These Achour Tahar

Continuit
e de service dune chane de traction

ferroviaire asynchrone r
epartie
Tahar Achour
To cite this version:

Tahar Achour. Continuite de service dune chane de traction ferroviaire asynchrone repartie.
Energie electrique. Universite Paul Sabatier - Toulouse III, 2013. Francais. <tel-00870610>
HAL Id: tel-00870610

https://tel.archives-ouvertes.fr/tel-00870610
Submitted on 7 Oct 2013
HAL is a multi-disciplinary open access

archive for the deposit and dissemination of scientific research documents, whether they are published or not. The documents may come from
teaching and research institutions in France or
abroad, or from public or private research centers.
Larchive ouverte pluridisciplinaire HAL, est

destinee au depot et `a la diffusion de documents
scientifiques de niveau recherche, publies ou non,
emanant des etablissements denseignement et de
recherche francais ou etrangers, des laboratoires
publics ou prives.
%0$503"5%&-6/*7&34*5%&506-064&
Universit Toulouse III Paul Sabatier (UT3 Paul Sabatier)

Gnie Electrique
Tahar ACHOUR
07 Mai 2013
Continuit de service d'une chane de traction

ferroviaire asynchrone rpartie
Gnie Electrique, Electronique et Tlcommunications (GEET)

Laboratoire Plasma et Conversion d'nergie (UMR CNRS N 5213)

Mme. Maria PIETRZAK-DAVID, Professeur INP Toulouse
M. Mohamed BENBOUZID, Professeur UBO Brest
M. Bernard DAVAT, Professeur

Universit de Lorraine
M

:
Mme. BETTY SEMAIL, Professeur PolytechLille (Prsidente)
M. Marc DEBRUYNE, Alstom Transport Tarbes (Examinateur)
M. Bruno ESTIBALS, Professeur Universit Toulouse 3 (Examinateur)
M. Pascal MAUSSION, Professeur INP Toulouse (Examinateur)
Rsum
Cette tude sintresse principalement aux avantages que peut orir une architecture
dune traction ferroviaire lectrique asynchrone rpartie. Ceci est obtenu travers les degrs de libert additionnels quelle apporte, dune part, par la commande des systmes
multi-convertisseurs/multi-machines la constituant, dautre part, par lexploitation de la
redondance structurelle quelle ore naturellement. Lobjectif principal quon cherche
atteindre au travers de ces deux aspects, commande et redondance structurelle, permet
dassurer la continuit de service de la chane de traction rpartie en prsence de direntes perturbations. Cette tude nous amnera la conception dun organe dcisionnel
qui apporte les adaptations, les recongurations de commandes voire dobservateurs ncessaires pour maintenir le bon fonctionnement du systme en modes nominal et perturb.
Lanalyse des direntes structures de commandes coopratives dun systme bionduleur/bimoteur nous a conduit lvolution de la Commande Moyenne Direntielle pour
proposer une stratgie danti-patinage. Les direntes stratgies ainsi proposes ont t
valides exprimentalement sur une plate-forme mulant la charge mcanique dun bogie
de traction compos dun systme bionduleur/bimoteur.
Mots clefs
Traction lectrique, Systme Multi-onduleur/Multi-machine, Commandes coopratives, Continuit de service, Perte dadhrence, Broutement, Dfaut de
capteur, Organe dcisionnel.
Abstract
This study focuses on the benets that can be induced by a Distributed Induction
Machine Railway Traction. This is obtained through the additional degrees of freedom it
provides, on the one hand across the cooperative controls of the multi-converter/multimachine systems which constitute the distributed traction and on the other hand by
exploiting the Natural Structural Redundancy available in this system. The main objective we want to reach through these two aspects, cooperative controls and structural
redundancy, is to ensure service continuity of the distributed railway traction. This study
leads to design a supervising automaton which allows ensuring service continuity of the
studied system in the case of external disturbances by making the necessary adjustments
and drive control commutation. The analysis of cooperative controls leads to the improvement of the Average Dierential Control and to propose a new anti-slip strategy. The
structure redundancy advantage of a multi-converter/multi-machine system is used in
order to compensate the speed sensor fault. Finally, the dierent strategies which have
been proposed are experimentally validated on a test bench that emulates a traction bogie
composed by a dual-inverter/dual-motor system.
Keywords Railway Traction, Multi-converter/Multi-machine System, Cooperative

Controls, Continuity of Service, Loss of Adherence, Stick-Slip Perturbations, Sensor Fault,
Supervising Automaton.
Remerciements
Les travaux prsents dans ce mmoire ont t raliss au LAboratoire PLAsma et
Conversion dEnergie (LAPLACE) au sein du groupe COmmande et DIAgnostic des Systmes Electriques (CODIASE).
Je tiens tout dabord remercier ma directrice de thse Madame Maria PIETRZAKDAVID, Professeur des Universits lInstitut National Polytechnique de Toulouse, ancienne directrice du dpartement de formation Gnie Electrique-Automatique de lEcole
Nationale Suprieure dElectrotechnique, dElectronique, dInformatique, dHydraulique
et des Tlcommunications (ENSEEIHT), directerice de lEcole Doctorale Gnie Electrique, Electronique et Tlcommunications (GEET) de Toulouse et chercheur du groupe
CODIASE au LAPLACE. Je la remercie normment de mavoir fait conance et de
mavoir con ce sujet de thse. Je la remercie pour sa disponibilit, ses conseils et ses
encouragements au cours de ces annes de thse et surtout pour ses qualits humaines.
Je remercie galement les membres du jury :
Madame BETTY SEMAIL, Professeur des Universits PolytechLille et chercheur
au Laboratoire dElectrotechnique et dElectronique de Puissance de Lille, pour
mavoir fait lhonneur de prsider le jury et pour lintrt quelle a port aux travaux
raliss.
Monsieur Bernard DAVAT, Professeur des Universits Universit de Lorraine et
directeur du Laboratoire Groupe de Recherche en lectrotechnique et lectronique
de Nancy (GREEN), pour avoir accept la tche de rapporteur de ce mmoire. Merci
lui pour ses commentaires et remarques constructives par rapport au mmoire.
Monsieur Mohamed BENBOUZID, Professeur des Universits lUniversit de Bretagne Occidentale (UBO), Directeur Adjoint au Laboratoire Brestois de Mcanique
et des Systmes (LBMS) et Responsable de lEquipe Commande & Diagnostic des
Systmes Electromcaniques (CDSE), davoir accept dtre rapporteur. Merci pour
lintrt quil a port nos travaux et ses remarques constructives.
Monsieur Marc DEBRUYNE, Ingnieur et expert transport ferroviaire ALSTOM
Transport de Tarbes, pour lhonneur quil nous a fait en participant notre jury de
v
Remerciements
thse et pour ses commentaires trs constructifs.

Monsieur Bruno ESTIBALS, Professeur des Universits lUniversit Toulouse 3
et chercheur au sein du groupe Intgration de Systmes de Gestion de lEnergie
(ISGE) du Laboratoire dAnalyse et dArchitecture des Systmes (LAAS), pour
avoir accept dtre membre du jury et pour lintrt quil a apport ce sujet de
thse.
Monsieur Pascal MAUSSION, Professeur des Universits lInstitut National Polytechnique de Toulouse et responsable du groupe CODIASE au LAPLACE pour
avoir accept de faire partie des membres du jury. Je le remercie aussi pour son
animation du groupe.
Je tiens aussi remercier Monsieur Maurice Fadel, directeur adjoint du laboratoire
LAPLACE, pour son accueil dans le laboratoire. Mes remerciements vont aussi toute
lquipe CODIASE ainsi qu tout le personnel du LAPLACE, plus particulirement :
Messieurs Olivier Durrieu de Madron et Jean-Marc Blaquire pour leurs contributions
lors du montage du banc exprimental.
Les informaticiens du laboratoire, Messieurs Jacques Benaioun, David Bonnafous et
Jean Hector pour le travail quils ont fait et qui nous facilite normment le travail.
Je tiens de plus remercier le personnel administratif du laboratoire, de lUniversit Paul Sabatier (UPS) et de lcole doctorale GEET, leur travail et leur disponibilit
nous a permis de faciliter toutes les tches administratives. Un grand merci donc Ccile Daguillanes, Valrie Schwarz, Catherine Moll Mazella, Carine Bastie, Marie Estruga,
Catherine Stasiulis ainsi quElisabeth Merlo et Djamila Janati.
Au cours de mes travaux de thse jai eu aussi loccasion davoir une tche denseignement dabord en tant que moniteur pendant 3 annes puis en tant quATER au
dpartement GEA de lINP-ENSEEIHT. Je tiens alors remercier les responsables du dpartement Mme Maria Pietrzak-David puis M. Jean Franois Rouchon et lquipe du BE
Automatique et Informatique Industrielle, Stephane Caux, Bruno Sareni, Pascal Maussion, Marcel Grandpierre, Antoine Picot, Amine Jaafar. Ainsi que tous ceux avec qui jai
eu loccasion denseigner : Baptiste Trajin, Jrmi Rgnier, Guillaume Gateau, Ana-Maria
Llor.
Un grand merci tous les doctorants, postdoctorants et stagiaires du LAPLACE avec
qui jai pass ces quatre dernires annes. Merci Mounir (qui me suit o je suis, va
savoir, depuis plus de 10 ans !), Alaric avec qui jai apprci de partager mon bureau
durant ces annes, merci lui pour toutes les activits quil organise rgulirement. Merci
aussi Julien (tu nous as quand mme normment faits rire), Mestapha, Chrif, Mehdi,
Nacereddine, Yacine (futur diteur en chef), Mouloud (au 5me tage quand tu veux !),
vi
Remerciements
Julie (Organisatrice attitre des activits extra-recherche du groupe), Etienne, Eduard,

Aurlien, Ahmed, Abderrahmane, Madiha, Ibtissem, Thomas, Alexandre.
Merci aux anciens : Aziz, Adnane, Majid, Damien, Sbastien, Meriem, Baptiste, Ziad,
Labo, Makara, Bernardo, Cline, Delphine, Anthony et tous ceux que je nai pas cit,
mais avec qui jai eu le plaisir de partager de bons moments.
Un remerciment tous les enseignants qui ont particip ma formation, sans oublier
tous mes amis, particulirement Tahar, Sad, Amine, Sidali, Hacen, Ghani et Racim.
Enn, je ddicace ce travail ma famille : ma mre, mon pre, ma sur, mes frres et
leurs familles, qui mont moralement soutenu malgr la distance qui nous spare. Je les
remercie du fond du cur.
vii
Table des matires

Rsum
iii
Remerciements
Table des matires
ix
Table des gures
xiii
Liste des tableaux
xvii
Introduction gnrale
1 tat de lart
1.1 Introduction . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
1.2 volution technologique dans la traction ferroviaire lectrique . . . . . . . .
1.2.1 lectrication . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
1.2.2 Moteurs de traction . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
1.2.3 Composants de puissance . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
1.2.4 Conclusion . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
1.3 De la traction centralise la traction rpartie . . . . . . . . . . . . . . . .
1.3.1 La traction rpartie . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
1.3.1.1 Avantages . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
1.3.1.2 Inconvnients . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
1.3.2 Les direntes structures du point de vue densemble convertisseurs/moteurs . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
1.3.3 Structure Multi-convertisseur/Multi-machine . . . . . . . . . . . . .
1.3.4 Structure Mono-onduleur/Multi-machine
(systmes multi-machines) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
1.3.5 Structure Mixte . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
1.4 Les perturbations et dfaillances dune chane de traction lectrique . . . . .
1.4.1 Les perturbations externes . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
1.4.2 Les perturbations internes . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
1.5 Conclusion . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
2 Modlisation et commande dune chane de traction lectrique
2.1 Introduction . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
2.2 Etage dentre . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
2.3 Machine asynchrone . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
2.3.1 Les quations lectriques . . . . . . . . . . . . . . . . . .
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
5
5
6
6
8
11
12
12
13
13
14
. 14
. 14
.
.
.
.
.
.
14
15
16
16
19
21
asynchrone
. . . . . . .
. . . . . . .
. . . . . . .
. . . . . . .
23
23
23
24
24
ix
TABLE DES MATIRES
Les quations lectromagntiques . . . . . . . . . . .

Lquation mcanique . . . . . . . . . . . . . . . . .
Commandes de la machine asynchrone . . . . . . . .
2.3.4.1 Le contrle vectoriel . . . . . . . . . . . . .
2.3.4.2 Le contrle vectoriel ux rotorique orient
Onduleur de tension . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
2.4.1 Modle triphas . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
2.4.2 Modle biphas dans le plan complexe . . . . . . . .
2.4.3 Commande rapproche dun onduleur triphas . . . .
2.4.3.1 Modulation de Largeur dImpulsion (MLI) .
2.4.3.2 Pleine onde . . . . . . . . . . . . . . . . .
2.4.3.3 Application la traction . . . . . . . . . . .
Partie mcanique : transmission deort . . . . . . . . . . . .
2.5.1 Modlisation simplie dun bogie . . . . . . . . . . .
2.5.1.1 Sans perte dadhrence . . . . . . . . . . .
2.5.1.2 Avec perte dadhrence . . . . . . . . . . .
Conclusion . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
2.3.2
2.3.3
2.3.4
2.4
2.5
2.6
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
3 Commande des systmes multi-onduleurs/multi-machines asynchrones ddis la traction ferroviaire

3.1 Introduction . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
3.2 Commande de systme
biconvertisseur/bimachine asynchrone . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
3.3 Commandes coopratives de systme
mono-onduleur/bimachine asynchrone . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
3.3.1 Commandes coopratives pondres . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
3.3.1.1 La Commande Moyenne Simple (CMS) . . . . . . . . . . . .
3.3.1.2 La Commande Matre Esclave (CME) . . . . . . . . . . . . .
3.3.2 La Commande Moyenne Direntielle (CMD) . . . . . . . . . . . . . .
3.3.2.1 Synthse de la Commande Moyenne Direntielle . . . . .
3.3.2.2 Contrle du couple moyen direntiel sur laxe d . . . . . . .
3.3.2.3 Contrle du couple moyen direntiel sur laxe q . . . . . . .
3.3.2.4 Contrle du couple moyen direntiel sur les deux axes d et q
3.3.2.5 Rcapitulatif des direntes possibilits de la commande CMD
3.3.2.6 Utilisation de la commande CMD comme stratgie dantipatinage . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
3.4 Commande de systme multi-convertisseur/multi-machine asynchrone . . . . .
3.5 Conclusion . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
4 Continuit de service dune chane de traction rpartie
4.1 Introduction . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
4.2 La reconguration de commandes dun systme bionduleur/bimachine asynchrone
4.2.1 Reconguration de la Commande Individuelle la commande Matre
Esclave CI CM E . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
4.2.2 Reconguration de la Commande Individuelle la Commande Moyenne
Simple CI CM S . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
4.2.3 Reconguration de la Commande Individuelle la Commande Moyenne
Direntielle CI CM D . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
28
29
29
29
29
35
35
36
37
39
42
43
43
44
46
47
47
49
49
49
52
54
54
56
58
59
66
66
69
69
69
72
74
77
77
77
78
79
79
x
TABLE DES MATIRES
Stratgie propose pour la Reconguration de commande dun systme

bionduleur/bimachine un systme mono-onduleur/bimachine virtuel .
Continuit de service dune traction rpartie . . . . . . . . . . . . . . . . . .
4.3.1 Reconguration de structure de commande . . . . . . . . . . . . . . .
4.3.1.1 Lorgane dcisionnel . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
4.3.1.2 Diagramme dtats . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
4.3.1.3 Interaction de lorgane dcisionnel avec la chane de traction .
4.3.2 Exploitation de la redondance analytique et structurelle . . . . . . . .
4.3.2.1 Redondance Analytique . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
4.3.2.2 Redondance structurelle naturelle . . . . . . . . . . . . . . .
Conclusion . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
4.2.4
4.3
4.4
80
82
84
84
84
88
91
91
105
106
5 De la simulation limplmentation temps rel des algorithmes de contrle109

5.1 Introduction . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 109
5.2 Description du banc exprimental . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 109
5.2.1 Partie puissance . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 111
5.2.1.1 Redresseur . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 111
5.2.1.2 Onduleurs . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 111
5.2.1.3 Moteurs asynchrones et variateurs industriels . . . . . . . . . 111
5.2.2 Instrumentation . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 111
5.2.3 Module de commande . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 112
5.3 Etapes de validation des stratgies de commande . . . . . . . . . . . . . . . . 115
5.3.1 Simulation dans lenvironnement SABER . . . . . . . . . . . . . . . . 115
5.3.2 Simulation Hardware-in-the-Loop . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 116
5.3.2.1 Comparaison des rponses du modle et du systme rel . . . 116
5.3.2.2 Implmentation de la commande vectorielle sur FPGA . . . . 117
5.4 Description de lmulateur de la partie mcanique dune chane de traction . . 119
5.5 Rsultats exprimentaux . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 121
5.5.1 Phase de dmarrage . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 121
5.5.2 Broutement . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 122
5.5.3 Dcollement du pantographe . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 124
5.5.4 Perte dadhrence . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 124
5.5.5 Comparaison de la simulation avec lexprimentation . . . . . . . . . . 128
5.6 Perspectives pour le banc dessai . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 130
5.6.1 Implmentation des lois de commande sur FPGA . . . . . . . . . . . . 130
5.6.2 Extension un banc dessai pour une chane de traction rpartie . . . . 132
5.7 Conclusion . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 132
Conclusion gnrale et perspectives
135
Annexes
139
Bibliographie
145
Acronymes
157
Liste des symboles
159
xi
Table des gures

1.1
Estimation des missions spciques de CO2 des dirents modes de transport de passagers et de fret en 1995 et 2010 (Source : EEA) . . . . . . .
1.2 lectrication 2 25kV . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
1.3 Traction centralise . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
1.4 Traction rpartie . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
1.5 Structure Multi-convertisseur/Multi-machine . . . . . . . . . . . . . . . .
1.6 Structure Mono-onduleur/Multi-machine . . . . . . . . . . . . . . . . . .
1.7 Structure Mixte . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
1.8 Variation du coecient dadhrence en fonction du glissement et de ltat
du rail . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
1.9 Synoptique dun contrle dadhrence base destimateurs et/ou dobservateurs . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
1.10 Synoptique dun contrle dadhrence base de modle . . . . . . . . . .
1.11 Dtection et isolation des dfauts de capteurs bases sur les observateurs
2.1
2.2
2.3
2.4
2.5
2.6
2.7
2.8
2.9
2.10
2.11
2.12
2.13
2.14
2.15
2.16
2.17
2.18
3.1
3.2
3.3
.
.
.
.
.
.
.
5
8
12
13
15
15
16
. 17
. 18
. 18
. 20
Description dune chane de traction ferroviaire . . . . . . . . . . . . . . .

Filtre dentre . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
Reprsentation schmatique dune machine asynchrone triphase . . . . . .
Reprsentation biphase dune machine asynchrone . . . . . . . . . . . . .
Rfrentiel (d, q) li au ux rotorique . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
Modle de la machine asynchrone dans le repre (d, q) li au ux rotorique
Structure de rgulation du ux rotorique et du couple lectromagntique .
Synoptique dun contrle vectoriel direct ux rotorique orient . . . . . .
Structure dun onduleur de tension triphas . . . . . . . . . . . . . . . . .
Reprsentation dun onduleur triphas dans le plan complexe (, ) . . . .
Principe dune commande rapproche . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
Principe de la MLI intersective . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
Exemple MLI vectorielle . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
Exemple MLI trois (3) angles prcalculs . . . . . . . . . . . . . . . . . .
Ordres de commande des semi-conducteurs en pleine onde . . . . . . . . .
Synoptique dune chane de transmission mcanique . . . . . . . . . . . . .
Modle simpli de la charge mcanique . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
Variation du coecient dadhrence en fonction du glissement et de la
vitesse . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
23
24
25
27
30
31
33
34
35
37
38
39
41
41
43
44
45
47
Chane de traction classique . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 50

Commande CI : Grandeurs mcaniques . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 51
Commande CI : Grandeurs moteurs . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 52
xiii
TABLE DES FIGURES
3.4
3.5
3.6
3.7
3.8
3.9
3.10
3.11
3.12
3.13
3.14
3.15
3.17
3.16
3.18
3.19
3.20
3.21
3.22
3.23
3.24
4.1
4.2
4.3
4.4
4.5
4.7
4.6
4.8
4.9
4.10
4.11
4.12
4.13
Commande CI : Tension aux bornes de linductance Ucf et courant dans

linductance ILf du ltre dentre . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
Chane de traction Mono-onduleur/Bimachine . . . . . . . . . . . . . . .
Commandes coopratives pondres . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
Commande CMS : Grandeurs mcaniques . . . . . . . . . . . . . . . . .
Commande CMS : Grandeurs moteurs . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
Commande CME (Moteur M2 matre) : Grandeurs mcaniques . . . . . .
Rponses en ux et en couple correspondant la commande CM E, moteur
M 2-Matre . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
Commande CME (Moteur M2 matre) : Couples lectromagntiques . . .
Reprsentation des courants statoriques et magntisants dans le repre
(d, q) li au ux rotorique moyen dun systme mono-onduleur/bimoteur.
Structure de la Commande Moyenne Direntielle - Actions sur les axes d
et q . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
Commande moyenne direntielle avec kq = 0 . . . . . . . . . . . . . . .
Commande moyenne direntielle avec kd = 0 . . . . . . . . . . . . . . .
Comparaison des amplitudes des oscillations . . . . . . . . . . . . . . . .
Commande moyenne direntielle avec kd = 0.003 . . . . . . . . . . . . .
Commande CMD (kd = 0.003, kq = 2) : Grandeurs mcaniques . . . . .
Commande CMD (kd = 0.003, kq = 2) : Grandeurs moteurs . . . . . . .
Adaptation du couple de rfrence . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
Commande CMD (kd = 0.003, kq = 1) avec adaptation de em : Grandeurs
mcaniques . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
Commande CMD (kd = 0.003, kq = 1) avec adaptation de em : Grandeurs
moteurs . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
Architecture monoconvertisseur virtuel/bimachine asynchrone . . . . . .
Commande de systme multi-convertisseur/multi-machine asynchrone . .
Reconguration de la Commande Individuelle CI la commande Matre
Esclave CM Em1 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
Reconguration de la Commande Individuelle CI la Commande Moyenne
Simple CM S . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
Reconguration de la Commande Individuelle CI la Commande Moyenne
Direntielle CM D t = 30s . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
Vitesses des moteurs en phase de dmarrage avec la Commande Individuelle
(CI) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
Courants statoriques dans le repre (, ) dirents instants (t1 = 30s,
t2 = 30.2s et t3 = 35s) lors de la commutation de commandes . . . . . .
Synoptique dun systme de contrle tolrant aux fautes . . . . . . . . .
Commutation de la Commande Individuelle la Commande Moyenne Diffrentielle avec la stratgie CI CM S CM D . . . . . . . . . . . . . .
Lorgane dcisionnel . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
Diagramme dtats clats . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
Diagramme dtats pour la perte dadhrence des deux moteurs . . . . .
Diagramme dtats avec conditions sur les transitions . . . . . . . . . . .
Chronogramme des perturbations appliques . . . . . . . . . . . . . . . .
Chronogramme de ltat de lorgane dcisionnel et du changement de commandes appliques . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
.
.
.
.
.
.
52
53
54
55
56
57
. 58
. 58
. 61
.
.
.
.
.
.
.
.
65
67
68
69
70
71
71
72
. 73
. 73
. 74
. 75
. 78
. 79
. 80
. 80
. 81
. 82
.
.
.
.
.
.
83
85
86
87
88
88
. 89
xiv
TABLE DES FIGURES
4.14 Interaction entre lorgane dcisionnel et la chane de traction : Grandeurs

lectrique . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 89
4.15 Interaction entre organe dcisionnel et la chane de traction : Grandeurs
mcaniques . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 90
4.16 Robustesse vis--vis du bruit et de perturbations simultanes : Grandeurs
moteurs . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 90
4.17 Robustesse vis--vis du bruit et de perturbations simultanes : Grandeurs
mcaniques . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 91
4.18 Utilisation de la redondance analytique (EAP) dans le cas dune perte dun
capteur de vitesse . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 92
4.19 Redondance analytique EAP : Grandeurs moteurs . . . . . . . . . . . . . . 93
4.20 Principe du mcanisme adaptatif [Sch 92] . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 94
4.21 Redondance analytique EAP : Grandeurs mcaniques . . . . . . . . . . . . 94
4.22 Utilisation de la redondance analytique (MRAS) dans le cas dune perte
dun capteur de vitesse . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 95
4.23 Redondance analytique MRAS : Grandeurs mcaniques . . . . . . . . . . . 96
4.24 Redondance analytique MRAS : Grandeurs moteurs . . . . . . . . . . . . . 97
4.25 Observateur mcanique structure variable . . . . . . . . . . . . . . . . . 97
4.26 Redondance analytique OMSV : Grandeurs mcaniques . . . . . . . . . . . 99
4.27 Utilisation de la redondance analytique (OMSV) dans le cas dune perte
dun capteur de vitesse . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 100
4.28 Redondance analytique (OMSV) avec adaptation de la dynamique . . . . . 100
4.29 Redondance analytique OMSV avec adaptation de la dynamique : Grandeurs mcaniques . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 101
4.30 Redondance analytique OMSV avec adaptation de la dynamique : Grandeurs moteurs . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 102
4.31 Chronogramme de commutation dobservateur . . . . . . . . . . . . . . . . 102
4.32 Redondance analytique avec commutation dobservateur . . . . . . . . . . 103
4.33 Redondance analytique avec commutation dobservateur : Grandeurs moteurs103
4.34 Redondance analytique avec commutation dobservateur : Grandeurs mcaniques . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 104
4.35 Principe de la redondance structurelle . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 105
4.36 Utilisation de la redondance structurelle dans le cas dune perte dun capteur de vitesse . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 105
4.37 Redondance structurelle : Grandeurs mcaniques . . . . . . . . . . . . . . . 106
4.38 Redondance structurelle : Grandeurs moteurs . . . . . . . . . . . . . . . . 107
5.1
5.2
5.3
5.4
5.5
5.6
5.7
5.8
Vue densemble de la maquette exprimentale . . . . . . . . . . . . . . .

Synoptique de la partie puissance . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
Synoptique gnrale de lunit de commande (dSPACE) . . . . . . . . . .
Synoptique de la rpartition des tches entre le processeur PowerPC et le
FPGA . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
Synoptique de simulation du systme . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
Comparaison rponse du systme rel et du modle avec un contrle vectoriel implment sur la carte PPC DS1005 . . . . . . . . . . . . . . . . .
Contrle vectoriel implment sur la cible FPGA : visualisation des variables de la MAS et des ordres de commandes MLI . . . . . . . . . . . .
Contrle vectoriel implment sur cible FPGA : visualisation sur PC . . .
. 110
. 110
. 113
. 114
. 115
. 117
. 118
. 118
xv
TABLE DES FIGURES
5.9
5.10
5.11
5.12
5.13
5.14
5.15
5.16
5.17
5.18
5.19
5.20
5.21
5.22
5.23
5.24
5.25
5.26
Synoptique de la simulation HIL de limplmentation de la commande sur

FPGA . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 119
Structure de lmulateur . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 120
Organigramme de fonctionnement de lmulateur . . . . . . . . . . . . . . 120
Comportement de lmulateur en phase de dmarrage . . . . . . . . . . . . 121
Rsultats exprimentaux (Broutement) : Grandeurs de lmulateur de la
chane de traction . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 122
Rsultats exprimentaux (Broutement) : Grandeurs moteurs . . . . . . . . 123
Densit spectrale de puissance du couple lectromagntique dun moteur . 124
Caractristiques de ltat du rail mul . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 125
Chronogramme des changements de coecients dadhrence maximale et
de commandes appliqus . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 125
Rsultats exprimentaux : Grandeurs de lmulateur de la chane de traction126
Rsultats exprimentaux : Grandeurs moteurs . . . . . . . . . . . . . . . . 127
Densit spectrale de puissance du couple lectromagntique (M1) . . . . . 128
Caractristiques de ltat du rail en simulation . . . . . . . . . . . . . . . . 128
Comparaison simulation/exprimentation : Grandeurs de la partie mcanique de la chane de traction (simulation : kd = 0.02 et kq = 15, mulateur : kd = 3 et kq = 10) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 129
Comparaison simulation/exprimentation : Grandeurs moteurs (simulation : kd = 0.02 et kq = 15, mulateur : kd = 3 et kq = 10) . . . . . . . . . 129
Synoptiques des commandes dun systme biconvertisseur/bimoteur implmentes sur FPGA . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 131
Chronogramme de la commande dun systme biconvertisseur/bimoteur
implmente sur FPGA . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 132
Extension du banc dessai une chane de traction rpartie . . . . . . . . . 132
xvi
Liste des tableaux

1.1
1.2
1.3
lectrication des rseaux ferroviaires dans le monde . . . . . . . . . . . . 6

Comparaison du rapport puissance poids de dirents types de moteur
utiliss dans les trains grande vitesse [Sat 10, Mer 10] . . . . . . . . . . . 10
Vitesse dexploitation en fonction de la puissance disponible et de la pente
de la voie [Cos 96] . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 21
2.1
Rsum des caractristiques et des limites des direntes commandes rapproches dun onduleur triphas . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 44
4.1
4.2
Actions de lorgane dcisionnel . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 87

Correspondance des transitions . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 87
5.1
5.2
5.3
5.4
Paramtres des machines asynchrones . . . . .

Paramtres mcaniques dun ensemble de deux
Paramtres des codeurs incrmentaux . . . . .
Caractristiques de la carte FPGA DS5203 . .
. . . . . . . . . . . .
machines accouples
. . . . . . . . . . . .
. . . . . . . . . . . .
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
112
112
113
114
xvii
Introduction gnrale
Les progrs faits et les perspectives envisages dans les dirents domaines du gnie lectrique et de lautomatique prsagent une volution fulgurante dans le secteur des
transports, plus particulirement dans la traction ferroviaire lectrique. En plus des des
technologiques auxquels le secteur de la traction lectrique, en tant que systme embarqu est confront, lamlioration des performances, de la abilit et de la disponibilit
des systmes est lune des proccupations les plus importantes des concepteurs et des
exploitants. Dans la propulsion ferroviaire lectrique, pour rpondre ces exigences, le
secteur soriente de plus en plus vers une architecture de la traction rpartie qui permet
davoir plus de degrs de libert vis--vis des perturbations et des dfaillances susceptibles
daecter le systme.
Dans les travaux eectus dans cette thse, on sintresse principalement aux avantages que peut amener une traction ferroviaire lectrique asynchrone rpartie travers les
degrs de libert additionnels quelle apporte sur la mthodologie de la commande des systmes multi-convertisseurs/multi-machines quips de charges lies. Lobjectif principal
est dassurer la continuit de service ou un meilleur fonctionnement possible du systme
en prsence de certaines dfaillances ou perturbations externes telles que la perte dadhrence, le broutement ou la perte de capteurs mcaniques. La tolrance aux dfauts de
capteur mcanique des stratgies de commande adoptes sera aborde, dune part par
lintroduction de commande sans capteur (redondance analytique) et dautre part par
lexploitation de la redondance structurelle quore naturellement la traction rpartie (redondance structurelle naturelle). Cette tude nous amnera la conception dun organe
dcisionnel qui apportera les adaptations, les recongurations de commandes et voire dobservateurs ncessaires pour maintenir la continuit de service du systme fonctionnant en
mode dgrad.
Le premier chapitre est ddi ltat de lart de la traction lectrique. Lvolution
technologique eectue dans ce domaine, plus particulirement sur llectrication des
lignes, les moteurs de traction et llectronique de puissance est ainsi expose. Les direntes structures du point de vue densemble convertisseurs/moteurs quon peut trouver
que ce soit dans une architecture de traction concentre ou rpartie sont prsentes avant
dintroduire les direntes perturbations et dfaillances qui peuvent les aectes.
Dans le deuxime chapitre "Modlisation et commande dune chane de traction lec1
Introduction gnrale
trique asynchrone", la modlisation en vu dune commande du systme est faite. Ainsi

nous prsentons les direntes parties constituant la chane de traction asynchrone. Nous
nous focalisons principalement sur la commande dun ensemble "onduleur/moteur asynchrone", en retenant une stratgie de contrle bien connue, savoir le contrle vectoriel
ux rotorique orient. La commande rapproche de londuleur de tension deux niveaux
est galement expose. Il est noter que les direntes structures de commande adoptes
pour les systmes "multi-onduleurs/multi-moteurs" prsentes par la suite se basent sur
ce contrle vectoriel. La partie mcanique permettant la transmission de leort de traction a aussi t introduite et sa modlisation simplie est prise comme rfrence pour
la conception dun mulateur dun bogie de traction. Lmulation dun couple de charge
fait partie intgrale de cette tude, dans la mesure o dans un laboratoire acadmique,
il nest pas toujours possible de retrouver les conditions de fonctionnement du systme.
Cette mulation permettra par la suite une validation exprimentale des stratgies de
commande proposes.
Le troisime chapitre sintresse la commande des systmes multi-convertisseurs/multimachines utiliss dans la traction ferroviaire. Les direntes structures de commande possibles, coopratives pondres ou moyennes direntielles, sont exposes. Par rapport la
commande moyenne direntielle dj tudie, celle prsente dans cette tude a t modie an de contribuer dune faon plus ecace la problmatique de la perte dadhrence.
Le comportement du systme avec ces direntes structures de commande est analys
dabord dans le cas du fonctionnement nominal, sans perturbation, et ces performances
sont examines en prsence de perturbations mcaniques telles que la perte dadhrence
et le broutement. Ces perturbations ont une grande inuence sur le comportement du
systme. Ces conditions de travail doivent tre tudies car elles sont caractrises par un
fort couplage lectromcanique entre les direntes units de traction.
La problmatique de la continuit de service dune chane de traction rpartie est
introduite au quatrime chapitre. Dans le cas des perturbations externes, les direntes
structures de commande possibles seront mises contribution pour assurer un fonctionnement satisfaisant du systme. En dnitive, nous cherchons une commande tolrant
les perturbations et/ou dfauts, amliorant la abilit fonctionnelle de ce systme. Un
organe dcisionnel a t dvelopp. Il permet dassurer les direntes recongurations de
la commande, adaptes la perturbation agissant sur le systme et modiants ses caractristiques. Dans le cas des dfauts de capteur mcanique, direntes mthodes bases
sur des estimateurs et observateurs partiels introduisant une redondance analytique sont
compares par rapport la redondance structurelle naturelle quore la traction rpartie.
Les compatibilits et lecacit de ces mthodologies et leurs actions en prsence des
perturbations mcaniques ont t examines.
Le cinquime et dernier chapitre "De la simulation limplmentation temps rel des
algorithmes de contrle" prsente le banc exprimental dvelopp au cours de cette thse
2
Introduction gnrale
an de valider les direntes structures de commande. Il sagit dun modle rduit dun
bogie de train. Le couplage mcanique "prsence du rail" sera reconstitu par lmulateur
de couple de charge. La mthodologie qui nous a permis de tracer la feuille de route entre
la simulation ne du systme lexprimentation avec les commandes implmentes sur
la plate-forme exprimentale est aussi expose dans cette partie.
Enn, le travail eectu dans cette thse est synthtis dans la conclusion et les perspectives et les volutions apporter cette contribution concluent ce mmoire.
Chapitre 1
tat de lart
Introduction
1.1
La traction ferroviaire lectrique na cess dvoluer depuis ses dbuts la n du

