducteur est pincé, les zones de charge d'espace se rejoignent, le cou-rant Ids est égal au courant de saturation Idssat.

La Fig. 2.8 montre un schéma de caractéristique statique avec les troisrégimes de fonctionnement

Caractérisation électrique statique en mode de polarisation inverse :

Les transistors JFET-SiCED possèdent une structure verticale qui intègre unediode interne entre drain et source. Cette diode est connectée en parallèleavec le canal de conduction [Fri00]. Par conséquent le JFET peut conduire uncourant en inverse indépendament des conditions de conduction du canal et



sous-linéaire.


pincé.

être utilisé sans diode de roue libre externe. Pour polariser le JFET en modeinverse, une tension négative est appliquée entre drain et source pour polariserla diode interne en direct, et la tension de contrôle Vgs est comprise entre0 V et la tension de pincement, an de contrôler l'état du canal.

Les caractéristiques statiques en inverse du JFET sont montrées sur la Fig. 2.10à des température comprises entre la température ambiante et 300 C.

Sur les gures précédentes, on peut constater que le courant inverse duJFET circule même si la tension Vgs est inférieure à la tension de pincement,parce que une diode interne existe entre drain et source. On peut distinguerdeux (chemins) pour le courant en inverse selon la valeur de tension Vgs ap-pliquée : pour les faibles valeurs de Vds, le courant va circuler principalement


distribution

Fig. 2.8 Schéma de caractéristique statique montrant les trois régimes de

fonctionnement en statique direct.

Fig. 2.9 Caractéristiques statiques en polarisation inverse du JFET-SiCED

à la température ambiante pour VGS compris entre 0 V et -36 V.

dans le canal de conduction, et quand cette tension Vds dépasse la tensionde diusion de la jonction PN de la diode interne (Vbi), le courant inverseva commencer à circuler à travers la diode interne. En outre, l'augmentationde la température va diminuer le courant inverse, parce que la conductivitédu canal du JFET diminue. Pour bloquer complètement le canal en mode depolarisation inverse, une tension Vgs inférieure à la tension de seuil Vto doitêtre appliquée.


Fig. 2.10 Caractéristiques statiques en polarisation inverse du JFET-SiCED

à 300 C pour VGS compris entre 0 V et -36 V.

2.3.3.2 Caractérisation dynamique

Le régime de commutation est le régime transitoire pour passer d'un étatbloqué à l'état passant et vice-versa pour le JFET. Le JFET peut être carac-térisé en régime dynamique dans un circuit de commutation sur charge R-L(résistive et inductive). Cela permet d'extraire de nombreuses informationssur le comportement du composant en commutation (surtension, fréquencedes oscillations,...). Ensuite, à partir de la modélisation du circuit de test, ilest possible d'identier les paramètres physiques du JFET [Ris07] ou de toutautre composant en commutation.

La commutation ne peut pas être instantanée car il y a une constante detemps qui dépend de la charge, de l'inductance et des capacités internes detransistor JFET. On peut caractériser le retard en commutation par quatregrandeurs temporelles : td (o), tr, td (on) et tf . décrites sur les Fig. 2.13,Fig. 2.14. Nous utiliserons les dénitions utilisées sur les data-sheets de MOS-FET de puissance.

td (o) le temps de retard : l'intervalle de temps entre 10% de Vgs et10% de Vds.

tr le temps de montée : le temps de croissance de Vds pour atteindreune valeur de 90% de sa valeur nale.

td (on) le temps de retard : l'intervalle de temps entre 90% de Vgs et90% de Vds.

tf le temps de décroissance : le temps de décroissance de Vds pouratteindre une valeur de 10% de sa valeur initiale.


distribution

Vds

[V

]

-50

0

50

100

150

200

250

300

Ids [A]

-1

0

1

2

3

4

5

6

Temps [us]-3 -2 -1 0 1 2 3

Fig. 2.11 Les formes d'ondes du courant IDS et de la tension VDS à la

fermeture du transistor JFET-SiC à la température 25 C et pour une tension

VDS = 300 V.

Vds

[V

]

0

100

200

300

400

500

Ids [A]

-1

0

1

2

3

4

5

6

Temps [us]-3 -2 -1 0 1 2 3

Fig. 2.12 Les formes d'ondes du courant IDS et de la tension VDS à l'ouver-

ture du transistor JFET-SiC à la température 25 C et pour une tension VDS= 300 V.

2.3.4 Applications réalisées à base du JFET-SiC

Depuis le début de l'époque des composants de puissance et jusqu'à au-jourd'hui, la plupart des composants ont été fabriqués en silicium. Le nombrede ces composants est important dans les applications de puissance, dansles domaines du transport (aéronautique, automobile,..) et de la conversiond'énergie. Ces domaines imposent des contraintes très sévères comme la hautetempérature, la haute tension, la haute fréquence et la forte densité de courant.


Fig. 2.13 Les formes d'ondes de courants et de tensions du transistor JFET

durant l'ouverture du transistor pour une tension VDS = 250 V.

An d'utiliser les composants en Si sous de telles contraintes, il est nécessaired'utiliser des systèmes de refroidissement volumineux et de placer un grandnombre de composants en série et en parallèle. Cela se traduit par un grandvolume et une grande masse du système global [Ela02].

L'utilisation des composants SiC permet une importante réduction du vo-lume et de la masse du système et aussi de monter en température, grâceaux propriétés physiques et électriques du SiC. L'utilisation de composants


distribution

Fig. 2.14 Les formes d'ondes des courants et tensions du transistor JFET

durant la fermeture du transistor pour une tension VDS = 250 V.

en SiC devrait permettre un meilleur rendement global et une réduction de laconsommation d'énergie, caractéristiques importantes pour un système des-tiné à s'insérer dans le réseau de distribution

Nous allons à présent passer en revue des démonstrateurs basées sur le


transistor JFET-SiC an de montrer ses potentialités :Le premier bras d'onduleur fonctionnant à 300 C réalisé au laboratoire

Ampère [Ber05] : les interrupteurs utilisés sont des JFET-SiCED (1200 V -2 A). La Fig. 2.15 représente un montage pour évaluer les performances dubras d'onduleur à JFET. Cette expérience sert à démontrer la faisabilité deconvertisseurs SiC pour les applications électroniques à haute température. Anoter que ce bras a été réalisé sans diode de roue libre, en protant de la diodeinterne du JFET.

LC

I

JFET 2

JFET 1

IGBT

V

Fig. 2.15 Schéma pour la caractérisation d'un bras d'onduleur.

D'après [Ber05]

Les pertes totales estimées pour ce bras sont la somme des pertes en com-mutation mesurées et les pertes en conduction calculées, en prenant en consi-dération l'inuence de la température et pour un courant nominal de 0,5A.La Fig. 2.16 montre la variation des pertes totales en fonction de la fréquencepour diérentes températures. Cette expérience montre la possibilité d'utili-ser les JFET dans un bras d'onduleur jusqu'à des fréquences de l'ordre de100 kHz.

Le laboratoire Ampère, en collaboration avec le groupe SAFRAN, a ensuiteréalisé un onduleur triphasé fonctionnant à 200 C, [Ber08]. Cet onduleur,réalisé avec six JFET-SiCED (1200 V - 15 A) fonctionne pour une tensionde 540 VDC, et délivre un courant de charge de 15 A crête à la fréquence de10 kHz.

Toujours à partir du JFET-SiC un hacheur dévolteur a été réalisé avec unJFET-SiC et une diode Schottky SiC par Kelley [Kel05]. Le type de JFETutilisé est de type normalement ouvert avec une tenue de tension de 600 V.Ce montage tend à montrer la relation entre le rendement du JFET et latempérature. Kelley a montré que le rendement diminue avec l'augmentationde la température. Ici, la plupart des pertes sont dûes à la diode Schottky-SiCà haute température.

Un onduleur triphasé de 4 kW a été réalisé par Cilio [Cil07]. Ce montage


distribution

Fig. 2.16 Estimation des pertes totales d'un bras d'onduleur à JFET en

fonction de la fréquence. D'après [Ber05]

C

LV JFET

SBD

I

VinVo

Fig. 2.17 Schéma du montage hacheur dévolteur utilisé par Kelley.

est fabriqué en utilisant la technologie MCPM (MultiChip Power Module) oùles deux parties commande et puissance sont intégrées dans le même module.Chaque interrupteur dans ce prototype est constitué de deux JFET-SiCED(1200 V - 5 A) en parallèle, connectés avec deux diodes Schottky-SiC (600 V- 4 A) de CREE. Ce test tend à montrer la fonctionnalité de ce module à destempératures élevées. Cet onduleur fonctionne avec une tension de 600 VDCet la température de 250 C est imposée par l'extérieur, c'est à dire que la tem-pérature du JFET excède 300 C. La Fig. 2.18 montre le schéma équivalentde ce module.

Un convertisseur DC-DC bidirectionnel de 20 kW a été réalisé par Aggeler[Agg07], voir Fig. 2.19 Ce convertisseur est un démonstrateur pour des ap-plications de distribution d'énergie électrique, c'est un système Back To Back(BTB), c'est-à-dire réversible, de 6.6 kV. Trois modules de JFET-SiC ont étéutilisés en série dans ce montage. Chaque module est composé de deux JFET-SiC (1500 V - 8 A) de SiCED en série et de deux en parallèle. Deux modulessont de type normalement fermé et le troisième de type normalement ouvert(montage cascode). La connexion en série de ces trois modules correspond à


abc

+

Fig. 2.18 Schéma équivalent de l'onduleur triphasé MCPM.[Cil07]

une résistance à l'état passant de 1,35 Ω. Les pertes totales mesurées pourune puissance de 20 kW et une fréquence de 50 kHz étaient de 149 W. Dansle cas où les interrupteurs utilisés sont des IGBT-Si, et pour une puissancede 10 kW avec une fréquence de 20 kHz, les pertes totales mesurées étaientde 336 W. On voit ici l'avantage des JFET-SiC sur les IGBT-Si dans le casd'une application haute tension (6kV). Ces mesures ont été utilisées pour éva-

Fig. 2.19 Schéma de principe du convertisseur DC-DC 20 kW réalisé par

Aggeler.[Agg07]

luer les performances du convertisseur-SiC pour une application de 1 MW.En utilisant les modules des JFET-SiC, ce système peut être réalisé avec 50convertisseurs à une fréquence de 50 kHz. Dans ce cas, les pertes en conductioncalculées sont de 4,5 kW, les pertes en commutation peuvent être négligées.En utilisant des IGBT-Si, le nombre de convertisseurs nécessaire est double(100 convertisseurs), les pertes en conduction sont de 18.9 kW et les pertes encommutation sont 9 kW et cela pour une fréquence de 20 kHz. Par conséquentce convertisseur de 1 MW peut être réalisé à partir des JFET-SiC avec un ren-dement plus élevé que celui des IGBT-Si (99% dans le cas des JFET- SiC et97% dans le cas des IGBT-Si), ce qui fait des JFET-SiC de bons candidats


distribution

pour les applications d'interconnexion de réseaux HVDC, par exemple.Un correcteur de facteur de puissance (PFC) triphasé de 2 kW avec une

fréquence de 150 kHz a été réalisé par Cass [Cas07]. Pour réaliser ce système,des transistors JFET-SiC (1200 V 5 A) de type normally-on fabriqués parSiCED ont été utilisés avec des diodes Schottky-SiC. La Fig. 2.20 montreun schéma équivalent de ce système. La réalisation de ce circuit a été faitepour une application de 5 A (courant continu de sortie) et de 400 V (tensioncontinue de sortie). Pour une puissance d'entrée de 2,0 kW, la puissance desortie mesurée était de 1,8 kW, cela signie que le rendement dépasse 91%.La démonstration de ce convertisseur avec des transistors JFET-SiC, et pourune telle fréquence, montre la capacité de ces transistors à fonctionner dansles applications haute fréquence.

Fig. 2.20 Schéma électrique équivalent du PFC triphasé réalisé avec des

transistors JFET-SiC et des diodes Schottky-SiC.[Cas07]

2.3.5 Comparaison JFET-SiC avec les composants Si

De nos jours la majorité des composants de puissance utilise le silicium.Il est donc intéressant de comparer les caractéristiques des nouveaux matériaux à celles du silicium pour en voir les avantages.

Pour les grandes puissances, le thyristor et le GTO (Gate Turn O thy-ristor) sont les plus appropriés mais ils restent limités à une faible fréquenced'utilisation (fmax ≈ 1-2 kHz). Pour les applications avec une fréquence decommutation élevée, les MOSFET auront la supériorité dans la famille Si.Avec des fréquences moyennes, on retrouve les IGBT (Insulated Gate BipolarTransistor) voire les transistors bipolaires (BJT). En pratique, de nos jours, les


BJT ont été pratiquement remplacés par l'IGBT et dans certains cas le thy-ristor aussi. Le choix se fait plus facilement puisqu'on retrouve trois groupes :la famille des thyristors (bipolaire) pour les très grandes puissances, les MOS-FET pour les applications hautes fréquences et les IGBT (conduction mixte)pour les puissances moyennes et les fréquences moyennes.

La première limitation des composants en silicium concerne les applica-tions très hautes tensions (>10 kV). En eet pour les réseaux de distributionélectrique, ou des applications spécialisées nécessitant des tensions très élevées,l'utilisation de plusieurs composants Si en série est nécessaire. Cette mise ensérie a plusieurs inconvénients : des pertes à l'état passant importantes et unecommande très complexe an de faire commuter tous les composants en mêmetemps.

Le second inconvénient provient de l'impossibilité de fonctionnement àhaute température. En eet, au-delà de 150 C les courants de fuites sontbeaucoup trop élevés d'une part, et les pertes à l'état passant augmententaussi.

Par contre, le JFET-SiC n'a de limite en température que celle imposéepar la métallisation de la puce, de l`aluminium et du packaging. En eet, lematériau SiC résiste à des températures bien supérieures à la température defusion de l'aluminium.

Dans la partie qui suit, une comparaison entre JFET, BJT de famille deSiC et IGBT en Silicium est présenté d'après les travaux de W. Franke [Fra09].Ensuite, une étude menée par nous même compare un module IGBT-Si ducommerce à un module imaginaire fait de 40 puces de JFET-SiC (ces pucessont disponibles aujourd'hui sous forme d'échantillons).

2.3.5.1 Comparaison entre la performance du JFET-SiC, BJT-SiC

et l'IGBT-Si

Une comparaison entre le JFET-SiC (SiCED [SiC08]) , le BJT-SiC (Bit-SiC1206 from TranSiC [Tra08]) et un IGBT-Si (IKW08T120, Inneon) (1200 V,8 A)[AG07]) a été réalisée par W.Toke Franke. Les trois composants ont unetension de blocage identique de valeur 1200 V. Les dimensions des puces duJFET et du BJT sont identiques, pour l'IGBT la puce est légèrement plusgrande. Alors que les deux puces de SiC sont montées dans un boitier TO-220, l'IGBT est monté dans un boitier TO-247. Bien que les paramètres des cescomposants ne soient pas absolument identiques, en raison de la disponibilité,ils sont assez similaires pour cette comparaison.

Par conséquent, les pertes totales de IGBT, BJT et JFET sont déniescomme les pertes en commutation et conduction, les pertes dans le driversont prises en compte.


distribution

L'IGBT possède une chute de tension à l'état passant qui peut se décom-poser en deux composantes :

vCE = VCE,sat + rCE,on.iC

Les pertes de conduction de IGBT sont calculées par cette équation :

PIGBT,con = VCE,sat.iC + rCE.i2C

Fig. 2.21 Comparaison des pertes totales pour BJT, JFET et IGBT sous

les conditions suivantes : 150 C, 40 KHz, 6 A, 600 V. [Fra09]

La Fig. 2.21 montre la distribution des pertes totales du puissance pourles trois composants, ces mesures sont eectués sous les conditions suivantes :150 C, 40 kHz, 6 A, 600 V. Toujours à partir de la Fig. 2.21. Les pertes deIGBT sont les plus faibles en mode de conduction, le JFET possède les pertesles plus faibles en mode de commutation, les pertes du BJT sont similairesen mode de commutation et conduction si les pertes du driver sont ajoutéesà celles de commutation.

Conclusion : Cette étude montre que les pertes totales pour le BJT sont lesplus faibles, et que celle de l'IGBT-Si sont les plus importantes. On remarqueraque le point de fonctionnement (fréquence, courant et tension) a été choisien fonction du BJT. En eet, d'une part le calibre en courant et la tensioncorrespondent exactement aux caractéristiques nominales du BJT, d'autrepart la fréquence est un peu élevée pour l'IGBT et trop faible pour utiliser lepotentiel du JFET. Il serait plus instructif de faire une comparaison à courantet fréquence variable et à tension de claquage identique. Car, si un réseau dedistribution impose la tension, la fréquence de commutation des convertisseurs


est un degré de liberté qu'il faut explorer. Le calibre en courant, imposé parla charge, est une aaire de mise en parallèle. Aussi nous avons fait l'étudeprésentée dans le paragraphe suivant.

2.3.5.2 Module de JFET fort courant

Nous étudions ici un module ctif utilisant 40 puces de JFET-SiC connec-tées en parallèle, que nous comparerons à un module IGBT-Si [Sem05] de ca-libre équivalent. Le choix de 40 puces correspond à ce que nous pensons êtreune égalité de prix d'achat (IGBT/JFET) d'après des informations orales re-cues de représentants de SiCED, fabricant de FET. Nous estimerons les pertesen commutation et en conduction en fonction de la fréquence et du courant à125 C. Cette température est la limite pour l'IGBT alors que le JFET pour-rait fonctionner à plus haute température. Cependant, pour pouvoir comparerdeux solutions à abilité d'assemblage égale, nous devons choisir une tempé-rature maximale dans la gamme industrielle.

Cette comparaison à pour but d'étudier les opportunités de remplacer lesmodules IGBT-Si par des modules à JFET-SiC dans des applications de fortepuissance à coûts en Euro/Ampère supposés identiques. Bien sûr on pourraaugmenter le nombre de puces JFET pour réduire la résistance à l'état passant.

Les paramètres du module IGBT-Silicium sont les suivants : VCES = 1200 V,VCE(sat) = 2.2 V, IC(max) = 1200 A.

Les paramètres d'une puce unique de JFET-SiC sont les suivantes : VDS = 1200 V,ImaxDS = 45 A, valeurs mesurées à Ampère. Les conditions de notre comparaisonsont :

Tension appliquée aux bornes du composant sous test : 500 V, Courant traversant dans le composant sous test : 300 A à 900A, 1000 A, Les deux composants sont à une température de : 125 C.Chaque JFET dans ce module va supporter un courant d'une valeur 25 A,

valeur nominale pour les puces actuelles, nous aurons donc 40 puces connectésen parallèle pour supporter un courant total égal à 1000 A, c'est-à-dire la mêmevaleur que pour le module IGBT-Si.

La Fig. 2.22 montre les caractéristiques statiques du module de 40 JFETet l'IGBT à la température de 125 C, calculées à partir de mesures faites autraceur sur un seule puce de JFET d'une part, et à partir du datasheet pourl'IGBT.

La gure précédente montre que la chute de tension sera plus importantepour le module à JFET pour des valeurs de courant : supérieures à 550 A.Un paramètre autre que le courant est à prendre en compte : la fréquence decommutation.


distribution

I [kA

]

0

0,5

1

1,5

2

2,5

3

V [v]0 0,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5 4 4,5

JFETIGBT

Fig. 2.22 Les caractéristiques statiques calculées pour le module de 40 JFET

et l'IGBT à la température de 125 C.

à 125 C JFET-SiC ∗ IGBT-Si ∗∗

tOn (ns) 35 220

tOff (ns) 30 200

Tab. 2.2 Valeurs à 125 C pour une tension VDC = 500 V et à courant

nominal

(∗ : mesuré au laboratoire Ampère, ∗∗ : d'après le datasheet de l'IGBT)

Les pertes en commutation : On peut simplier et réduire les commuta-tions à deux paramètres minimalistes : la durée de la mise en conduction (tOn)et la durée de l'ouverture (tOff ). A l'aide des caractéristiques (datasheet) del'IGBT et de mesures faites au laboratoire sur le JFET, nous avons déterminéles valeurs présentées dans la Tab. 2.2

La Fig. 2.23 décrit une modélisation simple de la commutation, utiliséepour le JFET et l'IGBT. Ici, le recouvrement de la diode de roue libre n'est paspris en compte. Nous pouvons calculer les pertes en commutation en fonctionde la fréquence f, de la tension d'alimentation V, du courant commuté I et destemps de commutation tOn et tOff :

à la fermeture :


ton

I

V

Fig. 2.23 Forme d'onde simpliée durant la fermeture d'un transistor.