XIX e sicle. Les progrs faits et les perspectives envisages dans les dirents domaines
en relation avec la traction lectrique prsagent un intrt croissant pour ce mode de
transport. Ceci est fortement li aux changements rapides et aux proccupations de la
socit o les besoins et les exigences en termes de mobilit, de performance, de scurit
et de confort sont grandissants et font face aux enjeux conomiques et environnementaux
en termes decacit nergtique et de pollution. Le secteur des transports est lun des
principaux contributeurs la pollution atmosphrique et aux missions de gaz eet
de serre. En 2009 les transports dans lEU-27 reprsentent 25% des missions de gaz
eet de serre (Source Agence Europenne pour lEnvironnement EEA), ce qui donne un
avantage considrable la traction lectrique qui est lun des modes de transport les moins
metteurs de CO2 (g. 1.1).
Avant dentreprendre les travaux eectus au cours de la thse, ce chapitre est consacr
ltat de lart de la traction lectrique o les volutions technologiques et tendances
sont prsentes avant dintroduire la traction lectrique rpartie et les dfaillances et
perturbations qui peuvent aecter un tel systme.
120
Aviation
Transport routier
Ferroviaire
Navigation
Emissions CO2 [g/pkm]
160
140
120
100
80
60
40
20
0
1995
2010
(a) Transport de personnes par passager-km
Emissions CO2 (g/tkm)
180
Transport routier
Navigation intrieure
Ferroviaire
Navigation
100
80
60
40
20
0
1995
2010
(b) Transport de marchandises par tonne-km
Figure 1.1 Estimation des missions spciques de CO2 des dirents modes de transport de passagers et de fret en 1995 et 2010 (Source : EEA)
tat de lart
volution technologique dans la traction ferroviaire

lectrique
1.2
Le dveloppement de la traction ferroviaire dans les dirents aspects quon peut

considrer, performance, abilit, et scurit est le fruit des volutions technologiques
dans les dirents lments la constituants, du changement successif dans llectrication des lignes, de lapparition de llectronique embarque en passant par les avances
considrables faites sur les moteurs de traction et llectronique de puissance. Plusieurs
ouvrages et articles ont t consacrs cette volution [All 08, Deb 10, Lac 01, Lac 05,
Duf 03,Smi 01,Bat 09, Lee 10,Kos 10,Mer 10,Uzu 11]. Dans ce qui suit, un aperu sur les
progrs eectus et les futures tendances dans llectrication des lignes dalimentation,
des moteurs de traction et de llectronique de puissance sera donn.
1.2.1
lectrication
Tous au long de lvolution progressive de la traction ferroviaire lectrique et de son

expansion travers le monde, dirents types de rseaux dlectrication des chemins
Tension
Frquence
600/750V
DC
Application
Rseaux urbains avec
3me rail pour lalimentation
Pays
Utiliss dans la plupart des
pays pour les tramways,
trolleys et mtros
Gnralement utiliss en
grande traction, Australie,
gypte, Europe, Inde, Indonsie, Japon, NouvelleZlande, USA
Algrie, Brsil, Chili, Europe, Inde, Maroc, Afrique
du sud, CEI
Standard en Allemagne,
Autriche, Norvge, Sude
et Suisse
1.5kV
DC
Rseaux urbains, rgionales et interurbains

avec catnaire
3kV
DC
Rseaux interurbains
15kV
16.7Hz
Rseaux interurbains
20kV
50Hz
Rseaux interurbains
Est du Japon
20kV
60Hz
Rseaux interurbains
Ouest du Japon
25kV
50Hz
Rseaux interurbains
25kV
60Hz
Rseaux interurbains
Australie, Chine, Core, Europe (France 62% du rseau), Inde, Iran, Ouest du
Japon, Malaisie, Pakistan,
Afrique du sud, Turquie,
CEI, Zare, Zimbabwe
Costa Rica, Ouest de Japon, Tawan, USA
Tableau 1.1 lectrication des rseaux ferroviaires dans le monde

6
tat de lart
de fer ont t dvelopps et exploits. Les changements se sont faits au fur mesure
des progrs dans le domaine de llectrotechnique. Le tableau 1.1 rsume les direntes
tensions et frquences principales utilises pour la traction dans le monde. Le premier
rseau utilis tait en courant continu, ceci est essentiellement d aux moteurs utiliss au
dbut de la traction lectrique. La basse tension courant continu (600 ou 750V ) sest
alors impose pour les transports urbains ou suburbains (mtro, tramway et trolleybus).
Pour la grande traction, deux tendances ont t adoptes, savoir la basse tension
courant continu de 1.5kV ou 3kV et la haute tension alternative monophas 15kV
basse frquence 16 2/3Hz.
La basse tension courant continu de 1.5kV ou de 3kV a t choisie pour la simplicit de la conversion dnergie bord des trains, ce qui rsolvait le problme de
lencombrement et du poids des locomotives. Linconvnient principal de cette solution est la complexit des quipements de ligne. Cette solution a tait adopte entre
autres en France, en Italie, en Espagne et en Belgique.
La haute tension alternative monophas 15kV de faible frquence 16 2/3Hz a t
choisie pour des raisons de simplicit et dconomie. La frquence a t limite par
les moteurs commutation utiliss. Les rseaux lectriques des chemins de fer sont
alors grs par des centrales lectriques spares o on utilise des convertisseurs
de frquence, 1/3 de la frquence standard 50Hz des rseaux de distribution a t
choisie.
Dans les annes 1930, des tentatives dutilisation dinstallations courant alternatif
monophas frquence industrielle 50Hz ont t eectues en Hongrie, puis en Allemagne.
Les limites de llectrication basse tension courant continu ont conduit la France
la n des annes 1950 adopter la tension monophase frquence industrielle. La
premire ligne exploite est la transversale Nord-Est, Valenciennes - Thionville. La perce
du courant alternatif frquence standard a t conforte par lvolution faite dans le
domaine de llectronique de puissance. Depuis, la tension alternative de 25kV , 50Hz sest
impose en Europe pour devenir le standard dans les nouvelles lignes, particulirement
les lignes grande vitesse (LGV).
Avec la multiplication des tensions utilises dans une mme rgion, des locomotives
multi-tensions ont vu le jour. La premire locomotive europenne bicourant (1500V continu
et 25kV 50Hz), la BB 22000 a t livre par Alstom et MTE la SNCF la n de lanne 1976. Avec lextension des interconnexions entre les dirents rseaux ferroviaires, les
nouveaux systmes de traction lectrique ont t amens supporter de plus en plus les
direntes alimentations.
La tendance actuelle pour les LGV est lutilisation de lalimentation 225kV (g. 1.2).
Des sous-stations avec transformateur 50kV avec un point milieu alimente la catnaire
avec le +25kV , le feeder avec le 25kV , et le point milieu au potentiel du rail qui est
mis la terre. La tension entre la catnaire et le feeder est de 50kV mais lalimentation
du train reste toujours +25kV . Cela permet dune part, de rduire les pertes par eet
Joule et le nombre de sous-stations en utilisant des autotransformateurs des intervalles
rguliers entre deux sous-stations. Dautre part, cette technique dalimentation rduit
les interfrences lectromagntiques grce lopposition de phase entre la catnaire et
le feeder. La SNCF a eu recours cette variante de lalimentation 25kV 50Hz pour la
premire fois sur la ligne du TGV Sud-Est en 1981 [Pro 09].
7
tat de lart
Figure 1.2 lectrication 2 25kV
1.2.2
Moteurs de traction
La traction lectrique a subit des changements considrables tous au long de son

dveloppement. Du dbut et jusqu il y a moins dune trentaine dannes, le moteur
commutation a t largement utilis. Aliment par une source de tension continue variable
ou par une source de tension monophase alternative variable basse frquence, gnralement du 16 23 Hz, son rendement a t faible cause des contrles. Cette solution a t
utilise jusqu lapparition des convertisseurs statiques ds le dbut des annes 1970 avec
le dveloppement des diodes et des thyristors de puissance. Lvolution grandissante dans
le domaine de llectronique de puissance et de llectronique de commande ont permis
damliorer lecacit de la traction lectrique en remplaant les convertisseurs lectromcaniques par des convertisseurs statiques et par la suite les moteurs courant continu
par des moteurs courant alternatif triphas. Deux solutions ont alors t envisages :
Le moteur synchrone rotor bobin sest alors impos comme choix en France par
rapport au moteur asynchrone essentiellement cause de la simplicit des onduleurs de courant thyristors utiliss pour leur alimentation. Comparativement aux
onduleurs de tension pour les moteurs asynchrones, les onduleurs utiliss pour les
moteurs synchrones ne ncessitent pas de circuits auxiliaires dextinction des thyristors. Le moteur synchrone a t alors utilis ds 1988 dans la locomotive BB26000 et
le TGV de seconde gnration Atlantique. Le moteur synchrone bobin avait alors
les avantages suivant :
Plus simple et plus lger ;

Facteur de puissance plus important, suprieur 0, 95 ;
Couple de dmarrage lev ;
Onduleur ne ncessitant pas de circuits auxiliaires dextinction ;
Absence de collecteurs.
Le moteur asynchrone a t choisi dans le reste de lEurope. Les premires tudes

sur son utilisation dans la traction ont commenc ds lanne 1965 essentiellement
en Allemagne. La Deutsche Bahn a mis en service en 1979, la premire locomotive
universelle E120 class utilisant des moteurs asynchrones. En 1985, la machine asynchrone commence tre utilise sur le prototype de train grande vitesse InterCity
Experimental (ICE) dont la technologie va tre exploite ds lanne 1991 avec la
mise en service de la premire gnration de lInterCity Experss ICE1.
Grce sa robustesse, son faible cot de fabrication et dentretien, de sa puissance
massique leve et surtout avec le dveloppement rapide qua connu llectronique de
8
tat de lart
puissance et lapparition des thyristors GTO (Gate Turn-O Thyristor) ds le dbut des
annes 1990, le choix de lutilisation des moteurs asynchrones en traction lectrique a t
confort et sest rapidement impos. Ainsi, le train Japonais grande vitesse Shinkansen
passe la motorisation asynchrone dans la srie 300 dans lanne 1992 avec lutilisation
de thyristors GTO. Cette tendance sest impose alors ds lanne 1995 avec lEurostar
et maintenant sur le TGV POS et la gnration Dasye du TGV Duplex, avec lutilisation
dIGBT.
La tendance actuelle est lutilisation de moteurs synchrones aimants permanents
(PMSM : Permanent Magnet Synchronous Motor). Les PMSM ont les avantages suivants
par rapport aux moteurs asynchrones :
Plus compacts, ils occupent moins despace do la possibilit donne de les intgrer
au plus prs des roues, bogies ... ;
Un meilleur rendement (98% au lieu de 96 97% pour les moteurs induction
traditionnels).
Rapport puissance poids suprieur 1kW/kg.
Moteurs totalement ferms do une rduction du bruit et des cots de maintenance.
Auto-ventilation contrairement la ventilation force ncessaire pour les moteurs
asynchrones.
Les moteurs synchrones aimants permanents ont commenc tre utiliss dans la
petite traction. La premire application dans le domaine ferroviaire sest faite en 2000 avec
lutilisation des moteurs roue dune puissance de 65kW sur le VAL208 [Deb 10] avant de
se propager dans la grande traction particulirement dans les trains grande vitesse.
Comme exemple, on peut citer entre autres, le successeur du TGV, lAGV (Automotrice
Grande Vitesse), et la nouvelle gnration du Shinkansen.
Le tableau 1.2 montre lvolution technologique eectue dans les moteurs de traction
des trains grande vitesse qui a permis de diminuer le poids, le volume et ainsi augmenter
le rapport puissance/poids pour dpasser le 1kW/kg avec lutilisation des PMSM. En comparant lAGV au TGV, lutilisation de moteurs PMSM dont le rapport puissance/poids
est suprieur 1kW/kg et dont le rendement est de 98%, peut permettre une rduction
de 6 7% de lnergie consomme [Bri 08]. Leet de la rduction de la consommation
grce lutilisation de PMSM a aussi t mise en vidence dans ltude [Kaw 10] o des
essais eectus sur un mtro de Tokyo comportant deux bogies moteurs asynchrones et
un bogie moteurs synchrones, ont montr une diminution de la consommation dnergie
de 12, 5% en traction obtenue grce ces moteurs.
DC
185
876
0,21
1964
Type
moteur
Puissance
(kW)
Poids
(kg)
Rapport
puissance
poids
(kW/kg)
Mise en
service
1981
0,34
1 560
535
DC
1989
0,74
1 450
1 100
Synchrone
TGV
Atlantique
1992
0,77
390
300
Asynchrone
Shinkansen
Srie 300
1994
0,81
1 260
1 020
Asynchrone
Eurostar
1997
0,61
1 980
1 200
Asynchrone
ICE2
2007
0,77
394
305
Asynchrone
Shinkansen
Srie N700
2005
0,8
440
355
PMSM
Shinkansen
FASTECH
360S
2011
1,04
730
760
PMSM
AGV
1,1
276
305
PMSM
Shinkansen
Lightweight
PMSM
Tableau 1.2 Comparaison du rapport puissance poids de dirents types de moteur utiliss dans les trains grande vitesse [Sat 10,Mer 10]
Shinkansen
Srie 0
Type
TGV
ParisSud est
tat de lart
10
tat de lart
1.2.3
Composants de puissance
Comme on la vu prcdemment, llectronique de puissance a jou un rle trs important dans lvolution de la traction ferroviaire lectrique. Depuis larrive des diodes la
n des annes 1950 et des thyristors de puissance au dbut des annes 1970, la rduction
du poids des quipements et laugmentation des vitesses dexploitation des trains nont
cess de samliorer.
Avant lutilisation des composants de llectronique de puissance, les moteurs collecteur taient commands par la variation de leur tension dalimentation par des commutateurs mcaniques et des rhostats (rsistance variable) pour lalimentation continue ou par
des transformateurs variables pour une alimentation courant alternatif monophas. Les
variations se faisaient alors par cran, ce qui introduit des -coups de couple qui diminuent
considrablement ladhrence entre les roues et le rail. Dun point de vue nergtique, le
systme avait une faible ecacit nergtique due aux importantes pertes rsistives aux
basses vitesses. Les diodes et thyristors de puissance ont permis par la suite, dintgrer
les convertisseurs dans les locomotives et ainsi daugmenter lecacit du systme et de
rduire son poids, dintroduire lalimentation monophase frquence industrielle. Lvolution rapide des thyristors de forte puissance a permis alors le passage des moteurs
courant continu aux moteurs triphass synchrones et asynchrones. Au dbut des annes
1990, les thyristors GTO (Gate Turn-O Thyristor) qui sont commandables lamorage
mais aussi au blocage ont simpli les structures des onduleurs de tension et leurs circuits
auxiliaires pour lalimentation des moteurs asynchrones. Les systmes avaient alors de
meilleurs facteur de puissance et rapport puissance/poids.
Dans les annes 2000, cest le Transistor Bipolaire Grille Isole (IGBT) qui a commenc simposer dans la traction ferroviaire. Les IGBT oraient alors des frquences de
commutation plus leves, de 1 2kHz, comparativement aux GTO qui fonctionnaient
une frquence de 400 600Hz, sans oublier la simplication des circuits de commande. Les
GTO tant commandables en courant ncessitent des circuits daide la commutation,
ce qui nest pas le cas des IGBT commandables en tension, ce qui se traduit par une rduction signicative du poids et de la taille des convertisseurs. Lutilisation de frquences
plus leves permet dune part, dattnuer le problme de CEM et dautre part, avec des
temps de commutation plus rapide, de quelques centaines de nanosecondes, de rduire
les pertes par commutation. Au dbut de leur utilisation, des structures donduleurs de
tension trois niveaux simposaient vues les tensions admissibles qui ntaient que de 2
3kV . Lvolution rapide de la technologie a permis rapidement datteindre une tenue
en tension allant de 4 6, 5kV concurrenant les GTO dans cette gamme de tension.
Lvolution eectue durant ces vingt-cinq dernires annes a permis de rduire de plus
de 50% le rapport poids/puissance des convertisseurs [Sat 10].
Ces dernires annes, les performances des IGBT base de Silicium (Si) commencent
atteindre les performances thoriques en termes de tenue en tension et de conductivit thermique. Do lintrt grandissant de la recherche sur de nouvelles gnrations
de composants base de matriaux semi-conducteurs grand gap tel que le carbure de
silicium (SiC), le Nitrure de Gallium (GaN) et le diamant (C). Lutilisation de ces nouveaux matriaux permet daugmenter la tenue en tension, la frquence de commutation et
de diminuer les pertes tout en amliorant lintgration des dispositifs [Bat 09]. En ltat
actuel davancement dans ce domaine, court terme, cest la technologie base du SiC
qui est considre comme la plus prometteuse pour faire des contributions signicatives
dans llectronique de puissance. Avec le SiC, les pertes peuvent tre diminues de plus
de 50% [Hos 11], les tempratures de jonction peuvent atteindre plusieurs centaines de
11
tat de lart
degrs et les tenues en tension peuvent dpasser les 15kV .
1.2.4
Conclusion
Dans les paragraphes prcdents, nous avons prsent lvolution technologique de

llectrication des lignes, des moteurs et de llectronique de puissance. Mais il est
noter que laugmentation grandissante des performances et de la abilit nest pas due
qu ces lments, certes importants pour la traction lectrique, mais elle est aussi due
entre autres aux progrs faits sur les systmes de signalisation et de communication,
larodynamique des trains, aux matriaux utiliss et aux nouvelles structures des bogies
et des caisses. Comme exemple, on peut citer le train pendulaire [Lac 01] dvelopp dans
plusieurs pays qui permet de circuler des vitesses plus leves quun train classique sur
des lignes dj existantes. Les rames articules des TGV de la SNCF et Alstom, o un
bogie est commun deux voitures contigus, permettant dune part daugmenter le confort
en plaant les bogies entre les rames au lieu de les mettre sous les voitures. Cela diminue
considrablement les vibrations et les bruits ressentis par les passagers. Dautre part, cette
structure augmente la scurit en diminuant les consquences dun draillement. Dans les
paragraphes suivants nous aborderons plus en dtail la solution oerte par la traction
rpartie.
1.3
De la traction centralise la traction rpartie
Ds le dbut de la traction lectrique grande vitesse deux visions ont t adoptes,

savoir la traction centralise o les voitures voyageurs sont tires ou pousses par une ou
deux locomotives places chaque extrmit du convoi (g. 1.3), et la traction rpartie
o la puissance de traction est distribue tout au long de la chane comme cela est reprsent sur la gure 1.4. Le Japon avait alors privilgi la dernire solution pour les trains
grande vitesse oprant sur de longues distances avec la mise en service en 1964 du Tokaido Shinkansen, alors quen Europe et dans le reste des pays, la traction centralise a t
privilgie pour le nombre rduit dquipements donc des cots de fabrication et de maintenance et le confort que procure la sparation des voitures voyageurs des locomotives.
Mais avec les volutions technologiques vues prcdemment et la ncessit daugmenter
les performances, la abilit, la modularit et lecience des trains grande vitesse, la
traction rpartie commence simposer en Europe avec la mise en service en 2000 en
Allemagne de lICE3 et rcemment de lAGV qui sappuient sur la traction rpartie et
les technologies qui ont fait le succs des versions prcdentes telle que larticulation des
voitures pour le TGV.
Locomotive 1
Voyageurs 1
Voyageurs 2
Voyageurs 3
Voyageurs 4
Voyageurs 5
Voyageurs 6
Locomotive 2
Bogie moteur
Figure 1.3 Traction centralise

12
tat de lart
Voyageurs 1
Voyageurs 2
Voyageurs 3
Unit lectrique 1
Voyageurs 4
Voyageurs 5
Bogie moteur
Voyageurs 6
Voyageurs 7
Voyageurs 8
Unit lectrique 2
Figure 1.4 Traction rpartie
1.3.1
La traction rpartie
Comparativement la traction centralise o on parle de locomotives, dans la traction

rpartie on parle dunits lectriques qui donnent une plus grande modularit au systme.
Ainsi, un train peut tre compos de plusieurs units lectriques, on parle alors dun train
multiples units lectriques (Electric Multiple Units, EMU).
1.3.1.1
Avantages
Les principaux avantages de la traction rpartie sont :
1. Une plus grande exibilit et redondance : eectivement la distribution de la traction

le long de la chane procure au systme une plus grande modularit et abilit. Ainsi
une dfaillance dun lment du systme entranera une perte de traction moindre
que dans le cas dune traction centralise.
2. Freinage lectrodynamique par rcupration plus performant : cest peut-tre lavantage le plus important par rapport la traction centralise. La disponibilit dun
freinage rgnratif sur plusieurs essieux moteurs permet ainsi damliorer lecacit
du freinage par rcupration et de limiter lutilisation du freinage mcanique aux
basses vitesses pour larrt complet du train. Ltude [Sat 10] compare le freinage
entre un train EMU traction rpartie (Shinkansen Serie 300) et un TGV-A traction centralise. Elle montre que la traction rpartie permet davoir un gain de 46%
de lnergie de freinage ncessaire. Des tudes rcentes [Ter 12] se focalisent sur la
commande cooprative des dirents modes de freinage, rgnratif et mcaniques
an daugmenter les performances et optimiser lutilisation du freinage rgnratif
pour diminuer la consommation de lnergie.
3. Meilleures performances dacclration et de freinage : ceci est d essentiellement
laugmentation du poids total support par les essieux moteurs qui ont une plus
grande dynamique en acclration et au freinage.
4. Augmentation de lespace utile : llimination des locomotives o lespace pour passagers est restreint, permet un gain considrable en termes despace utile. En comparant par exemple un AGV et un TGV Duplex double planch dune mme
longueur savoir 200m, lAGV dispose 446 siges et le TGV de 516 siges soit de
70 siges de plus [Bri 08].
5. Rduction de la charge maximale supporte par chaque essieu ; ceci permet de simplier les rails et les structures des chemins de fer et de rduire les vibrations.
6. Rduction du coecient dadhrence ncessaire pour les essieux moteurs : laugmentation du nombre dessieux moteurs permet dadmettre des coecients dadhrence
moins importants tout en gardant la mme force totale de traction ou de freinage.
13
tat de lart
1.3.1.2
Inconvnients
Les inconvnients de la traction rpartie ont t rapidement rsolus par lvolution

technologique sur llectronique de puissance et les structures de bogies et de voitures.
Au dbut, les principaux avantages de la traction centralise par rapport la traction
rpartie taient :
1. Nombre rduit dquipements : ce qui conduit des cots de fabrication et de
maintenance rduits.
2. Meilleur confort : la sparation des locomotives des voitures de voyageurs permet
de rduire le bruit et les vibrations ressentis par les voyageurs.
La traction rpartie mne vers laugmentation du nombre densembles convertisseur/moteur et leur structure dpend essentiellement de la puissance totale dsire.
1.3.2
Les direntes structures du point de vue densemble convertisseurs/moteurs
Dans cette section, nous allons prsenter les direntes architectures possibles dun
point de vue de lalimentation et de la commande des moteurs, la structure dpend alors
principalement de la puissance totale du systme et de la distribution ou non de la traction.
1.3.3
Structure Multi-convertisseur/Multi-machine
Dans la chane de puissance de traction ferroviaire classique, chaque machine est alimente par son propre onduleur comme cela est reprsent sur la gure 1.5. On observe
une mise en parallle des onduleurs sur le bus continu. Cette structure est largement utilise dans le cas de la traction centralise vues les puissances des moteurs utiliss mais aussi
elle est indispensable dans le cas de la traction base de moteurs PMSM. Mais des tudes
rcentes [Bid 08, Bid 11] ont t menes sur la commande de plusieurs PMSM avec un
seul onduleur tout en assurant la stabilit des moteurs et en respectant le synchronisme
des moteurs. En ce qui concerne la commande, chaque ensemble onduleur/moteur peut
disposer de sa propre loi de contrle et de sa commande rapproche individuelle.
1.3.4
Structure Mono-onduleur/Multi-machine
(systmes multi-machines)
Dans le cas de cette structure reprsente sur la gure 1.6, plusieurs moteurs sont
aliments par un seul onduleur. On a ici une mise en parallle des machines sur un seul
onduleur. Trs rpandue dans la traction rpartie o la puissance dun moteur est denviron 1/4 de la puissance dun moteur en traction centralise. Plusieurs tudes ont t
menes sur de tels systmes multi-machines pour dvelopper des lois de commande adaptes aux applications cibles [Bou 95,Pen 02]. Dans ce cas lensemble de moteurs disposera
dune seule loi de commande mais plusieurs structures sont possibles et dpendront de la
participation de chaque moteur dans les lois de commande. On reviendra plus en dtail
sur la commande des systmes multi-machines dans le chapitre 3. Linconvnient principal
de cette structure est que la dfaillance dun lment du convertisseur entranera larrt
de plusieurs moteurs.
14
tat de lart
+
VDC
MAS
MAS
MAS
Figure 1.5 Structure Multi-convertisseur/Multi-machine
+
VDC
MAS
MAS
MAS
Figure 1.6 Structure Mono-onduleur/Multi-machine
1.3.5
Structure Mixte
Cette structure reprsente sur la gure 1.7 est la plus reprsentative pour un train,
que ce soit dans la traction centralise o on peut avoir plusieurs locomotives ou que
ce soit en traction rpartie o on a plusieurs units de traction, chacune compose de
plusieurs bogies moteurs. Dans ce cas, on a une mise en parallle donduleurs sur le bus
continu et chaque onduleur alimente plusieurs machines.
Selon quon se focalise sur la commande dun moteur, dun sous ensemble, dune unit
lectrique ou de lensemble du train, la structure de la commande et le comportement du
15
tat de lart
+
VDC
MAS
MAS
MAS
MAS
Figure 1.7 Structure Mixte

systme ne sont plus identiques. Dans les travaux de cette thse on se focalisera sur les
possibilits oertes par une architecture rpartie au niveau de la commande an dassurer
la continuit de service du systme en prsence de perturbations qui peuvent remettre en
cause le bon fonctionnement du systme. Dans la section qui suit, un certain nombre de
perturbations ou de dfaillances sont prsentes.
1.4
Les perturbations et dfaillances dune chane de

traction lectrique
La chane de traction lectrique ferroviaire peut tre soumise plusieurs perturbations

internes et externes qui peuvent altrer son bon fonctionnement. Le systme peut alors
continuer, si la perturbation ou la dfaillance le permet, mener sa mission en mode
dgrad donc avec des performances en dessous des performances nominales ou alors
lanomalie conduit dans le cas contraire son arrt total.
1.4.1
Les perturbations externes
Le dcollement du pantographe La perte momentane de lalimentation due un

dcollement du pantographe est lune des dfaillances les plus contraignantes pour la
chane de traction ferroviaire. De fortes interactions lectromcaniques existent entre la
parties lectriques et mcaniques de la chane [Loc 99, Esc 99]. En eet, ltude faite dans
[Pen 00a] montre que le ltre dentre de la chane de traction joue le rle dun tampon
de perturbation pour la partie mcanique, ainsi une forte perturbation au niveau de
lalimentation (un fort chelon de tension) se propage lensemble de la chane de traction,
aectant la force transmise au rail, crant ainsi un comportement plus gnant que celui
16
tat de lart
0.5
max=0.4
0.45
max=0.2
Coefficient dadhrence
0.4
Rail sec et propre
0.35
0.3
0.25
Rail humide et sale
0.2
0.15
0.1
0.05
0
0
0.1
0.2
0.3
0.4 0.5 0.6

Glissement v
0.7
0.8
0.9
Figure 1.8 Variation du coecient dadhrence en fonction du glissement et de ltat

du rail
cr par le dcollement du pantographe lui mme. Pour maintenir la stabilit du systme
dans le cas dun dcollement du pantographe, plusieurs mthodes de compensation ont
t proposes dans la littrature. Dans ltude prsente dans [Del 95], des termes de
compensation associs aux variations de la tension du bus continu ont t ajouts aux
termes de dcouplage de la commande vectorielle du moteur, ce qui permet de maintenir
la stabilit du systme. Dans [Pen 00a], laction de compensation se fait directement sur
la rfrence du couple lectromagntique.
La perte dadhrence et lenrayage Dans la traction ferroviaire, la force de traction est
transmise au rail travers le contact des roues avec le rail. La force transmise dpend alors
fortement du coecient dadhrence qui varie en fonction du glissement et de la vitesse
du train. En ce qui concerne la force maximale transmise, elle dpend du poids adhrant
et du coecient dadhrence maximal max . De nombreux facteurs peuvent inuencer
ladhrence maximale admissible. Le facteur le plus inuent est ltat du rail (g. 1.8) qui
peut changer pour diverses raisons. Parmi elles, on peut citer [Gal 08, Bae 07] :
Les conditions mtorologiques : pluie, neige, glace, temprature, etc.
La situation gographique : certaines zones, notamment les traverses de secteurs
boiss entranant en automne la prsence de feuilles mortes humides sur les rails,
provoquent la diminution de ladhrence.
La pollution atmosphrique et industrielle : certains composs entranent le dpt
sur la surface du rail dun lm "gras" qui, lgrement humidi, dgrade fortement
ladhrence dans les zones urbaines et industrialises.
Vue limportance du contact roue/rail, depuis le dbut de la traction ferroviaire plusieurs tudes, ont t menes an de dterminer des thories de contact simplies. Elles
permettent destimer les limites de ladhrence ncessaire pour le dimensionnement de
dirents lments du chemin de fer. On peut citer entre autres [Kal 80, Ala 05] :
1881 : La thorie de contact dHertz qui analyse la zone de contact de la roue avec
le rail en statique sans transmission deort.
1926 : La thorie de contact de Carter qui est la premire thorie prendre en
considration un contact de roulement avec friction et en tenant en compte la dynamique du vhicule. Cette thorie permet dvaluer les forces de contact roue-rail
17
tat de lart
ref
+
Ys
Systme
-
Contrleur
dadhrence
Estimateurs/
Observateurs
Figure 1.9 Synoptique dun contrle dadhrence base destimateurs et/ou dobservateurs
ref
+
Ys
Systme
Contrleur
dadhrence
Modle
Ym
Figure 1.10 Synoptique dun contrle dadhrence base de modle

et dextraire les quations de mouvement dcrivant la dynamique des essieux. De
dimension deux, elle ne prend en compte que la force longitudinale.
1967 : La thorie de contact de Kalker qui comparativement aux deux autres prcdemment cites, est de dimension 3, elle prend en considration la force latrale, et
se base sur une rsolution numrique. Cest la thorie la plus utilise pour le calcul
des forces de traction et ltude de la dynamique des wagons.
On parle de perte dadhrence en traction et denrayage au freinage. Lors de la perte
dadhrence, les roues patinent et la force de traction transmise au rail diminue, introduisant ainsi une perte de performance du systme. Au freinage, si la force de freinage
applique est suprieure la force qui peut tre transmise au rail cause de ladhrence
maximale admissible, cela entranera le blocage de lessieu, ce qui inue sur les distances
darrt et peut mme conduire au draillement.
Avec larriver de la traction lectrique vitesse variable grce lvolution de llectronique de puissance, ces dernires dcennies, plusieurs tudes de recherche ont t menes
pour le dveloppement de systmes danti-patinage et danti-enrayement et de commandes
permettant de fonctionner au maximum de ladhrence disponible. Ce principe consiste
la bonne gestion du couple lectromagntique de rfrence des moteurs et des consignes
des dirents types de freinages disponibles (mcanique, lectrique).
On peut citer quelques travaux non exhaustifs sur le sujet [Par 09, Par 08, Shi 07,
Ohi 06, Yam 05, Riz 02a, Riz 02b, Wat 01, Pie 00, Ish 97] o la plupart des algorithmes
proposs pour la gestion de la r-adhrence en cas de patinage ou denrayage, ou pour
limposition du glissement permettant de transmettre le maximum du couple, sont bass
sur des estimateurs, observateurs de la force transmise et/ou de modles de comportement
du systme. Les schmas fonctionnels dcrivant le principe gnral de systmes de contrle
dadhrence bass sur des observateurs ou des modles sont prsents sur les gures 1.9
et 1.10.
18
tat de lart
Le Broutement ou Cabrage dun bogie En fonctionnement nominal, la masse supporte par un bogie est quitablement rpartie entre les deux essieux. Alors que dans le
cas dun broutement, un report de masses une certaine frquence caractristique entre
les deux essieux se produit. Quant au cabrage dun bogie, il entrane une diminution de
la charge sur un essieu, ce qui diminue la force transmissible au rail vue quelle dpend
du poids adhrent, induisant ainsi le patinage des roues de cet essieu [Loc 99, All 08].
Usure irrgulire des roues et du rail Cette usure irrgulire est due au contact fer/fer
entre les roues et le rail. Dirents facteurs peuvent inuer sur cette usure, entre autres
on peut citer dune part les courbures du rail qui modient les points de contact, les
direntes perturbations vues prcdemment telles que la perte dadhrence, lenrayage
et le broutement qui font varier ladhrence et le poids support par les direntes roues
[Kum 96]. Dautre part, lutilisation de modrateurs tels que le sable ou dautres moyens
pour augmenter ladhrence ou diminuer les forces latrales dans les courbures participe
fortement cette usure [Lew 06, Aka 07].
1.4.2
Les perturbations internes
Variations paramtriques Une mauvaise identication des paramtres du systme

ou leurs variations au cours du fonctionnement inuent considrablement sur les performances des lois de commandes dnies dans les conditions nominales. En prenant par
exemple le cas des paramtres lectriques et mcaniques des moteurs qui sont indispensables pour la commande, la surveillance, le diagnostic et lobservation dautres grandeurs
non mesurables et non accessibles. La dispersion des valeurs des paramtres dans une
mme srie de machine et lchauement pendant le fonctionnement produisent des variations des rsistances et inductances statoriques et rotoriques des machines. Ces variations
inuent considrablement sur la qualit du contrle vectoriel par orientation du ux rotorique qui est lune des commandes les plus utilises pour les machines asynchrones. Plusieurs travaux de recherche se focalisent depuis des annes sur cette thmatique pour tudier les eets des variations paramtriques sur les performances statiques et dynamiques
des contrles proposs. Il sagit de rechercher des lois de commande robustes vis--vis des
variations paramtriques et de dvelopper des algorithmes dobservation ables et les plus
ecaces possibles [Kri 91, Rob 92, Lin 93, Ste 94, Kim 98, Zar 02, Pou 03, Tol 03, Pan 04].
Perturbation introduite par les temps de commutation et les temps morts
Pour simplier les modles dans la conception des systmes de commande, on suppose
gnralement que les interrupteurs de puissance ont un comportement idal. En ralit, ils
possdent un temps de commutation pour passer de ltat de blocage ltat de conduction
et vice versa. Pour viter des courts-circuits dans la branche commune deux interrupteurs
complmentaires, on introduit des temps mort dans le fonctionnement de londuleur. Mais
ces temps de commutation et les temps morts introduisent une perte momentane du
contrle, sont source derreur et dinstabilit surtout en basse vitesse [Lin 93, Pen 00a,
Meh 10].
Dfauts de capteurs Comme dans tout systme complexe, les capteurs sont des composants critiques et importants pour assurer un bon fonctionnement du systme. Ils
donnent les informations ncessaires sur ltat du systme permettant son contrle et sa
19
tat de lart
Dfauts D(t)
Ref (t)
Rgulateur
U (t)
Ymes (t)
Systme
Observateurs
Yobs (t)
Perturbations P(t)
Gnrateur
de rsidus
Capteurs
Rsidus
R(t)
Gestion de
la slection
Select
Figure 1.11 Dtection et isolation des dfauts de capteurs bases sur les observateurs
supervision. Nanmoins, dans le cas de la traction ferroviaire, qui reprsente un systme
embarqu, plusieurs contraintes doivent tre prises en considration :
1. Lutilisation dun nombre optimal de capteurs pour rduire les cots de fabrication
et de maintenance.
2. La haute intgration dans un tel systme embarqu limite lespace disponible pour
les capteurs et dans le cas o lespace est susant pour leur montage, les capteurs sont soumis des vibrations mcaniques et aux bruits lectromagntiques qui
peuvent aecter leur fonctionnement.
3. Pour assurer la abilit, la disponibilit du systme, viter de fausses dtections de
dfauts et la dtrioration des performances des commandes lors de lintroduction
derreur par les capteurs, il est ncessaire de sassurer du bon fonctionnement des
capteurs et de leurs redondances en cas de perte ou dfaillance.
Autrement dit, tout en utilisant le minimum de capteurs possible, il faut sassurer de
lobservabilit et de la commandabilit du systme et de la abilit des informations
donnes par les capteurs. Ainsi pour compenser toute dviation de la valeur normale, que
ce soit cause dune dconnexion intermittente ou totale, dun changement de gain ou de
pente, dune drive, dune dgradation de prcision ou cause du bruit ou dinterfrences,
des redondances physiques ou analytiques sont indispensables. En prenant lexemple de
la commande des ensembles onduleur-moteur de traction, plusieurs tudes de recherche
[You 11,Naj 11,Bou 10,Rom 10b,Rom 10a,Bou 09,Khe 09,Guz 08,Moh 08,Abd 07,Zid 07,
Fen 07, Tah 06, Bag 05, Qin 99, Ben 99, Ben 96] se sont focalises ces dernires annes sur
le dveloppement dalgorithmes de dtection et disolation des dfauts (Fault Detection
and Isolation (FDI)) de capteurs. La plupart des algorithmes sont gnralement bass
sur des observateurs. Le principe de cette mthode prsent sur le schma de la gure
1.11 est dutiliser les erreurs destimations sur les sorties comme rsidus. Lobjectif est de
construire des rsidus structurs capables de localiser les dfauts permettant la slection
dune autre source de mesure ou dobservation la plus adapte au bon fonctionnement du
systme. Dans certains cas lutilisation de plusieurs observateurs, mis en batterie, peut
tre ncessaire pour garantir la localisation des dfauts.
Perte de puissance Dans une chane de traction ferroviaire, la perte de puissance peut
tre cause soit par une dfaillance dun transformateur, ltre, moteur, convertisseur ou
20
tat de lart
Puissance
disponible (kW )
6600
5500
4400
3300
2200
1100
Vitesse dexploitation (km/h)

10 %
15 %
20 %
300
300
274
300
272
244
269
237
210
230
198
171
179
148
123
110
0
0
Tableau 1.3 Vitesse dexploitation en fonction de la puissance disponible et de la pente

de la voie [Cos 96]
tout autre lment la constituant. Pour maintenir la continuit et la suret de fonctionnement du systme, la abilit et la disponibilit des dirents lments est lune des
plus importantes proccupations [Vin 08, Sag 04, Cos 96]. Les direntes dfaillances dun
composant peuvent tre classes selon leur degr de gravit :
Dfaillances dimmobilisation, qui mnent larrt total du train, ncessite une
vacuation des passagers et une intervention pour le dpannage.
Dfaillances de service, qui mnent un fonctionnement en mode dgrad aectant
essentiellement les vitesses dexploitation introduisant ainsi des retards.
Dfaillances mineurs, naectant pas le bon fonctionnement du train mais ncessitant une maintenance.
Le tableau 1.3 donne lexemple des vitesses dexploitation possibles selon la puissance
disponible pour un train grande vitesse compos de trois modules constitus chacun de
quatre moteurs de traction dune puissance de 550Kw. On voit que jusqu une perte de
2/3 de la puissance et pour des pentes nexcdant pas 20 %, le train pourra continuer sa
mission en mode dgrad.
Il est noter que dans le cas dune chane de traction non rpartie, la dfaillance dun
lment peut entraner une plus grande perte de puissance que dans le cas dune traction
rpartie qui dispose dune plus grande distribution de puissance et de degrs de libert
vis--vis des perturbations et des dfaillances.
1.5
Conclusion
Ce chapitre nous a permis de poser une vision globale sur le domaine de la traction
ferroviaire et de prsenter lvolution technologique eectue dans les dirents domaines
participant la mutation de ce mode de transport. Ltat de lart sest focalis plus
particulirement sur llectrication des lignes, les moteurs de traction et llectronique
de puissance. Les dirents types de traction, savoir la traction concentre et rpartie,
ont t prsents ainsi que les direntes perturbations et dfaillances qui peuvent les
aecter.
Avant dentreprendre les points principaux de notre tude, i.e. ltude de la commande
dun systme multi-convertisseur/multi-moteur dveloppe au chapitre 3 et la recherche
des solutions permettant une continuit de service expose au chapitre 4, nous aborderont
au chapitre suivant la modlisation et la commande dune chane de traction asynchrone
Mono-convertisseur/Mono-machine.
21
Chapitre 2
Modlisation et commande dune
chane de traction lectrique
asynchrone
2.1
Introduction
Ce chapitre est consacr la modlisation et la commande dune chane de traction

lectrique asynchrone. Les direntes parties la constituant sont prsentes sur le schma
global du systme (g. 2.1) sont exposes. Ltude prsente ici se focalise principalement
sur la commande dun ensemble mono-onduleur/monomoteur asynchrone qui reprsente
un sous-systme dune traction rpartie. Il faut noter que les direntes structures de
commandes coopratives des systmes multi-onduleurs/multi-moteurs qui seront tudies
dans les chapitres suivants sont dveloppes partir dun seul contrle vectoriel ux
orient tabli pour une seule machine asynchrone. La partie mcanique permettant la
transmission de leort de traction a aussi t introduite et sa modlisation simplie sera
prise en considration pour la conception dun mulateur dun bogie de traction.
Alimentation
Etage
dentre
Onduleurs
de tension
Machines
asynchrones
Partie
mcanique
Commandes & supervision
Figure 2.1 Description dune chane de traction ferroviaire
2.2
Etage dentre
Ltage dentre permet de fournir une tension continue londuleur et de ltrer les
harmoniques de courant rejets vers le rseau. Suivant le type dalimentation, il peut
comporter en plus du ltre, un transformateur et un redresseur dans le cas dune tension
alternative ou dun hacheur pour une alimentation courant continu.
En traction ferroviaire, le niveau des courants harmoniques admissibles est faible,
spcialement aux basses frquences rserves aux systmes de signalisation. Pour respecter
23
Modlisation et commande dune chane de traction lectrique asynchrone
ce cahier des charges [Del 95], les critres de dimensionnement du ltre dentre sont :
Limitation de londulation de tension ;
Limitation de londulation de courant ;
La frquence de coupure du ltre doit tre xe en dessous de la frquence des harmoniques issus de la source et de la frquence des harmoniques de courant interdits.
Alimentation
Filtre
Rf
Lf
Vdc
Cf
Figure 2.2 Filtre dentre

Ltude eectue sur la stabilit de la chane de traction ferroviaire [Del 95], montre
que cette stabilit est lie uniquement aux valeurs des composants du ltre, et dans le cas
dun ltre LC le systme est instable quelles que soient les grandeurs du ltre. Par contre
en prenant en considration les rsistances parasites et/ou en prenant un ltre RLC (g.
2.2), le systme devient stable si on respecte la condition sur la puissance (P ) change
entre la machine et le ltre :
P <
Rf Cf 2
Vdc
Lf
Dans la mesure o le facteur damortissement reste toujours faible et les oscillations

peuvent devenir importantes lors dune perturbation telle que le dcollement du pantographe, do la ncessit dune commande avec une entre stabilisante.
Machine asynchrone
2.3
Plusieurs ouvrages [Les 81, Bar 82, Cha 83, Car 95] ont t consacrs ltude de la
machine asynchrone o sa constitution, ses modes de fonctionnement et sa modlisation
ont t dvelopps. Dans cette section la modlisation de la machine asynchrone en vue
de sa simulation, de sa commande et de dveloppement dobservateurs est rappele.
2.3.1
Les quations lectriques
Sous les hypothses simplicatrices suivantes :
Systme triphas quilibr ;

Entrefer constant ;
Eet des encoches nglig ;
Circuit magntique non satur et permabilit constante ;
Distribution spatiale sinusodale des forces magntomotrices dentrefer ;
Inuence de leet de peau et de lchauement nest pas pris en compte ;
24

Sb
Rb
Sa
Rc
e
Ra
Sc
Figure 2.3 Reprsentation schmatique dune machine asynchrone triphase

Rpartition spatiale sinusodale de linductance.
La reprsentation dune machine asynchrone triphase est donne sur la gure 2.3 o
Sa , Sb et Sc sont les axes des phases statoriques et Ra , Rb et Rc sont ceux des phases
rotoriques. e est langle lectrique entre les phases Sa et Ra prisent comme rfrences.
Le comportement de la machine est alors rgi par les quations suivantes donnes sous
forme matricielle 1 :
Vs = Rs Is +
ds
dt
(2.1)
Vr = Rr Ir +
dr
dt
(2.2)
s = Ls Is + Lsr Ir
(2.3)
r = Lr Ir + Lsr Is
(2.4)
Avec
vra
vsa
Vs = vsb et Vr = vrb vecteurs des tensions statoriques et rotoriques ;
vrc
v
sc
ira
isa
Is = isb et Ir = irb vecteurs des courants statoriques et rotoriques ;
i
i
rc
sc
ra
sa
s = sb et r = rb vecteurs des ux statoriques et rotoriques ;
rc
sc
1. Dans les quations, les vecteurs sont reprsents en gras
25
Rs et Rr rsistances statorique et rotorique ;

Ls , Lr et Lsr matrices dinductances statoriques, rotoriques et des mutuelles inductances entre les phases du stator et rotor ;
ls lsab lsab
lr lrab lrab
Ls = lsab ls lsab ; Lr = lrab lr lrab ;
lsab lsab ls
lrab lrab lr
cos(e )
cos(e + 2
) cos(e 2
)
3
3
)
cos(e )
cos(e + 2
) ;
Lsr = Lsr cos(e 2
3
3
2
2
cos(e + 3 ) cos(e 3 )
cos(e )
ls et lr inductance propre de phase statorique et rotorique ;
lsab et lrab inductance mutuelle entre phases statoriques et entre phases rotoriques ;
Lsr inductance mutuelle maximale entre phases statorique et rotorique.
De 2.1, 2.2, 2.3 et 2.4 on a :
Vs = Rs Is + Ls
dIs
d
+ {Lsr Ir }
dt
dt
(2.5)
dIr
d
+ {Lsr Is }
(2.6)
dt
dt
Les quations direntielles 2.5 et 2.6 du systme triphas sont coecients variables
vu que les inductances mutuelles entres les phases statorique et rotorique Lsr dpendent de
termes trigonomtriques en fonction de langle lectrique e variable dans le temps. Pour
simplier le modle de la machine et avoir un systme coecients constants, on utilise
la reprsentation diphase magntiquement quivalente qui est obtenue avec lutilisation
de la transformation de Park.
Cette transformation permet de passer dun systme triphas Xabc enroulements
daxes Sa , Sb et Sc un systme enroulements daxes Sd , Sq et So orthogonaux qui est
quivalent du point de vue de lintensit des champs magntiques, des nergies lectriques
et magntiques instantanes. Le passage dun systme lautre est rgi par les quations
2.7 et 2.8 :
Vr = Rr Ir + Lr
Xdqo = TXabc
(2.7)
Xabc = T-1 Xdqo
(2.8)
Avec
xd
xa
Xabc = xb et Xdqo = xq grandeur X reprsente dans les systmes triphas
xo
xc
(a, b, c) et (d, q, o) respectivement.
T est la matrice de transformation qui peut tre choisie soit pour la conservation de
puissance avec

cos(a )
cos(a 2
)
cos(a 4
)
3
3
2
sin(a ) sin(a 2
) sin(a 4
)
T=
(2.9)
3
3
3
1
1
26

Sq
Rb
Sd
a
e
So
Rc
.
e
Ra
Figure 2.4 Reprsentation biphase dune machine asynchrone
ou pour la conservation damplitude en rgime permanent avec
2
2
cos(
)
cos(
)
cos(
+
)
a
a
a
3
3
2
) sin(a + 2
)
T = sin(a ) sin(a 2
3
3
3
1
1
1
2
(2.10)
O a est langle que fait laxe li laxe de la phase a pris comme rfrence pour
le systme triphas (a, b, c), avec laxe d pris comme rfrence du systme (d, q, o).
La reprsentation du stator de la machine asynchrone dans le repre (d, q, o) est donne
sur la gure 2.4. r est langle lectrique que fait laxe de la premire phase Ra du rotor
e
et a = ddta
pris comme rfrence du systme triphas rotorique avec laxe Sd , e = d
dt
sont respectivement les vitesses angulaires lectriques du rotor et du repre (Sd , Sq , So )
du stator.
Pour un systme triphas quilibr, la composante homopolaire xo = 0 , le modle de
la machine asynchrone biphase est donn par les quations suivantes :
dsdq
+ J a sdq
dt
(2.11)
drdq
+ J (a e ) rdq
dt
(2.12)
Vsdq = Rs Isdq +
Vrdq = Rr Irdq +
sdq = Ls Isdq + Msr Irdq
(2.13)
rdq = Lr Irdq + Msr Isdq
(2.14)
Avec
[
v
Vsdq = sd
vsq
v
; Vrdq = rd
vrq
i
; Isdq = sd
isq
i
; Irdq = rd
irq
sd
; sdq =
sq
]
;
27
]
rd
rdq =
sont respectivement les vecteurs tensions, courants et ux statoriques
rq
et rotoriques du systme biphas ;
[
0 1
J=
1 0
]
;
Ls = ls lsab et Lr = lr lrab sont les inductances cycliques statorique et rotorique ;

Msr = 32 Lsr est linductance mutuelle cyclique.
Selon lutilisation laquelle le modle est destin, il est judicieux de choisir le rfrentiel
le mieux adapt :
Rfrentiel li au stator : dans ce cas on aura a = 0, et les grandeurs lectriques et
magntiques (courants, tensions et ux) dans ce repre restent sinusodaux. Cette
transformation particulire de Park est appele transformation de Concordia ;
Rfrentiel li au rotor : a = e , les grandeurs lectriques et magntiques dnies
dans ce repre voluent la pulsation des courants rotoriques r = s e ;
Rfrentiel li au champ tournant : a = s , dans ce repre, les grandeurs lectriques
da
dr
et magntiques sont continues. s =
et r =
reprsentent respectivement
dt
dt
les pulsations statorique et rotorique.
2.3.2
Les quations lectromagntiques
Le couple lectromagntique instantan de la machine asynchrone peut tre exprim

de plusieurs faon dans le repre tournant (d, q) suivant les grandeurs choisies. En prenant
la transformation qui permet une conservation de puissance (quation 2.9), il vient :
em = np Msr (Isdq Irdq )
Msr
= np
(Isdq rdq )
Lr
= np (Isdq sdq )
Msr
= np
(sdq rdq )
Ls Lr
(2.15a)
(2.15b)
(2.15c)
(2.15d)
avec :
2
Msr
=1
coecient de dispersion ;
Ls Lr
np nombre de paires de ples.
Si une conservation damplitude est souhaite, la matrice de transformation donne
en quation 2.10 est utilise et les expressions du couple lectromagntique doivent alors
tre multiplies par le coecient 32 . Les quations 2.15 montrent bien que le couple lectromagntique rsulte de linteraction de composantes de courants et/ou ux statoriques
et rotorique en quadrature.
28
2.3.3
Lquation mcanique
Le mode mcanique de la machine asynchrone est rgi par le principe fondamental de

la dynamique dcrit par la relation suivante :
Jm
de
= np (em c ) fm e
dt
(2.16)
Avec :
Jm Inertie mcanique du moteur ;
fm Coecient des frottements visqueux du moteur ;
c Couple de charge rsistant.
2.3.4
Commandes de la machine asynchrone
Au cours de ces dernires annes, plusieurs tudes ont contribu la conception, tude
et ralisation dalgorithme de commande de la machine asynchrone applique la traction
lectrique [Pel 96, Del 95, Jac 95, Gar 98, Meh 10]
Dans le travail eectu au cours de cette thse, on retiendra le principe de contrle
vectoriel ux rotorique orient qui est dvelopp dans la section suivante.
Le contrle vectoriel
2.3.4.1
Dans la section 2.3.2 nous avons formul les direntes expressions du couple lectromagntique de la machine asynchrone. Ce couple rsulte de linteraction entre des variables
lectromagntiques statoriques et rotoriques en quadrature avec un fort couplage entre
ces grandeurs. La commande vectorielle de la machine asynchrone permet de raliser le
dcouplage qui permet de retrouver une structure similaire celle de la machine courant
continu o il y a un dcouplage naturel entre le champ inducteur et le courant induit qui
sont naturellement en quadrature. Ce qui permet damliorer le comportement dynamique
et statique de la machine. Cette commande peut entre autres utiliser la modlisation de
la machine asynchrone dans un repre (d, q) li un champ tournant (cf. 2.3.1). Trois
possibilits existent selon le ux auquel le repre est li (ux statorique, ux rotorique et
ux dentrefer). Quel que soit le ux retenu, le couple lectromagntique sera proportionnel ce ux et la composante du courant statorique en quadrature. Mais le dcouplage
est obtenu dune faon naturelle lorsque le repre (d, q) est li au ux rotorique, on parle
dans ce cas de la commande vectorielle ux rotorique orient.
Le contrle vectoriel ux rotorique orient
2.3.4.2
Pour dterminer le modle de la machine asynchrone adapt au contrle vectoriel

ux rotorique orient, on prend comme variables dtats du systme les composantes du
courant statorique et du ux rotorique dans le repre (d, q), Isdq , rdq .
A partir des quations 2.11, 2.13 et 2.14, on obtient :
Vsdq = Rsr Isdq + Ls
dIsdq
+ Eqd
dt
(2.17)
Avec :
Rsr
stator ;
2
Msr
= Rs + 2 Rr est la rsistance quivalente statorique et rotorique ramene au
Lr
29
Sq
Sd
s
Is
Isd
Isq
Figure 2.5 Rfrentiel (d, q) li au ux rotorique

[
]
2
2
Msr
Msr
Eq
Eqd =
= J(a Ls Is + e
Imr ) 2 Rr Imr est la force lectromotrice dans
Ed
Lr
Lr
le repre (d, q) ;
]
[
1
imrd
Imr =
=
rdq est le courant magntisant rotorique dans le repre (d, q).
imrq
Msr
Et des quations 2.12, 2.14 et pour une machine asynchrone cage, i.e., Vrdq = 0 :
Isdq = [1 + J Tr (r e )] Imr + Tr
dImr
dt
(2.18)
Finalement, en vue de la commande, la machine est rgie par le systme dquation

suivant :
Vsdq = Rsr Isdq + Ls
dIsdq
+E
dt
Isdq = [1 + J Tr (a e )] Imr + Tr
em = np Lmr (Imr Isdq )
(2.19a)
dImr
dt
(2.19b)
(2.19c)
Avec :
Lr
est la constante de temps rotorique ;
Tr =
Rr
2
Msr
Lmr =
est linductance cyclique rotorique ramen au stator
Lr
En adoptant le rfrentiel (d, q) li au ux rotorique (g. 2.5) on aura :
a = s r = a e
imrd = Imr
imrq = 0
(2.20)
(2.21)
(2.22)
En considra le systme dquations 2.19 de la machine dans le rfrentiel tournant li

au ux rotorique, le systme dquations permettant un contrle vectoriel ux rotorique
30
Modes courant
Eq
Vsd
1
Rsr
Mode flux
isd
1+Ts p
imrd
1
1+Tr p
rd
Msr
Mode mcanique
Ed
Vsq
+
1
Rsr
isq
1+Ts p
np Lmr
em
np
fm
+-
1+Tm p
Figure 2.6 Modle de la machine asynchrone dans le repre (d, q) li au ux rotorique

orient est alors dtermin par :
)
disd
= Rsr isd + Ts
+ Eq
dt
(
)
disq
= Rsr isq + Ts
+ Ed
dt
(
vsd
vsq
isd = imrd + Tr
dimrd
dt
isq = Tr r imrd
em = np Lmr imrd isq
de
np (em c ) = Jm
+ fm e
dt
(2.23a)
(2.23b)
(2.23c)
(2.23d)
(2.23e)
(2.23f)
Avec :
Ls
Ts =
constante de temps statorique ;
Rsr
2
Msr
Eq = s Ls isq 2 Rr imrd
Lr
2
Msr
imrd
Ed = s Ls isd + e
Lr
Le modle de la machine asynchrone dans le repre (d, q) li au ux rotorique (g. 2.6)
permet de conrmer que le ux rotorique dpend uniquement de la composante directe
du courant statorique isd . Quant au couple lectromagntique, il ne dpend plus que du
ux rotorique r et de la composante en quadrature du courant statorique qui permet
son contrle.
Mais les quations dtat (2.23a,2.23b) exprimant les courants direct et en quadrature
sont non-linaires. Elles dpendent dune part de la vitesse angulaire du repre a et de la
vitesse lectrique du rotor e , dautre part elles comprennent des termes croiss appels
termes de couplage. Dans la mesure o les modes mcaniques sont beaucoup plus lents
que les modes lectriques, il est possible dappliquer le principe de sparation des modes.
Par consquent, le systme dquations 2.23 peut tre considr comme quasi-stationnaire
31
et les vitesses e et s sont prise comme paramtres du systme. Quant aux termes de
couplage, leurs compensations seront introduites an dobtenir un systme dcoupl et
linaire.
Le contrle vectoriel ux rotorique orient consiste alors contrler les deux composantes du courant statorique (isd ,isq ) an dimposer respectivement le ux et le couple de
la machine asynchrone. La structure des rgulations du ux rotorique et du couple lectromagntique, du type double cascade, est expose sur la gure 2.7. La qualit de ce contrle
dpend de la prcision avec laquelle est dtermine la position du ux rotorique, orient
selon laxe d du rfrentiel tournant. Cette position reprsente un point dlicat de
cette stratgie de contrle car elle conditionne lapplication des direntes transformations
indispensables pour le contrle retenu. On peut distinguer deux variantes des contrles
vectoriels orientation du ux rotorique :
Mthode directe : o la connaissance du module du ux et de sa position sont
ncessaires, ils sont obtenus partir de mesure directe du ux ou partir des
estimateurs ou observateurs. La rgulation du ux est alors possible et devient
indispensable ;
Mthode indirecte : seule la position du ux est utilise et la rgulation du ux
nest pas eectue. La position du ux est calcule partir de la loi dautopilotage
par laddition de la vitesse lectrique du rotor e et de lestimation de la pulsation
rotorique estime br . En partant de lquation 2.23d, il vient :
isq
Tr i mrd
= e +
br
bs dt
br =
(2.24a)
bs
(2.24b)
bs
(2.24c)
Le travail prsent tous au long de cette thse se base sur le contrle vectoriel direct
ux rotorique orient dont le synoptique gnral est prsent sur la gure 2.8.
32
rd
i mrd
em
1
Msr
Regimr
i sq
i sd
+-
+-
Regiq
Regid
+
V sd
+
V sq
d
E
Ed
Eq
1
Rsr
1+Ts p
1
Rsr
1+Ts p
isq
isd
1
1+Tr p
Figure 2.7 Structure de rgulation du ux rotorique et du couple lectromagntique
1
np Lmr
+-
q
E
Msr
em
rd
Modle de la
machine asynchrone
np Lmr
imrd
33
+
MAS
VDC
c1 c2
c3
Commande
Rapproche
is1
is2
i
kimr k
vref1 vref2 vref3

v
v
i
isd
vd
vq
V sd
Observateur
de flux
i
isq s
Estimation
de Ed et Eq
V sq E
q
+
Regid
Regimr
i mrd
+
i sd
1
Msr
rd
d
E
+
Regiq
+
i sq
1
np Lmr
em
Figure 2.8 Synoptique dun contrle vectoriel direct ux rotorique orient
34
2.4
Onduleur de tension
c1
c2
van
c3
E
2
a
uab
o
c4
c5
vbn
n
ubc
c
E
2
uca
vcn
c6
Figure 2.9 Structure dun onduleur de tension triphas
Comme cela a t discut au premier chapitre, llectronique de puissance joue un rle

trs important dans la traction lectrique. Dans cette section, le principe de fonctionnement et de commande rapproche dun onduleur de tension deux niveaux utilis en
traction asynchrone sera prsents.
2.4.1
Modle triphas
La gure 2.9 donne la reprsentation dune structure dun onduleur de tension triphas
alimentant une charge. c1 , c2 , c3 , c4 , c5 , et c6 reprsentent les ordres de commandes des
six interrupteurs composants le convertisseur o
{
1 Si linterrupteur i est ferm
ci =
i = 1, ..., 6
0 Si linterrupteur i est ouvert
Les deux interrupteurs de chaque bras doivent tre commands de faon complmentaire pour viter de court-circuiter la source, i.e. il faut que c4 = c1 , c5 = c2 et c6 = c3 .
o est le point milieu du bus continu E pris comme rfrence pour les tensions simples de
sortie de londuleur vao , vbo et vco . Et n est le point neutre de la charge.
Les tensions simples de sortie de londuleur sont fonctions des ordres de commandes
des interrupteurs comme suit :
E
(2 c1 1)
2
E
(2 c2 1)
=
2
E
(2 c3 1)
=
2
vao =
(2.25a)
vbo
(2.25b)
vco
(2.25c)
35
Les tensions simples de la charge sexpriment selon les relations ci-dessous :
van = vao vno

vbn = vbo vno
vcn = vco vno
(2.26a)
(2.26b)
(2.26c)
O vno est la tension du neutre de charge n par rapport au point milieu o. Pour une
charge quilibre on a van + vbn + vcn = 0, ce qui donne :
vno =
1
(vao + vbo + vco )
3
(2.27)
En introduisant les quations 2.25 dans lquation 2.27, vno peut sexprimer en fonction
des ordres de commande c1 , c2 et c3 :
vno =
E
E
(c1 + c2 + c3 )
3
2
(2.28)
Des quations 2.25 et 2.28, les quations des tensions simples de la charge peuvent
sexprimer en fonction des ordres de commandes, elles deviennent :
E
(2c1 c2 c3 )
3
E
=
(2c2 c1 c3 )
3
E
=
(2c3 c1 c2 )
3
van =
(2.29a)
vbn
(2.29b)
vcn
(2.29c)
Sous la forme matricielle, les tensions simples de la charge sont donnes par :
2
1
1
E
Avec : M = 1 2 1
3
1 1 2
2.4.2

c1
van
vbn = M c2
c3
vcn
(2.30)
Modle biphas dans le plan complexe
Une autre approche qui permet de reprsenter le fonctionnement de londuleur est

la reprsentation vectorielle en se basant sur la transformation de Concordia qui permet
de passer du systme triphas un systme biphas dans le repre (, ). Le systme
triphas des tensions simples de la charge quilibre (van , vbn , vcn ) est alors reprsent par
36
V3 (010)
V2 (110)
2
3
Vs
1
V1 (100)
V4 (011)
V0 (000), V7 (111)
V5 (001)
6
5
V6 (101)
Figure 2.10 Reprsentation dun onduleur triphas dans le plan complexe (, )
un vecteur Vs tournant dans le plan complexe (, ), dont lexpression est :

2
Vs = (van + a vbn + a2 vcn )

3
= V + jV
(2.31)
2
Avec a = ej 3 et le coecient 23 permet davoir la partie relle du vecteur Vs gale la
tension simple van . Nous utilisons la transformation de Concordia avec la conservation
damplitude.
En introduisant les quations 2.26 dans lquation 2.31, il vient :
2
Vs = (vao + a vbo + a2 vco )
3
(2.32)
Le vecteur Vs peut alors sexprimer alors en fonction des ordres de commande c1 , c2

et c3 . En introduisant les quations 2.25 dans lquation 2.32 on obtient :
2E
Vs =
(c1 + a c2 + a2 c3 )
(2.33)
3
Lquation 2.33 montre que le vecteur Vs peut prendre huit (8) positions direntes
selon les ordres de commande (c1 , c2 et c3 ). Six (6) vecteurs sont actifs, de V1 (100)
V6 (101) et sont damplitude 2E

et chaque deux vecteurs successifs sont dphass entre
3
eux de 3 . Les deux autres vecteurs V0 (000) et V7 (111) sont des vecteurs nuls, dit vecteurs
de roue libre. Comme le montre la gure 2.10 reprsentant un onduleur triphas dans le
plan complexe (, ), les vecteurs actifs forment un hexagone et divisent le plan complexe
en six secteurs.
2.4.3
Commande rapproche dun onduleur triphas
La commande rapproche dun onduleur triphas (g. 2.11) permet de gnrer les
ordres de commande c1 , c2 et c3 permettant lobtention des tensions de charge dsires
37

Vref1
Vref2
Vref3
E
fdec
Commande
Rapproche
c1
c2
c3
Figure 2.11 Principe dune commande rapproche

Vref 1 , Vref 2 et Vref 3 tout en satisfaisant le cahier des charges selon les dirents critres
qui peuvent tre imposs et dont on peut citer :
Frquence de commutation des semi-conducteurs ;

Taux de distorsion dharmonique (THD) de courant de phase ;
Amplitude maximale du fondamentale (Augmentation de la zone de linarit) ;
Rduction des bruits acoustiques ;
Rduction des pertes ...
En rcrivant les tensions simples de charge donnes par lquation 2.30 en valeurs
moyennes sur une priode de dcoupage Tdec , ceci donne :

v an
1
v bn = M 2
(2.34)
3
v cn
Ti
o Ti est le temps de
Tdec
conduction du bras i. Pour obtenir les tensions de charge dsires, cela reviendrait alors
dterminer les rapports cycliques adquats en rsolvant lquation suivante :

1
v ref 1
2 = M1 v ref 2
(2.35)
3
v ref 3
Avec : i , i = [1; 2; 3] les rapports cycliques donns par : i =
La matrice M tant singulire, il existe une innit de solution des rapports cycliques
qui permettent de reconstruire les tensions de rfrence souhaites. La commande dun
onduleur triphas dispose ainsi dun degr de libert en plus qui se traduit par la mobilit
du potentiel du neutre qui peut tre exploit pour optimiser les dirents critres cits
prcdemment [Hou 08, Esp 06, Hol 03].
Plusieurs mthodes de commande rapproche dun onduleur triphas existent, elles se
direncient entre elles dune part par la faon dont la gestion des cellules de commutation
est eectue :
Localement o chaque cellule est commande indpendante.
Globalement o plusieurs cellules sont commandes ensembles, cest la gestion vectorielle.
Elles peuvent aussi se direncier par la faon avec laquelle les ordres de commande sont
gnrs :
Instantan o les ordres de commande sont gnrs pour une priode de dcoupage
en fonction de la rfrence instantane.
38
Prcalcul o les ordres de commande permettant davoir des formes donde sur une
priode fondamentale sont calculs a priori, mmoriss puis utiliss en temps rel
en fonction de ltat de fonctionnement.
Dans ce qui suit, on donnera un aperu sur les principales Modulations de Largeur
dImpulsion (MLI) et leurs utilisations en traction ferroviaire asynchrone
2.4.3.1
Modulation de Largeur dImpulsion (MLI)
MLI intersectives Dans les MLI intersectives, les tensions de rfrence appeles modulantes sont compares avec un signal de haute frquence fdec triangulaire ou dent
de scie et damplitude E appel porteuse. La frquence de cette porteuse dtermine la
frquence de dcoupage. Le principe de cette MLI naturelle est donn sur la gure 2.12(a),
lordre de commande dune cellule ci est alors issu de la comparaison entre la modulante
et la porteuse, lorsque la modulante Vrefi est suprieure la porteuse, ci = 1, dans le cas
Vb
ref
contraire ci = 0. On appelle ma = E/2
lamplitude ou la profondeur de modulation et
fdec
mf = fref est le rapport de frquence de modulation. O fdec et fref sont les frquences
de dcoupage (de la porteuse) et de la modulante. Ainsi la plage de variation thorique
(sans tenir compte des temps morts et des temps de commutation (temps minimal de
conduction)) de lamplitude maximale du fondamental avec une MLI intersective sans
tre en surmodulation (ma 1) est :
cf
0V
io
E
2
Avec i = [a, b, c].

An dviter de passer en surmodulation qui produit une distorsion harmonique basse
frquence, le degr de libert que procure la mobilit du potentiel du neutre peut tre
Porteuse
Tdec
Modulante Vrefi
Ordre de commande ci
(a) MLI intersective naturelle

Porteuse
Tdec
Modulante Vrefi
Modulante
chantillonne
Ordre de commande ci
(b) MLI intersective chantillonne rgulire symtrique
Figure 2.12 Principe de la MLI intersective

39
exploit an dtendre la zone de linarit. Pour agir sur le potentiel du neutre (le mode
commun), un signal est inject aux modulantes des trois phases avant sa comparaison avec
la porteuse [Hou 08, Esp 06, Hol 03]. Ainsi en injectant aux modulantes des harmoniques
damplitudes dun sixime du fondamental et de rang 3 et de ses multiples, on peut ainsi
augmenter la zone de linarit avec un gain de 15.47% en profondeur de modulation
(ma = 1.15). Cette injection na aucun eet sur le fondamental des tensions de phases
tout en rduisant la valeur maximale des tensions simples de sortie Vbio , La plage de la
variation thorique du fondamental des tensions simples de sortie devient alors :
cf
0V
io
Pour une implmentation numrique, la modulante Vrefi est chantillonne aux sommets ou aux creux de la porteuse et sa valeur est maintenue constante pendant une priode
de dcoupage Tdec , on parle alors de MLI rgulire. Lorsque lchantillonnage est eectu aux sommets de la porteuse comme illustr sur gure 2.12(b), la MLI est rgulire
symtrique, les imputions de commandes sont alors centres par rapport au centre de la
priode.
MLI vectorielle La MLI vectorielle est une technique de modulation base sur la reprsentation complexe (modle biphas dans le plans (, ) prsent ci-dessus). En plus
de la simplicit de son implmentation, elle permet davoir de meilleures performances en
termes de linarit et de distribution spectrale. Comme dit prcdemment, londuleur est
command dune faon globale en exprimant le vecteur tension Vs laide des vecteurs
Vi (i=0 :7) sur une priode de dcoupage Tdec :
Vs =
ai Vi
7
(2.36)
i=0
Avec ai =
Ti
,
Tdec
o Ti est le temps dapplication du vecteur Vi .
Cette reprsentation est atteignable tant que le vecteur de rfrence Vs est lintrieur
de lhexagone. Mais une condition supplmentaire donne par lquation 2.37 doit aussi
tre satisfaite.
7
ai = 1
(2.37)
i=0
Le vecteur de rfrence Vs peut atteindre la valeur maximale 32 E lorsquil est colinaire

aux vecteurs actifs, mais quand il fait un angle de 6 , la somme des vecteurs actifs ne
pouvant pas dpasser 1 impose une contrainte additionnelle qui rduit le domaine des
vecteurs ralisables au cercle de rayon 13 E.
Gnralement, pour diminuer le nombre de commutation, on se limite aux vecteurs
actifs dlimitants le secteur o se trouve le vecteur de rfrence Vs . Dans lexemple de la
gure 2.13, le vecteur de rfrence Vs se trouvant dans le premier secteur sera exprim en
fonction de V1 (100) et V2 (110). Pour satisfaire la condition de lquation 2.37, on rpartie

de manire gale le temps restant sur une priode lapplication des vecteurs de roue libre
V0 (000) et V7 (111), i.e. a0 = a7 = 1(a21 +a2 ) . On faisant de sorte ce que les impulsions
de commande soient centres sur une priode de dcoupage, on obtient une conguration
similaire la MLI rgulire symtrique [Cap 02].
40
V3 (010)
V2 (110)
c1
Vs
3
V4 (011)
c2
V1 (100)
6
5
V0 (000), V7 (111)
V5 (001)
1 E 2 E
3
3
c3
V0 V1
V2
V7
V2
V1 V0
Tdec
V6 (101)
Figure 2.13 Exemple MLI vectorielle

MLI angles prcalculs La MLI angles prcalculs [Hol 03,Esp 06] permet la fois
dliminer un certain nombre dharmoniques et de contrler le fondamental de la tension.
Et comparativement aux MLI prsentes prcdemment o les ordres de commande sont
calculs de manire instantan pour une priode de dcoupage, dans ce type de MLI, les
ordres de commande sont prdtermins hors-ligne pour une priode du fondamental de
la tension de sortie dsir. Ainsi, les angles de commutation doivent tre calculs pour les
direntes profondeurs de modulation dsires. Cette MLI a un intrt particulier, entre
autres, dans les cas suivants :
Un faible rapport de frquence de modulation mf , i.e. une frquence de dcoupage
faible devant la frquence de la modulante, ce qui introduit des harmoniques de
rang bas. Selon le nombre de commutations qui peut tre appliqu, la MLI angles
prcalculs permet dliminer un certain nombre dharmoniques (Gnralement pour
une charge quilibre, les harmoniques de rang h = 6k 1, (k = 1, 2, 3, ...) sont
limins).
Atteindre des amplitudes des tensions fondamentales plus importantes. Ainsi, la
plage de variation thorique du fondamental des tensions simples de sortie avec la
MLI angles prcalculs est :
cf 2E
0V
io
2
c1
t
fs
2fs
1
3
Figure 2.14 Exemple MLI trois (3) angles prcalculs

41
La gure 2.14 prsente une MLI trois angles prcalculs, en plus de rgler lamplitude
du fondamental, cette MLI permet dliminer les frquences de rangs 5 et 7. Les proprits
dune telle MLI sont :
Priodicit la frquence fs ;
Asymtrie par rapport la demi-priode ;
Symtrie par rapport au quart de la priode ;
Rapport de frquence de modulation mf = 2n + 1, n nombre dangles.
Les dirents modes de MLI Le contenu spectral des tensions la sortie de londuleur
ou de charge varie selon que le rapport de frquence de modulation mf est entier ou pas.
Ainsi, on peut distinguer les direntes MLI selon le synchronisme de la frquence de
dcoupage par rapport la frquence de la modulante [Cap 02, Esp 06, Hol 03].
MLI Synchrone Dans la MLI synchrone, le rapport mf est entier. La frquence
de la porteuse varie alors en fonction de la frquence de la modulante pour maintenir un
rapport entier. Pour une MLI triphase avec une porteuse unique, le rapport mf doit tre
impair multiple de 3. Ainsi, les harmoniques des tensions de phase sont centrs autour
des frquences de rang mf et de leurs multiples.
MLI Asynchrone Dans la MLI asynchrone, le rapport mf est non entier. La frquence de dcoupage de la MLI reste xe pendant que la frquence de la modulante varie.
Ce mode de MLI introduit des sous-harmoniques qui peuvent tre trs contraignantes.
De faibles valeurs du rapport de frquence de modulation mf (mf < 21) introduisent
des sous-harmoniques de frquences plus basses que le fondamental. Ils font apparaitre
des ondulations inadmissibles du couple et de la vitesse de rotation et peuvent causs des
pertes considrables par chauement si ils sont proches de la frquence 0Hz. A noter que
pour des valeurs importantes du rapport mf (mf > 36), le comportement est identique
la MLI synchrone et linuence des sous-harmoniques est attnue.
2.4.3.2
Pleine onde
La pleine onde connue aussi sous le nom de commande par onde 180 (g. 2.15),
permet londuleur de dlivrer le maximum de la tension disponible sur le bus continu.
cf = 2E .
Lamplitude du fondamental des tensions de sortie de londuleur vaut alors V
io
Cette valeur maximale du fondamental que peut dlivrer londuleur est prise comme
rfrence pour dnir lindice de modulation mi qui permet de mesurer la performance de
la commande rapproche, avec :
mi =
cf
V
io
2E
En pleine onde, on utilise lamplitude maximale dun seul vecteur actif sur une priode
de T6s , donc le nombre de commutation est rduit six (6). La frquence de dcoupage est
gale la frquence du fondamental dsire mf = 1, ce qui introduit des harmoniques
trs basses frquences. A noter que la pleine onde peut tre atteinte avec la MLI intersective ou vectorielle par une importante sur-modulation, comme elle peut tre atteinte par
la MLI un angle prcalcul lorsque langle atteint la valeur minimale de conduction.
42
c1
c2
c3
V6
V1
V2
V3
V4
V5
fs
t
2fs
Figure 2.15 Ordres de commande des semi-conducteurs en pleine onde