P comON =

1

2.V.I.tOn.f

à l'ouverture :

P comOFF =

1

2.V.I.tOff .f

d'où des pertes totales en commutation (P comtot ) somme des pertes en com-

mutation à l'ouverture et à la fermeture :Pour le module JFET qui contient 40 puces :

P comtot−JFET = 40.(P com

ON−JFET + P comOFF−JFET )

pour le module IGBT :

P comtot−IGBT = P com

ON−IGBT + P comOFF−IGBT

et la Fig. 2.24 montre les pertes totales en commutation pour le modulede 40 JFET et l'IGBT en fonction de la fréquence pour des valeurs de courantègales à 300 A, 600 A et 900 A.

Par comparaison, le module de 40 JFET possède les pertes les plus faiblesen commutation. Les pertes en commutation de l'IGBT sont élevées et dé-nissent une limite en hautes fréquences. A pertes en conduction constantes, lemodule de JFET est plus ecace pour les applications hautes fréquences.

Les pertes en conduction :


distribution

Pert

es -

Com

mut

atio

n [k

W]

0

1

2

3

4

5

Fréquence [kHz]1 10 100

IGBT(900A)IGBT(600A)IGBT(300A)JFET(900A)JFET(600A)JFET(300A)

Fig. 2.24 Les pertes en commutation en fonction de la fréquence pour une

gamme du courant 300 A, 600 A et 900 A à 125 C, ces pertes sont calculées

à partir des équations ci-dessus

Module virtuel à JFET Pour calculer les pertes en conduction pour leJFET, nous allons utiliser les équations suivantes (en prenant en considérationque RON est pour un seul JFET dans le module de 40 puces en parallèle, lecourant d'une puce JFET seule est 25 A) :

P conJFET = RON .I

2eff

et les pertes totales en conduction pour le module de 40 JFET :

P contot−JFET = 40.RON .I

2eff

où :RON , Ieff : sont la résistance à l'état passant et le courant ecace d'un

seul JFET respectivement.

Module IGBT industriel Ici on appelle IGBT un module industrielentier.

P conIGBT = Rint.I

2eff + VCE,sat.Imoy

où : VCE,sat et Rint sont la tension de seuil de l'IGBT et la résistancedynamique observés sur la caractéristique statique, voir La Fig. 2.25


Fig. 2.25 Caracteristiques statiques du module IGBT.

Comparaison des pertes en conduction : IGBT-module JFET

La Fig. 2.26 montre les pertes en conduction pour le module de 40 JFET etl'IGBT en fonction du courant commuté. On voit que les pertes en conduc-tion évoluent diéremment pour l'IGBT et le JFET. Ceci est dû à la naturepurement résistive des JFET et à la présence d'une tension de seuil pour lesIGBT.

Pert

es e

n co

nduc

tion

[kW

]

0

0,5

1

1,5

2

2,5

3

3,5

Courant [A]0 200 400 600 800 1 000

IGBTJFET

Fig. 2.26 Les pertes en conduction du module JFET et de l'IGBT en fonction

du courant commuté sous 500V, à 125 C.


distribution

Les pertes de commande An de calculer les pertes de commande, noussimplions le driver à son seul étage de sortie connecté à un condensateur xe,équivalent à la capacité de la grille des composants commandés. La charged'un condensateur à travers une résistance dissipe autant d'énergie qu'il enest stockée, à l'arrivée, dans le condensateur. L'énergie stockée est ensuitedégradée à chaque période de commutation.

Les pertes du driver sont calculées selon l'équation suivante :

Pdriver = c.v2driver.f

Commande de grille unipolaire, entre vdriver et zéro.où f est la fréquence de commutation,vdriver, la tension appliquée en sortie du driver.et c, le condensateur équivalent à la capacité de la grille.

c est un condensateur xe qui appelle le même courant pic que la Grilledu JFET en fonctionnemnet normal. c permet de faire des calculs approchéssans prendre en compte les variations des capacitées du JFET et permet ausside tester et caractériser les drivers de JFET de façon normative.

La Fig. 2.27 montre les pertes de commande pour le module JFET etIGBT en fonction de la fréquence, à la température 125 C. A partir de cettegure, nous pouvons dire que les pertes de commande dans le cas du modulede JFET sont plus hautes. Ceci est dû à la diérence de tension de pincementdes IGBT et des JFET et à la diérence de capacité d'entrée.

Fig. 2.27 Les pertes de commande des modules à JFET et IGBT en fonction

de la fréquence à la température 125 C.


Les pertes totales : Nous allons calculer les pertes totales pour le modulede JFET et l'IGBT en fonction du courant et de la fréquence an de pouvoirfaire une comparaison générale, non dépendante d'une application. Par consé-quent, les pertes totales sont la somme de toutes les pertes de (commutation,conduction et driver) :

Ptot−JFET = 40.(1

2.V.Imoy.(tOn + tOff ).f +RON .I

2eff + c.v2

driv.f)

où :f est la fréquence de commutation,Imoy : la valeur moyenne du courant d'un seul JFET,Ieff : la valeur ecace du courant d'un seul JFET,c : la capacité équivalente de la grille d'un seul JFET,vdriv : la tension de driver.

et pour l'IGBT :

Ptot−IGBT =1

2.V.Imoy.(tOn + tOff ).f +Rint.I

2eff + VCE,sat.Imoy + c.v2

driv.f

La Fig. 2.28, la Fig. 2.29, la Fig. 2.30, et la Fig. 2.31, montrent lesrésultats de cette comparaison :

Pert

es t

otal

es [

kW]

0

1

2

3

4

5

6

7

Courant [A]0 200 400 600 800 1 000

IGBT(100kHz)IGBT(10kHz)IGBT(1kHz)JFET(100kHz)JFET(10kHz)JFET(1kHz)

Fig. 2.28 Les pertes totales en fonction du courant pour une gamme de

fréquence (1 kHz, 10 kHz et 100 kHz) à 125 C.


distribution

Pert

es t

otal

es [

kW]

0

1

2

3

4

5

6

Fréquence [kHz]1 10 100 1 0001 000

IGBT(300A)JFET(300A)

Fig. 2.29 Les pertes totales en fonction de la fréquence pour une valeur de

courant : 300 A à 125 C.

Pert

es t

otal

es [

kW]

0

2

4

6

8

10

12

Fréquence [kHz]1 10 100 1 0001 000




En conclusion, d'après la Fig. 2.32, les pertes dans le module IGBT sontplus importantes que dans le module JFET quand la fréquence est haute.Par contre, lorsque l'on se trouve dans la gamme haute du courant, l'IGBTretrouve des performances meilleures si on réduit la fréquence. C'est donc le


Pert

es t

otal

es [

kW]

0

2

4

6

8

10

12

14

16

Fréquence [kHz]1 10 100 1 0001 000




choix de la fréquence qui va être discriminant, avec ses conséquences sur levolume des inductances et condensateurs.

Fig. 2.32 Les pertes totales en fonction de la fréquence pour les modules

JFET-SiC et IGBT-Si à 125 C.


distribution

2.4 Discussion autour la possibilité d'utiliser le

JFET-SiC dans des applications de réseau

de distribution

Actuellement, environ 30% de toute la puissance électrique produite tran-site par un système de l'électronique de puissance, quelque part entre le pointde production et son utilisation nale. En 2030, il est prévu que ce chireprogresse jusqu'à 80%. La production d'électricité au 21ème siècle verra deschangements spectaculaires à la fois au niveau de l'infrastructure matérielleet au niveau du contrôle du réseau.

Le JFET en SiC devrait trouver sa place en raison de ses pertes faibles parrapport aux dispositifs de puissance en Silicium aujourd'hui ou de sa capacitéà fonctionner à fréquence élevée. Cela permettra de réduire les dimensionsdu système. Le problème du JFET est sa particularité à être normallementpassant, mais ceci parait un faible inconvénient par rapport aux avantagesannoncés.

Du point de vue perspective industrielle, l'économie est l'aspect principal.Quant à l'HVDC, le refroidissement est important, et des économies consi-dérables peuvent être réalisées en raison de faibles pertes d'un interrupteurSiC. Une puce JFET en SiC coûtera toujours plus que le dispositif similaireen Silicium à cause du coût du matériaux de base. Mais, le gain en énergieperdue, dans un monde où l'énergie coûtera de plus en plus cher, devrait ba-lancer l'investissement initial et rendre rentable des installations utilisant leSiC sur la durée d'exploitation.

2.5 Conclusion

Dans ce chapitre, nous avons présenté les avantages possibles d'utiliser lescomposants de puissance à base de SiC par rapport aux composants en Si, avecpour objectif des applications directement connectées au réseau de distributionélectrique. Dans ce type d'applications, les propriétés remarquables du SiCmises à prot sont la conductivité thermique et la tenue en tension associée àde faibles résistances passantes. La capacité à fonctionner à haute températuren'est pas utile dans les conditions normales d'exploitation. Par contre lorsde transitoires sur les réseaux, dûs à des manoeuvres d'origine humaine ousuite à des surcharges ou, plus naturellement, suite à des chocs de foudre, larobustesse des composants en SiC est un atout. Le chapitre qui suit, abordecette problématique.