2.4.3.3
Application la traction
Dans le domaine de la traction ferroviaire, londuleur est amen alimenter des moteurs qui fonctionnent plusieurs fois leur vitesse nominale. En plus, il doit fournir des
tensions des frquences variables dans un large domaine allant quelques centaines de
Hertz (environ 200Hz). Londuleur doit donc satisfaire un certain nombre dexigences
tout en respectant les contraintes imposes par le systme. Parmi ces exigences, on peut
entre autres citer :
La transmission du maximum de la puissance, donc pouvoir atteindre lamplitude
maximale du fondamental qui ne peut tre atteinte quen pleine onde ;
La rduction des pertes, donc la limitation du nombre de commutations des semiconducteurs ;
La diminution et/ou lannulation dun certain nombre dharmoniques.
Le tableau 2.1 rsume les caractristiques et les limites des direntes commandes rapproches dun onduleur triphas. On constate que pour avoir un fonctionnement optimal
de londuleur dans toute sa plage de fonctionnement, i.e. satisfaire au mieux les exigences
tout en respectant les contraintes, on est amen adapter la commande rapproche
chaque plage de fonctionnement.
Plusieurs tudes ont t menes dans ce domaine pour tudier leet des direntes
transitions de modes de MLI sur le comportement du systme et apporter des amliorations [Ale 03, Pel 96].
2.5
Partie mcanique : transmission deort
Ltude mene dans ce travail se base sur la modlisation de la chane de traction de

type BB 36000 [Loc 99]. La partie mcanique se compose alors dune chane de transmission mcanique ncessaire pour la transmission de leort de traction aux roues, de
la transmission deort roue/rail et de la dynamique du train. La gure 2.16 prsente le
synoptique dune chane de transmission mcanique reliant un moteur de traction un
essieu. Elle est constitue de laccouplement moteur, dun rducteur et dun accouplement
souple (Jacquemin).
Dans la section qui suit, la modlisation simplie dun bogie compos de deux essieux
moteurs sera prsente. Cette modlisation sera utilise pour dvelopper dans le dernier
43
Commande
rapproche
Caractristiques
Limites thoriques
Utilisation
MLI intersective
asynchrone
fdec constante
Sous-harmoniques
avec
0 mi 4 ( 2
3
injection
dharmoniques)
mf
ma 1(1.15)
MLI vectorielle
asynchrone
fdec constante
Sous-harmoniques
Commande globale
MLI synchrone
MLI angles
prcalculs
Pleine onde
mf entier, impaire
multiple de 3
mf = 2n + 1
n nombre dangles.
Contrle du
fondamental et
attnuation
dharmoniques
mf = 1
Rduction des pertes
par commutation.
Dlivre le maximum
de la tension
disponible
0 mi
2 3
mf
ma 1.15
0 mi 2
(avec
3
injection
dharmoniques o
MLI vectorielle)
mf 21
ma 1.15
0 mi < 1
mf < 15
ma > 1.15
mi = 1
Harmoniques trs
basses frquences
mi = 1
Tableau 2.1 Rsum des caractristiques et des limites des direntes commandes rapproches dun onduleur triphas
Accouplement
Jacquemin
Moteur
Roue
Essieu
Rducteur
Figure 2.16 Synoptique dune chane de transmission mcanique

chapitre un mulateur du couple de charge dun bogie de traction et permettra de mettre
en vidence la caractristique mcanique du systme qui sera exploite pour valider son
comportement.
2.5.1
Modlisation simplie dun bogie
Le modle de la transmission complte prsent dans la gure 2.16 est gouvern par
un systme dquation dordre 11 et la frquence de rsonance principale de cette chane
44
mcanique est denviron 18Hz [Loc 99]. Ltude faite dans [Gan 03] o des mthodes
danalyses systmiques ont t appliques sur la partie mcanique de la chane de traction
de la BB36000, a montr que le systme ntant pas inuenc par des sources de perturbations hautes frquences, le modle rapide na pas dinuence sur le comportement
du systme et peut donc tre nglig. Un modle simpli de la transmission mcanique
(valable aux basses frquences f < 150Hz) est alors dtermin par le modle lent du
systme.
La gure 2.17 illustre le modle simpli de la partie mcanique, la transmission mcanique est compose dun engrenage et introduit une souplesse mcanique. La transmission
de leort des roues au rail se fait laide dune loi de contact roue/rail et le systme
prsente un couplage mcanique entre les deux moteurs qui se fait travers le rail et la
dynamique de la caisse et du convoi.
Le comportement des moteurs et des roues est rgi par les quations mcaniques
donnes par le systme dquation (2.38) o :
Jmi , Jri sont respectivement les moments dinertie des rotors des moteurs et des roues ;
mi , ri sont respectivement les vitesses angulaires des moteurs et des roues ;
mi , ri sont respectivement les positions angulaires des moteurs et des roues ;
mi , ri sont respectivement les couples moteurs et couples de charge au niveau des roues ;
F , K sont respectivement les coecients damortissement et de raideur de la transmission ;
Rt est le rapport de transmission ;
i = 1, 2 indice de lessieu moteur.
(
)
(
)
mi
ri
ri
Jmi
= mi F mi
K mi
dt
Rt
Rt
(
)
(
)
J dri = F ri K ri
mi
mi
ri
ri
dt
Rt
Rt
Rt
Rt
dmi
= mi
dt
dri =
ri
dt
(2.38)
Quant la dynamique du train, elle est rgie par le systme dquation (2.39), o :
K
Rt
Jm1
r1
m1
m1
m2
m2
r1
Contact roues/rail
& dynamique du train
Jr1
Jr2
r2
Jm2
r2
Rt
K
Figure 2.17 Modle simpli de la charge mcanique

45
M=
Mi est la masse ctive rduite aux jantes ;
i=1
Vt est la vitesse linaire du train ;

Fri /rail sont les forces tangentielles entre le rail et les roues motrices ;
g est lacclration de la gravit ;
i sont les coecients dadhrence ;
Ff est la force rsistive lavancement du train qui est exprime par une formule empirique [Col 06]. a, b et c correspondent aux coecients de frottements sec, visqueux et de
ventilation.
n
dVt
M
= (Fri /rail ) Ff
dt
i=1
(2.39)
F
=
i Mi g
r
/rail
i
Ff = a + b|Vt | + cVt2
An de mettre en vidence la caractristique principale de la transmission mcanique,
considrant les cas dun contact sans glissement et avec glissement.
2.5.1.1
Sans perte dadhrence
Pour un contact sans glissement, i.e. avec une adhrence totale, le couple moteur est
totalement transmis au rail. Cela permet dcrire les quations donnes par (2.40) o Rri
sont les rayons des roues, Mi les masses ctives ramenes chaque essieux, et max le
coecient maximal dadhrence.
Vt = Rri ri
ri
(2.40)
Fri /rail =
= max Mi g
Rri
Des quations (2.38), (2.39) et (2.40), les quations dcrivant le comportement de la
partie mcanique du systme deviennent (2.41 ), (2.42),(2.43) et (2.44).
dmi
= mi F i Ki
dt
(
)
d
F
K
ri
ri
2
(Jri + Rri
Mi )
=
mi
i
dt
Rt
Rt
Rt
Jmi
(2.41)
(2.42)
Rri (a + bRri |ri | + c2ri )

i = mi
ri
Rt
(2.43)
i = mi
ri
Rt
(2.44)
Et comme linertie du train ramene aux essieux (Jr + Rr2 Mi ) est plus importante que
celle du moteur (Jmi ), les vitesses angulaires des roues sont considres constantes par
rapport aux vitesses des moteurs. Ce qui permet de faire lapproximation suivante :
di dmi
dt
dt
46
Figure 2.18 Variation du coecient dadhrence en fonction du glissement et de

la vitesse
Avec cette approximation, lquation (2.41) scrit :
d2 i
di
+
F
+ Ki = mi
(2.45)
d2 t
dt
Lquation (2.45) montre que le systme
se comporte comme un systme de second
Jmi
F
ordre avec une pulsation propre p = JKmi et un coecient damortissement = 2KJ
.
mi
La frquence propre du systme tudi est aux alentours de fp = 18Hz et le facteur
damortissement est denviron = 0.3 [Loc 99, Gan 03].
2.5.1.2
Avec perte dadhrence
En ralit, il existe toujours un glissement et le coecient dadhrence nest pas

constant. Il dpend du coecient de glissement si = ri RVrit Vt et de la vitesse du train
(g. 2.18). Les comportements les plus critiques du systme se produisent lors de variations importantes et brusques du glissement lors de lenrayage et du patinage. Ainsi, dans
cette tude la perte dadhrence est simule avec un changement de ltat du rail qui fait
varier signicativement le coecient dadhrence maximal max , donc la force transmise
au rail.
2.6
Conclusion
Cette partie nous a permis de poser la modlisation du systme tudi et dintroduire

la commande dun ensemble mono-onduleur/monomoteur asynchrone sur laquelle se base
les direntes structures de commandes coopratives des systmes multi-onduleurs/multimoteurs qui seront tudies dans le chapitre suivant. La modlisation simplie dun bogie
compos de deux essieux moteurs a t prsente. Cette modlisation sera utilise dans
le dernier chapitre pour introduire le dveloppement de lmulateur du couple de charge
dun bogie de traction et qui est exploit sur la plate-forme exprimentale.
47
Chapitre 3
Commande des systmes
multi-onduleurs/multi-machines
asynchrones ddis la traction
ferroviaire
3.1
Introduction
Dans la section 1.3.2 du premier chapitre, les direntes structures du point de vue
densemble convertisseurs/moteurs ont t prsentes dune manire succincte. Dans ce
chapitre, la commande des systmes multi-convertisseurs/multi-machines asynchrones utiliss dans la traction ferroviaire sera approfondie et dtaille. Ltude mettra en vidence
le comportement du systme avec les direntes commandes en prsence de perturbations
mcaniques qui ont une grande inuence sur le systme due au fort couplage mcanique
entre les direntes units de traction. Ltude se fera dans un premier temps sur un
systme bimoteur avant dlargir le raisonnement de commande sur un systme multiconvertisseur/multi-machine asynchrone dune traction ferroviaire rpartie.
3.2
Commande de systme
biconvertisseur/bimachine asynchrone
La chane de traction est prsente sur la gure 3.1. Elle se compose dun systme
Bionduleur/Bimoteur, o chaque moteur est aliment par son propre onduleur command
individuellement. Dans la suite de la thse, la commande dun tel systme sera note CI
(Commande Individuelle).
Chaque commande est lie au sous systme onduleur/moteur quelle contrle, donc
elle ne dpend pas de la commande de lautre sous-systme. Nanmoins cause, dune
part, du fort couplage mcanique entre les deux essieux entrains par les moteurs (charge
commune) et dautre part, des fortes interactions lectromcaniques (bus continu commun), une perturbation sur lun des essieux se propage et peut aecter le comportement
des deux moteurs [Pen 02, Pen 00b].
Les consignes de rfrence prisent dans toutes les simulations de notre travail sont
les suivantes : r = 5W b, = 10kN.m, V TRP = 7m/s. Pour diminuer le temps de
simulation, la masse totale du train est rduite dans la phase de dmarrage.
49
Commande des systmes multi-onduleurs/multi-machines asynchrones ddis la traction ferroviaire
Rf
Lf
Cf
Vdc
MAS1
is2m1
Onduleur 1
m1
is1m1
Controle
vectoriel direct
MLI 1
Controle
vectoriel direct
MLI 2
is1m2
m2
Onduleur 2
is2m2
MAS2
Figure 3.1 Chane de traction classique

Dans les rsultats de simulation prsents sur les gures 3.2, 3.3 et 3.4 pour lanalyse
du comportement du systme avec la commande CI, un broutement est induit entre la
quatrime et la cinquime seconde (4 5s), et une perte dadhrence de lessieu entrain
par le premier moteur (M1) survient entre la sixime et la septime seconde (6 7s).
Daprs des donnes du systme qui fait lobjet de notre tude [Loc 99], le broutement
peut tre caractris par une variation sinusodale et antisymtrique des masses appliques
chaque essieux avec une frquence de 5Hz et une amplitude de 30% de la masse initiale.
Quant la perte dadhrence, la perturbation est gnre en simulation par la rduction
de 50% du coecient maximal dadhrence qui simule un changement de ltat du rail
(1.4.1).
Lanalyse du comportement du systme lors du broutement (zoom entre 45s) permet
de constater que la commande CI o le couple lectromagntique de chaque moteur est
rgul, permet de compenser les variations de charges appliques aux essieux du bogie et
davoir ainsi une trs faible perturbation aux niveaux des ux rotoriques (g. 3.3(b)) et
des couples lectromagntiques (g. 3.3(a)). Quant la vitesse linaire des essieux et du
train (g. 3.2(c)), et la force transmise aux rails (g. 3.2(b)), le broutement provoque
une diminution dadhrence quand le poids appliqu lessieu diminue, entranant ainsi
une augmentation de la vitesse et une diminution de la force transmise. Lorsque le poids
appliqu augmente, ladhrence augmente entranant la diminution de la vitesse et laugmentation de la force transmise. Ce comportement est altern entre les deux moteurs la
frquence de 5Hz, entrainant de faibles oscillations la mme frquence des vitesses des
moteurs. Lamplitude de loscillation de la vitesse du train est fortement attnue vu son
importante inertie.
En ce qui concerne la perte dadhrence, on voit que la perte dadhrence introduite
entre 6s et 7s provoque une perte dadhrence totale de lessieu entrain par le moteur
M1 jusqu 10.7s mme si ltat du rail change la 7s (g. 3.2(a)).
Lors de la diminution de ladhrence, le couple de charge du moteur M1 diminue
50
0.4
i
0.2
10
15
10
si
s1
s2
10
10
15
Temps (s)
(a) Coecients dadhrences i et de glissement si
Forces transmises (N)
x 10
0.5
x 10
7.5
Ft
0.5
Ft2
6.5
10
15
Temps (s)
6
3.5
4.5
5.5
4.5
5.5
(b) Forces transmises aux essieux moteurs M 1 et M 2

40
V
Vitesse linaire (m/s)
30
V
V
20
r1
r2
7.1
10
7.05
6.95
10
6.85
6.9
10
Temps (s)
15
6.8
3.5
(c) Vitesses linaires du train et des roues
Figure 3.2 Commande CI : Grandeurs mcaniques

entranant le moteur en survitesse (g. 3.2(c)). Le glissement s1 augmente, ce qui diminue
considrablement le coecient dadhrence 1 . Le moteur fonctionne en survitesse, au
point de vue magntique il rentre dans la zone de dmagntisation, ce qui rduit le couple
moteur jusqu sa dclration. Lors de cette phase, le glissement diminue jusqu la radhsion totale de lessieu entrain par M1. La perturbation vue par le moteur M1 se
propage en amont du systme, au niveau du ltre dentre (g. 3.4), et comme le bus
continu est commun aux deux moteur de traction, cela aecte le second moteur.
Pour viter la propagation de la perturbation lors de la perte dadhrence due un
changement de ltat du rail (perte totale dadhrence), il faut maintenir un faible glissement entre les roues et le rail. La stratgie utilise consiste alors la diminution de
leort de traction, ce qui se fait par laction sur le couple de rfrence du moteur M1 et
51

25
m1
20
flux (wb)
m2
15
4.965
10
4.96
4.955
4.95
4.945
4.94
4.935
10
15
4.93
Temps (s)
4.925
3.5
4.5
5.5
4.5
5.5
Couple lectromagntique (N.m)
(a) Flux rotoriques
1.5
x 10
1
0.5
0
11000
0.5
10500
10000
m1
m2
9500
1.5
10
9000
15
Temps (s)
8500
3.5
(b) Couples lectromagntiques
5000
10
15
10
15
Lf
cf
Tension U (V)
5000
4000
3000
2000
1000
0
Courant I (A)
Figure 3.3 Commande CI : Grandeurs moteurs
0
5000
Temps (s)
Figure 3.4 Commande CI : Tension aux bornes de linductance Ucf et courant dans
linductance ILf du ltre dentre
son ajustement selon ltat du rail (voir la sous section 1.4.1).
3.3
Commandes coopratives de systme

mono-onduleur/bimachine asynchrone
Dans la structure bionduleur/bimachine asynchrone tudie ci-dessus, la synthse

des commandes se fait pour chaque sous systme onduleur/machine. Les commandes
ne prennent pas ainsi en considration les dirents couplages mcaniques et lectriques
52
+
Rf
Vdc
Lf
Cf
is2m1 MAS1
Onduleur
m1
is1m1
MLI
is1
is2
Controle
MAS
fictive
m2
MAS2
Figure 3.5 Chane de traction Mono-onduleur/Bimachine

entre les dirents sous-systmes. Quand la structure mono-onduleur/bimachine prsente sur la gure 3.5, une seul commande doit tre synthtise pour lensemble des deux
moteurs de traction pour prendre en considration le couplage lectrique (mise en parallle des machines asynchrones la sortie de londuleur). Cela complique considrablement
la synthse des commandes.
An dtudier et de dvelopper des structures de commande pour un tel systme
complexe, multi-machine et/ou multi-convertisseur, une modlisation plus adapte, Reprsentation Energtique Macroscopique (REM), a t dveloppe au sein dun Groupe de
Recherche "Matrise de lnergie lectrique du Matriaux au Systme" (opration CNRS),
thmatique Systmes Multi-machines, Multi-convertisseurs SMM [Bou 00,Bou 02a,Bou 02b,
Bou 03a, Bou 03b]. Le formalise REM permet une reprsentation graphique de systme
multi-physique complexe qui met en vidence les aspects lis aux changes nergtiques
au sein dun systme compos de sous-systmes coupls nergtiquement entre eux. Et la
structure de commande dcoule partir de linversion du modle REM.
Plusieurs travaux bass sur ce formalisme ont contribus la commande de systme
monoconvertisseur/bimachine appliqu en traction ferroviaire, entre autre, on peut citer [Pen 02,Pie 02,Bou 06,Ver 07]. Ces travaux ont mis en avant les direntes structures
de commande possibles pour une telle structure de systme de commande. Dans le cas
de la traction asynchrone [Pen 02], la plupart de ces structures sont bases sur la commande vectorielle classique et dirent dans le choix dun critre de pondration qui
xe la contribution de chaque moteur dans la commande. Dun autre point de vue, on
peut considrer quun moteur ctif est aliment par son propre convertisseur. Cela nous
conduit un systme mono-onduleur/monomachine. Dans la suite de ce chapitre, nous
nous appuierons sur cette dernire notion de virtualisation. Elle permettra, dune part
dintroduire et dtudier la Commande Moyenne Direntielle [Kel 94, Kel 95], dautre
part dtendre cette notion de virtualisation aux convertisseurs pour gnraliser les direntes commandes dun systme monoconvertisseur/bimachine asynchrone aux systmes
multi-convertisseurs/multi-machines asynchrones.
Dans ce qui suit, les rsultats des simulations 1 ralises pour les principales structures
de commandes coopratives pondres sont prsents pour tudier le comportement du
1. Les simulations sont faites dans les mme conditions de rgime permanent et de perturbations que
le systme biconvertisseur/bimachine asynchrone.
53
Rf
Lf
Cf
Vdc
is2
m1
Onduleur
MLI
MAS1
is1
m1
Controle
vectoriel direct
is1
is2
m1
is1 = p is1
+ (1 p) is1
m1
m2
+ (1 p) is2
is2 = p is2
m1
m2
= p m1 + (1 p) m2
m2
is1
m2
is2
m2
MAS2
Figure 3.6 Commandes coopratives pondres

systme en prsence des perturbations mcaniques.
3.3.1
Commandes coopratives pondres
Pour les commandes coopratives pondres dun systme mono-onduleur/bimachine

asynchrone, un moteur ctif est reconstitu partir des grandeurs relles des deux moteurs
(g. 3.6). Un coecient de pondration p xe alors la participation de chaque moteur
M 1 et M 2, dans la dnition de toutes les variables internes de ce nouveau moteur
ctif. La commande est alors synthtise avec les nouvelles grandeurs du moteur ctif.
La pondration est donc faite en entre de cette commande. Une autre pondration peut
aussi seectuer sur la commande, i.e. une commande individuelle est synthtise pour
chaque moteur rel, puis une commande ctive est gnre par la pondration en sortie
de celles-ci et est en suite introduite la commande rapproche de londuleur. Dans ce
cas nous dnissons une commande double pondre en sortie. Parmi ces structures de
commande pondres, on trouve :
3.3.1.1
La Commande Moyenne Simple (CMS)
La Commande Moyenne Simple (CMS) prend en compte les valeurs moyennes obtenues
partir des grandeurs des deux machines, i.e. elle correspond au coecient de pondration
p = 0.5. Les grandeurs prisent en considration correspondent alors celles dun moteur
ctif moyen. Les principales grandeurs du systme sont prsentes sur les gures 3.7, 3.8.
Suite lintroduction de la perte dadhrence sur le moteur M 1 (g. 3.7(a)) entre 6
et 7s, son couple lectromagntique m1 diminue (g. 3.8(b)). An de maintenir le couple
moyen m impos par le couple de rfrence, le couple lectromagntique du deuxime
moteur M 2 augmente. Par consquent la force transmise par le moteur M1 diminue alors
que celle du moteur M2 augmente (g. 3.7(b)) pour atteindre la force maximale admissible
par le rail. Vu cette limitation, dune part, la force totale transmissible diminue entranant
une baisse de la vitesse linaire du train (g. 3.7(c)). Dautre part, le couple dvelopp
par le moteur M1 reste important, ce qui ne limite pas le glissement de lessieu entrain
par M1 et induit aussi le deuxime essieu en glissement (g. 3.7(a)). Si ltat du rail reste
dgrad sur une plus grande distance, une perte totale dadhrence des deux essieux se
produira.
54
si
0.4
0.3
0.2
0.1
0
0.3
0.2
0.1
0
0.1
10
s1
s2
5
6
Temps (s)
10

9
8
7
6
5
4
3
2
1
0
1
x 10
7.4
x 10
7.2
Ft
6.8
Ft2
6.6
6.4
6.2
5
6
Temps (s)
10
6
3.5
4.5
5.5
4.5
5.5
(b) Forces transmises aux essieux

9
8
7
6
5
7.05
6.95
3
2
1
0
r1
6.9
r2
6.85
5
6
Temps (s)
10
6.8
3.5
(c) Vitesses linaires
Figure 3.7 Commande CMS : Grandeurs mcaniques
Lors du broutement entre 4s et 5s, la perturbation sur la charge introduit des oscillations de mme frquence sur les couples lectromagntiques (lamplitude des oscillations
est denviron 15%) (g. 3.8(b)). Ceci sexplique par le fait que la rgulation du couple
se fait sur la moyenne des deux couples moteurs. Les ux rotoriques sont quant eux
faiblement perturbs (g. 3.8(a)).
Comparativement la structure de la chane de traction prcdente, la perturbation
de charge aecte la rgulation des couples lectromagntiques (cas du broutement). Mais
dans le cas dune perte dadhrence sur lun des essieux, la commande CMS maintient
ladhrence sur de faibles distances, et entrane la perte dadhrence des deux essieux
lorsque ltat du rail est aect sur une plus grande distance.
55

6
5
flux (wb)
4
3
5
4.99
4.98
4.96
4.97
m1
m2
4.95
4.94
5
6
Temps (s)
10
4.93
4.92
3.5
4.5
5.5
5.5
(a) Flux rotoriques

16000
14000
12000
10000
8000
11500
6000
11000
4000
2000
2000
10500
m1
10000
9500
m2
9000
5
6
Temps (s)
10
8500
8000
3.5
4.5
Figure 3.8 Commande CMS : Grandeurs moteurs

La Commande Moyenne Double (CM2) Comme cela a t dit prcdemment, la
pondration peut se faire sur la commande. Chaque moteur possde son contrle vectoriel,
ce sont les tensions de rfrences (V s et V s ) qui deviendront gales la moyenne des
tensions produites par chaque commande (virtualisation de la commande). Linconvnient
principal de cette commande est que le temps de calcul ncessaire pour son excution augmente considrablement et elle ne prsente pas une amlioration sensible du comportement
du systme.
3.3.1.2
La Commande Matre Esclave (CME)
La Commande Matre Esclave ne prend en considration que les grandeurs dun seul
moteur appel "Moteur Matre". Lautre moteur est appel "Moteur Esclave". Donc, le
critre de pondration p est soit gal 1 quand le moteur M1 est pris comme moteur
Matre, soit 0 quand le moteur M2 est pris comme moteur Matre.
La stratgie danti-patinage propose dans [Esc 00], se base sur la commande CME.
Elle consiste passer de la commande CMS la commande CME en gardant le moteur
qui ne perd pas ladhrence comme moteur Matre. Par consquent la commande en
couple nintervient pas lorsque le couple du moteur M1 diminue cause de la perte
dadhrence. Le comportement du moteur M1 est donc naturel, ce qui fait que ladhrence
est maintenue. Les rsultats de simulation correspondant ce type de commande CME
sont donns sur la gure 3.9 et 3.10. Nous examinons les mmes conditions de travail du
systme, en prsence des perturbations mcaniques (perte dadhrence et broutement).
Dans le cas du broutement, comme le couple lectromagntique du moteur esclave
56
si
0.4
0.3
0.2
0.1
0
0.08
0.06
0.04
0.02
0
0.02
10
s1
s2
5
6
Temps (s)
10

9
8
7
6
5
4
3
2
1
0
1
x 10
7.8
x 10
7.6
7.4
Ft
7.2
Ft2
6.8
7
6.6
6.4
5
6
Temps (s)
10
6.2
6
3.5
4.5
5.5

8
7
6
5
4
7.05
6.95
t
r1
6.9
r2
6.85
5
6
Temps (s)
10
6.8
3.5
4.5
5.5
(c) Vitesses linaires du train et des roues
Figure 3.9 Commande CME (Moteur M2 matre) : Grandeurs mcaniques

nest pas rgul, il est fortement perturb (g. 3.10(b)). Lamplitude des oscillations est
denviron 23%. Linconvnient principal de cette commande est alors la robustesse de la
rgulation du couple du moteur esclave en prsence de perturbation de charge. Ainsi,
lorsque on a une perte dadhrence et un broutement simultanment, lamplitude des
oscillations atteignent les 80% du couple moyen (g. 3.11).
57

6
5
flux (wb)
4
3
5.02
5
4.98
m1
4.96
4.94
m2
4.92
5
6
Temps (s)
10
4.9
4.88
3.5
4.5
5.5
(a) Flux rotoriques

14000
12000
10000
8000
6000
m1
1.25
m2
4000
1.15
1.1
1.05
2000
0
2000
x 10
1.2
5
6
Temps (s)
0.95
0.9
0.85
0.8
0.75
3.5
10
4.5
5.5
Figure 3.10 Rponses en ux et en couple correspondant la commande CM E, moteur

M 2-Matre
14000
12000
10000
8000
6000
m1
m2
4000
2000
0
2000
5
6
Temps (s)
10
Figure 3.11 Commande CME (Moteur M2 matre) : Couples lectromagntiques
3.3.2
La Commande Moyenne Direntielle (CMD)
Dans les commandes du systme mono-onduleur/bimachine prsentes prcdemment,

la commande se fait de manire ce que les grandeurs de la machine virtuelle choisie
travers la pondration suivent les rfrences imposes. Ainsi le contrle des deux machines
et leur comportement vis--vis des perturbations mcaniques dpendent de la pondration.
Entre autres, on a vu que la commande CME est la mieux adapte la perte dadhrence
dun des essieux, mais ceci ncessite la dtection de lessieu en perte dadhrence pour le
choix du moteur prendre comme matre. La commande reste peu robuste sur le contrle
du couple du moteur esclave.
58
Vu ces limites des commandes pondres, on se propose dintroduire la Commande

Moyenne Direntielle (CMD) propose dans [Kel 94, Kel 95]. Dans cette structure de
commande, la commande vectorielle classique est modie. Les grandeurs moyennes des
moteurs sont utilises pour la rgulation du ux et du couple lectromagntique, et les
grandeurs direntielles moyennes sont utilises pour annuler les dviations produites par
la dirence existant entre les couples lectromagntiques des moteurs, ce qui arrive dans
le cas dune perte dadhrence de lun des essieux moteurs. Dans la structure propose
dans les travaux cits ci-dessus, laxe d nest plus utilis que pour le contrle du ux
rotorique, mais il sert aussi au contrle du couple moyen direntiel. Quant laxe q, il
est utilis comme dans le contrle vectoriel classique pour la rgulation du couple moyen.
Cette stratgie permet ainsi de maintenir le couple direntiel entre les deux moteurs, et
dannuler lcart entre les vitesses des moteurs en agissant sur la rgulation du ux.
Dans cette section, on mettra en vidence la possibilit oerte par cette commande
pour annuler la dirence de couples des deux moteurs en agissant non pas sur laxe direct
d comme propos dans [Kel 94, Kel 95] mais sur laxe en quadrature q, voire sur les deux
axes simultanment. Ltude et la comparaison entre les direntes possibilits permettant
dannuler les dviations entre les deux moteurs sont prsentes aprs la synthse de cette
commande.
3.3.2.1
Synthse de la Commande Moyenne Direntielle
Dans le chapitre 2, le systme dquations rgissant la machine asynchrone dans le

repre (d, q) en vu de sa commande a t tabli. Pour des raisons de simplication, la
notation suivante sera applique dans la suite de ce chapitre :
Vs = Rsr Is + Ls
dIs
+E
dt
Is = [1 + J Tr (a e )] Imr + Tr
em = np Lmr (Imr Is )
(3.1a)
dImr
dt
(3.1b)
(3.1c)
Vs = Vsdq Vecteur de tension statorique , Is = Isdq Vecteur de courant statorique,

Ls = Ls
En considrant lensemble des deux machines asynchrones, et en introduisant une
machine virtuelle qui sera dnie par les valeurs moyennes et les valeurs moyennes direntielles des direntes grandeurs des deux machines.
Pour une variable X, nous notons X1 pour la machine 1 et X2 pour la machine 2, les
valeurs moyenne X et moyenne direntielle X de cette variable valent :
X1 + X2
X1 X2
et X =
2
2
Ainsi, le vecteur de tension statorique Vs dans le repre (d, q) sera totalement dni
par Vs et Vs et dont les expressions sont :
X=
59
Vs
[
]
dIs1
dIs2
1
Rsr1 Is1 + Ls1
=
+ E1 + Rsr2 Is2 + Ls2
+ E2
2
dt
dt
[
dIs1
dIs1
1
=
Rsr Is1 + Rsr Is1 + Ls
+ Ls
+ E + E
2
dt
dt
]
dIs2
dIs2
+Rsr Is2 Rsr Is2 + Ls
Ls
+ E E
dt
dt
= Rsr Is + Rsr Is + Ls
Vs
dIs
dIs
+ Ls
+E
dt
dt
(3.2)
[
]
dIs1
dIs2
1
=
Rsr1 Is1 + Ls1
+ E1 Rsr2 Is2 Ls2
E2
2
dt
dt
[
dIs1
dIs1
1
=
Rsr Is1 + Rsr Is1 + Ls
+ Ls
+ E + E
2
dt
dt
]
dIs2
dIs2
+ Ls
E + E
Rsr Is2 + Rsr Is2 Ls
dt
dt
= Rsr Is + Rsr Is + Ls
dIs
dIs
+ Ls
+ E
dt
dt
(3.3)
De lquation 3.3, on trouve :

[
]
dIs
1
dIs
=
Rsr Is + Ls
+ Rsr Is + E Vs
dt
dt
Ls
(3.4)
Et en injectant 3.4 dans lquation 3.2, 3.2 devient :
(
Vs =
Rsr
Ls Rsr
(
+ Rsr
Ls
)
Is +
Ls Rsr
Ls
Ls
)
Is
Ls
Ls
Ls (
Ls
dIs
+E
dt
E Vs
(3.5)
De mme, le vecteur courant statorique Is dans le repre (d, q) (g. 3.12) sera totalement dni par Is et Is qui scrivent :
60
)
[(
dImr
dImr
Is = Imr + T r
+ T r
+ J T r (a e ) T r e Imr
dt
dt
(
)
]
+ T r (a e ) T r e Imr
(3.6)
[(
)
dImr
dImr
Is = Imr + T r
+ Tr
+ J T r (a e ) T r e Imr
dt
dt )
]
(
(3.7)
+ T r (a e ) T r e Imr
Sq
Is
Is
Is2
Is1
Sd
a
Imr
Imr
Imr2
Imr1
Figure 3.12 Reprsentation des courants statoriques et magntisants dans le repre

(d, q) li au ux rotorique moyen dun systme mono-onduleur/bimoteur.
Des quations 3.6 et 3.7, il vient :

[
Is =
1 + J Tr
[
T r
Tr
T r
Tr
+ J Tr
]
(a e ) Imr +
2
T r
Tr
Tr
]
e Imr +
T r
Tr
T r
Tr
Is
dImr
dt
(3.8)
Le couple lectromagntique em est dni respectivement par em et em comme

suit :
61
(
)
em = np Lmr Imr Is + Imr Is
|
{z
}
1
]
(
)
+Lmr Imr Is + Imr Is
[
(
)
em = np Lmr Imr Is + Imr Is
(
)
+Lmr Imr Is + Imr Is
|
{z
}
(3.9)
(3.10)
em en
En formulant de nouvelles expressions du couple lectromagntique moyen
em
fonction du premier terme (1) de lquation 3.9 , et du couple moyen direntiel
quen fonction du deuxime terme (2) de lquation 3.10, on obtient :
em =
em
Lmr
Lmr
em
2
1 L2mr
L
( mr
)
= np Lmr Imr Is + Imr Is
em =
em
Lmr
Lmr
(3.11)
em
2
Lmr
2
Lmr
1
(
)
= np Lmr Imr Is + Imr Is
(3.12)
En retenant les expressions 3.5 , 3.6 ,3.11 et 3.12 , on considre le rfrentiel tournant
li au ux rotorique moyen Imr . Dans ce rfrentiel on peut crire le systme dquations
permettant un contrle vectoriel ux rotorique moyen orient et le contrle du couple
lectromagntique moyen et direntiel est dtermin par :
sr isd + L
s disd + E q
v sd = R
dt
di
sr isq + L
s sq + E d
v sq = R
dt
di
mrd
isd = imrd + Tr
+ Iq
dt
isq = Tr (a e ) imrd + I d
(
)
em = np Lmr imrd isq + imrd isq imrq isd
(
)
em = np Lmr imrd isq + imrd isq imrq isd
(3.13a)
(3.13b)
(3.13c)
(3.13d)
(3.13e)
(3.13f)
Avec les termes de couplage en "tension" :