Chapitre 3

Impact d'un choc de foudre

Sommaire3.1 Le JFET sous un choc de foudre . . . . . . . . . . . . 86

3.1.1 Normalisation de choc . . . . . . . . . . . . . . . . . . 87

3.1.2 Générateur d'essai . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 89

3.1.3 Onduleur soumis à une surtension produite par un chocde foudre . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 91

3.2 Dispositif expérimental . . . . . . . . . . . . . . . . . . 93

3.2.1 Principe . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 93

3.2.2 Calibration du paramètre thermo-sensible . . . . . . . 95

3.2.3 Séquence de commutation des interrupteurs K1, K2, K3

et K4 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 99

3.2.4 Moyen de mesure . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 101

3.3 Validation Expérimentale et Mesures . . . . . . . . . 102

3.3.1 Mesure en direct . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 102

3.3.2 Mesure en inverse . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 106

3.3.3 Vérication et comparaison de la détection thermiqueexpérimentale par la simulation . . . . . . . . . . . . . 111

3.4 Problématique de l'expérience . . . . . . . . . . . . . . 113

3.4.1 CEM . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 113

3.4.2 Description de la tension appliquée par le générateur . 116

3.5 Discussion . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 116

3.6 Conclusion . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 117

3.1 Le JFET sous un choc de foudre

Les réseaux électriques sont de plus en plus interconnectés entre eux et enparticulier avec de nouveaux systèmes de production d'énergies renouvelables.Intrinsèquement lors d'un choc de foudre sur un convertisseur, les composantsde puissance sont conducteurs ou bloqués. Ainsi, le choc de foudre dépenddu composant, mais c'est principalement une caractéristique du matériau.

3.1. Le JFET sous un choc de foudre 87

Toutefois, aujourd'hui seuls les JFET en SiC sont facilement disponibles. Nousnous sommes donc concentrés sur ce composant. Les JFET en carbure desilicium pourraient être utilisés dans les onduleurs de couplage pour augmenterle rendement de ces systèmes. C'est pourquoi nous nous sommes penchés surla problématique du choc de foudre sur ce composant dont les caractéristiquesissues du SiC promettent une robustesse accrue par rapport aux composantsclassiques comme l'IGBT en silicium.

Dans ce chapitre, nous allons montrer la possibilité d'utiliser les JFET enSiC dans un convertisseur directement relié au réseau de distribution. Ceci im-plique de prévoir un ensemble de protections contre les agressions électriquesexternes, en particulier les chocs induits par la foudre.

Ainsi, nous allons présenter dans ce chapitre, premièrement la norme quimontre les paramètres principaux du choc de foudre, puis le générateur dechoc qui est réalisé pour produire un choc compatible avec la norme interna-tionale, deuxièmement, un dispositif expérimental pour soumettre le JFET àun choc de foudre et estimer la température durant le choc. Enn, les résultatsexpérimentaux obtenus sont confrontés à une tentative de modélisation.

3.1.1 Normalisation de choc

Nous allons expliquer dans cette petite introduction les paramètres prin-cipaux d'un choc de foudre, puis les normes internationales relatives à cephénomène.

Les paramètres principaux qui représentent le choc de foudre sont : La polarité ; Le temps de montée (temps de front) ; Le temps de décroissance (le temps de queue) ; Valeur de crête du courant ou de le tension ; L'énergie spécique.La forme d'onde de foudre selon le norme peut être décrite par cette équa-

tion :une onde unidirectionnelle modélisée par la somme de deux fonctions ex-

ponentielles, pour la tension à vide et pour le courant de court-circuit.

V(t) = Vmax.(e−αt − e−βt)

I(t) = Imax.(e−αt − e−βt)

V(t) et I(t) sont respectivement les tensions et courants dans la ligne d'ali-mentation. Les coecients α et β peuvent être donné directement. Le temps demontée est entre 10% et 90% de la valeur maximale et la durée de décroissanceà 50% de cette valeur, voir la Fig. 3.2.

88 Chapitre 3. Impact d'un choc de foudre

On peut citer les normes spéciques à la foudre concernant la mise enoeuvre des protections :

Norme NFC 17-100 : (Protection contre la foudre - Installations de pa-ratonnerre) ;

Guide UTE C 15 - 443 : (Guide pratique : protection contre les surten-sions d'origine atmosphérique) ;

CEI 1024-1 : (Protection des structures contre la foudre) ;

Norme NFC 17-102 (Protection des structures et des zones ouvertescontre la foudre) ;

Norme CEI 801-5 (Section CEI 1000 -4) (Compatibilité électromagné-tique).

Nous avons fait appel à la simulation pour mettre au point un générateur dechoc de foudre. Il produira une onde 1,2/50 µs, d'après la Norme : CEI 801-5Compatibilité électromagnétique des équipements électriques et électroniques,Partie 5 : Prescriptions relatives à l'immunitées aux ondes de choc. [Hir]

Norme CEI 61000 -4-5 Compatibilité électromagnétique (CEM) Partie4-5 : Techniques d'essai et de mesure Essai d'immunité aux ondes de choc.

Norme CEI 801-5 : Ce projet de norme "de base" international dénitdes méthodes d'essai et propose plusieurs niveaux d'essai d'immunité vis-à-vis des ondes de choc provoquées par des surtensions dues à la foudre ou auxmanoeuvres.

Par la suite, des normes "génériques" spéciant le niveau d'essai qui doitêtre tenu par tous les équipements destinés à être exploités dans un environ-nement donné ou des normes "de produits" spéciant le niveau d'essai quidoit être tenu par le produit ou la famille de produits concernée, se référerontà cette norme "de base" pour la méthode d'essai.

3.1.1.1 Niveaux d'essai

La norme CEI 801-5 prévoit les niveaux d'essai suivants : 500 V, 1 kV,2 kV, 4 kV, et X (classe ouverte pouvant être employée pour la spécicationde produits).

En eet, la norme CEI 801-5 (1991) est remplacé par le norme CEI 61000-4-5 (2009) qui a les niveaux d'essai suivants : ± 1 kV en mode diérentiel et± 2 kV en mode commun.

Nous avons choisi la norme CEI 61000 -4-5 dans notre travail car ellecorrespond au cas d'un onduleur relié au réseau mais pas exposé directementen plein air.


3.1.2 Générateur d'essai

Cette norme dénit l'utilisation de générateurs présentant les caractéris-tiques suivantes :

1. Ondes de tension avec 1,2 µs de durée du front et 50 µs de durée jusqu'àla mi-valeur (tension à vide) ;

2. Ondes de courant avec 8 µs de durée du front et 20 µs de durée jusqu'àla mi-valeur (courant court-circuit).

Nous avons construit un générateur d'ondes (1,2/50) µs suivant le schémade principe de la Fig. 3.1Le principe est celui de la décharge d'un condensateur pré-chargé, dans uncircuit R-L. L'interrupteur est un IGBT qui doit tenir la tension, jusqu'à 2 kVet la valeur maximale de pic de courant : 150 A environ lors de caractérisationen court-circuit.

C

L

R3R1

R2

+

K1

Fig. 3.1 Schéma de principe du générateur d'ondes combinées (hybride)[Hir]Valeurs du générateur de choc déterminées par simulation :

C = 5 µF, L = 50 µH,

R1 = 16.5 Ω, R2 = 11 Ω, R3 = 66 Ω.

C : Condensateur de stockage d'énergie ;R1 et R3 : Résistances déterminant la durée de l'impulsion ;R2 : Résistance d'adaptation d'impédance ;L : Inductance déterminant le temps de montée.

Les valeurs de ce générateur de choc sont déterminées en utilisant un simu-lateur électrique (Logiciel Simplorer 8), les valeurs ainsi trouvée sont montréesà la Fig. 3.1

Le résultat de la simulation du générateur à vide est donné sur la guresuivante Fig. 3.2.


(a)

(b)

Fig. 3.2 Résultat de simulation. Onde de choc de foudre : (a) courant àcourt-circuit et (b) tension à videValeur pic à vide : 1360 V,

Valeur pic en Court-circuit : 117 A,

T1 = Temps de montée,

T2 = Temps de descente.


3.1.3 Onduleur soumis à une surtension produite par unchoc de foudre

L'onduleur est un onduleur de tension à JFET en SiC, rappelons que lesonduleurs de tension sont des convertisseurs directs tension-courant alimen-tés par une source de tension continue, généralement réversible en courant, aumoins de manière instantanée, et permettant, à leur tour, d'alimenter en ten-sion alternative des charges ayant un comportement de source de courant.Pour la connexion d'un onduleur à un réseau il y a 2 cas : 1-le réseau estcontinu auquel cas l'onduleur est connecté par le bus DC2-le réseau est alternatif et l'onduleur est relié par les points ottants des brasd'onduleurs.

Dans le cadre de l'impact d'un choc de foudre vis à vis des JFET, lepremier cas n'est pas à traiter car, côté continu, ce sont les condensateurs dubus DC qui supportent en premier lieu le choc. Par contre, quand l'onduleurest soumis à un choc de foudre sur le point milieu des bras, côté alternatif, cesont les interrupteurs de puissance qui sont directement sollicités. C'est doncce second cas que nous allons étudié.

Fig. 3.3 Bras d'onduleur à base de JFET-SiC soumis à un choc de foudredu côté alternatif.

3.1.3.1 Hypothèses et cas de gure

On se référera à la Fig. 3.3. L'impédance du bus DC est faible : d'une partla source de tension doit avoir une impédance Zr interne faible, d'autre partle condensateur de bus, C, a une valeur élevée pour compenser la puissanceréactive de la charge et son impédance interne Zc, doit être faible. Cela se tra-duit par l'hypothèse suivante : la source de tension continue vue par le bras


d'onduleur a une impédance susamment faible pour limiter les variations detension lors d'un choc de foudre. Par contre, coté alternatif, le bras d'ondu-leur présente toujours une impédance faible car, soit le canal des JFET estconducteur, soit la diode interne conduit. Pour cela on suppose que la tensioninduite par le choc de foudre est suppérieure à la tension de bus. De ce fait, lasortie de l'onduleur se comporte principalement comme un court-circuit et lechoc de foudre comme une source de courant. Les JFET ne sont pas sollicitéen avalanche, mais en courant, avec une tension aux bornes non nulle résultantdu passage d'un courant important dans les zones conductrices du JFET.

L'onde de choc de foudre peut avoir une polarité positive ou négativelorsque elle frappe le bras de l'onduleur. Les 2 JFET du bras peuvent êtrecommandés à l'état conducteur (On) ou commandé à l'état bloqué (O). Cecipermet de remplir un tableau Tab. 3.1 qui comporte les six cas de gurepossibles. Au paragraphe suivant on simpliera ces 6 cas, à l'étude de troiscas seulement.