62
(
E q = E q +
E d = E d +
Rsr
(
Rsr
Ls Rsr
Ls
Ls Rsr
)
isd
)
isq
Ls (
Ls
Ls (
Ls
Ls
Les termes de couplage en "courant" :
)
T r (
Iq =
isd imrd + Tr e imrq
Tr
)
T r (
Id =
isq imrq Tr e imrd
Tr
Et :
sr =
R
Rsr
(
Ls Rsr
E q v sd
E d v sq
)
)
Ls
)
2
Ls
s = Ls
L
Ls
(
)
2
T
r
Tr = T r
Tr
Les quations 3.13 permettent le contrle vectoriel orientation du ux rotorique
moyen de lensemble des deux moteurs, tout en garantissant le couple lectromagntique
moyen :
em
isq
np Lmr
imrd isq + imrq isd

imrd
(3.14)
Il est donc possible de contrler le couple moyen direntiel, soit au dpend de la

rgulation de ux travers le courant statorique direct isd :
isd
em
np Lmr
+ imrd isq + imrd isq

imrq
(3.15)
soit au dpend de la rgulation du couple lectromagntique travers le courant statorique en quadrature isq :
em
isq =
np Lmr
+ imrd isq imrd isq

imrd
(3.16)
Une distribution sur les deux axes, direct d et en quadrature q, de la rgulation du

couple moyen direntiel est aussi envisageable. Deux fonctions de transition pour chaque
axe sont dnies comme suit :
(
)
isdref = isd + Iq isd ekd |imrq | + isd
(3.17)
(
)
isqref = isq + Id isq ekq |imrd | + isq
(3.18)
63
Il est noter que la rgulation du couple moyen direntiel ne peut se faire sur laxe
d ou laxe q que si imrq ou imrd sont non nuls, i.e. seulement si il y a une dviation de
comportement entre les deux moteurs. La contribution de chaque axe dans cette rgulation
est gre par les coecients kd et kq respectivement. La structure de la commande moyenne
direntielle ainsi dnie est prsente sur la gure 3.13. Des limitations sur i sd et i sq
sont introduites pour exploiter quune partie des courants disponibles sur chaque axe pour
la rgulation du couple moyen direntiel.
Dans la suite de ce mmoire, ltude de leet de laction ralise sur les axes d et q
pour le contrle du couple moyen direntiel est prsente. An de voir linuence de la
commande, il faut avoir une dirence du couple de charge sur les deux moteurs. Cette
dirence provient dans le cas de la traction ferroviaire, dune perte dadhrence ou dun
broutement o il y a un report de masse dun essieu lautre qui se produit une frquence
de 5Hz. Lors des simulations qui suivent, une perte dadhrence du premier moteur (M1)
est applique entre les instants 4s et 8s. Le coecient dadhrence 1 est alors diminu
de moiti.
64
em
M sr imrd
rd
i mrd
+-
+-
i
mrd
Regimr
i sq
ekq |imrd |
ekd |imrq |
isq
isd
Regiq
Regid
Figure 3.13 Structure de la Commande Moyenne Direntielle - Actions sur les axes d et q
i sq
+
+-
i sd
+
+-
Id
i sd
imrd isq imrq isd
1
np Lmr
1
M sr
Iq
E
d
E
q
V sq
V sd
65
3.3.2.2
Contrle du couple moyen direntiel sur laxe d
Les rsultats de simulation prsents sur la gure 3.14, correspondent au contrle du

couple moyen direntiel sur laxe d au dpend de la rgulation du ux rotorique (kd = 0 et
kq = 0). Lors de la perte dadhrence, les composantes I q , I d et imrd isq imrq isd
(quations 3.13c, 3.13d et 3.13e) vont intervenir sur les axes d et q respectivement, ce
qui modient les rfrences i sq et i sq . Ceci introduit une augmentation du ux des
machines (g. 3.14(a)), et une diminution de leurs courants isq . Le couple de M 1 diminue
alors suivant la rduction du couple de charge due la perte dadhrence. La dirence
de couple est alors maintenue durant laaiblissement du coecient dadhrence sur le
premier essieu (g. 3.14(c)). Ladhrence des roues des deux essieux (g. 3.14(h)) est alors
maintenue avec une dclration du train (g. 3.14(g)) cause par une baisse de la force
transmise sur lessieu avec une faible adhrence. Cependant ceci augmente lamplitude
des oscillations de couple dues la frquence de dcoupage (fdec = 1kHz). De plus des
oscillations (g. 3.14(e)) basses frquences fosc2 et fosc3 apparaissent aux alentours de
30Hz et 45Hz respectivement. Dans la gure 3.14(f) une comparaison est faite entre les
densits spectrales du couple lectromagntique du moteur M 1 dans la phase Sans Perte
dAdhrence (SPA) et avec perte dadhrence pour direntes contributions du contrle
du couple moyen direntiel sur laxe d (kd = 0, 0.003, 0.01 et kq = 0).
Laugmentation de la contribution du contrle du couple moyen direntiel sur laxe
d (g. 3.14(d)) a pour eet :
La diminution du ux rotorique et aprs la compensation du terme I q , laction sur
laxe d introduit une baisse du ux des moteurs ;
La Diminution des amplitudes des oscillations des couples moteurs de frquences
kfosc2 , kfosc3 , kfdec , kfdec lfosc2 et kfdec lfosc3 (k et l =1, 2, 3..)
Les frquences des oscillations fosc2 et fosc3 des couples moteurs augmentent.
Laugmentation du glissement 1 de lessieu entran par le moteur M 1.
em , et laction
Dans ce cas, laction sur laxe d ne permet pas dannuler o de rduire
sur cette axe doit tre limite pour ne pas dmagntiser les moteurs compltement.
3.3.2.3
Contrle du couple moyen direntiel sur laxe q
em sur laxe q est ralis au dtriment de la

Le contrle du couple moyen direntiel
rgulation du couple moyen (kq = 0 et kd = 0). Les rsultats de simulation pour direntes
em sur laxe sont
valeurs de kq (0.5, 1 et 10) qui xe la contribution du contrle de
em peut tre totalement
prsents sur la gure 3.15. En comparant au cas prcdent, le
annul (g. 3.15(c)), et laction sur la rgulation du couple introduit une oscillation de
couple additionnelle de frquence fosc1 denviron 5Hz.
Laugmentation de la contribution du contrle du couple moyen direntiel sur laxe
d (g. 3.14(d)) a pour eet :
em jusqu son annulation.
La rduction de
La diminution du ux rotorique jusqu sa valeur de rfrence en annulant le terme
Iq ;
La diminution des amplitudes des oscillations des couples moteurs de frquences
kfosc1 , kfosc2 , kfosc3 , kfdec lfosc2 et kfdec lfosc3 (k et l =1, 2, 3..)
La rduction des frquences des oscillations fosc2 et fosc3 .
66
12
d
Flux rotorique (wb)
k =0.003
d
kd=0.01
rd
4
2
0
14000
Couple lectromagntique(N.m)
k =0
10
5
6
Temps (s)
12000
k =0
10000
kd=0.003
8000
k =0.01
4000
2000
0
2000
10
5
6
Temps (s)
10
10
k =0
d
d
Axe d (%)
20
k =0
d
k =0.01
d
15
10
k =0.003
d
k =0.01
d
0
0
5
6
Temps (s)
10
k =0.003
em
(N.m)
5.05
Temps (s)
5.1
15000
10000
5000
0
5.05
Temps (s)
5.1
k =0.01
d
15000
10000
5000
0
5.05
Temps (s)
5
6
Temps (s)
(d) Contribution du contrle de sur laxe d
5.1
(e) Zoom sur les couples lectromagntiques de

M1 et M2
Densit spctrale de puissance(db/hz)
(N.m)
(N.m)
em
k =0.003
25
k =0
(N.m)
30
15000
10000
5000
0
em
(b) Couple lectromagntique moyen
(c) Couple lectromagntique direntiel
6000
(a) Flux rotorique moyen

1000
0
1000
2000
3000
4000
5000
6000
7000
8000
9000
10000
80
SPA
kd=0
kd=0.003
kd=0.01
60
40
20
0
20
40
60
80
1000
2000
Frquence (hz)
3000
80
60
40
20
0
20
40
60
50
100
(f) Densit spectrale de puissance du couple lectromagntique (M1)

Glissement
5
4
3
k =0
k =0.003
k =0.01
5
6
Temps (s)
(g) Vitesses linaires
0.1
0.05
0
0.05
0.1
k =0
d
k =0.003
d
k =0.01
d2
3
5
6
Temps (s)
10
5
6
Temps (s)
10
10
Glissement
0.1
0.05
0
0.05
0.1
2
(h) Glissement des roues
Figure 3.14 Commande moyenne direntielle avec kq = 0

La diminution des glissements 1 et 2 des roues des essieux entrans par les moteurs
M 1 et M 2.
em annul, chacun des deux moteurs dveloppe
Une fois le couple moyen direntiel
le couple maximal transmissible sur lessieu de faible adhrence. Une augmentation addi67
12
q
Flux rotorique (wb)
k =0.5
q
kq=1
k =10
*
rd
2
0
14000
k =0
10
5
6
Temps (s)
12000
k =0
10000
k =0.5
k =1
6000
k =10
2000
0
2000
Axe q (%)
k =1
q
k =10
q
5
6
Temps (s)
10

k =0
(N.m)
em
(N.m)
em
10000
8000
6000
4000
5.05
Temps (s)
5.1
5.05
Temps (s)
k =1
(N.m)
em
(N.m)
em
5.1
k =10
8000
7000
6000
5000
4000
5.05
Temps (s)
5.1
5000
4500
4000
3500
3000
5
6
Temps (s)
10
10
5.05
Temps (s)
k =0
q
k =0.5
q
k =1
q
k =10
q
5
6
Temps (s)
(d) Contribution du contrle de sur laxe q
k =0.5
15000
10000
5000
0
100
90
80
70
60
50
40
30
20
10
0
5.1

M1 et M2
Densit spctrale de puissance(dB/Hz)
(N.m)
k =0.5
4000
10
k =0
8000

1000
0
1000
2000
3000
4000
5000
6000
7000
8000
9000
10000
80
kq=0
kq=0.5
kq=1
kq=10
60
40
20
0
20
40
60
80
1000
2000
Frquence (Hz)
3000
80
60
40
20
0
20
40
60
50
100

Glissement
5
4
0.1
0.05
0
0.05
0.1
k =0
q
kq=1
k =10
q
5
6
Temps (s)
k =0
q
k =0.5
q
k =1
q
2
3
k =10
5
6
Temps (s)
10
5
6
Temps (s)
10
k =0.5
10
Glissement
0.1
0.05
0
0.05
0.1
Figure 3.15 Commande moyenne direntielle avec kd = 0
tionnelle de kq va alors diminuer plus le couple moyen ce qui amnera une plus grande
dclration du train (g. 3.15(g)), i.e. une dgradation des performances de la traction.
68
Contrle du couple moyen direntiel sur les deux axes d et q
3.3.2.4
Dans les rsultats prsents prcdemment, le contrle du couple moyen direntiel

em sest fait soit sur laxe d au dtriment de la rgulation du ux rotorique moyen, soit
sur laxe q au dtriment de la rgulation du couple moyen. Lautre possibilit qui peut
em travers laction ralise simultanment sur les
tre exploite est la rgulation du
deux axes (kd = 0 et kq = 0). Les rsultats de simulation prsents sur la gure 3.16,
permettent de comparer le comportement du systme pour kd = 0.003 (pour annuler la
surmagntisation), et pour les direntes valeurs de kq . Comme dans le cas prcdent, une
augmentation de kq diminue fortement lamplitude des oscillations du couple. Loscillation
em sur laxe q
basse frquence la plus dominante lors de lintroduction du contrle de
est fosc1 = 5Hz alors quelle est de fosc2 = 30Hz lorsque le contrle ne se fait que sur laxe
em sur laxe q uniquement, les deux oscillations de frquences
d. Lors du contrle de
fosc1 et fosc2 sont prsentes sur les couples moteurs em1 et em2 .
Rcapitulatif des direntes possibilits de la commande CMD
3.3.2.5
Pour comparer les trois solutions de commande du couple moyen direntiel, on dnit
le paramtre m qui donne le rapport de lamplitude des oscillations du couple par rapport
sa valeur moyenne :
max min
max + min
Les rsultats sont donns sur la gure 3.17 permettent de conclure que :
(3.19)
m=
Dans le cas dune action sur laxe d, la dirence des couples entre les deux moteurs
em
M 1 et M 2 est maintenue. Laugmentation de la contribution du contrle de
diminue lamplitude des oscillations (g. 3.17(a)) ;
em et de rduire considrablement lam Laction sur laxe q, permet dannuler
plitude des oscillations (g. 3.17(b)) ;
em et de rduire encore
Laction sur laxe d et q simultanment, permet dannuler
plus lamplitude des oscillations (g. 3.17(c)).
0.6
0.6
M1
M2
0.5
0.3
0.2
0.2
0.1
0.1
0
0.003
kd (-)
(a) kq = 0
0.01
0.4
m ()
0.3
M1
M2
0.5
0.4
m ()
m ()
0.4
0.6
M1
M2
0.5
0.3
0.2
0.1
0.5
kq (-)
(b) kd = 0
10
0.5
kq (-)
(c) kd = 0.003
Figure 3.17 Comparaison des amplitudes des oscillations

3.3.2.6
Utilisation de la commande CMD comme stratgie danti-patinage
Lintrt de pouvoir annuler la dirence de couple entre les deux moteurs est de
rendre la commande robuste vis--vis dune ventuelle perte dadhrence des deux essieux.
Eectivement, si ltat du rail change sur une grande distance, les deux essieux peuvent
69
6
q
Flux rotorique (wb)
k =0.5
q
kq=1
k =5
*
rd
1
0
12000
k =0
5
5
6
Temps (s)
2000
0
2000
Axe d (%)
3
5
6
Temps (s)
k =0
10
(N.m)
em
(N.m)
em
5.2
5.4
Temps (s)
5.6
8000
6000
4000
2000
5.2
5.4
Temps (s)
k =1
em
(N.m)
(N.m)
em
5.6
k =5
5
6
Temps (s)
10
k =0
q
kq=0.5
0
k =1
q2
k =5
10
5.2
5.4
Temps (s)
5.6
5500
5000
4500
4000
3500
5
6
Temps (s)
10
(d) Contribution du contrle de sur laxe d

et q
k =0.5
7000
6000
5000
4000
100
80
60
40
20
0
Axe q (%)
5.1 5.2 5.3 5.4

Temps (s)

M1 et M2
Densit spctrale de puissance(dB/Hz)
(N.m)
k =5
k =1
8
6
4
2
0
15000
10000
5000
0
4000
k =5
k =0.5
k =1
6000
10
k =0
k =0.5
8000

1000
0
1000
2000
3000
4000
5000
6000
7000
8000
9000
10000
k =0
10000
80
kq=0
kq=0.5
kq=1
kq=5
60
40
20
0
20
40
60
80
1000
2000
Frquence (Hz)
3000
80
60
40
20
0
20
40
50
100

Glissement
5
4
0.1
0.05
0
0.05
0.1
k =0
q
kq=1
k =5
q
5
6
Temps (s)
k =0
q
k =0.5
q
k =1
q
2
k =5
5
6
Temps (s)
10
5
6
Temps (s)
10
k =0.5
10
Glissement
0.1
0.05
0
0.05
0.1
Figure 3.16 Commande moyenne direntielle avec kd = 0.003

tre aects en mme temps. Avec le contrle du couple direntiel sur les deux axes
(d, q), une lgre dirence de ltat du rail entre le moment o le premier essieu passe et
le moment o le second essieu passe sut pour maintenir ladhrence des deux essieux.
Les rsultats de simulation 3.18, montre le comportement du systme lors dune perte
70
dadhrente de lessieu 1 entre 4 7s avec max1 = 0.2 et lessieu 2 entre les instants
5 8s avec max2 = 0.25. Une adaptation des coecients kd et kq est alors ncessaire,
pour diminuer (ou maintenir) lamplitude des oscillations des couples lectromagntiques
(g. 3.19).
Comparativement la stratgie base sur la CME vue prcdemment, la CMD ne
ncessite pas la connaissance de laxe en perte dadhrence et reste utilisable comme
stratgie danti-patinage lorsque les deux essieux sont en patinage simultanment. Il sut
davoir un faible couple direntiel entre les deux moteurs. Lors dun broutement (910s),
la commande CMD en annulant la dirence de couple entre les moteurs, introduit de
fortes oscillations (m = 0.72) et un abaissement du couple moyen transmis denviron 36%
du couple maximal transmissible.
0.08
0.06
0.04
0.02
0
0.02
si
0.4
0.3
0.2
0.1
0
10
s1
x 10
6
4
2
0
Ft
Ft2
s2
4
0
5
6
Temps (s)
10
(a) Coecients dadhrences i et de glissement

si
5
6
Temps (s)
10
8
7
6
5
4
3
5
6
Temps (s)
r1
r2
10
Figure 3.18 Commande CMD (kd = 0.003, kq = 2) : Grandeurs mcaniques
6
5
flux (wb)
m1
m2
2
1
0
5
6
Temps (s)
(a) Flux rotoriques
10
12000
10000
8000
6000
4000
2000
0
2000
4000
m1
m2
5
6
Temps (s)
10
Figure 3.19 Commande CMD (kd = 0.003, kq = 2) : Grandeurs moteurs

71

Filtre passe bas
ref
K
K+s
em
1 2 | imrd |
Figure 3.20 Adaptation du couple de rfrence

Pour amliorer cette commande, il faut donc agir directement sur le couple de rfrence
em . Il est noter que le courant magntisant direntiel sur laxe d (imrd ) donne une
estimation dle du changement de ltat du rail lorsque kq = 1. Ainsi, imrd peut tre
utilis pour adapter le couple de rfrence (g. 3.20). Ce couple de rfrence est donn
par lexpression suivante :
em = (1 2 imrd ) ref
(3.20)
Les rsultats de simulation de la commande CMD avec une adaptation du couple de

rfrence et o une perte dadhrence des deux essieux se produit simultanment (avec
max1 = 0.2 et max2 = 0.205 entre les instants 48s) sont prsents sur les gures 3.21 et
3.22. Nous constatons quavec ladaptation de la rfrence du couple em , les oscillations
sont annules lors de la perte dadhrence et fortement rduites lors du broutement (9
10s).
3.4
Commande de systme multi-convertisseur/multimachine asynchrone
Dans la commande du systme mono-onduleur/bimachine asynchrone, la notion de machine virtuelle apparat pour rpondre la contrainte impose par le couplage lectrique
introduit par la mise en parallle des moteurs de traction sur une source de tension (Onduleur de tension). Cela permet de mettre en vidence un certain nombre de commandes
qui apportent des solutions aux problmes des perturbations mcaniques en prenant en
compte le couplage mcanique existant entre les moteurs.
On se propose alors dexploiter la notion de virtualit sur le systme bionduleur/bimachine asynchrone. Ainsi, comme prsent sur la gure 3.23, nous supposons quon a
un onduleur virtuel. Cela est obtenu en imposant aux deux onduleurs les mmes ordres
de commande. Ainsi nous obtenons une architecture correspondant un systme monoonduleur/bimachine. En plus de la possibilit de commander chaque moteur indpendamment de lautre, les direntes commandes, CMS, CME et CMD peuvent tre utilises
pour rpondre aux problmes lis aux perturbations mcaniques telles que la perte dadhrence ou broutement.
Cette mthodologie peut alors tre tendue la commande dun systme multi-convertisseur/multi-machine asynchrone dune traction ferroviaire rpartie dont le synoptique
est prsent sur la gure 3.24(a). En prenant une unit de traction, on a un systme
compos de trois (3) sous systmes monoconvertisseurs/multi-machines. En appliquant la
mthodologie de la virtualit aux moteurs aliments par chaque onduleur, on arrive avoir
72
0.3
0.2
0.1
0
0.1
8
1
10
s1
6
5
4
3
2
Ft
Ft2
1
1
5
6
Temps (s)
s2
x 10
si
0.4
0.3
0.2
0.1
0
10

si
5
6
Temps (s)
10
9
8
7
6
5
4
1
0
5
6
Temps (s)
r1
r2
10
Figure 3.21 Commande CMD (kd = 0.003, kq = 1) avec adaptation de em : Grandeurs

mcaniques
6
5
flux (wb)
4
3
2
m1
m2
5
6
Temps (s)
(a) Flux rotoriques
10
12000
10000
8000
6000
4000
m1
2000
m2
em
2000
5
6
Temps (s)
10
Figure 3.22 Commande CMD (kd = 0.003, kq = 1) avec adaptation de em : Grandeurs

moteurs
un systme compos de trois (3) sous systmes mono-onduleurs/monomachines virtuels

(g. 3.24(b)). Le principe appliqu sur les onduleurs permet alors de passer dun systme
multi-onduleur/multi-machine un systme mono-onduleur/monomachine virtuel (g.
3.24(b)). Le principe peut se gnraliser sur les deux units de traction mais il faut prendre
en considration toutes les contraintes qui seront introduites par les ltres dentre et de
ltage dadaptation de la tension catnaire la tension des bus DC qui dpend du type
dalimentation. Plusieurs structures de commande peuvent alors tre exploites pour la
commande de lensemble de la traction.
73
Rf
Lf
Cf
Vdc
Onduleur 1
MAS1
is2m 1
m1
is1m 1
Commandes
Onduleur
Virtuel
cooperatives
MLI
(CMS
CME, CMD ...)
is1m 2
Onduleur 2
is2m 2
m2
MAS2
Figure 3.23 Architecture monoconvertisseur virtuel/bimachine asynchrone
3.5
Conclusion
Ltude de direntes commandes possibles pour un systme mono-onduleur/bi-machine

asynchrone, a introduit la notion de virtualit des moteurs qui a t tendue la virtualisation des onduleurs dans le cas dun systme bionduleur/bimachine asynchrone. Les diffrentes commandes sont alors gnralisables pour un systme multi-convertisseur/multimachine asynchrone.
Par rapport aux commandes existantes [Pen 02, Kel 94, Kel 95], une nouvelle stratgie de commande CMD a t envisage, en introduisant la possibilit du contrle du
couple direntiel entre les moteurs. Cela permet dappliquer cette commande dans le
cas du patinage de lun o des deux essieux. Une tude plus approfondie doit tre mene
pour mettre en uvre un algorithme qui permet dadapter les coecients kd et kq de
la commande pour, dune part rduire les oscillations qui peuvent tre introduites lors
dune perte dadhrence, et dautre part pour permettre de transmettre la force maximale
admissible. Cette commande reste contraignante lors de perturbations mcaniques autre
que la perte dadhrence, do la ncessit dintroduire une reconguration des direntes
structures de commande pour amliorer le comportement dans les rgimes transitoires des
moteurs. Il faut ajouter que la stratgie CMD reste peu robuste vis--vis dune forte dispersion paramtrique entre les moteurs. Comme on peut lapercevoir dans la synthse de
la commande, une identication des paramtres en temps rel est ncessaire pour obtenir
un moteur virtuel qui prend en compte cette dispersion paramtrique entre les moteurs
rels.
Dans le chapitre suivant, ltude des recongurations de commande est prsente. Nous
tudions galement le problme de la perte de capteurs mcaniques et lexploitation de la
redondance analytique et structurelle introduite dans une traction rpartie.
74
MAS MAS
Tension DC
MAS
Tension DC
MAS MAS
Filtre dentre
MAS
(b) Moteurs ctifs
MAS
MAS MAS
MAS MAS
Unit 2
MAS
Filtre dentre
MAS
MAS MAS
(c) Moteurs et convertisseurs ctifs
Unit 2
MAS
MAS
Unit 1
Filtre dentre
MAS MAS
Filtre dentre
Unit 2
MAS MAS
Tension DC
MAS MAS
(a) Synoptique de la traction rpartie
MAS MAS
Filtre dentre
Figure 3.24 Commande de systme multi-convertisseur/multi-machine asynchrone
Unit 1
MAS
MAS MAS
Unit 1
MAS MAS
Filtre dentre
MAS MAS
75
Chapitre 4
Continuit de service dune chane
de traction rpartie
4.1
Introduction
Ce chapitre est ddi la problmatique de la continuit de service dune chane de

traction rpartie. Les solutions apportes se basent sur les degrs de libert disponibles
dans un tel systme. Dans le cas de perturbations externes, les direntes structures de
commande possibles seront mises contribution pour assurer le bon fonctionnement du
systme. La tolrance aux dfauts de capteur mcanique des stratgies adoptes sera aborde, dune part par lintroduction de commande sans capteur (redondance analytique) et
dautre part par lintroduction de la redondance structurelle quore naturellement la
traction rpartie (redondance structurelle naturelle). Quant lintroduction de commutation de structures de commande, une analyse lors des direntes commutations sera
faite sur un banc dessais pour vrier la faisabilit et prendre en considration les diffrentes contraintes quon naurait pas prises en simulation. Cela avant de concevoir un
organe dcisionnel qui apportera les adaptations, les changements de commandes et voire
dobservateurs ncessaires pour maintenir le bon fonctionnement du systme.
4.2
La reconguration de commandes dun systme

bionduleur/bimachine asynchrone
Dans le chapitre prcdent, lanalyse du comportement dun systme de traction biconvertisseur/bimachine asynchrone avec les direntes commandes proposes en prsence de
perturbations mcaniques (perte dadhrence et broutement) a permis de mettre en vidence la ncessit dadapter la commande du systme pour amliorer son comportement
et assurer la continuit de son service.
Ce paragraphe se focalise sur lanalyse du comportement du systme lors de la reconguration dune commande une autre. Essentiellement, nous examinerons la transition dune commande individuelle (CI) une commande cooprative (CME, CMS,
CMD) qui permet de passer dun systme bionduleur/bimachine un systme monoonduleur/bimachine virtuel. An de prendre en considration linuence de la dispersion
des paramtres des dirents lments dun tel systme sur la reconguration, les essais
sont faits sur le banc exprimental compos de deux moteurs asynchrones aliments par
deux onduleurs mis en parallles sur un bus continu. Les moteurs sont chargs par deux
77
Continuit de service dune chane de traction rpartie
autres moteurs asynchrones aliments par des variateurs industriels. Ce banc exprimental [Ach 12] sera prsent plus en dtail dans le chapitre suivant.
Lors des essais qui suivent, le dmarrage des moteurs se fait en Commande Individuelle
m2
en imposant un couple de charge identique de type c = P
. O m2 et n sont resn 2
pectivement la vitesse du moteur M 2 et sa vitesse nominale, et P reprsente la puissance
impose. A linstant t = 30s, la reconguration vers lune des commandes coopratives
est faite.
Reconguration de la Commande Individuelle la commande Matre Esclave CI CM E
4.2.1
Lors de la reconguration de la Commande Individuelle la commande Matre Esclave

CI CM Em1 , le moteur M 1 pris comme esclave subira un changement dalimentation
brusque pour sadapter la commande impose par le moteur matre M 2. Comme on peut
le voir sur les rsultats exprimentaux prsents sur la gure 4.1, lors de la commutation, le
moteur esclave passe par un fort rgime transitoire qui dure environ 200ms. Les courants
sont fortement aects, ainsi que le ux rotorique, le couple lectromagntique et la vitesse
de rotation. Le moteur matre tant command, il est peu aect.
1.4
1.2
Flux (Wb)
1
0.8
0.6
0.4
0.2
m1
m2
*
30
40
300
20
250
0
20
m1
40
m2
*
60
80
30
30.2
30.4
30.6
Temps(s)
30.8
31
(c) Couples lectromagntiques estims
30.4
30.6
Temps(s)
30.8
31
31.2
(b) Flux rotoriques observs
Vitesse lectrique (rad/s)
Couple lectromagntique (Nm)
(a) Courants statoriques mesurs Isam1 (),

Isbm1 (), Isam2 (), Isbm2 ()
30.2
200
150
100
m1
50
m2
31.2
30
30.2
30.4
30.6
Temps(s)
30.8
31
31.2
(d) Vitesses lectriques mesures
Figure 4.1 Reconguration de la Commande Individuelle CI la commande Matre

Esclave CM Em1
78
Reconguration de la Commande Individuelle la Commande Moyenne Simple CI CM S
4.2.2
Flux (Wb)
Dans le cas dune reconguration de la Commande Individuelle la Commande

Moyenne Simple CI CM S, les deux moteurs vont tre aects cause de ladaptation
de leur alimentation qui va correspondre une alimentation dun moteur moyen virtuel.
Les rsultats de cette reconguration ralise sur le banc exprimental sont prsents sur
la gure 4.2. On peut constater que le rgime transitoire est deux fois moins important
que dans une commutation CI CM E en intensit de courant et dure environ 400ms,
i.e. deux fois plus longtemps que la reconguration prcdente. Ceci peut sexpliquer par
la rpartition de ladaptation sur les deux sous-systmes mono-onduleur/monomoteur qui
doivent converger vers un systme mono-onduleur/monomoteur moyen.
1.7
1.6
1.5
1.4
1.3
1.2
1.1
1
0.9
0.8
0.7
m1
m2
*
30
30
300
20
250
10
0
10
20
m1
30
40
50
60
m2
*
30
30.2
30.4
30.6
Temps(s)
30.8
31
30.4
30.6
Temps(s)
30.8
31
31.2

30.2
200
150
100
50
m1
m2
31.2
50
30
30.2
30.4
30.6
Temps(s)
30.8
31
31.2
Figure 4.2 Reconguration de la Commande Individuelle CI la Commande Moyenne

Simple CM S
4.2.3
Reconguration de la Commande Individuelle la Commande Moyenne Direntielle CI CM D
Pendant la reconguration de la Commande Individuelle la Commande Moyenne

Direntielle CI CM D, en plus de la convergence des deux sous-systmes mono-onduleur/monomoteur vers un systme mono-onduleur/monomoteur moyen, laction de la
commande intervient pour rduire les dviations entre les deux moteurs en annulant
le couple moyen direntiel. Des rsultats de lessai eectu pour cette reconguration
CI CM D sont prsents sur la gure 4.3. On voit que laction de la commande pour
annuler les dviations entre les deux moteurs induit un rgime transitoire plus important
que les deux cas prcdents et qui dure environ 800ms. Cette reconguration nest donc
pas favorable pour ce systme, le transitoire tant trop important.
79
m1
Flux (Wb)
m2
*
3
2
1
0
30
100
80
60
40
20
0
20
40
60
80
100
30.4
30.6
Temps(s)
30.8
31
31.2
300

30.2
m1
m2
*
30
30.2
30.4
30.6
Temps(s)
30.8
31
31.2
250
200
150
100
m2
m1
50
0
50
30
30.2
30.4
30.6
Temps(s)
30.8
31
31.2
Figure 4.3 Reconguration de la Commande Individuelle CI la Commande Moyenne

Direntielle CM D t = 30s
4.2.4
Stratgie propose pour la Reconguration de commande

dun systme bionduleur/bimachine un systme monoonduleur/bimachine virtuel
Lors de la reconguration de la Commande Individuelle vers une commande cooprative pour un systme bionduleur/bimachine, o les deux moteurs sont chargs par des
charges identiques indpendantes, le rgime transitoire est principalement d au dphasage des courants et tensions dalimentations des moteurs. Ce dphasage peut tre caus
par une perturbation sur lun des moteurs. Dans les essais eectus prcdemment, le
dphasage est essentiellement caus lors de la phase de dmarrage (g. 4.4) par les frottements secs et visqueux qui ne sont pas identiques pour les deux moteurs.
300
250
200
150
100
50
m1
m2
50
10
10.5
11
11.5
Temps(s)
12
12.5
13
Figure 4.4 Vitesses des moteurs en phase de dmarrage avec la Commande Individuelle
(CI)
80
t1=30s
t =35s
3
t =30.2s
Is (A)
Is (A)
t2=30.2s
t =35s
3
Is m1
t =30s
1
Is m2
Is m1
Is
Is m2
6
6
2
I
0
(A)
6
6
2
I
(a) Reconguration CI CM Em2
0
(A)
(b) Reconguration CI CM S
6
t3=35s
4
t =30.2s
2
Is (A)
2
Is m1
t1=30s
Is m2
Is
6
6
2
I
0
(A)
(c) Reconguration CI CM D
Figure 4.5 Courants statoriques dans le repre (, ) dirents instants (t1 = 30s,
t2 = 30.2s et t3 = 35s) lors de la commutation de commandes
Ainsi, partir des vecteurs courants statoriques Is des deux moteurs (g. 4.5) dnis
dans le repre (, ) aux dirents instants (t1 = 30s juste avant la commutation, t2 =
30.2s et t3 = 35s), on voit que les angles avec lesquels les repres (d, q) des moteurs doivent
sadapts dpendrons du type de reconguration. Dans le cas de la reconguration :
CI CM E (g. 4.5(a)), le repre du moteur esclave M1 doit se mettre en phase
avec celui du moteur matre M 2 (a = 142.7 ). Le dphasage que doit rcuprer
le moteur esclave peut tre alors trs important et peut entraner un fort rgime
transitoire de ce moteur ;
CI CM S (g. 4.5(b)), les repres des deux moteurs (d1 , q1 ) et (d2 , q2 ) doivent se
81
mettre en phase avec le repre (d, q) moyen. Le dphasage est alors devis par deux
(a = 52.12 ). Certes, les deux moteurs vont tre aects lors de la commutation
mais le rgime transitoire sera moins important quune commutation CI CM E,
dans les mmes conditions de dphasage ;
CI CM D (g. 4.5(c)), on se retrouve dans les mmes conditions quavec une
reconguration CI CM S au niveau du dphasage (a = 90.43 ), i.e. lvolution des repres des deux moteurs vers le repre moyen. Laction de la commande
pour annuler les dviations des rfrentiels entre les deux moteurs amplie le rgime
transitoire.
Comme le dphasage entre les grandeurs des dirents moteurs ne peut pas tre annul
avec une Commande Individuelle, on propose dintroduire la reconguration CI CM S
comme une commutation "tampon" pour attnuer le rgime transitoire. Ainsi, les recongurations CI CM S CM E, CI CM S CM D se feront plus en douceur que des
recongurations directes CI CM E, CI CM D. Les rsultats de lessai prsents sur
la gure 4.6, montrent quen passant par la reconguration CI CM S pendant 400ms,
la reconguration la CMD inue trs peu sur le rgime transitoire.
4.3
Continuit de service dune traction rpartie
Dans cette section, nous allons entreprendre la conception dun organe dcisionnel qui
permettra de maintenir la continuit de service dune chane de traction rpartie. Le systme quon cherche concevoir, se basera sur un systme de surveillance du comportement
du systme, i.e. la dtection des comportements singuliers du systme et le diagnostic des
anomalies. A partir des informations transmises par la partie de surveillance, lorgane dcisionnel aura pour tches dappliquer le traitement ncessaire pour contenir la dfaillance
ou la perturbation quaecte le systme an de permettre la poursuite de la mission du
systme et/ou damliorer son comportement.
Le synoptique dun tel systme de contrle tolrant aux fautes est prsent sur la gure
4.7. On trouve deux fonctions lmentaires [NIE 97, GEN 07, Zha 08], savoir :
Modle du systme et/ou
Signatures de dfauts/perturbations
Capteurs
(courant, tension, vitesse ...)
Surveillance
Dtection de dfaillances
ou de perturbations
Diagnostic
(Identification du dfaut)
Organe dcisionnel
Supervision
(Dcision daccommodation ou reconfiguration)
Systme
(Commandes et chane de traction)
Figure 4.7 Synoptique dun systme de contrle tolrant aux fautes

La surveillance qui a pour rle :
La dtection : Cest la dtection de dviation du systme de son comportement
nominal. Pour cela, on doit analyser le comportement du systme global dans les
conditions nominales de fonctionnement et chercher des indicateurs caractristiques.
82
1.8
1.6
1.4
Flux (Wb)
1.2
1
0.8
m1
0.6
0.4
m2
*
0.2
30
30
20
10
0
10
20
30
40
50
60
70
30.4
30.6
Temps(s)
30.8
31
31.2

300
(a) Courants statoriques mesurs
30.2
m1
m2
*
30
30.2
30.4
30.6
Temps(s)
30.8
31
250
200
150
100
50
m1
m2
50
31.2
30
30.2
30.4
30.6
Temps(s)
30.8
31
31.2
6
Is m1
t =30.5s
3
Is m2
Is
Is (A)
t =30s
1
4
t =30.4s
2
6
6
2
I
0
(A)
(e) Courants statoriques dans le repre (, )
Figure 4.6 Commutation de la Commande Individuelle la Commande Moyenne

Direntielle avec la stratgie CI CM S CM D
Le diagnostic : Cest la recherche de la causalit liant le symptme, la dfaillance
et son origine. Donc, on doit rechercher des indicateurs caractrisant les direntes
perturbations ou dfaillances possibles.
La dtection et le diagnostic peuvent se bass sur direntes approches :
Approche base sur le modle du systme.
83
Approche base sur les signatures de dfaillances : chaque dfaillance est caractrise
par une signature, et les mthodes de dtection se rapprochent alors de celles utilises
dans la dtection dintrusion de virus dans les systmes informatiques.
Approche base sur des outils statistiques.
La supervision qui a pour rle :
la dcision : On dtermine ltat que doit atteindre le systme pour continuer le
fonctionnement soit en mode nominal ou dgrad.
Ladaptation ou Reconguration : On choisit la squence daction raliser. Ladaptation consiste modier des paramtres ou la structure de la commande. La reconguration consiste en plus de ladaptation, prvoir aussi la modication de la
structure du procd, par exemple soit par redondance matrielle ou analytique.
Dans notre travail, on sest limit la partie supervision o compensations et recongurations des algorithmes et structures de commandes sont gres par un organe
dcisionnel. Dans un premier temps, on sintressera la reconguration de structures de
commande quore une chane de traction rpartie an de maintenir le bon fonctionnement du systme dans le cas de perturbations externes telles que la perte dadhrence,
broutement ou dcollement du pantographe. Dans une seconde phase, on sintressera
lexploitation de la redondance structurelle dun tel systme dans le cas dune perte de
capteur. Nous ne nous intressons pas la dtection et identication dune anomalie, cette
phase pourra tre exploite dans la poursuite de cette tude.
4.3.1
Reconguration de structure de commande
4.3.1.1
Lorgane dcisionnel
Lorgane dcisionnel, dont la structure est prsente sur la gure 4.8 et qui a fait
lobjet dun article [Ach 10], se comporte comme une machine dtats qui permet de
faire les adaptations et les changements ncessaires, i.e. ladaptation de rfrence (m1 ,
m1 ), le changement de structure de commandes (C de ), la slection de linformation
capteurs (c1 , c2 ) et/ou dobservateurs (Obsm1 , Obsm2 ), suivant ltat du systme. p, b,
d, c sont les indicateurs transmis par les dtecteurs de perte dadhrence, de broutement,
de dcollement du pantographe et de perte de capteur respectivement.
4.3.1.2
Diagramme dtats
An de clarier notre dmarche concernant le systme commander, nous nous limitons aux perturbations externes suivantes : perte dadhrence, dcollement du pantographe et broutement. Le systme possde alors six (6) tats distincts. Pour faciliter
ltude, un diagramme dtats est construit. On suppose dune part que les dtections des
vnements "anomalies" sont asynchrones, ce qui permet de simplier les conditions de
transition dun tat lautre. Dautre part, nous retiendrons des tats clats correspondant chaque perturbation. Ce diagramme dtats clats est reprsent sur la gure 4.9.
Les correspondances des tats et des actions appliques sont formules dans le tableau 4.1.
Les actions dinitialisation correspondent linitialisation du systme, les actions dentre
correspondent aux actions eectues lors de lactivation dun tat et les actions de sortie
celles appliques lors de la dsactivation dun tat. Le choix de ces direntes actions vient
84