3.1.3.2 Simplication

Le Tab. 3.1 est utilisé pour lister les six circuits correspondants de la Fig. 3.4.

En plus des hypothèses précédentes, nous devons prendre en considérationle fait que le JFET peut conduire un courant inverse par sa diode interne.Donc une commande de JFET O ne signie pas qu'il n'y a pas de courant.La polarité du choc de foudre va permettre la circulation d'un courant dansun JFET, et si, dans le bras, le JFET opposé est commandé en conductioncommande JFET On, on aura un court-circuit de bras. La durée de ce court-circuit sera égale à la plus petite des durées entre la commande du JFET etla durée du choc de foudre. Dans le pire cas cela veut dire que le court-circuitse maintient la durée entière du choc soit environ 200 µs. Nous n'étudieronspas le court-circuit car ceci a déjà été réalisé par [Bou09].

Si l'on supprime les cas de court-circuit il reste :

1. La conduction de la diode interne uniquement, comme dans les cas (a)et (b) ;

2. La conduction du canal uniquement, comme dans les cas (c) et (d) ;

3. La conduction de la diode interne et du canal à la fois, comme dans lescas (e) et (f).

Donc, nalement, trois cas à étudier.

3.2. Dispositif expérimental 93

Nom du cas a b c d e f

Polarité du choc + + +

commande JFET haut O O O On On O

commande JFET bas O O On O O On

Tab. 3.1 Les six cas possibles quand un choc de foudre est appliqué sur le

point ottant d'un bras d'onduleur à base de JFET-SiC

3.2 Dispositif expérimental

3.2.1 Principe

Nous nous proposons de transcrire au SiC les méthodes déjà utilisées pourestimer les températures internes de composants de puissance en silicium. Leprincipe est, premièrement, d'appliquer les surtensions produites par le géné-rateur de foudre directement sur le composant JFET-SiC, pour diverses condi-tions de polarisation du JFET, (les trois cas précédents), deuxièmement, demesurer un paramètre thermo-sensible (TSP1) an de calculer la températureinterne du JFET pendant le choc.

Dans le but ultime de modéliser le phénomène de surcharge, nous avonsbesoin de connaître la température de la puce du JFET lors du choc de foudre.En eet, le courant circulant lors du choc est très largement supérieur aucourant nominal (x10) ce qui provoque une élévation rapide de la température.Il est alors nécessaire de prendre en compte l'auto-échauement, c'est-à-direla température interne du composant.

En eet, la mesure de la température interne du JFET pendant le choc estimpossible par des moyens classiques, à cause de la grande rapidité du chocde foudre, et de l'auto-échauemet du JFET. Nous avons utilisé une autretechnique, une l'image de la température.[Bla82]

Pour obtenir la température interne du dispositif lors d'un choc, pour lestrois cas cités, nous avons utilisé deux paramètres thermo-sensibles séparés(TSP). Le choix de deux paramètres thermo-sensibles, en fonction de la po-larisation de la grille du JFET permet de simplier l'expérience et de réduireles erreurs possibles.

L'expérience utilise le paramètre thermo-sensible qui est directement dis-

1Terme Anglais : Temperature-Sensitive Parameter


(a) (b)

(c) (d)

(e) (f)

Fig. 3.4 Les chemins possibles du courant de foudre appliqué à la sortie d'un

bras d'onduleur à base du JFET-SiC (la ligne en gras présente le chemin du

courant de choc)

ponible sur le JFET, sans aucune modication de la polarisation de la grille : larésistance à l'état passant, ou la chute de tension directe dans la diode interne.L'utilisation d'un seul paramètre signierait un changement de la polarisationde la grille lors du choc, Cela pose le problème du contrôle des transitoires etpar conséquent la croissance de la complexité du circuit.

Premièrement, lorsque la polarisation de la grille du JFET est susantenégative, dans ce cas, aucun courant circule dans le canal, le dispositif estéquivalent à une diode PIN.


Deuxièmement, lorsque le JFET est activé (On), et la tension de la grilleest nulle, la diode interne est court-circuitée par la conduction du canal, saufà fort courant-inverse.

3.2.2 Calibration du paramètre thermo-sensible

Pour obtenir le prol de température régnant dans le JFET, il faut queles paramètres thermo-sensibles soient calibrés avant l'expérience. Nous avonsutilisé un dispositif thermo-régulé externe (un bloc de cuivre régulé en tem-pérature) pour chauer le JFET. Une température xe est appliquée sur leJFET pendant un temps assez long pour atteindre l'équilibre thermique.

VF

[V]

1,6

1,8

2

2,2

2,4

2,6

2,8

3

T [°C]0 50 100 150 200 250 300 350 400 450

VGS=VTO

Fig. 3.5 Courbe de calibration du paramètre thermo-sensible qui permet de

mesurer la température régnant dans la diode interne du transistor : tension

entre source et drain du JFET dont la diode intrinsèque est polarisée en direct

par un courant de 200 mA, en fonction de la température.

Il faut au préalable eectuer une calibration à courant constant faible (in-férieur à l'ampère), an d'éviter l'auto-échauement du JFET. Une phase decalibration a été eectuée pour obtenir la fonction Vf = f(T ), où Vf corres-pond donc à la chute de tension aux bornes de la diode interne du JFET dule canal du JFET d'une façon séparée. Vf est donc au signe près la tensiondrain-source.

Pour obtenir la courbe expérimentale de calibration de la diode intrinsèquedu JFET, nous allons polariser le JFET par un courant d'une valeur 200 mA en


VF [

V]

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

T [°C]0 50 100 150 200 250 300 350 400 450

VGS=0

Fig. 3.6 Courbe de calibration du paramètre thermo-sensible qui permet de

mesurer la température régnant dans la canal du transistor : tension entre

drain et source du JFET dont le canal est polarisée en direct par un courant

de 300 mA, en fonction de la température.

mode inverse (polarisation négative sur le drain) par une source d'alimentationcontinue HP 6652A (0 -20 V/0 -25 A), qui permet également de contrôlerle courant. Le JFET a été mis à l'état bloqué en polarisant sa grille avecune tension négative proche de la tenue en tension de cette jonction pourbloquer complètement le canal (V gs ≈ V br). En faisant varier la valeurde la température appliquée, nous mesurons la valeur de la chute de tensionmesurée aux bornes de la diode par un multimètre à haute résolution. A noterque la réalisation de ces mesures nécessite des températures xes pour éviterl'inuence de l'auto-échauement sur la chute de tension mesurée.

Les mesures ont été réalisées pour diérents niveaux de température entrela température ambiante et la température à 400 C. La Fig. 3.5 montre lacalibration de la diode interne du JFET en fonction de la température.

En utilisant la même technique pour obtenir la courbe expérimentale decalibration du canal du JFET. Nous avons polarisé le JFET en direct (pola-risation positive sur le drain) par un courant de 300 mA et court-circuiter lagrille avec la source. La température est xée par le dispositif thermo-réguléexterne à chaque mesure pour obtenir les points sur la courbe expérimentalede calibration du canal du JFET. Cette calibration est montrée sur la Fig. 3.6.

Le jeu de données permet de construire les équations de la température(T ) en fonction de la chute de tension aux bornes du JFET (VF ) pour chaque


calibration. Ces équations sont présentées dans le Tab. 3.2.Ces données numériques permettront de convertir la tension VF mesurée

aux bornes du JFET en température interne régnant dans ce composant.

Diode 200mA Tdiode = +1, 37.103 − 5, 17.102 VF

Canal 300mA TRON= −1, 17.102 + 1, 31.103 VF − 1, 42.103 V 2

F + 6, 99.102 V 3F

Les températures sont en °C, les tensions sont en Volts.

Tab. 3.2 Les équations utilisées pour estimer la température à l'aide des

paramètres thermo-sensibles.

3.2.2.1 Description du dispositif expérimental

Pour réaliser les mesures, nous avons utilisé le circuit de test schématisésur la Fig. 3.7 pour estimer la température régnante dans le JFET lors d'unchoc de foudre. Ce circuit contient des interrupteurs qui gérent l'applicationdu choc de foudre puis la mesure du paramètre thermo-sensible. La séquencede déclenchement est décrite à la gure 3.8. Le circuit de polarisation de grilleest décrit à la gure 3.9.

Nous avons fabriqué un circuit spécique de commande de grille pourobtenir un bon contrôle de la polarisation de la grille du JFET, modélisé parune résistance Rg et source de tension VGS sur la Fig. 3.7.

En eet, c'est un circuit simplié en réalité, et le circuit détaillé est montrésur la Fig. 3.9 où nous pouvons régler la tension appliquée sur la grille par larésistance variable P1 de VGS = 0 à VGS = VTO (tension de seuil).

Une forte impédance de mode commun est obtenue en utilisant des valeursélevées pour les résistances Ra et Rb (typiquement 68 kΩ). La capacité lm Cgde grande valeur 10 µF permet d'obtenir une faible impédance diérentiellepour maintenir une tension constante VGS. La résistance Rg émule l'impédancede la sortie du driver de grille. Ici sa valeur est de 33 Ω.

Donc le rôle de Ra, Rb et Cg est de commander en toute sécurité la grille duJFET jusqu'au pincement (punch-through), an d'être sûr qu'aucun courantne circulera dans le canal du JFET. Les résistances Ra, Rb limitent le courantstatique de grille à des valeurs acceptables, le condensateur Cg maintient latension au cours des transitoires. Le courant dynamique de grille est limitépar Rg.

Normalement, il existe une capacité interne Csg entre la source et la grilleque nous ne pouvons pas éviter. Cette capacité charge la grille en tension


K1

V VmR1

R2 L

R3

Rs

C+

+Q

Vc

K4K3

K2

Im

D1D2

F

Vg

RgGate

driver

Fig. 3.7 Dispositif de caractérisation du JFET (Q) soumis à un choc de

foudre.