Rfrences
m1
m2
C de
p
Obsm1
Obsm2
b
Indicateurs des
anomalies du systme
c1
d
Dcisions envoyes
vers le systme
c2
m1
m2
m1
m2 imrd
Mesures et estimations/observations
Figure 4.8 Lorgane dcisionnel

des tudes eectues et prsentes prcdemment. Ces actions doivent alors satisfaire le
plus possible les points suivants :
Assurer la continuit de service ;
Maintenir la stabilit et assurer la meilleure performance possible du systme en
rgimes transitoire et permanent, que ce soit en mode nominal ou dgrad ;
Attnuer limpacte des retards de dtections des perturbations et des fausses alarmes.
La correspondance des conditions de transition est donne sur la table 4.2, elle donne
les conditions possibles et ltat futur correspondant aux direntes transitions. Il est
aussi noter que lorgane dcisionnel prend en compte le cas dapparition dune autre
perturbation lorsque le systme est dj dans un tat dgrad, la gestion se fait alors
selon la priorit de la perturbation et avec laquelle la stratgie choisie permet de maintenir au mieux le bon fonctionnement du systme. Lordre de priorit choisi est ainsi par
ordre dcroissant : Dcollement du pantographe, perte dadhrence dun essieu, la perte
dadhrence des deux essieux et puis broutement. Comme exemple, on prend le cas de la
perte dadhrence des deux moteurs M 1 et M 2 (g. 4.10), dans cet tat la seule perturbation prioritaire quil faut prendre en considration est le dcollement du pantographe. La
stratgie choisie dans ce cas qui consiste rduire le couple de rfrence permet dinuer
aussi sur la perte dadhrence.
85
Figure 4.9 Diagramme dtats clats
86

Actions
dinitialisation
C de = CM S
m1 = 0
m2 = 0
Actions dentre
Actions de
sortie
C de = CI
C de = CM S
C de = CM D
et/ou
m1 = 2 |imrd | m1
C de = CM D
et/ou
m2 = 2 |imrd | m2
C de = CM S
et/ou
m1 = 0
C de = CM S
et/ou
m2 = 0
C de = CM S
et/ou
m1 = 0
m2 = 0
C de = CM S
m1 = 0
m2 = 0
Etats
Correspondance
Etat initial
Broutement
P _M 1
Perte dadhrence
de M1
P _M 2
Perte dadhrence
de M2
P _M 12
Perte dadhrence
de M1 et M2
m1 = 2 |imrd | m1
m2 = 2 |imrd | m2
Dcollement du
pantographe
C de = CI
m1 = m1
m2 = m2
Tableau 4.1 Actions de lorgane dcisionnel
Condition
d=0
d=1
p=0
p=1
p=2
p=3
b=0
b=1
Etat futur
Etat initial S
Dcollement du pantographe D
Etat initial S
Perte dadhrence P _M 1
Etat initial S
Broutement B
Tableau 4.2 Correspondance des transitions

Figure 4.10 Diagramme dtats
pour la perte dadhrence des deux
moteurs
87
Figure 4.11 Diagramme dtats avec conditions sur les transitions

Le diagramme dtats donn sur la gure 4.11 prsente la mme machine dtats reprsente prcdemment (g. 4.9) mais avec des conditions sur les transitions qui permettent
de fusionner les tats identiques. Dans ce cas, les dtections des perturbations peuvent tre
synchrones. Une autre mthode qui peut tre utilise pour la fusion des tats identiques
sans modier les transitions, consiste ajouter un niveau de priorit qui peut tre utilis
pour choisir ltat dans lequel le systme va se rendre lorsquon a plusieurs conditions de
transitions satisfaites la sortie dun tat, ceci en se basant sur le degr de svrit de la
dfaillance.
4.3.1.3
Interaction de lorgane dcisionnel avec la chane de traction
Dans ce qui suit, nous allons tudier les interactions entre la chane de traction lectrique asynchrone et lorgane dcisionnel. Dans un premier temps, on applique une seule
perturbation la fois pour voir les changements eectus et le comportement du systme.
Pour cela, on applique une srie de perturbations prsente sur le chronogramme suivant
(g. 4.12) :
Dcolement Perte dadhrence
panthographe
M1 M2
Perte dadhrence M1
4
7.3
Broutement
10
Temps (s)
12
Figure 4.12 Chronogramme des perturbations appliques

Pour prendre en considration les dlais et les retards ventuels des dtections, des
retards de 50ms pour la dtection de la perte dadhrence et de 100ms pour sa reprise
sont appliqus. Pour le broutement, un dlai plus important (environs 200ms) est appliqu
dune part pour la non svrit de la perturbation sur le comportement global du systme,
et dautre part pour la mthode de dtection utilise qui sera ventuellement base sur
une analyse spectrale des signaux vu la caractristique de cette perturbation. Quant au
dcollement du pantographe, on se base sur une dtection de seuil de la tension du bus
DC.
88
Les changements de structure de commande eectus pour ce cas dtude sont prsents sur le chronogramme de la gure 4.13. Les rponses du systme sont donnes dans
les gures 4.14 et 4.15. Malgr les direntes perturbations subies par le systme, les
changements de commandes et ladaptation du couple de rfrence (g. 4.14(b)) eectus ont permis de maintenir le fonctionnement du systme en mode dgrad et ce, en
assurant ladhrence des essieux moteurs (g. 4.15(a)), en attnuant l-coups du couple
(g. 4.14(b)) lors du recollement du pantographe qui aurait provoqu une perte totale
dadhrence des essieux moteurs, et en attnuant les oscillations de couple moteurs lors
du broutement en passant une commande individuelle des moteurs.
Commande
CMD
CMS
CI
3
8
9
Temps(s)
10
11
12
13
Figure 4.13 Chronogramme de ltat de lorgane dcisionnel et du changement de

commandes appliques
5.8
5.6
flux (Wb)
5.4
5.2
5
4.8
4.6
4.4
4.2
m1
m2
8
9
Temps(s)
10
11
12
13
20000
15000
10000
Tension Ucf (V)
m2
em
5000
(a) Flux rotoriques

3100
3000
2900
2800
2700
2600
2500
2400
2300
2200
2100
m1
5000
8
9
Temps(s)
10
11
12
13
8
9
Temps(s)
10
11
12
13
(c) Tension bus DC
Figure 4.14 Interaction entre lorgane dcisionnel et la chane de traction : Grandeurs

lectrique
89
10
0.4
0.35
0.3
0.25
0.2
si
3
0.2
0.15
0.1
0.05
0
0.05
10
11
12
13
s1
x 10
Ft
Ft2
s2
5
3
8
9
Temps(s)
10
11
12
13

si
8
9
Temps(s)
10
11
12
13
7.5
V
r1
6.5
r2
6
5.5
5
8
9
Temps(s)
10
11
12
13
Figure 4.15 Interaction entre organe dcisionnel et la chane de traction : Grandeurs

mcaniques
Pour voir la robustesse de la solution propose et de se rapprocher un systme

rel, en plus dintroduire du bruit blanc sur les dirents capteurs de tension, courants
et de vitesses, on eectue une variation de ltat du rail sur lintervalle 4 11s (g.
4.17(a)) pour sassurer du bon comportement du systme et du bon choix de la priorit
lorsque le systme subit plusieurs perturbations simultanes. Les rsultats de simulation
prsents sur les gures 4.16 et 4.17 montrent bien le bon comportement du systme avec
les direntes permutations de structures de commandes et dadaptation des rfrences.
5.5
m1
flux (Wb)
m2
4.5
8
9
Temps(s)
(a) Flux rotoriques
10
11
12
13
12000
10000
8000
6000
4000
m1
2000
m2
em
2000
8
9
Temps(s)
10
11
12
13
Figure 4.16 Robustesse vis--vis du bruit et de perturbations simultanes : Grandeurs

moteurs
90
10
0.4
0.35
0.3
0.25
0.2
si
3
0.15
0.1
0.05
0
0.05
10
11
12
13
s1
x 10
8
6
4
2
Ft
Ft2
s2
2
3
8
9
Temps(s)
10
11
12
13

si
8
9
Temps(s)
10
11
12
13
7
V
6.5
r1
r2
5.5
5
4.5
8
9
Temps(s)
10
11
12
13
Figure 4.17 Robustesse vis--vis du bruit et de perturbations simultanes : Grandeurs

mcaniques
4.3.2
Exploitation de la redondance analytique et structurelle
Dans le premier chapitre, les direntes perturbations que peuvent aectes une chane
de traction ont t introduites et parmi elles, les dfauts de capteurs. Des redondances
analytiques et matrielles doivent alors tre prvues pour que le systme soit tolrant
aux dfauts de capteurs. Dans ce qui suit, on tudiera leet dune dconnexion dun
capteur de vitesse sur le comportement du systme avec les direntes structures de
commandes mises en place pour maintenir le bon fonctionnement du systme vis--vis des
perturbations mcaniques. Dune part, on verra le comportement du systme dans le cas
dune redondance analytique avec lintroduction de dirents estimateurs et observateurs
de vitesse. Dautre part, on introduira la redondance structurelle quore une chane de
traction rpartie.
4.3.2.1
Redondance Analytique
Dans les simulations qui suivent, en plus de la srie de perturbations applique prcdemment (g. 4.12), on introduit une perte de linformation capteur vitesse du premier
moteur 3.5s. Une reconguration vers des commandes sans capteur vitesse sera applique
aprs 40ms pour prendre en considration comme pour les cas prcdents dventuels
dlais et retards de dtection. On sintressera aux estimateurs, observateurs partiels de
la vitesse en exploitant la sparation des modes lectriques et mcanique. Cependant,
on peut envisager des observateurs globaux de tous les modes du systme (modle non
linaire).
91
Estimateur bas sur la relation dautopilotage (EAP) Lestimation de la vitesse peut

tre faite partir de la loi dautopilotage de la machine asynchrone (quation 4.1), o
la pulsation statorique
bs est estime dans le cas dun contrle vectoriel ux rotorique
b r (quation 4.2) et
b r observes, et la pulsation
orient partir de ses composantes
rotorique r partir des modules du ux rotorique et des courants isd et isq (quation 4.1,
2.3.4.2). Limplmentation de cet estimateur en discret est prsente entre autre dans les
travaux suivants [Pie 07, Pen 02, Arc 99].
be =
bs
b
( r
)
b r
d
arctg
bs =
b r
dt
(4.1)
(4.2)
Msr bisq
b rd |
Tr |
br =
(4.3)
m1
(rad/s)
Cette estimation rentre dans la catgorie des reconstructions de vitesse partielles utilisant la rgle de la sparation des modes (lectriques et mcaniques). Les rsultats de
simulation du systme avec la redondance analytique base sur lestimateur de vitesse
sont prsents sur les gures 4.18, 4.19 et 4.21.
400
200
0
3
8
9
Temps(s)
10
11
12
13
1000
500
m2 (rad/s)
400
Capteur
Utilise
Relle
200
0
500
3.1
3.2
3.3
3.4
3.5
3.6
3.7
3.8
3.9
3.1
3.2
3.3
3.4
3.5
3.6
3.7
3.8
3.9
110
100
90
8
9
Temps(s)
10
11
12
13
80
70
m2
(%)
m1 (%)
(a) Information vitesse capteur, utilise et relle

10
5
0
5
10
10
5
0
5
10
8
9
Temps(s)
10
11
12
13
8
9
Temps(s)
10
11
12
13
(b) Erreurs vitesses
Figure 4.18 Utilisation de la redondance analytique (EAP) dans le cas dune perte
dun capteur de vitesse
La perte du capteur de vitesse du moteur M 1 et la commutation vers lestimateur
de vitesse EAP aprs 40ms introduit un fort rgime transitoire et la convergence de
lestimateur est lente vue que lestimation de la vitesse est en boucle ouverte. La faible
dynamique de lestimateur a un impact sur la stratgie danti-patinage lors de la perte
dadhrence des deux essieux moteurs. La compensation totale de la perte dadhrence se
92
flux (Wb)
fait aprs 0.4s avec un glissement maximal si = 0.3 (g. 4.21) alors que la compensation
sans perte de capteur se fait en 0.25s avec un glissement maximal si = 0.18 (g. 4.15). Cet
inconvnient sajoute aux inconvnients dun estimateur fonctionnant en boucle ouverte,
savoir : erreurs statique, la prcision et le manque de robustesse qui dpendent de
lobservateur de ux et des paramtres de la machine Msr et Tr . Nanmoins, lestimateur
permet un fonctionnement acceptable du systme dans le cas dune perte dun capteur
de vitesse et ce mme en prsence de perturbations manant de la partie mcanique.
Linformation peut tre utilise pour dautres observateurs plus robustes dont certains
ont t retenus et dcrits dans la suite de ce chapitre.
8
7.5
7
6.5
6
5.5
5
4.5
4
3.5
3
8
7.5
7
6.5
6
m1
5.5
m2
4.5
4
8
9
Temps(s)
10
11
12
13
3.5
3
3.1
3.2
3.3
3.4
3.5
3.6
3.7
3.8
3.9
3.1
3.2
3.3
3.4
3.5
3.6
3.7
3.8
3.9
(a) Flux rotoriques

4
x 10
m1
m2
em
x 10
1
3
2
1
8
9
Temps(s)
10
11
12
13
1
2
Figure 4.19 Redondance analytique EAP : Grandeurs moteurs
Observateur Mcanisme adaptatif (MRAS) Le principe de cette mthode (Model Reference Adaptative System) prsent sur la gure 4.20 se base sur deux modles
distincts du systme. Cest un observateur "partiel" qui reconstitue les variables mcaniques sparment des variables lectriques. Lun des modles pris comme rfrence doit
tre indpendant de la grandeur quon veut observer (dans notre cas la vitesse) et lautre
modle, adaptatif, doit dpendre directement de cette grandeur. Une fonction F (Yr , Ya )
qui dpend des sorties des deux modles doit alors assurer la convergence de ce dernier
modle au modle de rfrence partir du critre de Popov.
93
Commandes
et mesures
Yr
Modle de rfrence
be
F (Yr , Ya )
Modle adaptatif
Ya
Figure 4.20 Principe du mcanisme adaptatif [Sch 92]
0.4
0.35
0.3
0.25
0.2
si
3
0.6
0.4
0.2
0
0.2
10
11
12
13
s1
s2
8
9
Temps(s)
10
11
12
13

1
0.8
0.6
0.4
0.2
0
0.2
0.4
0.6
0.8
1
x 10
1
0.8
0.6
0.4
0.2
0
0.2
0.4
Ft
Ft2
3
8
9
Temps(s)
10
11
12
13
0.6
0.8
1
x 10
Ft
Ft
3.1
3.2
3.3
3.4
3.5
3.6
3.7
3.8
3.9
3.5
3.6
Temps(s)
3.7
3.8
3.9
8.5
8
7.5
t
r1
8.5
r2
6.5
7.5
5.5
6.5
4.5
8
9
Temps(s)
10
11
12
13
5.5
3.1
3.2
3.3
3.4
Figure 4.21 Redondance analytique EAP : Grandeurs mcaniques
94
Cette mthode dveloppe dans les travaux prsents dans [Sch 92], a pour inconvnient de se baser sur la comparaison des ux obtenus par des observateurs, lun bas sur
les quations statoriques et lautre sur celles du rotor. Pour y remdier, dans le travail
prsent dans [Yan 93], les auteurs prennent les courants mesurs comme rfrence, ce
qui amliore la prcision de lobservateur. Cette approche prise dans notre tude, est dveloppe en dtail dans de nombreux articles et ouvrages, dont [Yan 93, Pie 07] et mne
aux choix suivant :
(
)
(
)
b r is bis
b r is bis
=
be = Kp + Ki dt
(4.4)
(4.5)
m1
(rad/s)
Le choix des modles eectu ainsi permet davoir une erreur () qui permet de
satisfaire la condition dhyperstabilit de Popov. Et la fonction doptimisation (F (Yr , Ya ))
nest autre quun correcteur PI. Les rsultats de simulations du systme avec la redondance
analytique base sur le mcanisme adaptatif sont prsents sur les gures 4.22, 4.23 et
4.24. Pour garder une bonne performance avec cet observateur, ladaptation de couple
de rfrence lors de la perte dadhrence est enleve 4.24(b). Cet observateur de vitesse
permet davoir une meilleure dynamique et convergence de la vitesse estime pour assurer
parfaitement la continuit de service de la chane de traction. Cependant, il introduit de
fortes oscillations en rgime transitoire comme on peut le voir lors de la commutation de
commande CI-CMS 12, 2 secondes o le broutement a introduit un dphasage entre les
grandeurs dalimentation des deux moteurs. Cet estimateur reste peu robuste vis--vis des
variations paramtriques de la machine, une extension de cet estimateur lestimation
des paramtres les plus sensibles peut alors tre envisage.
400
200
0
600
8
9
Temps(s)
10
11
12
13
400
200
m2 (rad/s)
400
200
Capteur
Utilise
Relle
200
0
3
3.1
3.2
3.3
3.4
3.5
3.6
3.7
3.8
3.9
3.1
3.2
3.3
3.4
3.5
3.6
3.7
3.8
3.9
110
100
90
8
9
Temps(s)
10
11
12
13
80
70
m2
(%)
m1 (%)

10
5
0
5
10
10
5
0
5
10
8
9
Temps(s)
10
11
12
13
8
9
Temps(s)
10
11
12
13
Figure 4.22 Utilisation de la redondance analytique (MRAS) dans le cas dune perte
95
Observateur mcanique structure variable (OMSV) Lobservateur de vitesse

structure variable utilis dans cette partie est prsent dans les articles et ouvrages suivants [Arc 98,Arc 99,Pen 02,Pie 07]. Il se base sur le principe du mode glissant et prsente
comme avantage, la robustesse vis--vis des incertitudes de modlisation.
Le principe de cet observateur de vitesse est prsent sur la gure 4.25 et se base sur
le modle mcanique de la machine asynchrone. La reprsentation dtat de lobservateur
est donne par le systme dquations (4.6).
0.4
0.35
0.3
0.25
0.2
si
3
0.3
0.2
0.1
0
0.1
0.2
10
11
12
13
s1
s2
8
9
Temps(s)
10
11
12
13

1
0.8
0.6
0.4
0.2
0
0.2
0.4
0.6
0.8
1
x 10
Ft
Ft2
3
8
9
Temps(s)
10
11
12
13
1
0.8
0.6
0.4
0.2
0
0.2
0.4
0.6
0.8
1
x 10
Ft
Ft
3.1
3.2
3.3
3.4
3.5
3.6
3.7
3.8
3.9
3.5
3.6
Temps(s)
3.7
3.8
3.9

8.5
V
r1
7.5
7.5
r2
7
6.5
6.5
5.5
5
8
9
Temps(s)
10
11
12
13
5.5
3.1
3.2
3.3
3.4
Figure 4.23 Redondance analytique MRAS : Grandeurs mcaniques
96

6
5
flux (Wb)
4
6
3
5
m1
m2
8
9
Temps(s)
10
11
12
13
3.1
3.2
3.3
3.4
3.5
3.6
3.7
3.8
3.9
3.5
3.6
3.7
3.8
3.9
(a) Flux rotoriques

4
x 10
3
2
4
m1
m2
*
em
8
9
Temps(s)
10
11
x 10
12
0
1
13
2
3
3.1
3.2
3.3
3.4
Figure 4.24 Redondance analytique MRAS : Grandeurs moteurs
Um
Ym
OMSV
K
+
Bm
Modle mcanique
X
m
m
X
+
-
Cm
Ym
Am
Figure 4.25 Observateur mcanique structure variable
d
m = Am X
m + Bm Um L S K sgn(S)
X
dt
m
Ym = Cm X
(4.6a)
(4.6b)
Avec :
97
[
m =
X
vecteur dtats, Um = em vecteur dentr o em est estim, vient de

[
]
lobservateur lectrique et Ym =
, vecteur de sortie de lobservateur ;
c
)
( np )
( fm
(
)
Jm Jnmp
, Bm = Jm , Cm = 1 0 matrices dtat, dentr et de sortie
Am =
0
0
0
de lobservateur ;
[
]
[
]
l1
k1
L=
,K=
vecteurs de gains de lobservateur ;
l2
k2
S, la surface de glissement de lobservateur doit faire intervenir des variables dtats
mesurables o estimables. Dans notre cas dtude, on prend la vitesse e estime par la
mthode dautopilotage. Ce qui donne :
S=
e e
(4.7)
Et la fonction discontinue sgn(S) est choisie pour que la surface de glissement S

soit une surface dquilibre stable de lobservateur. La mthode de stabilit dnie par
Lyapunov est alors utilise et la fonction de Lyapunov (4.8) suivante dnie positive est
choisie :
V (S) =
1 2
S
2
(4.8)
Le vecteur gain K est alors choisi pour que la condition de glissement soit satisfaite,
i.e. il faut que la premire drive de V (S) soit une fonction dnie ngative :
d
d
V (S) = S S
dt
dt
(4.9)
Il faut aussi noter que pour attnuer le phnomne de shattering qui peut tre gnant
lors de lutilisation de lobservateur dans la boucle de contrle, une fonction de saturation
est choisie comme fonction discontinue.
Quant la matrice de gain L, elle permet dlargir la rgion dattraction directe de
la surface de glissement et permet damliorer la convergence de lobservateur quelles que
soient les conditions initiales. Sa dtermination se base comme dans le cas dun observateur
dterministe de Luenberger par le placement des ples du systme linaris. Cependant,
il faut noter que le terme linaire L S, rend lobservateur peut robuste par rapport aux
erreurs de mesure qui sont dues dans notre cas, entre autres, lutilisation de lestimation
de vitesse comme mesure. Et comme il ne participe qu llargissement de la rgion
dattraction directe de la surface de glissement, ce terme peut tre annul pour attnuer
la rinjection des erreurs de mesure.
Les rsultats de simulation de la chane de traction dans le cas dune perte de capteurs
vitesse et dans les mmes conditions de perturbation que les tudes prcdentes sont
prsents sur les gures 4.27 et 4.26. On voit que la dynamique choisie pour lobservateur
dans le soucis davoir une bonne prcision nest pas susante pour la stratgie choisie
pour maintenir ladhrence lors du patinage des deux essieux moteurs entre 8-9s, et le fait
davoir une fausse dtection de la reprise dadhrence aprs 9.1s (la dtection nest pas
prise en compte dans cette tude) na pas permis de maintenir la stratgie de r-adhrence
qui a commenc agir mais avec une faible dynamique.
98
si
Adaptation de la dynamique de lOMSV Pour remdier au problme, la dynamique de lobservateur OMSV est adapte lors dune perte simultane de ladhrence des
deux essieux. Un compromis doit alors tre fait entre la prcision de lobservateur et sa
dynamique. Les rsultats de simulation avec ladaptation de la dynamique de lOMSV
(gures 4.28, 4.29 et 4.30) montrent le bon comportement du systme avec les direntes
stratgies choisies mais avec une erreur sur la vitesse observe plus importante entre les
instants 8 9s et cela pour augmenter la dynamique de lobservateur.
0.4
0.3
0.2
0.1
0
8
6
4
2
0
2
10
11
12
13
s1
s2
8
9
Temps(s)
10
11
12
13
1.5
x 10
Ft1
Ft
0.5
0
0.5
1
8
9
Temps(s)
10
11
12
13
1
0.8
0.6
0.4
0.2
0
0.2
0.4
0.6
0.8
1
x 10
Ft
Ft
3.1
3.2
3.3
3.4
3.5
3.6
3.7
3.8
3.9
3.5
3.6
Temps(s)
3.7
3.8
3.9

35
V
30
r1
25
r2
20
7.5
15
10
6.5
5
6
8
9
Temps(s)
10
11
12
13
5.5
3.1
3.2
3.3
3.4
Figure 4.26 Redondance analytique OMSV : Grandeurs mcaniques
99
m1
(rad/s)
400
200
0
3
8
9
Temps(s)
10
11
12
13
150
100
m2 (rad/s)
50
400
Capteur
Utilise
Relle
200
0
3.1
3.2
3.3
3.4
3.5
3.6
3.7
3.8
3.9
3.1
3.2
3.3
3.4
3.5
3.6
3.7
3.8
3.9
110
100
90
8
9
Temps(s)
10
11
12
13
80
70
m2
(%)
m1 (%)

10
5
0
5
10
10
5
0
5
10
8
9
Temps(s)
10
11
12
13
8
9
Temps(s)
10
11
12
13
m1
(rad/s)
Figure 4.27 Utilisation de la redondance analytique (OMSV) dans le cas dune perte
400
200
0
3
8
9
Temps(s)
10
11
12
13
150
100
m2 (rad/s)
50
400
Capteur
Utilise
Relle
200
0
3.1
3.2
3.3
3.4
3.5
3.6
3.7
3.8
3.9
3.1
3.2
3.3
3.4
3.5
3.6
3.7
3.8
3.9
110
100
90
8
9
Temps(s)
10
11
12
13
80
70
m2
(%)
m1 (%)

10
5
0
5
10
10
5
0
5
10
8
9
Temps(s)
10
11
12
13
8
9
Temps(s)
10
11
12
13
Figure 4.28 Redondance analytique (OMSV) avec adaptation de la dynamique

100

0.4
0.35
0.3
0.25
0.2
si
3
0.6
0.4
0.2
0
0.2
10
11
12
13
s1
s2
8
9
Temps(s)
10
11
12
13

1
0.8
0.6
0.4
0.2
0
0.2
0.4
0.6
0.8
1
x 10
Ft
Ft2
3
8
9
Temps(s)
10
11
12
13
1
0.8
0.6
0.4
0.2
0
0.2
0.4
0.6
0.8
1
x 10
Ft
Ft
3.1
3.2
3.3
3.4
3.5
3.6
3.7
3.8
3.9
3.5
3.6
Temps(s)
3.7
3.8
3.9

8
V
7.5
r1
r2
6.5
7.5
5.5
6.5
5
6
4.5
8
9
Temps(s)
10
11
12
13
5.5
3.1
3.2
3.3
3.4
Figure 4.29 Redondance analytique OMSV avec adaptation de la dynamique : Grandeurs mcaniques
Reconguration dobservateurs Pour proter des avantages des deux observateurs de
vitesse MRAS et OMSV pour assurer la continuit de service de la chane de traction tout
en assurant la prcision de lobservateur, une commutation entre les deux observateurs
est envisage. Pour attnuer les oscillations introduites lors de la commutation vers lobservateur MRAS, la vitesse estime par lOMSV est utilise pour limiter laction intgrale
de lobservateur MRAS avec le mme principe de lalgorithme propos dans ltude faite
dans [Pie 07]. La limitation est dnie laide de lacclration maximale tolre pour un
couple nominal vide :
de
np
=
emnom
(4.10)
dt
Jm
En discret, sur une priode d chantillonnage T e, il faut satisfaire la condition suivante
sur la variation de vitesse e (T e) :
101
bM RAS (n)
bOM SV (n 1) <
np Te
emnom
Jm
(4.11)
O M RAS et OM SV sont les vitesses lectriques observes par les mthodes MRAS
et OMSV.
6
5.5
flux (Wb)
5
5.5
4.5
5
4
3.5
4.5
m1
m2
2.5
3.5
8
9
Temps(s)
10
11
12
13
3
3.1
3.2
3.3
3.4
3.5
3.6
3.7
3.8
3.9
3.5
3.6
3.7
3.8
3.9
(a) Flux rotoriques

2.5
x 10
2
1.5
1
2.5
0.5
0
0.5
1
1.5
m1
m2
0.5
0
1.5
2
x 10
0.5
em
8
9
Temps(s)
10
11
12
13
1.5
2
3.1
3.2
3.3
3.4
Figure 4.30 Redondance analytique OMSV avec adaptation de la dynamique : Grandeurs moteurs
Le chronogramme des commutations dobservateurs est donn sur la gure 4.31 et les
direntes rponses du systme sont prsentes sur les gures 4.32, 4.33 et 4.34. Cette
stratgie de reconguration permet dune part, davoir une bonne convergence et dattnuer les oscillations lors de la perte du capteur et de la reconguration vers lobservateur
mcanique structure variable (OMSV) (g. 4.32(a)). Dautre part, davoir une bonne
prcision (g. 4.32(b)) de la vitesse observe et une bonne dynamique lors la perte dadhrence des deux essieux entre 8 9s qui permet une action rapide de la commande CMD
pour maintenir le glissement des roues des essieux moteurs (g. 4.34(a)). En complment
la reconguration des commandes et ladaptation des rfrences pour maintenir la continuit de service du systme en modes dgrads, la reconguration dobservateur permet
dintroduire lventualit de perte de capteur mcanique en gardant la validit des actions
prcdemment choisies
Obs
m1
MRAS
Obs
Observateur
m2
OMSV
FKM
EAP
Capteur
3
8
9
Temps(s)
10
11
12
13
Figure 4.31 Chronogramme de commutation dobservateur

102
(rad/s)
400
m1
200
0
3
8
9
Temps(s)
10
11
12
13
150
100
m2 (rad/s)
50
400
Capteur
Utilise
Relle
200
0
3.1
3.2
3.3
3.4
3.5
3.6
3.7
3.8
3.9
3.1
3.2
3.3
3.4
3.5
3.6
3.7
3.8
3.9
110
100
90
8
9
Temps(s)
10
11
12
13
80
70
m2
(%)
m1 (%)

10
5
0
5
10
10
5
0
5
10
8
9
Temps(s)
10
11
12
13
8
9
Temps(s)
10
11
12
13
Figure 4.32 Redondance analytique avec commutation dobservateur
flux (Wb)
5.5
5
5.5
4.5
5
4
4.5
m1
3.5
m2
3.5
8
9
Temps(s)
10
11
12
13
3
3.1
3.2
3.3
3.4
3.5
3.6
3.7
3.8
3.9
3.5
3.6
3.7
3.8
3.9
(a) Flux rotoriques

2.5
x 10
2
1.5
1
0.5
2.5
1.5
m2
0.5
1
0
1.5
2
m1
0.5
x 10
0.5
em
8
9
Temps(s)
10
11
12
13
1.5
2
3.1
3.2
3.3
3.4
Figure 4.33 Redondance analytique avec commutation dobservateur : Grandeurs moteurs

103
0.4
0.35
0.3
0.25
0.2
si
3
0.3
0.2
0.1
0
0.1
0.2
10
11
12
13
s1
s2
8
9
Temps(s)
10
11
12
13

1
0.8
0.6
0.4
0.2
0
0.2
0.4
0.6
0.8
1
x 10
Ft
Ft2
3
8
9
Temps(s)
10
11
12
13
1
0.8
0.6
0.4
0.2
0
0.2
0.4
0.6
0.8
1
x 10
Ft
Ft
3.1
3.2
3.3
3.4
3.5
3.6
3.7
3.8
3.9
3.5
3.6
Temps(s)
3.7
3.8
3.9

8
V
7.5
r1
r2
6.5
7.5
5.5
6.5
5
6
4.5
8
9
Temps(s)
10
11
12
13
5.5
3.1
3.2
3.3
3.4
Figure 4.34 Redondance analytique avec commutation dobservateur : Grandeurs mcaniques
104
Redondance structurelle naturelle
4.3.2.2
La redondance est un lment essentiel dans tous les systmes fortes contraintes
oprationnelles. Pour assurer cette sret de fonctionnement dans de tels systmes, des
triples voire quadruples redondances sont ncessaires [Zha 08].
Dans le systme de traction rpartie, on dispose dune redondance matrielle naturelle.
On appellera cette redondance, la redondance structurelle naturelle. Dans un fonctionnement nominal, les dirents moteurs de traction ont pratiquement le mme comportement.
On propose alors dutiliser cette caractristique du systme pour assurer la continuit de
service lors dune perte de capteur de vitesse de lun des moteurs de traction [Ach 11].
Le principe de cette mthode est expliqu sur les schmas de la gure 4.35 o on se
limite deux moteurs de traction. Lorsque lun des deux capteurs de vitesse est dfaillant,
linformation donne par ce capteur est remplace par celle du capteur en bon tat.
m1
m1
m1
c1
c1
c2
m2
c1
c2
c2
m2
m2
c=0
c=1
c=2
Figure 4.35 Principe de la redondance structurelle
m2
(rad/s)
m1 (rad/s)
Les rsultats de simulation avec les mmes conditions que dans le cas de la redondance
analytique sont prsents sur les gures 4.36, 4.37 et 4.38. Contrairement la redondance
analytique, lutilisation de la redondance structurelle naturelle nintroduit pas de problme
d la convergence des estimateurs ou observateurs lors de la reconguration (g. 4.36).
Mme dans le cas des rgimes transitoires ou du dsquilibre de la charge introduits par
les direntes perturbations mcaniques, perte dadhrence (g. 4.37(a)) et broutement,
cette redondance structurelle naturelle assure un bon fonctionnement du systme (gures
4.37(c) et 4.38). Ceci permet dintroduire une redondance additionnelle ne ncessitant ni
redondance analytique, ni redondance matrielle.
200
Commutation vers le capteur 2
100
0
100
Perte de capteur 1
3
8
9
Temps(s)
10
11
12
13
100
50
200
100
0
100
150
8
9
Temps(s)
10
Capteur
Utilise
Relle
11
12
13
120
110
100
90
80
70
3.1
3.2
3.3
3.4
3.5
3.6
3.7
3.8
3.9
3.1
3.2
3.3
3.4
3.5
3.6
3.7
3.8
3.9
Figure 4.36 Utilisation de la redondance structurelle dans le cas dune perte dun
capteur de vitesse
105
0.4
0.35
0.3
0.25
0.2
si
3
0.3
0.2
0.1
0
0.1
0.2
10
11
12
13
s1
s2
8
9
Temps(s)
10
11
12
13

1
0.8
0.6
0.4
0.2
0
0.2
0.4
0.6
0.8
1
x 10
Ft
Ft2
3
8
9
Temps(s)
10
11
12
13
1
0.8
0.6
0.4
0.2
0
0.2
0.4
0.6
0.8
1
x 10
Ft
Ft
3.1
3.2
3.3
3.4
3.5
3.6
3.7
3.8
3.9
3.5
3.6
Temps(s)
3.7
3.8
3.9

8.5
V
r1
7.5
8.5
r2
6.5
7.5
7
6.5
5.5
5
6
5.5
8
9
Temps(s)
10
11
12
13
3.1
3.2
3.3
3.4
Figure 4.37 Redondance structurelle : Grandeurs mcaniques
4.4
Conclusion
Ltude mene dans ce chapitre a abouti la conception dun organe dcisionnel qui
eectue les adaptations de rfrences et de structures de commandes et dobservateurs
ncessaires. Les stratgies choisies dcoulent de ltude eectue dans le troisime chapitre
o le comportement de la chane de traction rpartie avec les direntes structures de
commandes quore ce systme a t analys. Pour la tolrance aux dfauts de capteur de
vitesse, ltude du systme avec dirents estimateurs et observateurs de vitesse a montr
limportance de la dynamique de lestimation de la vitesse pour une rponse adquate
de la stratgie active lors dune perte dadhrence simultane des deux essieux moteurs.
Et dans la mme optique, la redondance structurelle quore naturellement la traction
rpartie a t exploite et a montr sa simplicit de mise en uvre et le maintient de la
suret de fonctionnement du systme en prsence des direntes perturbations externes.
On peut envisager lexploitation et lextension de cette redondance structurelle naturelle
106
aux autres capteurs et pourquoi pas aux direntes units de commandes rparties. Dans
le chapitre qui suit, la maquette exprimentale et lmulateur qui permettrons de valider
les direntes lois de commandes sont prsents. La mthode de travail utilise qui nous
a men de la simulation du systme limplmentation temps rel est expose.
6
5.5
flux (Wb)
5
4.5
4
3.5
5.5
m1
m2
4.5
2.5
3.5
1.5
2.5
8
9
Temps(s)
10
11
12
13
2
1.5
3.1
3.2
3.3
3.4
3.5
3.6
3.7
3.8
3.9
3.5
3.6
3.7
3.8
3.9
(a) Flux rotoriques

2.5
x 10
2
1.5
1
0.5
2.5
0
1
2
1.5
m2
0.5
1
0
1.5
m1
0.5
x 10
0.5
em
8
9
Temps(s)
10
11
12
13
1.5
2
3.1
3.2
3.3
3.4
Figure 4.38 Redondance structurelle : Grandeurs moteurs
107
Chapitre 5
De la simulation limplmentation
temps rel des algorithmes de
contrle
5.1
Introduction
La validation des stratgies de commande dveloppes au cours de cette thse est une
tape importante. La complexit de la partie mcanique de la chane de traction rpartie
et la dicult de sa reproduction une chelle rduite au laboratoire, nous a conduit
dvelopper un mulateur reproduisant le comportement de la charge commune aux
moteurs de traction qui tient compte de la dynamique du train et du contact roues/rail.
Cet mulateur permet entre autres dintroduire facilement les direntes perturbations
qui peuvent aectes la partie mcanique.
Tout dabord, dans ce chapitre nous prsentons le banc exprimental correspondant
un "modle rduit" dun bogie et lmulateur du couple de charge. Nous dcrirons la
mthodologie qui permet de mettre en uvre une commande temps rel partir dune
simulation complte du systme et de son analyse comportementale. Cette simulation est
ralise laide du logiciel Saber (systme contrl avec sa charge et sa commande).
5.2
Description du banc exprimental
Le banc exprimental mis en place au cours de cette thse a pour objectif de valider les
direntes lois et stratgies de commandes qui permettent de garantir la continuit de service dune chane de traction rpartie en prsence de direntes perturbations lectriques
et mcaniques agissant sur le systme. Le systme tudi est de type Biconvertisseur/Bimoteur asynchrone qui reprsente bien une traction rpartie o les direntes commandes
prsentes au chapitre 3 (CI, CME, CMS, CMD...) peuvent tre testes. An de se rapprocher du domaine de la traction ferroviaire, avec la possibilit dintroduire aisment
des perturbations mcaniques, la charge mcanique correspondant au couple rsistant du
systme est mule.
La plateforme exprimentale prsente sur la gure 5.1 comprend :
Un rseau triphas dalimentation 220V /380V ;
Un redresseur triphas command ;
Un ltre dentre LC ;
109
De la simulation limplmentation temps rel des algorithmes de contrle
Onduleurs
Moteurs
de charge
Moteurs
de traction
Variateurs
industriels
Unit de contrle
(dSPACE)
Figure 5.1 Vue densemble de la maquette exprimentale
Bras de freinage
Rf
Onduleur 1
Lf
230V
Charge mcanique liee
VDC
MAS1
Cf
Rh
Reseau triphase
Redresseur
MAS
Filtre dentree
Variateur
industriel
Emulateur de la
charge mecanique
MAS2
MAS
Variateur
industriel
Onduleur 2
Figure 5.2 Synoptique de la partie puissance
Deux onduleurs triphass qui alimentent les deux moteurs de traction ;