Q : est un transistor JFET-SiCED 300mΩ sous test ; C : est un condensateur pré-chargé considéré comme la source d'énergie dechoc ;

K1 : L'interrupteur principal (IGBT-Si) du générateur de choc qui per-met de se connecter le condensateur pré-chargé C avec les éléments passifs(R1, R2, L,R3) an de produire la forme de choc normalisée ;

K2 : un interrupteur (IGBT-Si) qui permet d'interrompre le choc de foudreà des instants croissants en re-dirigeant le courant de choc vers la terre ;

K3 : un interrupteur (MOSFET) qui sert à isoler le composant sous testpour eectuer la mesure du paramètre thermosensible VF ;

K4 : un interrupteur (MOSFET) pour injecter tout seulement le courantde mesure Im après K2 interrompe le choc ;

Vm : un générateur de tension continue ; Rs : une résistance (en série avec Vm) sert à réduire la variation de potentielde la source Vm, et par là de générer un courant le plus constant possible ;

D1 : une diode qui sert à protéger l'interrupteur K4 et la source de tensionVm pendant le choc ;

D2 : une diode permet d'isoler le circuit de mesure du circuit de générateurde choc et de bien imposer le courant de mesure Im dans le composant sousle test Q.


K3

t3

t2t1 t (usec)

t1

t4

0

1

1

1

1

0

0

0

K2

K1

t

t2

t3

t4

K4

Fig. 3.8 Chronogramme de la séquence de déclenchement des interrupteurs

du schéma (F ig. 3.7)

+

−

Ra

Rb

Cg

Vg

P1E

VGS

Rg

Fig. 3.9 Circuit détaillé de dispositif de contrôle de tension de la grille VGS.

positive quand le choc arrive aux bornes du transistor.

3.2.3 Séquence de commutation des interrupteursK1, K2, K3

et K4

La mesure de la température grâce à des mesures électriques lors d'un chocde foudre est eectuée en interrompant le choc à des instants croissants. Ledispositif sous test, se voit alors appliqué un courant xe pour obtenir uneréponse en tension. Chaque étape (pendant chaque interruption) produit unevaleur de température associée à un temps de retard.

L'ensemble des valeurs peuvent ensuite être superposées sur la même courbepour former la réponse thermique.


Quatre interrupteurs sont utilisés et sont contrôlés par une unité logiqueprogrammable. Maintenant nous passons au principe de fonctionnement quiest résumé par le chronogramme de la Fig. 3.8.

Dans un premier temps, nous avons chargé la capacité C par l'intermédiaired'une source de tension continue jusqu'à la valeur (1750 V). Puis on déclenchele choc de foudre en fermant l'interrupteur K1 à l'instant t.

A ce moment, l'interrupteur K3 doit être déjà fermé an de faire supporterle choc de foudre au transistor Q sous test.

A la n de la durée choisie pour l'impulsion de courant ∆t1, on vientrefermer K2 à l'instant t1 pour nir de décharger l'inductance et annuler lecourant dans le JFET sous test. La durée ∆t1 est réglable de 2 µs à 124 µs

an de décrire tout le choc de foudre.

L'interrupteur K3 est ouvert à l'instant t3 après la fermeture de K2 avecun léger retard ∆t2 de 2 µs pour isoler le transistor sous test sans générer destress sur K3.

On ferme l'interrupteur K4 à l'instant t3 après l'ouverture de K3 avec unléger retard ∆t3 de 1 µs, un faible courant Im xé de 200 mA à 300 mA, va alorspolariser la diode interne ou le canal de transistor selon le cas expérimenté.

La durée de mesure de VF : ∆t4 est déterminée par ouverture de K4. Cettedurée choisie de 10 µsec permet une mesure de tension VF moyennée à l'aidede l'osciloscope, donc avec une bonne précision (signal VF variant entre 0,1 Vet 2,8 V).

La tension VF , chute de tension (directe ou inverse) à faible courant, estune image de la température provoquée dans le transistor.

En plus du principe général, plusieurs points pratiques peuvent être notés :

Le transistor sous test (Q) est fermé en début de cycle, pour assurerle passage de courant de choc jusqu'à la n de la durée choisie pourl'impulsion de courant ∆t1 ;

L'interrupteur K3 doit être fermé avant le déclenchement du choc, ande mettre le composant directement sous test ;

L'interrupteur K4 doit être fermé après l'ouverture de K2 avec un légerretard ∆t3 an de faire circuler le courant de mesure Im ;

Le générateur de courant de mesure est découplé du circuit de puis-sance par l'interrupteur K4 et la diode D1 et aussi une résistance Rs dequelques milliers d'Ohms, an de réduire la variation de potentiel vuepar la source, et par conséquent de générer le courant le plus constantpossible Im.


3.2.4 Moyen de mesure

3.2.4.1 Instruments de mesure utilisés

Les mesures électriques temporelles exposées dans notre travail ont étéréalisées en utilisant les instruments suivants : Oscilloscope Tektronix TDS7054 de bande passante 500 MHz ; Sondes de tensions Tektronix P6139A, bande passante 0 500 MHz ; Shunt aselque T&M SDN005 de résistance 4,901 mΩ et de bandepassante 0 400 MHz.

An d'obtenir les caractéristiques courant / tension aux bornes du JFET,nous avons utilisé un traceur Tektronix.

De plus, nous avons besoin d'un oscilloscope capable de tracer une ondetrès rapide comme le choc de foudre pendant un temps très court (micro-seconde). L'oscilloscope peut eectuer 2,5.109 échantillonnages par seconde,avec une résolution de 8 bits en mono-coup.

3.2.4.2 Composant étudié

Les mesures eectuées dans cette thèse ont été réalisées avec un JFET-SiC fabriqué par SiCED. Ses principales caractéristiques sont résumées dansle Tab. 3.3

Composant JFET-SiC

Tenue en tension 1200 V

Courant nominal 15 A

RdsON 0.2 Ω

IdsSAT 42 A

Vto −19 V

Boîtier TO−3

Tab. 3.3 Caractéristiques du JFET-SiC étudié

3.2.4.3 Conditions de mesure

Principalement, nos mesures temporelles sont destinées à être comparéesavec la simulation. Donc, il est très important de maîtriser l'environnementde mesure an d'obtenir des mesures peu bruitées.


Eectivement, toutes les mesures présentées ont été réalisées en mode com-mun. Le composant sous test (DUT2) est placé loin de l'inductance et les capa-cités du générateur de choc de manière à assurer au mieux son fonctionnementen dépit du courant induit dans le circuit de test.

Nous avons bien essayé d'éviter le couplage entre le DUT et le reste decircuit pour obtenir des mesures propres.

La commande des transistors (les interrupteurs), est eectuée par un mo-dule de commande, développé spéciquement pour ce travail.

Ce module de commande comprend une carte FPGA3 an de piloter lesgrilles de quatre interrupteurs utilisés dans notre travail, avec quatre sortiesde bre optique.

A partir de la Fig. 3.8, on peut observer que ∆t1 est une durée variable etles autres durées en dépendent. Cette période ∆t1 est xée par l'opérateur.

3.3 Validation Expérimentale et Mesures

Nous allons revenir à la Fig. 3.3 pour simplier tous les cas de notreexpérience. Cette gure montre un bras d'onduleur qui contient de deux JFET.Chaque JFET peut être dans l'état ON ou OFF selon le contrôle de la grilledu JFET.

Dans notre expérience, nous étudions un seul JFET à la fois, comme justiéen début de chapitre.

3.3.1 Mesure en direct

La Fig. 3.10 représente le circuit de test du JFET soumis à un choc defoudre, pour le cas où le canal est polarisé en direct (le drain est polarisée avecune tension positive par rapport à la source) et la tension de polarisation dela grille est nulle VGS = 0. Dans ce cas, la diode interne du JFET est polariséeen inverse (bloquée).

C'est-à-dire que le canal est à l'état passant (fermé) sous la tension VDSet la diode interne est polarisée en inverse (bloquée). Cela correspond aux casde la Fig. 3.4(c) et la Fig. 3.4(d) où le courant de choc passe seulement dansle canal du JFET.

Nous avons appliqué une impulsion complète d'un choc de foudre and'avoir une vue panoramique des variables IDS et VDS du JFET.

La Fig. 3.11(a) représente le courant IF qui circule du drain à source dansle canal et la Fig. 3.11(b) représente la tension drain-source VF mesurée aux

2Terme Anglais : Device Under Test3Terme Anglais : Field-Programmable Gate Array

3.3. Validation Expérimentale et Mesures 103

K1

VVm

Vg

R1

R2 L

R3

Rs

C

Rg ++

QVc

K4K3

K2

Im

D1D2

F

+

−

Fig. 3.10 Dispositif de caractérisation en mode direct d'un JFET soumis à

un choc de foudre.

bornes du JFET testé pour une impulsion complète de choc.De t = 0 à t = 250 µs la tension (drain-source VF ) aux bornes du JFET

dépasse les 120 V et le courant atteint 32 A. Manifestement, la chute de tensionn'est pas seulement celle imposée par la RON

DS , soit 6,4 V.Le courant est imposé principalement par le générateur de choc par la

présence d'une impédance série résistive et inductive.Nous eectuons une succession de mesures à VC initial identique, mais

à des instants croissants, en faisant varier la durée de la phase ∆t1 (duréedu choc). Nous pouvons alors reconstruire le prol temporel de températureinterne dans le JFET pendant le choc.

Cette température est un bon indicateur des conséquences du choc defoudre et de la marge thermique disponible.

La Fig. 3.12 représente les tensions drain-source mesurées après chacunedes impulsions, alors que le canal du JFET sous test est passant (VGS = 0),et polarisé dans le sens direct par le courant de mesure Im imposé par legénérateur de tension continue Vm (phase ∆t4 sur la Fig. 3.8). VF dans ce cascorrespond donc à la chute de tension aux bornes du canal passant du JFET.

A partir de l'évaluation de VF , nous pouvons obtenir directement le l'esti-mation du prol de température dans le composant pendant et après le chocde foudre, en utilisant les résultats de la calibration du canal montrés sur la(Fig. 3.6). En raison de graves perturbations CEM, il n'est pas possible d'ob-tenir la mesure de la tension par ce paramètre thermo-sensible juste aprèsl'interruption du choc. Pour cette raison, une extrapolation linéaire est utilisépour remonter le temps à partir de données acquises. Les acquisitions sontvisibles sur l'image de la Fig. 3.23(a)

Les points bleus dans le prol de la température estimée sont calculés pour


IF [A

]

-5

0

5

10

15

20

25

30

35

Time [us]-50 0 50 100 150 200 250

(a) IDS

VF

[V]

-20

0

20

40

60

80

100

120

140

Time [us]-50 0 50 100 150 200 250

(b) VDS

Fig. 3.11 Mesure du courant IF et de la tension VF (Drain-Source) durant

un choc complet (le canal conduit tout seul en direct)

chaque acquisition.