Deux moteurs asynchrones dentranement contrls en couple ;
Deux moteurs asynchrones de charge ;
Deux variateurs industriels permettant dimposer les couples rsistants des deux
moteurs de charge ;
Un systme de commande temps rel dSPACE (carte PPC DS1005 et carte FPGA
DS5203) ;
Un PC assurant lInterface Homme-Machine (IHM).
Dirents capteurs de courants, de tension, de vitesses et de tempratures.
Les dirents lments du dispositif exprimental sont dcrits plus en dtail dans la
suite de ce mmoire.
110
5.2.1
Partie puissance
Le synoptique de la partie puissance est donne sur la gure 5.2. La ralisation et le

montage de llectronique de puissance (redresseur et onduleurs) et de llectronique de
commande rapproche ont t raliss par la socit ARCEL.
5.2.1.1
Redresseur
La source de tension continue est assure par un redresseur triphas command (Pont
de Gratz thyristors). Les thyristors sont grs par des modules de commande par angle
damorage ARCAP 50 [ARCb]. Ces modules permettent une synchronisation au rseau
triphas et imposent des angles damorages par une consigne en tension proportionnelle
0 10V . Cette plage est compatible avec notre systme de commande. Il est noter que
les modules de commande du redresseur sont quips dun circuit de dmarrage progressif
ncessaire dans le cas de charges fortement capacitives.
5.2.1.2
Onduleurs
Les onduleurs deux niveaux de tension mis en parallle sur le bus continu sont
constitus de trois bras IGBT chacun, plus un bras de freinage . Chaque onduleur dispose
dun bus capacitif de 2500F dimensionn pour une tension continue de 800V , ce qui
fait une capacit pour le ltre dentr Cf = 5000F . Une inductance de Lf = 10mF est
introduite entre le redresseur et les onduleurs. Les modules IGBT 2M BI75U 4A 120
sont pilots en 15V par des drivers ARCAL2106 [ARCa] dans une structure demi-pont.
Les signaux de commande des drivers sont compatibles HCMOS (0 5V ), ce qui les rend
directement adaptables aux sorties digitales du module de commande choisi.
La protection des IGBT est assure par la surveillance de la tension V SE(sat) et
des tensions dalimentation. Un signal de dfaut est gnr lors dun court-circuit sur
un IGBT ou un dfaut dalimentation auxiliaire. Pour viter les courts-circuits directs
transitoires sur un bras lors des commutations, un temps mort de 5, 5s est introduit.
Les essais prsents dans ce chapitre sont eectus avec une frquence de commutation
fdec = 5kHz, les temps morts reprsentant 2, 75% de la priode de commutation nont pas
une grande incidence. Cependant dans les applications relles et de trs forte puissance
des techniques de compensation des temps morts doivent tre introduites.
5.2.1.3
Moteurs asynchrones et variateurs industriels
Les quatre moteurs asynchrones (MAS) utiliss (2 dentranement et 2 de charge)

sont des machines LEROY SOMER LSMV 90L dont les caractristiques et paramtres
principaux sont donns dans le tableau 5.1. Les paramtres mcaniques dun ensemble de
deux moteurs (Moteur de traction et de charge) accoupls mcaniquement sont donns
sur le tableau 5.2. Les deux moteurs de charge sont aliments individuellement par des
variateurs industriels LEROY SOMER (Unidrive SP) qui permettent une commande en
couple par une simple consigne 10V (Voir Annexe A).
5.2.2
Instrumentation
Lutilisation des capteurs est indispensable pour la commande, la surveillance et lanalyse du comportement du systme. Deux cartes de mesure et de surveillance ARCTU3I
[ARCc] sont utilises. Chaque carte permet la mesure de cinq grandeurs, trois courants,
111
Tableau 5.1 Paramtres des machines asynchrones

Paramtre
Valeur
Puissance nominale
1.5 (kW )
Vitesse nominale
1435 (tr.min1 )
Vitesse maximale
3000 (tr.min1 )
Nombre de paires de ples np
2
Valeurs ecaces des tensions dalimentation (/Y )
220/400 (V )
Valeurs ecaces des courants statoriques (/Y )
5.6/3.2 (A)
Frquence
50 (Hz)
cos
0.84
Rsistance statorique Rs par phase
5.571 ()
Rsistance rotorique Rr par phase
2.48 ()
Inductance mutuelle cyclique Msr
0.4287 (H)
Inductances cycliques statorique Ls
0.4319 (H)
Inductances cycliques rotorique Lr
0.4678 (H)
Tableau 5.2 Paramtres mcaniques dun ensemble de deux machines accouples

Paramtre
Valeur
Inertie Jm
5.33 103 (kg m2 )
Coecient de frottement visqueux fm 3.48 103 (kg m2 /s)
une tension continue et une temprature. Les cartes permettent alors la dtection de surcharge et la dtection de dysfonctionnement dun bras ou une fuite la terre. Les dirents
capteurs disponibles sur le banc exprimental sont :
Six capteurs de courants eet hall LEM LA100 P pour la mesure des courants
de chaque phase des moteurs de traction. Ils ont une bande passante de 200kHz et
un rapport 1 : 2000 ;
Un capteur de courant eet hall L03S100D15 pour la mesure du courant du bus
continu avec une bande passante de 50kHz et une tension de sortie image de ce
courant de 4V 40mV ;
Une sonde de temprature PT100 et un thermostat sur chacun des radiateurs des
onduleurs.
4 codeurs incrmentaux, srie JHT 5S14, LEROY SOMER dont les caractristiques
sont donnes sur la table 5.3. Les vitesses de chaque ensemble "moteur+charge"
peuvent tre rcupres soit par une sortie analogique des variateurs contrlant les
couples des moteurs de charge. Soit par les deux codeurs incrmentaux des moteurs
de traction travers une interface implmente sur la carte FPGA du module de
commande.
5.2.3
Module de commande
Le choix du module de commande sest port sur une solution dSPACE dont le synoptique est prsent sur la gure 5.3. Ce choix a t fait dune part pour la modularit et la
possibilit de son extension, dautre part pour la disponibilit sur le march au moment de
112
Tableau 5.3 Paramtres des codeurs incrmentaux

Paramtre
Valeur
Alimentation
5 10% (V dc)
Consommation vide max
100 (mA)
Rsolution
1024 (points/tr)
Frquence maximale
120 (kHz)
la ralisation du montage dune carte FPGA totalement programmable par lutilisateur

sous Simulink laide des toolbox Xilinx System Generator et RTI FPGA.
Figure 5.3 Synoptique gnrale de lunit de commande (dSPACE)
Larchitecture de ce module de commande comprend :
Une carte PPC DS1005 base sur un processeur IBM PowerPC 750GX cadenc
1GHz. La carte est connecte aux direntes cartes travers un bus de communication PHS (Peripheral High Speed bus) ;
Une carte FPGA DS5203 dont les principales caractristiques sont prsentes dans
le tableau 5.4. Il est noter que les Entres/Sorties sont extensibles laide de
modules Piggyback.
Deux cartes de liaison (DS814 et DS817) pour la communication entre le PC et le
boitier P X10 intgrant les cartes P P CDS1005 et FPGA DS5203.
La rpartition des tches cones ces deux cartes est faites suivant le synoptique
prsent sur la gure 5.4.
Les lois de commandes, les observateurs et lmulateur du bogie de traction ont t
implments sur le processeur PowerPC 752GX. Une fonction de supervision a aussi t
prvue, en tche de fond, pour la gestion des interruptions pour larrt du systme dans
le cas de surintensit ou de survitesse notamment.
113
Tableau 5.4 Caractristiques de la carte FPGA DS5203

Elment
Spcications
Xilinx Virtex-5 SX95T
94298 portes logiques (14720 Virtex-5 slices, 640 DSP slices)
FPGA
RAM distribue : 1520 kBits
RAM block : 8784 kBits
Frquence
100M Hz
Seuil dentre ajustable de 1V 7,5V
16 E/S Numriques
Tension de sortie 3,3V ou 5V
Rsolution : 14-bit
6 CAN
Vitesse de transfert : 10M SP S
Tension de sortie : 10V
Rsolution : 14-bit
6 CNA
Vitesse de transfert : 10M SP S
Tension dentre : 5V ou 30V
Carte FPGA DS5203

Xilinx Virtex-5 SX95
Carte PPC DS1005

PowerPC 750GX
Supervision
(Surintensit, survitesse )
Emulateur
Commandes
Observateurs
Dtections des perturbations

Organe dcisionnel
Interface Codeur
Incrmental
Modle du
systme
MLI
CAN
E/S numriques
Capteurs
CNA
Consignes
Codeurs Driver IGBT

incrmentaux Freinage
Figure 5.4 Synoptique de la rpartition des tches entre le processeur PowerPC et le

FPGA
Dans la cible FPGA, les lments suivants ont t implments :
Interface des ADC, DAC et des codeurs incrmentaux ;
MLI rgulire symtrique et modulation vectorielle (SVM).
Modle du systme pour la simulation Hardware-in-the-Loop et une ventuelle utilisation pour la dtection des perturbations.
Limplmentation sur la cible FPGA de la dtection des perturbations telles que la
perte dadhrence, le broutement, le dcollement de pantographe et les pertes de capteurs
sont aussi prvoir au ct de lorgane dcisionnel qui aura en charge dimposer les
dirents choix ncessaires pour assurer la continuit du fonctionnement du systme en
leur prsence.
114
5.3
Etapes de validation des stratgies de commande
La synthse et le dveloppement de nouvelles stratgies et lois de commande ncessitent le passage par plusieurs tapes permettant de sassurer de la faisabilit des solutions
proposes. La simulation est lune des tapes permettant un gain de temps et de cot. Cependant le passage de la simulation limplmentation de ces lois de commandes en temps
rel pour leur validation et utilisation sur des systmes physiques reste une dmarche ardue. Lutilisation de solutions intermdiaires o complmentaires devient ncessaire et
ceci doit alors tre pris en compte lors de ltape de simulation pour faciliter la transition
entre les direntes tapes. Dans ce qui suit, on expose la mthodologie entreprise durant
nos travaux et qui nous a conduit de la simulation limplmentation temps rel des
algorithmes et stratgies de commande dvelopps dans les chapitres prcdents.
5.3.1
Simulation dans lenvironnement SABER
Lors de la phase de simulation, on est amen adopter les logiciels et outils utiliser.
Dune part ce choix se fait suivant la nature du systme et des types danalyse et dtude
quon envisage de faire. Dautre part il est limit par les outils existants et mis disposition
dans le milieu de travail. Comme cela a t dit prcdemment on peut tre amen passer
dautres logiciels durant les direntes phases de dveloppement. Pour simplier ces
transitions et gagner en ecacit, ladaptation des langages de programmation utiliss
pour les direntes parties du systme simul selon leur nature est prfrable, voire une
co-simulation entre dirents logiciels est adopter.
Dans notre cas dtude, le systme tudi, savoir une chane de traction ncessite
lutilisation de logiciels multi-physiques. Pour exploiter les modles dvelopps au Laboratoire dans les prcdents travaux, le choix sest port sur le logiciel de simulation SABER.
Ce logiciel en plus de donner la possibilit de choix entre les deux langages de description
matriel MAST et VHDL-AMS pour utiliser lapproche de modlisation adquate, permet
de faire appel des fonctions crites en C, C++ ou Fortran.
Systme
Capteurs
Langage MAST
Rfrences
Lois de commandes
et observateurs
Dtection des
perturbations
Langage C
Langage VHDL et/ou C
Organe
dcisionnel
Langage VHDL
Figure 5.5 Synoptique de simulation du systme

La simulation de notre systme est faite selon le synoptique prsent sur la gure 5.5
an dadapter le langage de modlisation ou de programmation aux caractristiques de la
partie simule. Le systme contrler (parties mcaniques et lectriques) a t modlis
en langage MAST, quand les lois de commande, dtection de perturbations et lorgane
115
dcisionnel ont t modlis en langage VHDL-AMS ou faisant appel des fonctions crites
en langage C suivant la cible (Microprocesseurs, DSP, FPGA...) utilise pour eectuer telle
ou telle tche.
5.3.2
Simulation Hardware-in-the-Loop
Au cours de ces dernires annes, les systmes embarqus ont connus un dveloppement
et une volution considrables qui ont conduit leur introduction massive dans direntes
applications industrielles [Mal 11, Mon 11]. La simulation Hardware-In-the-Loop (HIL)
est lune des applications de plus en plus utilises dans le domaine de la commande des
systmes lectriques. La simulation HIL peut tre utilise :
Pour la simulation temps rel de systmes complexes ou qui ont des dynamiques trs
rapides, on peut citer entre autres les travaux faits dans la simulation de systmes et
composants dlectronique de puissance [Mya 11,Gre 11], la simulation de machines
et des rseaux lectriques [Che 11], et la simulation de la traction ferroviaire et de
ses units de commande auxiliaires [Kov 10].
Pour lmulation dune partie du systme, facilitant la vrication et la validation
des lois de commande ou des systmes dvelopps dans un environnement proche
de la ralit avec la possibilit dagir facilement sur les dirents paramtres environnementaux. Dans les travaux prsents dans [All 10], une mulation dun mtro
chelle rduite a t faite. Dans [Fac 09], lmulation de linteraction entre la catnaire et le pantographe a t ralise dans le but de tester et de valider un contrle
actif du pantographe. Et dans [Sri 10], une mulation dune charge lectrique a t
ralise pour le test et la validation dun convertisseur de puissance.
Mais lobjectif principal de la simulation HIL reste la validation du systme de commande, et dirents types de simulation HIL peuvent tre envisags [Bou 08]. Dans ce qui
suit on prsente quelques rsultats de validation du modle de la machine asynchrone et
de sa commande vectorielle.
5.3.2.1
Comparaison des rponses du modle et du systme rel
Le modle de la machine asynchrone a t implment sur la cible FPGA dans le but

de valider en temps rel dans un premier temps les lois de commandes implmentes sur la
carte PPC DS1005, la MLI et le calibrage des entres/sorties. Les rsultats prsents sur
la gure 5.6 permettent de comparer les grandeurs mesurables de la machine asynchrone,
savoir les courants statoriques et la vitesse, avec celle du modle fonctionnant en temps
rel sur le FPGA. Cette dmarche permet de valider le bon fonctionnement du modle et
lidentication des paramtres de la machine asynchrone et de la commande vectorielle
ux orient.
116
5
4
3
2
1
0
1
2
3
4
5
15
300
s1
s2
Is1modle
I
s2modle
15.01 15.02 15.03 15.04 15.05 15.06 15.07 15.08 15.09 15.1
Temps(s)
(a) Courants statoriques
Courants statorique (A)
250
200
150
100
emodle
50
0
50
10
10.2
10.4
10.6
10.8
11
11.2
Temps(s)
11.4
11.6
11.8
12
(b) Vitesses lectriques
Figure 5.6 Comparaison rponse du systme rel et du modle avec un contrle vectoriel
implment sur la carte PPC DS1005
5.3.2.2
Implmentation de la commande vectorielle sur FPGA
Grce au paralllisme matriel, les FPGA orent une puissance de calcul suprieure
permettant de remdier aux manques des solutions logiciels bases sur les DSP ou microprocesseurs. Do le grand intrt port ces dernires annes dans le domaine de la
commande des systmes cette solution. Mais elle engendre plus de dicults dimplmentation et ncessite plus de temps de dveloppement par rapport une implmentation
logicielle qui dispose doutils trs performants. Dans ce cas, la simulation HIL est une tape
indispensable pour faciliter la mise au point et la validation des commandes avant leurs
tests sur le systme rel. Les rsultats de limplmentation de la commande vectorielle
ux orient sur la carte FPGA sont prsents sur les gures 5.7 et 5.8. Les sorties du
modle de la machine et de la MLI sont envoyes sur les convertisseurs CNA et sorties
numriques pour leur visualisation sur oscilloscope (g. 5.9). Les direntes grandeurs
de commande, telles que les tensions de rfrence, les courants rguls (Isd , Isq ) (gures
5.8(b) et 5.8(c)) peuvent tre envoys travers le BUS PHS pour une visualisation sur
PC mais une plus faible frquence (10kHz maximum), ce qui ne permet pas de voir
linuence de la MLI par exemple sur la qualit des variables internes de la machine. Une
comparaison avec la commande implmente sur la carte PPC DS1005 peut aussi tre
faite facilement pour valider la commande et voir les avantages et les inconvnients de
chaque solution.
117
(a) Courants statoriques Is (), Is ()
(b) Couple et vitesse de la MAS simule sur FPGA
(c) Les ordres de commande des drivers gnrs par la MLI
5
4
3
2
1
0
1
2
3
4
5
14.9
400
Tensions de rfrences (V)
Courants statoriques (A)
Figure 5.7 Contrle vectoriel implment sur la cible FPGA : visualisation des variables
de la MAS et des ordres de commandes MLI
sa
sb
Isc
15
15.1
15.2
Temps (s)
15.3
15.4
300
Vsaref
200
Vsb
100
Vsc
ref
ref
0
100
200
300
400
14.9
15.5
15
15.1
15.2
Temps (s)
15.3
15.4
15.5
(b) Tensions de rfrence
sdref
5
14.9
15
15.1
15.2
Temps (s)
15.3
15.4
15.5
sq
sqref
sq
(A)
5
14.9
Couple (N.m)
sd
Vitesse (rad/s)
sd
(A)
15
15.1
15.2
Temps (s)
(c)
15.3
15.4
15.5
10
5
0
5
10
14.9
em
c
*
15
15.1
15.2
Temps (s)
15.3
15.4
15.5
15
15.1
15.2
Temps (s)
15.3
15.4
15.5
200
0
200
14.9
(d) Couple lectromagntique et vitesse
Figure 5.8 Contrle vectoriel implment sur cible FPGA : visualisation sur PC
118
FPGA
Commande
CAN
CNA
E/S
Analogiques
Modle du systme
Interface dSPACE
Control Desk
Carte PPC DS1005
Figure 5.9 Synoptique de la simulation HIL de limplmentation de la commande sur

FPGA
5.4
Description de lmulateur de la partie mcanique

dune chane de traction
La complexit de la charge mcanique des moteurs dentranement de traction ferroviaire fait que la reproduction une chelle rduite au laboratoire est une opration trs
dlicate. La validation des direntes stratgies de commande peut se faire grce une
mthodologie de simulation spcique. Ainsi, comme cela a t avanc, une alternative
base sur la simulation HIL est propose et teste dans cette tude. Toute la partie mcanique dcrite au chapitre 2, en partant de la transmission jusqu la dynamique du train
et en passant par le contact roues/rail, est remplace par un mulateur implment sur
la carte DS1005 ou sur la carte FPGA. Lmulateur reproduit alors le comportement de
la charge mcanique commune deux moteurs de traction [Ach 12].
Lmulateur implant sur une cible temps rel permet de commander les moteurs asynchrones pris comme charges relles des moteurs de traction. A travers lmulateur, il est
possible dimposer un prol de la charge individuelle de chaque moteur et de le rendre
dpendant de la charge commune (charge lie). Il est ainsi ais dintroduire des perturbations telles que la perte dadhrence, le broutement ou lusure des roues. Ceci permet
de vrier les performances des lois de commande testes initialement par simulation en
tenant compte de llectronique de puissance, des capteurs et des ventuels phnomnes
non pris en charge lors de la simulation. Une validation des stratgies de commande dans
des conditions nominales ou en mode perturb sur un systme chelle rduite et proche
de la ralit peut tre faite avant sa vrication sur un systme rel.
A partir de la modlisation simplie de la partie mcanique prsente dans la section
2.5.1, lmulateur a t dvelopp (quations 2.38-2.45). Connaissant linertie des moteurs
(Jmi ), la pulsation propre et le coecient damortissement du systme muler (p , ),
119
les coecients damortissement et de raideur (F , K) de lmulateur sont dtermins pour

tre le plus proche possible du comportement rel de la charge mcanique. La dynamique
du train est quant elle est ajuste par linertie des roues (Jri ), la force rsistive
lavancement et la masse du train (Ff , M ).
Les rfrences des couples que doivent imposer les moteurs de charge sont calcules
chaque pas de calcul par lmulateur en connaissant seulement les positions angulaires et
les vitesses des moteurs de traction (quation 5.1).
(
)
(
)
ri
ri
li = F mi
K mi
(5.1)
Rt
Rt
Avec :
mi , ri sont respectivement les vitesses angulaires des moteurs et des roues ;
mi , ri sont respectivement les positions angulaires des moteurs et des roues ;
La structure de lmulateur ainsi conu est donne sur la gure 5.10. La perte dadhrence, le broutement et lusure des roues peuvent alors tre introduits respectivement par
limposition des coecients dadhrence maximale maxi correspondant chaque essieu
moteur, des masses Mi supportes par chaque essieu et des prols des roues Rri .
A partir des
moteurs de traction
li
mi
Vers les
variateurs industriels
Fri/rail
maxi
Emulation
des perturbations
Vt
Mi
Emulateur
Rri
Comportement de la
si
chane de traction
Init
ri
Enable
ri
Figure 5.10 Structure de lmulateur
Dynamique train
Vt
Fr1/rail
Glissement essieu 1
Glissement essieu 2
r1
r2
Force transmise essieu 1

l1
Moteur 1
Fr2/rail
Force transmise essieu 2

m1
m2
l2
Moteur 2
Figure 5.11 Organigramme de fonctionnement de lmulateur

120
La liaison entre les charges des deux moteurs de traction est clarie par lorganigramme prsent sur la gure 5.11. Une perturbation sur lun des essieux moteur, inuera
sur la force transmise au rail qui aectera la dynamique de train. Le comportement du
second essieu dpendant de cette dynamique sera son tour aect par la perturbation.
Rsultats exprimentaux
5.5
Aprs la description du banc dessais et la prsentation de lmulateur, la validation

du comportement de ce dernier est ncessaire. Pour se faire, nous proposons quelques
rsultats exprimentaux qui sont prsents dans ce chapitre.
5.5.1
Phase de dmarrage
30
6
35
25
20
Ft (J =0.0267)
r1 ri
15
Ft (J =0.0267)
r2 ri
10
Ftr1(Jri=0.267)
Ft (J =0.267)
V (J =0.0267)
t ri
Vr1(Jri=0.0267)
V (J =0.0267)
r2 ri
V (J =0.267)
t ri
Vr1(Jri=0.267)
V (J =.0267)
r2 ri
r2 ri
10
15
20
Temps( s)
25
30
35
40
(a) Forces transmises aux essieux
10
15
20
Temps( s)
25
30
35
40
(b) Vitesses linaires du train et des roues
120
Vitesses lectriques (rad/s)
Dans un premier temps, on montre la simplicit donne par lmulateur dagir sur les
paramtres de la partie mcanique. Leet de la variation de lun des paramtres de la
transmission savoir le moment dinertie des roue Jri est prsent sur la gure 5.12. Le
changement de ce paramtre de 0.0267kgm2 0.267kgm2 rduit la dynamique du systme
comme on peut le voir sur les forces transmises au rail (g. 5.12(a)), les vitesses linaires
du train et des roues (g. 5.12(b)) et les vitesses mesures des moteurs de traction. Les
rsultats prsents ci-dessous correspondent un dmarrage avec la Commande Moyenne
Simple (CM S).
100
80
60
(J =0.0267)
40
(J =0.0267)
m1
m2
ri
m1 (Jri=0.267)
20
m2
ri
10
15
20
Temps( s)
25
(J =0.267)
ri
30
35
40
(c) Vitesses moteurs mesures
Figure 5.12 Comportement de lmulateur en phase de dmarrage
121
Broutement
5.5.2
Lautre phnomne perturbatoire que peut aecter la partie mcanique de la chane

de traction est le broutement o on a un report de masse entre les essieux. Lmulation
de cette perturbation peut alors tre faite par laction sur les masses Mi supportes par
chaque essieux. Les rsultats de lessai avec la commande CM S en prsence dun broutement introduit entre les instants 25 30s sont prsents sur les gures 5.13 et 5.14. Lors
du broutement, la diminution de la charge sur le moteur M1 produit une augmentation
du glissement de la roue associe (g. 5.13(a)) qui se traduit par une augmentation de
la vitesse du moteur (g. 5.13(d)). Le couple lectromagntique du moteur (g. 5.14(c))
diminue ainsi que la force transmise lessieu (g. 5.13(c)). Le ux du moteur quant lui
est faiblement perturb (g. 5.14(b)). Et lorsque le poids appliqu augmente, ladhrence
augmente entranant la diminution de la vitesse et laugmentation de la force transmise.
Ce comportement est altern entre les deux moteurs la frquence de 5Hz.
0.2
0.4
0.15
0.35
0.3
0.25
0.2
0.15
0.1
0.05
0.1
Glissements vs
Coefficients dadhrences
0.45
0.05
0
0.05
0.1
0.15
1
2
0
10
15
20
25
Temps( s)
30
35
0.2
10
40
15
(a) Coecients dadhrences i

50
45
40
35
30
25
20
15
10
5
0
10
20
25
Temps(s)
30
35
s1
s2
40
(b) Glissements i
45
40
35
Ft
r1
30
Ft
r2
25
15
20
25
Temps( s)
30
35
40
20
24
24.2
24.4
24.6
24.8
25
25.2
25.4
25.6
25.8
26
25.4
25.6
25.8
26
(c) Forces transmises aux essieux

7
6
5
4
5.95
5.9
5.85
r1
0
10
5.8
r2
15
20
25
Temps( s)
30
35
5.75
40
5.7
5.65
24
24.2
24.4
24.6
24.8
25
25.2
(d) Vitesses linaires du train et des roues
Figure 5.13 Rsultats exprimentaux (Broutement) : Grandeurs de lmulateur de la

chane de traction
122

6
s1m1
Is2m1
s1m2
s2m2
3
2
0
1
6
10
15
20
25
Temps (s)
30
35
40
2
3
35
35.02 35.04 35.06 35.08 35.1 35.12 35.14 35.16 35.18 35.2
Flux rotoriques (Wb)
1.5
1
1.32
1.3
m1
0.5
1.28
m2
*
1.26
0
10
15
20
25
Temps( s)
30
1.24
35
40
1.22
1.2
25
25.5
26
26.5
27
27.5
28
28.5
29
29.5
30
Couples lectromagntiques (Nm)
(b) Flux rotoriques

10
9
8
7
6
5
4
3
2
1
0
10
emm1
8.5
8
7.5
emm2
*
em
7
6.5
6
15
20
25
Temps( s)
30
35
40
5.5
5
24
24.2
24.4
24.6
24.8
25
25.2
25.4
25.6
25.8
26
24.2
24.4
24.6
24.8
25
25.2
25.4
25.6
25.8
26
(c) Couples lectromagntiques
Vitesses lectriques (rad/s)
120
100
80
60
106
105
40
104
103
m1
20
102
m2
0
10
15
20
25
Temps( s)
30
35
101
40
100
99
24
(d) Vitesses moteurs
Figure 5.14 Rsultats exprimentaux (Broutement) : Grandeurs moteurs
123
Dcollement du pantographe
5.5.3
Pour valider lmulation de la partie mcanique, une perturbation au niveau du ltre

dentre est applique. Ceci est bas sur ltude prsente dans [Pen 00b] qui montre
que le ltre dentre reprsente un tampon de perturbation pour la partie mcanique.
Et lune des perturbations qui peuvent laecter est le dcollement du pantographe qui
introduit une chute de tension sur le bus continu. Lessai eectu est quune fois le rgime
permanent atteint, la tension dentre du ltre est annule durant 300ms puis elle est
progressivement rtablie.
La gure 5.15(a) prsente la densit spectrale de puissance (DSP) du couple lectromagntique de lun des moteurs de traction du systme simul sous le solveur SABER
(Chane de traction BB36000 [Loc 97,Loc 99]). Cette simulation permet de voir queectivement la perturbation du ltre dentre excite la partie mcanique et fait apparatre une
raie de frquence denviron 18Hz. Lanalyse frquentielle du couple lectromagntique de
lun des moteurs du banc exprimental permet aussi de mettre en vidence cette caractristique de la partie mcanique. Cela permet entre autres de valider lmulateur tel quil
a t implment.
20
50.0
X: 18.23
Y: 53.81
40
(18.0, 45.906)
DSP [dB(N.m/Hz)]
DSP [dB(N.m/Hz)]
100.0
0.0
50.0
60
80
100
120
100.0
0.0
40.0
80.0
120.0
160.0
Frequence [Hz]
200.0
140
20
40
60
80 100 120 140 160 180 200

Frquence [Hz]
(a) Simulation sans perturbation (), avec per- (b) Essai exprimental avec lmulation du dcolleturbation (- -)
ment du pantographe
Figure 5.15 Densit spectrale de puissance du couple lectromagntique dun moteur
5.5.4
Perte dadhrence
Lmulation de la perte dadhrence se fait par limposition du coecient dadhrence

maxi de chaque essieu. La loi de contact roue/rail implante sur lmulateur est donne sur
la gure 5.16 pour dirents coecients dadhrence maximale. Pour valider les stratgies
choisies lors de la perte dadhrence, un essai est eectu avec les changements de ltat
de rail prsents sur la gure 5.18(a). Une perte dadhrence du moteur M 1 est introduite
entre 222s, la perte dadhrence des deux moteurs entre 2232s et la perte dadhrence
du moteur M 2 entre 32 52s. Le chronogramme des changements de commande eectus
an de maintenir ladhrence est alors prsent sur la gure 5.17(b).
124
0.5
0.45
0.4
0.35
0.3
0.25
0.2
0.15
0.1
0.05
0
0
=0.4
=0.25
max
max
max=0.2
0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9

Glissement v
0.5
0.45
0.4
0.35
0.3
0.25
0.2
0.15
0.1
0.05
0
CMD
Commande
Coefficient dadhrence maximale
Figure 5.16 Caractristiques de ltat du rail mul
max1
CMS
CME_M2
CME_M1
CI
max2
10
20
30
Temps(s)
40
(a) Changements dadhrence
50
60
10
20
30
Temps( s)
40
50
60
(b) Changements de commandes
Figure 5.17 Chronogramme des changements de coecients dadhrence maximale et

de commandes appliqus
Les rsultats de lessai prsents sur les gures 5.18 et 5.19, valident dune part la
stratgie de reconguration de commande (CM S CM D) adopte lors dune perte
dadhrence, dautre part ltude eectue en simulation sur la Commande Moyenne Direntielle dans le troisime chapitre. Le choix pris dans cet essai sur les coecients kd = 0.2
et kq = 10 permet de dterminer la contribution de chaque axe sur lannulation des dviations entre les deux moteurs. Evidemment, il est possible de maintenir ladhrence dans les
dirents cas de pertes muls mais cela introduit des oscillations assez importantes aux
nivaux des couples moteurs dans les deux derniers changements de ltat du rail. Lanalyse
spectrale donne sur la gure 5.20 fait apparaitre la mme caractristique frquentielle
des oscillations fosc = k 5Hz (k = 1, 2, 3, 4, 5) que lors de ltude eectue en simulation dans Saber. Ceci montre une fois de plus la ncessit dadapter les coecients kd et
kq suivant ltat du systme. Une optimisation permettant de choisir ces coecients est
ncessaire pour maintenir la continuit de service tout en minimisant les oscillations des
couples et laction sur chaque axes (d et q) an dobtenir les performances satisfaisantes
de la traction en rgimes perturbs.
125
Coefficients dadhrences
0.45
0.4
0.35
0.3
0.25
0.2
0.15
0.1
0.05
1
2
10
20
30
Temps( s)
40
50
60
Glissements vs

0.25
0.2
0.15
0.1
0.05
0
0.05
0.1
0.15
0.2
0.25
v
v
0
10
20
30
Temps(s)
40
s1
s2
50
60
(b) Glissements i
50
45
40
35
30
25
20
15
10
5
0
Ft
r1
Ft
r2
35
30
25
20
10
20
30
Temps( s)
40
50
60
15
10
30
30.5
31
31.5
32
32.5
33
33.5
34
30.5
31
31.5
32
32.5
33
33.5
34

7
V
r1
r2
2.9
2.8
2.7
2.6
2.5
2.4
10
20
30
Temps( s)
40
50
60
2.3
2.2
30
Figure 5.18 Rsultats exprimentaux : Grandeurs de lmulateur de la chane de traction

126

6
s1m1
Is2m1
s1m2
s2m2
2.5
2
1.5
1
0.5
0
0.5
10
20
30
Temps (s)
40
50
60
1.5
2
2.5
31
31.2
31.4
31.6
31.8
32
32.2
32.4
32.6
32.8
33
Flux rotoriques (Wb)
1.5
1
1.25
1.2
m1
0.5
1.15
1.1
m2
*
1.05
1
0.95
0.9
10
20
30
Temps( s)
40
50
60
0.85
0.8
30
30.5
31
31.5
32
32.5
33
33.5
34
Couples lectromagntiques (Nm)
(b) Flux rotoriques

10
9
8
7
6
5
4
3
2
1
0
emm1
emm2
*
em
7
6
5
4
3
10
20
30
Temps( s)
40
50
60
2
1
30
30.5
31
31.5
32
32.5
33
33.5
34
31.5
32
32.5
33
33.5
34
(c) Couples lectromagntiques
Vitesses moteurs (rad/s)
80
70
60
m1
m2
50
40
28
30
26
20
24
22
10
20
10
20
30
Temps( s)
40
50
60
18
16
30
30.5
31
(d) Vitesses moteurs
Figure 5.19 Rsultats exprimentaux : Grandeurs moteurs
127
Densit spectrale de puissance (dB)
0
fosc k 5 Hz
20
Sans perte dadhrence

Perte dadhrence M1 & M2
40
60
80
100
120
20
40
60
80
100 120
Frquence (Hz)
140
160
180
200
Figure 5.20 Densit spectrale de puissance du couple lectromagntique (M1)
5.5.5
Comparaison de la simulation avec lexprimentation
Les rsultats prsents sur les gures 5.22 et 5.23 montrent les comportements de
la chane de traction simule chelle relle et celle mule sur le banc dessais. La
commande CMD est adopte et une perte dadhrence du moteur M 1 est introduite entre
50 54s. An de comparer les variables internes des deux systmes qui ne sont pas
la mme chelle, une normalisation par rapport leur rgime permanent est eectue.
Cette comparaison permet de mettre en vidence la dirence entre la dynamique de
lmulateur et de la partie mcanique simule sous SABER. Eectivement dans lessai
eectu prcdemment, le rgime transitoire lors de la perte dadhrence du moteur M 1
dure environ 5s alors quen simulation il dure moins dune seconde. Cela peut sexpliquer
en partie par la simplication du modle de la partie mcanique mule et par la dirence
des lois de contact roues/rail choisies pour la simulation (g. 5.21) et lmulateur (g.
5.16).
0.5
0.45
0.4
0.35
0.3
0.25
0.2
0.15
0.1
0.05
0
0
=0.4
=0.2
max
max
0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9