On peut constater que la température régnante dans le canal du JFET,quand la diode interne est bloquée, atteint quasiment 86 C au bout de 30 µs.


Fig. 3.12 La tension drain-source mesurée en faisant croître la durée de la

phase ∆t1 par un pas variant entre 2 µs et 30 µs.

20

30

40

50

60

70

80

90

0 50 100 150 200 250 300

T [°

C]

Time [us]

estimated temperature

Fig. 3.13 Evolution de la température de canal du JFET durant le choc puis

lors du refroidissement (la température à t = 0 est de 27 C)


K1

V VmR1

R2 L

R3

Rs

C+

+

Q

Vc

K4K3

K2

Im

D1D2

F

+

−

Vg Rg

Fig. 3.14 Dispositif de caractérisation en mode inverse d'un JFET soumis

à un choc de foudre.

3.3.2 Mesure en inverse

Dans le cas de mesure en inverse, nous allons inverser la position du JFETen quittant le reste de circuit sans changement, voir la Fig. 3.14 nous consta-tons deux cas diérents selon la tension de la polarisation de la grille du JFET,parce qu'il existe deux chemins possibles du courant dans le JFET :

Le premier cas : VGS < VTO (Canal bloqué) En appliquant une tensionVSD (tension de choc) sur la source du JFET, la diode sera polarisée en directet le canal sera bloqué par une tension assez négative de grille VGS = VTO, etavec les mêmes paramètres de l'expérience (puissance,. . .)

En eectuant une série de mesure, et en faisant varier la durée de la phase∆t1 (durée du choc). Nous pouvons alors reconstruire le prol temporel detempérature pendant le choc.

La Fig. 3.15 montre la mesure du courant IF (courant de choc de foudre)et la tension VF (Source-Drain) durant un choc complet.

La Fig. 3.16 représente les tensions sourcedrain mesurées après chacunedes impulsions, alors que la diode intrinsèque du JFET sous test est ouvert(VSD > 0), et polarisée dans le sens direct par la source de courant de mesureIm (phase ∆t4 sur la Fig. 3.8). VF dans ce cas correspond donc à la chute detension aux bornes de la diode passante du JFET pendant la durée de mesure∆t4.

Après l'évaluation de VF , chute de tension aux bornes de la diode du JFETpendant le choc, on peut reconstruire le prol de la température interne dansla diode. La Fig. 3.24(a) montre les points de température (en bleu) pourchaque acquisition mesurée. La température atteint environ 54 C


IF [A

]

-10

0

10

20

30

40

50

60

70

80

Time [us]-50 0 50 100 150 200 250

(a) ISD

VF

[V]

-2

0

2

4

6

8

10

12

14

Time [us]-50 0 50 100 150 200 250

(b) VSD

Fig. 3.15 Mesure du courant IF et de la tension VF (Source-Drain) durant

un choc complet (la diode conduit en direct et le canal est bloqué)

Le deuxième cas : VGS = 0 (Canal passant) Nous appliquons toujoursdans le même sens de polarisation, tension positive sur la source du JFET ande réaliser la polarisation en inverse.

Dans ce cas la diode est polarisée en direct et le canal du JFET est à l'état


2.83

2.84

2.85

2.86

2.87

2.88

2.89

0 50 100 150 200 250 300

Forw

ard

Voltage [V

]

Time [us]

Fig. 3.16 La tension source-drain mesurée aux bornes de la diode polarisée

en direct (VGS < VTO) en faisant croître la durée de la phase ∆t1 par pas

variant de 2 µs à 30 µs.

20

25

30

35

40

45

50

55

0 50 100 150 200 250 300

T [°

C]

Time [us]

estimated temperature

Fig. 3.17 Evolution de la température de la diode du JFET durant le choc

puis lors du refroidissement (la température à t = 0 est de 30 C)

passant mais en inverse, de la source vers le drain, donc il existe deux chemins


IF [A

]

-10

0

10

20

30

40

50

60

70

80

Time [us]0 50 100 150 200

(a) ISD

VF

[V]

-2

0

2

4

6

8

10

12

14

16

Time [us]0 50 100 150 200

(b) VSD

Fig. 3.18 Mesure du courant IF et de la tension VF (Source-Drain) durant

un choc complet (le canal et la diode sont à l'état passant)

pour le courant dans le JFET, car le canal et la diode sont à l'état passant.La Fig. 3.18(a) représente le courant IF qui circule de la source au drain

dans le canal et la diode et la Fig. 3.18(b) représente la tension source-drainVF mesurée aux bornes du JFET testé pour une impulsion complète du choc.

Après une série de mesures en faisant changer la durée ∆t1 par pas variantentre 2 µs et 20 µs, on peut évaluer la chute de tension VF aux bornes du JFET


VF [

mV

]

120

125

130

135

140

145

150

155

160

165

Time [us]0 50 100 150 200 250

Fig. 3.19 La tension source-drain mesurée aux bornes du JFET en faisant

croître la durée de la phase ∆t1 par pas variant entre 2 µs et 20 µs (la canal

et la diode sont à l'état passant).

T [

°C]

25

30

35

40

45

50

55

60

65

Time [us]0 50 100 150 200

Fig. 3.20 Evolution de la température du JFET durant le choc puis lors du

refroidissement (la température à t = 0 est de 26 C), (le canal et la diode

sont à l'état passant)

sur la Fig. 3.19. Par conséquent on peut tracer le prol de la température àpartir des valeurs de VF . La Fig. 3.25(a) montre l'élévation de la températurependant le choc. La température atteint environ 48 C.


3.3.3 Vérication et comparaison de la détection ther-mique expérimentale par la simulation

Fig. 3.21 la puce en SiC

Rth1 Rth26 Rth30

Cth1 Cth26 Cth30

x25 x4 x1

P(t) Tj

Tamb

Fig. 3.22 Circuit électrique équivalent pour le comportement thermique de

la puce JFET

An de vérier la cohérence de l'estimation de la température, nous avonsdéveloppé un modèle thermique dont l'entrée est la mesure directe de la puis-sance instantanée, P, car un modèle électro-thermique de JFET est très com-plexe à dévélopper. Cette source de puissance P, une série de cellules RTH ,CTH en cascade et d'une source de température ambiante Tamb forment uncircuit thermique à une dimension. La source P génère un ux correspondantau produit P = iv, ce produit est à tout instant égal à la puissance fournieau JFET, où les gures suivantes, 3.23(b), 3.24(b) et 3.25(b), montrent lapuissance dissipée pour chaque cas étudié. La puissance mesurée aux bornesdu JFET est utilisée comme entrée de la simulation. Nous allons aussi simpli-er le modèle en utilisant un modèle thermique classique R-C équivalent à uncircuit thermique, voir Fig. 3.22. Dans ce modèle, nous avons découpé la puce


de SiC en 30 cellules de taille variable. Ce découpage est n à proximité dela zone qui chaue, et, plus grossier dans la partie distante. Cette répartitionpermet de réduire l'ordre du modèle sans perdre trop de précision, on se ré-fère à [Amm99]. Les éléments RTH , CTH sont calculés à l'aide des expressionssuivantes :

RTH =1

λth.d

A

où :

λth : la conductivité thermique pour SiC-4H [W

cm. C]

d : l'épaisseur de la maille de l'élement JFET [cm]A : la surface du JFET [cm2]

CTH = c.ρ.d.A

où :

c : la chaleur massique (specic heat) [J

g. C]

ρ : le mass volumique (density) [g/cm3]

Les valeurs de λth, c, ρ étant respectivement de 2,7W/cm. C, 0,69 J/g. C,3,211 g/cm3 (pour le SiC). La puce, d'une épaisseur de 350 µm et la surfaceactive est 5,8 mm2 environ et la température ambiante 27 C.

En utilisant les mesures expérimentales de la tension et du courant dans leJFET, on peut calculer la puissance instantanée injectée dans le JFET, cettepuissance est ensuite utilisée dans le modèle thermique.

Cette technique nous permet de séparer le comportement électro-thermiquedu JFET, du phénomène de refroidissement en vue de vérier l'estimation dela température.

Dans la suite, nous allons montrer les résultats expérimentaux et les simu-lations pour les trois cas précédents.

Nous pouvons noter que la température est maximale dans le cas où lecanal est polarisé en direct.

Bien que le courant dans ce cas (canal-On) soit inférieur aux deux autrescas, nous observons que la température est plus élevée.

Les localisations de source de chaleur et de la zone active du paramètrethermo sensible ne sont pas identiques.

3.4. Problématique de l'expérience 113

T [

°C]

20

30

40

50

60

70

80

90

Time [us]0 50 100 150 200 250

SimulationMesure

(a)

P [k

W]

0

1

2

3

4

Time [us]0 50 100 150 200 250

(b)

Fig. 3.23 (a) Comparaison entre la température simulée et le résultat expé-

rimental (le canal est à l'état passant en direct) et (b) la puissance instantanée

injectée dans le JFET

3.4 Problématique de l'expérience

3.4.1 CEM

La propagation d'une perturbation en mode commun est considérée par laplupart des ingénieurs en CEM comme le principal problème !

Naturellement, le choc impose des variations de tension et de courant trèsimportantes pendant un temps de l'ordre de la micro-seconde. Dans notre


T [

°C]

25

30

35

40

45

50

55

Time [us]0 50 100 150 200 250

SimulationMesure

(a)

P [k

W]

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

Time [us]0 50 100 150 200 250

(b)

Fig. 3.24 (a) Comparaison entre la température simulée et le résultat expé-

rimental (la diode interne est à l'état passant) et (b) la puissance instantanée

injectée dans le JFET

expérience, on peut dire que le comportement dynamique doit être pris encompte.

Le câblage des composants actifs (semi-conducteurs) et des composantspassifs (résistances, condensateurs, inductances...), ainsi que les connexionsde ces composants doit être pris en compte. Cela pose un réel problème surl'interprétation les mesures eectuées.

En eet, le générateur de choc produit un front sévère (dvdt

= 1 kV/µs) qui

3.4. Problématique de l'expérience 115

T [

°C]

20

30

40

50

60

70

Time [us]0 50 100 150 200

SimulationMesure

(a)

P [k

W]

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

1,2

Time [us]0 50 100 150 200

(b)

Fig. 3.25 (a) Comparaison entre la température simulée et le résultat ex-

périmental (la diode et le canal sont à l'état passant) et (b) la puissance ins-

tantanée injectée dans le JFET

traverse l'ensemble du circuit. Le découplage du mode commun et une seuleconnexion à la terre est obligatoire.

Une autre diculté est la dynamique des signaux : pendant la phase de1 µs, le courant mesuré et les tensions changent dans un rapport de 1000.


3.4.2 Description de la tension appliquée par le généra-teur

Au cours de notre expérience, on peut observer que l'élévation de tem-pérature n'est pas importante. En eet, cela est dû à la limitation que nousavons mis sur la tension d'entrée : 1 kV au lieu de 2 kV comme indiqué dansle norme : CEI 61000 -4-5 dans le paragraphe 3.1.1.1. Cette limite est jus-tiée dans notre travail car des surtensions transitoires apparaissent dans legénérateur de choc et dépasse le calibre de composants et des sondes.

3.5 Discussion

La Fig. 3.23, montre un cas de conduction par le canal. Nous pouvonsobserver que la réponse simulée de la température (ligne continue) montreun pic, légèrement retardé par rapport à la température mesurée à l'aide duparamètre TSP. Bien que, le même signal de déclenchement utilisé, soit lemême dans toutes les expériences, les signaux de référence pour la simulationthermique (le courant et la tension) sont synchronisés par le déclenchement,et une erreur triviale n'est guère possible.

Cela peut être un phénomène dynamique thermique à l'intérieur du JFETcar la dissipation de puissance ne se trouve pas exactement là où est la régionde mesure de paramètre TSP. De plus, la tension TSP est extrapolée à partird'un segment de 10 µs.

Pour chacun des trois cas étudiés, le courant qui passe dans le JFET prendun chemin diérent selon le cas expérimenté. Par conséquent, des régionsdiérentes du composant DUT sont stressées diéremment selon le passagedu courant.

Dans ce manuscrit, nous ne prétendons pas à aborder dans l'aspect phy-sique du problème. Néanmoins, des variations importantes sur les réponsesthermiques expérimentales demandent une tentative d'explication. Comme in-diqué dans la section précédente, les erreurs sur l'utilisation du TSP prennentune part à la diérence observée entre l'expérience (mesure) et la simulation.

Une autre source d'incertitude est la modélisation thermique, parce que cemodèle thermique, sans doute, est trop simple pour des très courtes périodes.

De plus, généralement, il existe une diérence entre la situation géogra-phique de la région chauée par rapport à la région de mesure TSP à l'intérieurdu JFET.

Dans la Fig. 3.26 par exemple, la diode drain-source est située entre lacaisson P+ de source et le drain, alors que la dissipation de puissance seproduit dans le canal et la diode en conduction inverse. Dans ce cas, le TSP

3.6. Conclusion 117

Fig. 3.26 Coupe verticale d'une demi-cellule du JFET, montré la diode

interne

utilisé est la tension directe aux bornes de la diode.En conclusion de cette discussion, Une étude plus approfondie avec un mo-

dèle multiphysique valable en auto-échauement sera nécessaire. Une solutionlourde est la simulation électrothermique de type éléments nis par exempleavec un outil comme CENTAURUS.

3.6 Conclusion

Dans ce chapitre, nous avons présenté les résultats expérimentaux réaliséessur le transistor JFET-SiCED sous un choc de foudre. Le cas étudié corres-pond aux chocs de foudre sur un onduleur du côté de la ligne alternative.

Pour produire une surtension induite par un choc de foudre, nous avonsfabriqué un générateur de choc compatible avec la norme CEI 61000 -4-5.

Nous avons décrit notre dispositif expérimental qui est capable de mettrele JFET sous surtensions et de mesurer la réponse thermique sous forme d'uneimage de tension, an de connaître la température de la puce du JFET lorsdu choc.

Puis, une présentation de tous les cas possibles d'un JFET dans un brasd'onduleur sous un choc de foudre a été étudié, en prenant en considérationla polarité de la foudre.

La validation de ces résultats a été analysée sur un modèle thermique


simple an de montrer une image de la température interne au JFET. Nousavons utilisé les pertes mesurées dans le JFET, comme une source de la cha-leur simulée dans le modèle thermique.

Nous avons obtenu comme résultat que le JFET peut supporter un chocde foudre suivant la norme CEI 61000 -4-5 à 1,4 kV.

Toutefois, le choc de foudre était d'intensité réduite, ce qui peut corres-pondre à un choc de foudre distant sur la ligne.

Notre méthodologie expérimentale pourra s'appliquer à l'étude de chocsplus sévères, conforme à la norme.

Nous avons mis en évidence la complexité des phénomènes mis en jeu avecnotamment :

diérentes chemins pour le courant ; des localisations diérents des sources de chaleur et des estimations dela température à partir de paramètres thermo-sensibles.

Tout cela exige, l'utilisation de modèles multiphysiques précis, valables enphase d'auto-échauement, pour améliorer notre analyse.

Conclusion générale

Dans le premier chapitre nous avons vu dans quel contexte se situe notreétude. Le réseau de distribution de l'énergie électrique tel que nous le connais-sons aujourd'hui va muter dans les années qui viennent par l'arrivée de l'élec-tronique de puissance. C'est ce qui a motivé nos travaux sur la possibilité d'uti-liser un nouveau composant : le JFET en carbure de silicium (SiC) commeinterrupteur dans les convertisseurs reliés au réseau. Les propriétés excep-tionnelles du SiC laissent en eet penser que des performances techniques enmatière de réduction des pertes et de montée en fréquence sont atteignables.

Le chapitre second contient une étude comparative d'un module IGBT (si-licium) du commerce à un module virtuel associant 40 puces de JFET en SiC.Ces puces sont actuellement disponibles sous forme d'échantillons, elles ontété caractérisées au laboratoire. On observe, dans ce chapitre, que les JFETen SiC permettent une montée en fréquence et/ou une réduction des pertespar rapport à une solution classique à IGBT.

Nous avons consacré tout le chapitre trois à l'expérimentation. A ce jour,les modèles de JFET ne sont pas encore assez performants pour permettreune étude dans des conditions extrêmes comme celles que peuvent subir desconvertisseurs reliés directement au réseau. Parmi des contraintes extrêmesnous avons choisi le choc de foudre indirect. Un dispositif expérimental a étédéveloppé et des mesures électro-thermiques eectuées. Le niveau d'énergieappliqué n'a pas permis de s'approcher des limites de destruction des JFET.Il faudra utiliser un générateur de choc beaucoup plus puissant pour connaîtrela limite par cette technique.

De manière générale, nous pouvons conclure que les composants en carburede silicium, tel que le JFET, permettent de réduire les pertes des convertisseursreliés au réseau et ouvre à des applications à plus haute fréquence. Que larobustesse électrique et thermique du carbure de silicium repousse les limitesde tolérance aux contraintes et devrait contribuer à réduire l'importance desdispositifs de protection actuellement utilisés.

Publications personnelles

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www.siced.com

FOLIO ADMINISTRATIF

THESE SOUTENUE DEVANT L'INSTITUT NATIONAL DES SCIENCES APPLIQUEES DE LYON

NOM : HAMMOUD DATE de SOUTENANCE : 21.Octobre.2010(avec précision du nom de jeune fille, le cas échéant)

Prénoms : Asif

TITRE : Etude des convertisseurs haute tension pour la protection et la coordination des réseaux de distribution.

NATURE : Doctorat Numéro d'ordre : 2010-ISAL-0072

Ecole doctorale : E.E.A. Électronique, Électrotechnique, Automatique.

Spécialité : Electronique de puissance.

Cote B.I.U. - Lyon : T 50/210/19 / et bis CLASSE :

RESUME :

Les réseaux électriques sont de plus en plus interconnectés entre eux, et, en particulier, avec de nouveaux systèmes de productions locaux (les énergies renouvelables). L'acheminement vers le réseau de distribution se fera par l'intermédiaire de liaisons en courant continu. Ces liaisons peuvent améliorer le comportement des réseaux à courant alternatif en utilisant des systèmes de contrôle rapides basé sur l'électronique de puissance et la commande. D'un autre côté, le développement rapide dans le domaine d'électronique de puissance a permis d'augmenter les projets de transmission d'énergie par courant continu. Parmi les interrupteurs de puissance en développement, le JFET en SiC est le plus avancé et permet d'imaginer des convertisseurs directement reliés aux réseaux. Dans ce cas il seront exposés aux contraintes du réseau, en particulier les chocs de foudre. L'objectif initial de cette thèse est de montrer la possibilité d'utiliser les JFETs en SiC dans un convertisseur directement relié au réseau de distribution et d'initier une étude sur la robustesse des JFET soumis aux surtensions induites par le choc de foudre.Une étude comparative, à partir de modèles et de données extraites de mesures, permet de penser que, dans certaines applications, l'utilisation des JFET est avantageuses par rapport à l'IGBT.Un dispositif expérimental a été développé pour soumettre un JFET à un choc de foudre et mesurer son comportement dans un bras d'onduleur. Ce dispositif permet d'étudier les 6 cas possibles de fonctionnement du JFET, et prend en compte la polarité du choc.Les premières conclusions montrent que le JFET, dans son environnement de bras d'onduleur, résiste bien aux chocs définis dans la norme et qu'il reste un travail à approfondir sur la modélisation électro-thermique de JFET.

MOTS-CLES : JFET-SiC, Choc de foudre, Réseau électrique

Laboratoire (s) de recherche : Laboratoire AMPERE

Directeur de thèse: Hervé MOREL

Président de jury : Charles JOUBERT

Composition du jury :

Stéphane LEFEBVRE RapporteurYvan AVENAS RapporteurCharles JOUBERT ExaminateurSerge PELISSIER ExaminateurHervé MOREL DirecteurDominique BERGOGNE Co-directeur

etude des convertisseurs haute tension pour la protection et la coordination des...

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