Glissement v
Figure 5.21 Caractristiques de ltat du rail en simulation
128
0.5
0.18
0.16
0.14
0.12
0.1
0.08
0.06
0.04
0.02
0
0.02
49
0.45
Glissements vs ()
Cofficients dadhrences ()
0.4
0.35
0.3
(Sim)
0.25
(Sim)
0.2
(Emul)
0.15
2 (Emul)
1
2
1
0.1
49
50
51
52
53
54
55
Temps(s)
56
57
58
59
v (Sim)
s1
v (Sim)
s2
vs1 (Emul)
v (Emul)
s2
50
51
53
54
55
Temps(s)
56
57
58
59
(b) Glissements i
1.2
1.5
V (Sim)
1.1
Vitesses linaires ()
Forces transmises ()
52
1
0.5
Ft (Sim)
r1
Ft (Sim)
r2
Ftr1 (Emul)
0.5
V (Sim)
r1
Vr2 (Sim)
0.9
V (Emul)
t
0.8
V (Emul)
r1
0.7
V (Emul)
r2
0.6
Ft (Emul)
r2
1
49
50
51
52
53
54
55
Temps(s)
56
57
58
0.5
49
59
50
51
52
53
54
55
Temps(s)
56
57
58
59
Figure 5.22 Comparaison simulation/exprimentation : Grandeurs de la partie mcanique de la chane de traction (simulation : kd = 0.02 et kq = 15, mulateur : kd = 3 et
kq = 10)
em
()
1.05
Couples
0.95
0.9
(Sim)
(Emul)
(Emul)
m2
0.8
m1
0.75
m2
0.7
49
50
51
52
53
54
55
Temps(s)
56
57
58
em
()
m1 (Sim)
0.85
59
Couples
Flux rotoriques ()
1.5
1
0.5
0
0.5
49
(Sim)
(Sim)
m1
m2
50
1.5
1
0.5
0
0.5
49
(a) Flux rotoriques
51
52
53
54
55
56
57
58
(Emul)
(Emul)
m1
m2
50
51
52
53
54
55
Temps(s)
56
57
58
59
59
1.1
Vitesses moteurs ()
1
0.9
0.8
(Sim)
0.7
(Sim)
0.6
(Emul)
0.5
m2 (Emul)
m1
m2
m1
0.4
49
50
51
52
53
54
55
Temps(s)
56
57
58
59
(c) Vitesses moteurs
Figure 5.23 Comparaison simulation/exprimentation : Grandeurs moteurs (simulation : kd = 0.02 et kq = 15, mulateur : kd = 3 et kq = 10)
129
5.6
Perspectives pour le banc dessai
Les validations de lmulateur dveloppes au cours de cette thse et prsentes cidessus montrent des premiers rsultats concluants et permettent entre autres denvisager
des amliorations et des volutions de ce banc dessais. En plus des futures validations quil
permet deectuer sur les commandes, les observateurs et la perte de capteurs en rgimes
nominal et dgrad dun systme biconvertisseur/bimoteur, lmulation du systme de
freinage par les moteurs de charge an dtudier lenrayage et leet des commandes
coopratives lors de cette phase est explorer.
Des travaux sont aussi envisageables sur limplmentation des lois de commandes sur
cible FPGA et lextension du systme une traction rpartie multi-convertisseur/multimoteur. Ces deux dernires propositions sont exposes dans la suite de cette rdaction.
5.6.1
Implmentation des lois de commande sur FPGA
Lobjectif attendu dune implmentation des direntes lois de commande du systme

biconvertisseur/bimoteur sur FPGA est de se soustraire des limitations rencontres lors
de leur implmentation sur la carte PPC, savoir la priode de commande limite
Te = 2e4 et la ncessit davoir une carte qui gre dune part les entrs/sorties analogiques
et digitales, dautre part les tches une frquence plus leve (MLI).
Une optimisation des ressources utilises doit alors tre envisage en exploitant la
redondance des commandes dune traction rpartie. Les direntes commandes (CI, CME,
CMS et CMD) se basant sur la commande vectorielle ux rotorique orient, lobjectif
est alors dutiliser dans le cas de la commande CI une seule commande pour contrler les
deux machines simultanment sur une seule priode dchantillonnage. Le synoptique dun
tel mcanisme est prsent sur la gure 5.24(a) et le chronogramme des tches dans le cas
o la frquence de dcoupage fdec est gale la frquence de la commande fe est donn
sur la gure 5.25. Les tches dacquisition, commande, MLI sont alors faites en parallle,
et les commandes individuelles sont faites en srie et doivent satisfaire les contraintes
temps rel. Dans le cas des commandes coopratives (g. 5.24(b)), la virtualisation des
moteurs est introduite, et une adaptation de la commande doit tre faite dans le cas de
la commande CMD.
Loptimisation des ressources peut tre base sur les travaux de recherche eectus
dans le domaine doptimisation du paralllisme des systmes rparties 1 , qui ont men au
dveloppement de mthodologie formelle base sur des modles de graphes [Sor 94]. Ce
formalisme nomm A3 (Adquation Algorithme Architecture) a par la suite t tendu
aux circuits intgrs spciques tels que les FPGA [Kao 03, Kao 04] et a t appliqu
limplmentation des commandes sur cible FPGA [Nao 07]. La problmatique de la
commande de systme multi-machine base sur FPGA a t analyse dans [Taz 99], o
une architecture coprocesseurs a t adapte avec les rgulations des courants Isd , Isq de
cinq moteurs asynchrones eectues sur FPGA avec une seule commande.
1. Massively Parallel Computing Systems (MPCS)
130

M1
c1
c2
M2
c1 c2
c3
MLI
c3
MLI
Vref iM1
Vref iM2
Vref i
ref
ref
Udc
Slection
moteur
Commande
Mi
Is1m1 Is2m1 m1 Is1m2 Is2m2 m2
(a) Commandes Individuelles

M1
c1 c2 c3
M2
c1 c2 c3
MLI
Vref i
ref
ref
Udc
Commande
CME, CMS, CMD
Slection
Commande
MAS Fictive
Is1m1 Is2m1 m1 Is1m2 Is2m2 m2
(b) Commandes Coopratives
Figure 5.24 Synoptiques des commandes dun systme biconvertisseur/bimoteur implmentes sur FPGA
131

Tdec
Vref i (k 1)
Vref i (k)
Ordres de
commutation ci
Ordres de
commutation ci
Commandes
Modulante
Vref 1
Porteuse
Vref i (k + 1)
MLI
2
M
LI M
M1
MLI M 1
CIM1
CIM2
CIM1
CIM2
CIM1
CIM2
Mesures
(k 1) Te
(k + 1) Te
k Te
Figure 5.25 Chronogramme de la commande dun systme biconvertisseur/bimoteur

implmente sur FPGA
5.6.2
Extension un banc dessai pour une chane de traction

rpartie
Lune des volutions envisageable du banc dessai est son extension une traction
rpartie. Dautres units de traction, selon la structure de traction rpartie tudier,
seront alors mules (g. 5.26) et interagiront lunit relle travers lmulation de la
charge commune an dintroduire les interactions entre les direntes units de traction.
Lexploitation de la redondance des units de commande peut alors tre tudie.
Banc dessai
Tension DC
Commande
Unit 1
Unit 2
Filtre dentre
Commande
Commande
Filtre dentre
Commande
MAS
MAS
MAS
MAS
Commande
MAS MAS
MAS MAS
MAS MAS
MAS MAS
Emulation
Alimentation et variateurs
Commandes
Mesures
Figure 5.26 Extension du banc dessai une chane de traction rpartie
5.7
Conclusion
Ce dernier chapitre a permis dintroduire la mthodologie employe au cours de cette

thse et qui nous a guid de la simulation du systme tudi et des stratgies proposes
leur implmentation sur un banc dessai chelle rduite. Cette dmarche a permis de
132
simplier et dacclrer les transitions entre les direntes phases et les dirents outils
utiliss.
Lmulation de la charge mcanique commune au systme biconvertisseur/bimoteur a
permis de valider les stratgies de commande dun tel systme dans des conditions nominales et dgrades dans un environnement proche de la ralit. Lmulateur dvelopp, a
alors t valid et a permis dagir sur les paramtres de la partie mcanique et dintroduire
des perturbations (perte dadhrence, broutement et usure des roues) aisment.
133

Les volutions technologiques, de llectrication des lignes llectronique de puissance, en passant par lvolution des moteurs de traction nont cess dentraner un intrt
croissant pour la traction ferroviaire lectrique. Les aspects environnementaux et les soucis nergtiques que connaitra le monde dans les prochaines dcennies ont galement
fortement contribu lengouement que connait ce mode de transport.
Dans cette thse, aprs avoir prsent ltat de lart pour donner une vision globale de la traction ferroviaire lectrique, la traction asynchrone rpartie et les direntes perturbations qui peuvent laecter ont t introduites. Avant dentreprendre la
commande des systmes multi-convertisseurs/multi-machines asynchrones qui constituent
une traction rpartie et daborder la problmatique de sa continuit de service, les deux
axes principaux de notre tude. La modlisation et la commande dun ensemble monoonduleur/monomoteur asynchrone qui reste le sous-systme lmentaire dun tel systme
ont t abordes.
Ltude de direntes structures de commande destines un systme mono-onduleur
/bimachine asynchrone, quelles soient Coopratives Pondres ou Moyenne Direntielle,
a introduit la notion de virtualit des moteurs. Dans le cas dun systme bionduleur/bimachine asynchrone, cette virtualit sapplique aussi aux onduleurs deux niveaux de
tension. En eet, cette mthodologie a permis de gnraliser les direntes commandes
coopratives un systme multi-onduleur/multi-machine asynchrone.
Nous avons dvelopp une autre variante de la Commande Moyenne Direntielle.
Dans les tudes prcdentes [Kel 94, Kel 95, Pen 02], les valeurs moyennes des variables
des moteurs sont utilises pour la rgulation du ux et du couple lectromagntique de
la machine ctive. Les variables moyennes direntielles sont introduites pour annuler les
dviations des comportements des moteurs de tractions lorsquils sont soumis laction
dune perturbation. Nous avons amlior lecacit de laction de cette commande en
lui rajoutant plus de degrs de libert pour annuler cette dviation. Dans la nouvelle
structure de la Commande Moyenne Direntielle propose, au lieu de nutiliser que laxe
d du repre tournant (d, q) pour le contrle du couple moyen direntiel, les deux axes d
et q sont utiliss et la contribution de chaque axe dans cette rgulation est gre travers
deux variables kd et kq . Ainsi, les axes d et q ne servent pas quau contrle du ux et
du couple respectivement comme dans le cas dune commande vectorielle dun systme
135
mono-onduleur/monomoteur, mais ils servent aussi annuler les dviations entre les deux
moteurs de traction.
Lanalyse du comportement du systme avec les direntes structures de commande
cooprative nous a men envisager des recongurations de commande an dassurer
la continuit de service dune chane de traction rpartie et damliorer son comportement lors de laction des direntes perturbations qui peuvent laecter. Ceci a abouti
la conception dun organe dcisionnel qui organise les adaptations de rfrences et les
recongurations des structures de commande ncessaires. Pour introduire la tolrance
aux dfauts de capteurs mcaniques et tudier la robustesse des stratgies de reconguration retenues dans le cas dune commande sans capteurs, ltude du systme avec
dirents estimateurs et observateurs de vitesse a t faite. Elle a montr limportance de
la convergence et de la dynamique de lestimation ou de lobservation de la vitesse pour
une rponse adquate de la stratgie de commande active et ce, principalement lors dune
perte dadhrence simultane des deux essieux moteurs. De la mme faon, la redondance
structurelle quore naturellement la traction rpartie a t exploite. Elle a conrm la
simplicit de sa mise en uvre et le maintient de la suret de fonctionnement du systme
en prsence des direntes perturbations externes. Une redondance additionnelle peut
alors tre envisage avec une simple gestion de la slection de la source dinformation
parmi les dirents sous-systmes composant une traction rpartie.
La plate-forme exprimentale, correspondant un mini bogie, mise en place au cours
de nos travaux a permis la validation dune partie des tudes thoriques eectues. La
conception de lmulateur dun bogie rel constitu par un systme Biconvertisseur/Bimoteur asynchrone a ainsi permis de tester les direntes recongurations possibles entre
les commandes coopratives (CI, CME, CMS, CMD). Lmulation de la charge lie des
deux moteurs de traction ore la possibilit de simulation des consquences des direntes
perturbations mcaniques dans un environnement proche de la ralit et avec la prise en
considration des caractristiques de la transmission. La transition entre les direntes
phases de cette tude nous a, entre autres, permis de formuler la mthodologie gnrique
qui nous a guid de la simulation du systme tudi et des stratgies proposes, leur
implmentation temps rel sur le banc exprimental chelle rduite.
Ltude ralise a ouvert des perspectives dtudes complmentaires nouvelles et plusieurs directions sont ainsi envisageables.
En ce qui concerne la commande, les premiers rsultats concluants de la Commande
Moyenne Direntielle volue durant ces travaux, nous ont persuad de la ncessit
denvisager une tude plus approfondie pour mettre en uvre un algorithme qui permet dadapter les coecients kd et kq grant la participation de chaque axe du repre
(d, q) dans lannulation des dviations entre les moteurs de traction. Ceci, dune part
136
pour rduire les oscillations qui peuvent tre introduites lors dune perte dadhrence, et
dautre part pour avoir une rponse optimale du systme en permettant la transmission
de la force maximale admissible suivant ltat du rail. Il faut ajouter la ncessit de rendre
la commande CMD robuste vis--vis dune forte dispersion paramtrique des moteurs.
Le deuxime axe exploiter concerne la redondance structurelle naturelle quore une
chane de traction rpartie. Ltude eectue sous cet angle sest limite aux dfaillances
de capteurs mcaniques (vitesse), on peut envisager lexploitation et lextension de cette
redondance aux autres capteurs, voire aux direntes units de commande que peut comporter une traction rpartie.
Le dernier axe quon propose dapprofondir concerne la plate-forme exprimentale. Des
amliorations et volutions de lmulateur de la chane de traction doivent se faire pour
les futures validations que lmulateur permet deectuer sur les commandes, les observateurs et les pertes de capteurs en rgimes nominal et perturb. Dautres perturbations
telles que lenrayage ou lusure des roues peuvent tre examines. Des travaux sont aussi
envisageables sur limplmentation des lois de commande et lextension du systme une
traction rpartie multi-convertisseur/multi-moteur.
137
Annexe A :
Schma lectrique de la partie charge
142
143
Bibliographie
[Abd 07]
M. Abdelghani and M. I. Friswell. Sensor validation for structural systems

with multiplicative sensor faults. Mechanical Systems and Signal Processing,
Vol. 21, pp. 270279, 2007.
[Ach 10]
T. Achour, M. Pietrzak-David, and M. Grandpierre. Service continuity of an

induction machine railway traction system. In : Electrical Machines (ICEM),
2010 XIX International Conference on, pp. 17, 2010.
[Ach 11]
T. Achour and M. Pietrzak-David. Service continuity of an IM distributed

railway traction with a speed sensor fault. In : Power Electronics and Applications (EPE 2011), Proceedings of the 2011-14th European Conference on,
pp. 18, 2011.
[Ach 12]
T. Achour and M. Pietrzak-David. An experimental test bench for a distributed railway traction mechanical load emulator. In : IECON 2012-38th Annual
Conference on IEEE Industrial Electronics Society, pp. 16661671, 2012.
[Aka 07]
M. Akama. Development of Finite Element Model for Analysis of Rolling

Contact Fatigue. QR of RTRI, Vol. 48, No. 1, pp. 814, 2007.
[Ala 05]
J.-C. Alacoque and P. Chapas. Traction ferroviaire Adhrence par commande

d eort. Techniques de lingnieur, Vol. D12, No. D5535, pp. 116, 2005.
[Ale 03]
D. Alejo. Contribution ltude de la commande des systmes lectriques par

commutation et fusion dalgorithmes. PhD thesis, Institut National Polytechnique de Toulouse, 2003.
[All 08]
J. Allenbach. Traction lectrique. PPUR, 2008.
[All 10]
A. L. Allegre, A. Bouscayrol, J. N. Verhille, P. Delarue, E. Chattot, and S. ElFassi. Reduced-scale-power hardware-in-the-loop simulation of an innovative subway. IEEE Transactions on Industrial Electronics, Vol. 57, No. 4,
pp. 11751185, 2010.
[ARCa]
ARCEL. ARCAL2106 Double Driver pour IGBTs et MOSFETs (Doc.

ARCAL2106_fr-Ver 1). Tech. Rep.
[ARCb]
ARCEL. ARCAP-50 Module de commande de thyristors par angle de phase

(Doc. ARCAP50-FR Ver 2). Tech. Rep., ARCEL.
[ARCc]
ARCEL. ARCTU3I Carte de mesure et de surveillance pour les systmes de

puissance (Doc. ARCTU3-I_fr - Ver 2). Tech. Rep.
145
BIBLIOGRAPHIE
[Arc 98]
A.-M. Arcker-Hissel, F. Ben Ammar, M. Pietrzak-David, and B. de Fornel.

Speed sensorless variable structure control of high power induction motor
drives. Poweg Electronics and Variable Speed Drives, No. 456, pp. 335340,
1998.
[Arc 99]
A.-M. Arcker. Contrle direct du couple lectromagntique des machines asynchrones de grande puissance. PhD thesis, Institut National Polytechnique,
Toulouse, 1999.
[Bae 07]
K.-s. Baek, K. Kyogoku, and T. Nakahara. An experimental investigation

of transient traction characteristics in rolling sliding wheel / rail contacts
under dry wet conditions. Wear, Vol. 263, pp. 169179, 2007.
[Bag 05]
L. Bagheli, P. Poure, and A. Rezzoug. Sensor Fault Detection for Fault Tolerant Vector Controlled Induction Machine. In : 11th European Conference on
Power Electronics and Applications EPE 2005, pp. 110, Dresden, Allemagne,
2005.
[Bar 82]
P. Barret. Rgimes transitoires des machines lectriques tournantes. Paris,

France, eyrolles Ed., 1982.
[Bat 09]
E. Batista. Nouvelles structures lectroniques pour le transport lectrique :

impacts des nouvelles contraintes dintgration sur les interfrences lectromagntiques et moyens de prvision de la compatibilit lectromagntique. PhD
thesis, Universit de Toulouse, 2009.
[Ben 96]
S. Bennett, R. Patton, S. Daley, and D. Newton. Torque and Flux Estimation

for a Rail Traction System in the Presence of Intermittent Sensor Faults.
UKACC international Conference on CONTROL 96 (Conf. publ.), Vol. 1,
No. 427, pp. 25, 1996.
[Ben 99]
S. M. Bennett, R. J. Patton, and S. Daley. Sensor fault-tolerant control of a

rail traction drive. Control Engineering Practice, Vol. 7, pp. 217225, 1999.
[Bid 08]
D. Bidart, M. Pietrzak-David, P. Maussion, and M. Fadel. Mono inverter

dual parallel PMSM - structure and control strategy. In : IEEE Industrial
Electronics, pp. 268273, Orlando, FL, USA, 2008.
[Bid 11]
D. Bidart. Commande cooprative des systmes monoconvertisseurs multimachines synchrones. PhD thesis, Institut National Polytechnique de Toulouse,
2011.
[Bou 00]
A. Bouscayrol, B. Davat, B. De Fornel, B. Francois, J. Hautier, F. MeibodyTabar, and M. Pietrzak-David. Multi-machine multi-converter system for
drives : analysis of coupling by a global modeling. In : Industry Applications
Conference, 2000. Conference Record of the 2000 IEEE, pp. 14741481, 2000.
[Bou 02a] A. Bouscayrol, B. Davat, B. De Fornel, B. Franois, J. Hautier, F. MeibodyTabar, E. Monmasson, M. Pietrzak-David, and H. Razik. Control structure
for multi-machine and multi-converter systemswith downstream coupling. In :
Electrimacs, 2002, 2002.
146
BIBLIOGRAPHIE
[Bou 02b] A. Bouscayrol, P. Delarue, E. Semail, J. Hautier, and J. Verhilles. Application

de la Reprsentation Energtique Macroscopique un systme de traction
multimachines. Revue Internationale de Gnie Electrique, Vol. 5, No. 3-4,
pp. 431453, 2002.
[Bou 03a] A. Bouscayrol, B. Davat, B. de Fornel, B. Franois, J. Hautier, F. MeibodyTabar, E. Monmasson, M. Pietrzak-David, H. Razik, E. Semail, and F. Benkhoris. Control structures for multi-machine multi-converter systems with
upstream coupling. Mathematics and Computers in Simulation, Vol. 63,
No. 3-5, pp. 261270, Nov. 2003.
[Bou 03b] A. Bouscayrol. Formalisme de Reprsentation et de Commande Appliqus
aux Systmes Electromcaniques Multimachines Multiconvertissuers. Rapport de synthse en vue dobtenir lHabilitation Diriger des Recherches
lUniversit des Sciences et Technologies de Lille, 2003.
[Bou 06]
A. Bouscayrol, M. Pietrak-David, P. Delarue, R. Pena-Eguiluz, P. Vidal, and

X. Kestelyn. Weighted control of traction drives with parallel-connected
AC machines. IEEE Transactions on Industrial Electronics, Vol. 53, No. 6,
pp. 1799 1806, 2006.
[Bou 08]
A. Bouscayrol. Dierent types of hardware-in-the-loop simulation for electric

drives. In : IEEE International Symposium on Industrial Electronics, 2008.
ISIE 2008., pp. 21462151, IEEE, 2008.
[Bou 09]
K. Bouibed, A. Aitouche, and M. Bayart. Sensor fault detection by sliding

mode observer applied to an autonomous vehicle. In : ACTEA 2009, pp. 621
626, Zouk Mosbeh, Lebanon, 2009.
[Bou 10]
K. Bouibed, A. Aitouche, and M. Bayart. Sensor and actuator fault detection and isolation using two model based approaches : Application to an
autonomous electric vehicle. In : 18th Mediterranean Conference on Control
& Automation, pp. 12901295, Marrakech, Morocco, 2010.
[Bou 95]
A. Bouscayrol. Structures dalimentation et stratgies de commande pour des

systmes multimachines asynchrones Application la motorisation dun robot
mobile. PhD thesis, Institut National Polytechnique de Toulouse, 1995.
[Bri 08]
D. Briginshaw. AGV : The next generation. International Railway Journal,

Vol. 48, No. 3, pp. 2324, 26, 2008.
[Cap 02]
S. L. Capitaneanu. Optimisation de la fonction MLI dun onduleur de tension

deux-niveaux. PhD thesis, Institut National Polytechnique de Toulouse, 2002.
[Car 95]
J. Caron and J. Hautier. Modlisation et commande de la machine asynchrone.

technip Ed., 1995.
[Cha 83]
J. Chatelain and J. Neirynck. Machines lectriques. Presses Polytechniques

romandes, 1983.
[Che 11]
Y. Chen and V. Dinavahi. Digital Hardware Emulation of Universal Machine and Universal Line Models for Real-Time Electromagnetic Transient
147
BIBLIOGRAPHIE
Simulation. IEEE Transactions on Industrial Electronics, Vol. 59, No. 2,

pp. 13001309, 2011.
[Col 06]
C. Cole. Longitudinal Train Dynamics. In : Handbook of Railway Vehicle

Dynamics, Chap. 9, pp. 239277, 2006.
[Cos 96]
G. Cosulich, P. Firpo, and S. SaVio. Power Electronics Reliability Impact

on Service Dependability for Railway Systems : a Real Case Study. In :
Proceedings of the IEEE International Symposium on Industrial Electronics,
ISIE 96, pp. 9961001, Warsaw, 1996.
[Deb 10]
M. Debruyne. Apport de l lectronique de puissance pour la traction lectrique. Techniques de lingnieur, No. D3278, pp. 118, 2010.
[Del 95]
B. Dlmontey, B. Jacquot, C. Iung, B. de Fornel, and J. Bavard. Stability

analysis and stabilisation of an induction motor drive with input lter. In :
EPE, Seville, Spain, 1995.
[Duf 03]
M. Duy. Electric Railways 1880-1990. Vol. 14, IET, Nov. 2003.
[Esc 00]
P. Escane, M. Pietrzak-David, and B. de Fornel. Optimisation of a Railway

Traction System Drive Control vs. Slip Perturbation. In : Proceedings of
IEEE-IAS200, pp. 1909 1916, Rome, 2000.
[Esc 99]
P. Escan, C. Lochot, M. Pietrzak-David, and B. de Fornel. Electromechanical

interactions in a high speed railway traction system - Comparison between two
drive control structures. In : EPE, Lausanne, Switzerland, 1999.
[Esp 06]
J. R. Espinoza. Inverters. In : Power Electronics Handbook, Chap. 15,

pp. 353404, Elsevier publishing, 2006.
[Fac 09]
A. Facchinetti and M. Mauri. Hardware-in-the-loop overhead line emulator

for active pantograph testing. IEEE Transactions on Industrial Electronics,
Vol. 56, No. 10, pp. 40714078, 2009.
[Fen 07]
C.-c. Feng. Fault-Tolerant Control and Adaptive Estimation Schemes for

Sensors with Bounded Faults. In : 16th IEEE International Conference on
Control Applications Part of IEEE Multi-conference on Systems and Control,
pp. 13, Singapore, 2007.
[Gal 08]
E. Gallardo-Hernandez and R. Lewis. Twin disc assessment of wheel / rail

adhesion. Wear, Vol. 265, pp. 13091316, 2008.
[Gan 03]
G. Gandanegara. Mthodologie de conception systmique en Gnie Electrique

laide de loutil Bond Graph Application une chane de traction ferroviaire.
PhD thesis, Institut National Polytechnique de Toulouse, 2003.
[Gar 98]
G. Garcia Soto. Etude et mise en oeuvre dstimateurs et dobservateurs robustes de ux et de vitesse pour une machine induction cage commande
vectoriellement. PhD thesis, Universit Paris XI, 1998.
[GEN 07] S. GENTIL. Supervision des procds complexes (Trait IC2, srie systmes
automatiss). lavoisier Ed., 2007.
148
BIBLIOGRAPHIE
[Gre 11]
L. Gregoire, K. Al-Haddad, and G. Nanjundaiah. Hardware-in-the-Loop

(HIL) to reduce the development cost of power electronic converters. In :
International Conference on Power Electronics (IICPE), pp. 16, India, 2011.
[Guz 08]
J. Guzinski, M. Diguet, Z. Krzeminski, A. Lewicki, and H. Abu-Rub. Application of Speed and Load Torque Observers in High Speed Train. In : 13th
International Power Electronics andMotion Control Conference (EPE-PEMC
2008), pp. 13821389, Poznan, 2008.
[Hol 03]
D. G. Holmes and T. A. Lipo. Pulse Width Modulation for Power Converters :

Principles and Practice. Wiley-IEEE Press, 2003.
[Hos 11]
T. Hosen and K. Yanagisawa. Fuji Electrics Semiconductors : Current Status

and Future Outlook. FUJI ELECTRIC REVIEW, Vol. 57, No. 3, pp. 6871,
2011.
[Hou 08]
J. Houldsworth and D. Grant. The use of harmonic distortion to increase

the output voltage of a three-phase PWM inverter. IEEE Transactions on
Industry Applications, Vol. 5, pp. 12241228, 2008.
[Ish 97]
Y. Ishikawa and A. Kawamura. Maximum Adhesive Force Control in Super

High Speed Train. In : Proceedings of the Power Conversion Conference,
pp. 951954, Nagaoka, 1997.
[Jac 95]
B. Jacquot. Conception, tude et ralisation des algorithmes de commande des

systmes de traction asynchrone pour les TGV de nouvelle gnration. PhD
thesis, Institut National Polytechnique, 1995.
[Kal 80]
J. Kalker. Review of wheel-rail rolling contact theories. The General Problem

of Rolling Contact, Vol. 40, pp. 7791, 1980.
[Kao 03]
L. Kaouane, M. Akil, and Y. Sorel. An automated design ow for optimized

implementation of real-time image processing applications onto fpga. In :
EUROCON 2003. Computer as a Tool. The IEEE Region 8, pp. 7175, IEEE,
2003.
[Kao 04]
L. Kaouane, M. Akil, T. Grandpierre, and Y. Sorel. A methodology to implement real-time applications onto recongurable circuits. The journal of
supercomputing, Vol. 30, No. 3, pp. 283301, 2004.
[Kaw 10]
H. Kawai and Y. Tasaka. Evaluation of the Energy-saving Performance of

the PMSM Drive System. In : The 2010 International Power Electronics
Conference, pp. 16051608, 2010.
[Kel 94]
P. Kelecy and R. Lorenz. Control Methodology for Single Inverter, Parallel

Connected Dual Induction Motor Drives for Electric Vehicles. In : Proceedings
of 1994 Power Electronics Specialist Conference - PESC94, pp. 987991, Ieee,
1994.
[Kel 95]
P. Kelecy and R. Lorenz. Control Methodology for Single Stator, Dual-Rotor

Induction Motor Drives for Electric Vehicles. In : Proceedings of PESC 95 Power Electronics Specialist Conference, pp. 572578, Ieee, 1995.
149
BIBLIOGRAPHIE
[Khe 09]
A. Khedher, K. Benothman, D. Maquin, and M. Benrejeb. State and Sensor

Faults Estimation Via a Proportional Integral Observer. In : 6th International
Multi-Conference on Systems , Signals and Devices, Djerba, 2009.
[Kim 98]
H.-y. Kim, M.-h. Shin, and D.-s. Hyun. On-Line Tuning of Parameter Variations of Induction Motor for High Performance Drives. In : Industry Applications Conference. Thirty-Third IAS Annual Meeting, pp. 431437, 1998.
[Kos 10]
T. Koseki. Technical trends of railway traction in the world. In : Power

Electronics Conference (IPEC), 2010, pp. 28362841, 2010.
[Kov 10]
L. Kovudhikulrungsri, K. Yuki, T. Arai, and A. Hirahara. Real time simulator

for railway traction and auxiliary power unit control applications. In : 2010
International Power Electronics Conference (IPEC), pp. 244247, IEEE, 2010.
[Kri 91]
R. Krishnan and A. S. Bharadwaj. A Review of Parameter Sensitivity and

Adaptation in Indirect Vector Controlled Induction Motor Drive. IEEE
TRANSACTIONS ON POWFR FLECTRONICS, Vol. 6, No. 4, p. 1991, 1991.
[Kum 96] S. Kumar, M. F. Alzoubi, and N. A. Allsayyed. Wheel/rail adhesion wear investigation using a quarter scale laboratory testing facility. In : The 1996Joint
Railroad Conference, pp. 247254, 1996.
[Lac 01]
F. Lacte. 50 Years of Progress in Railway Technology. Japan Railway &

Transport Review, Vol. 27, No. June, pp. 2531, 2001.
[Lac 05]
F. Lacte. Alstom-Future trends in railway transportation. Japan Railway

&Transport Review, No. December, pp. 49, 2005.
[Lee 10]
E. Lee. Traction technologies for railways in Korea. In : Power Electronics

Conference (IPEC), 2010, pp. 28492852, 2010.
[Les 81]
J. Lesenne, F. Notelet, and G. Squier. Introduction llectrotechnique approfondie. Technique et documentation, 1981.
[Lew 06]
R. Lewis and R. S. Dwyer-Joyce. Wear at the wheel / rail interface when

sanding is used to increase adhesion. In : IMechE, pp. 2941, 2006.
[Lin 93]
F.-j. Lin and C.-m. Liaw. Control of Indirect Field-Oriented Induction Motor
Drives Considering the Eects of Dead-Time and Parameter Variations. IEEE
Transactions on Industrial Electronics, Vol. 40, No. 5, pp. 486495, 1993.
[Loc 97]
C. Lochot, X. Roboam, B. de Fornel, and F. Moll. High speed railway traction

system modelling for simulating electromechanical interactions. WCRR97,
1997.
[Loc 99]
C. Lochot. Modlisation et caractrisation des phnomnes coupls dans une

chane de traction ferroviaire asynchrone. PhD thesis, Institut National Polytechnique de Toulouse, France, 1999.
[Mal 11]
A. Malinowski and H. Yu. Comparison of embedded system design for industrial applications. IEEE Transactions on Industrial Informatics, Vol. 7,
No. 2, pp. 244254, 2011.
150
BIBLIOGRAPHIE
[Meh 10]
F. Mehazzem. Contribution la Commande dun Moteur Asynchrone destin

la Traction lectrique. PhD thesis, Universit Paris-Est et Universit Mentouri
de Constantine, 2010.
[Mer 10]
M. Mermet-Guyennet. New Power Technologies for Traction Drives. In :

Speedam 2010, pp. 719723, Ieee, June 2010.
[Moh 08]
H. A. F. Mohamed, S. S. Yang, and M. Moghavvemi. Sliding Mode Sensor Fault Tolerant Control Structure for Induction Motor. In : SICE Annual
Conference 2008, pp. 26302635, The University Electro-Communications, Japan, 2008.
[Mon 11]
E. Monmasson, L. Idkhajine, M. N. Cirstea, I. Bahri, A. Tisan, and M. W.

Naouar. FPGAs in industrial control applications. IEEE Transactions on
Industrial Informatics, Vol. 7, No. 2, pp. 224243, 2011.
[Mya 11]
A. Myaing and V. Dinavahi. FPGA-based real-time emulation of power electronic systems with detailed representation of device characteristics. IEEE
Transactions on Industrial Electronics, Vol. 58, No. 1, pp. 358368, 2011.
[Naj 11]
T. A. Najafabadi, F. R. Salmasi, and P. J. Maralani. Detection and Isolation

of Speed, DC-Link Voltage and Current Sensors Faults Based on an Adaptive Observer in Induction Motor Drives. IEEE Transactions on Industrial
Electronics, Vol. 58, No. 5, pp. 16621672, 2011.
[Nao 07]
M.-w. Naouar, S. Member, E. Monmasson, S. Member, A. A. Naassani,

I. Slama-belkhodja, N. Patin, and S. Member. FPGA-Based Current Controllers for AC Machine Drives A Review. Vol. 54, No. 4, pp. 19071925, 2007.
[NIE 97]
E. NIEL. Scurit oprationnelle des systmes de production. Techniques

de lingnieur. Informatique industrielle, pp. 113, 1997.
[Ohi 06]
K. Ohishi, S. Kadowaki, Y. Smizu, T. Sano, S. Yasukawa, and T. Koseki.

Anti-slip Readhesion Control of Electric Commuter Train Based on Disturbance Observer Considering Bogie Dynamics. In : Conference on the IEEE
Industrial Electronics, IECON 2006 - 32nd Annual, pp. 52705275, 2006.
[Pan 04]
J. Pan, D. Westwick, and E. Nowicki. Flux Estimation of Induction Machines with the Linear Parameter-Varying System Identication Method. In :
CCECE, pp. 22132216, Niagara Falls, 2004.
[Par 08]
S. H. Park, J. S. Kim, J. J. Choi, and H.-o. Yamazaki. Modeling and Control

of Adhesion Force in Railway Rolling Stocks Adaptive Sliding Mode Control
for the Desired Wheel Slip. IEEE Control Systems Magazine, No. October,
pp. 4458, 2008.
[Par 09]
S. H. Park, J. S. Kim, and J. J. Choi. Reference Slip Ratio Generation and

Adaptive Sliding Mode Control for Railway Rolling Stocks. International
Journal of Precision Engineering and Manufacturing, Vol. 10, No. 2, pp. 39
44, 2009.
151
BIBLIOGRAPHIE
[Pel 96]
C. Pelissou. Controle du couple dune machine asynchrone pour la traction

ferroviaire moyenne et grande vitesse - Transitions des modes de commandes
et de MLI. PhD thesis, Institut National Polytechnique de Toulouse, 1996.
[Pen 00a] R. Pena-Eguiluz, M. Pietrzak-David, X. Roboam, and B. De Fornel. Dead

time eect in a Railway Traction System. In : Proceedings of the 2000 IEEE
International Symposium on Industrial Electronics. ISIE 2000, pp. 151156,
Cholula, Puebla, Mexico, 2000.
[Pen 00b] R. Pena-Eguiluz, M. Pietrzak-David, X. Roboam, and B. De Fornel. Pantograph Detachment Perturbation on a Railway Traction System. 8th International Conference on Power Electronics and Variable Speed Drives, IEE
Conference Publication No. 475, No. 475, pp. 437442, 2000.
[Pen 02]
R. Pena-Eguiluz. Commande algorithmique dun systme mono-onduleur bimachine asynchrone destin la traction ferroviaire. PhD thesis, Institut
National Polytechnique de Toulouse, France, 2002.
[Pie 00]
J. Pierquin, P. Escan, A. Bouscayrol, M. Pietrzak-David, J. Hautier, and

B. de Fornel. Behaviour model control of a high speed railway traction system. In : Proceedings of the EPE-PEMC2000, pp. 197202, Kocise, Slovak
Republic, 2000.
[Pie 02]
J. Pierquin. Contribution la commande des sytmes multimachines multiconvertissuers : Application la rsolution de problmes en traction lectrique.
PhD thesis, Universit des Sciences et Technologies de LILLE, 2002.
[Pie 07]
M. Pietrzak-David, B. de Fornel, and A. Bouscayrol. Estimateurs et observateurs linaires dune MA. In : Identication et observation des actionneurs
lectriques 1 : Mesures et identication, Chap. 4, pp. 201274, Lavoisier, 2007.
[Pou 03]
M. Pouliquen, L. Rossignol, J. Massieu, and M. MSaad. New Approach

for Induction Motor Parameters Estimation. In : The 11th Mediterranean
Conference on Control ans Automation, pp. 16, Rhodes, Greece, 2003.
[Pro 09]
M. Provoost and C. Courtois. Traction lectrique ferroviaire Dynamique

ferroviaire et sous-stations. Techniques de lingnieur, Vol. D5501, pp. 116,
2009.
[Qin 99]
S. J. Qin and W. Li. Detection , Identication , and Reconstruction of Faulty

Sensors with Maximized Sensitivity. AIChE Journal, Vol. 45, No. 9, pp. 1963
1976, 1999.
[Riz 02a]
R. Rizzo and D. Iannuzzi. Indirect friction force identication for application

in traction electric drives. Mathematics and Computers in Simulation, Vol. 60,
pp. 379387, 2002.
[Riz 02b]
R. Rizzo and D. Innuzzi. Electrical Drives for Railway Traction : Observer for
Friction Force Estimation. Poceedings of International Conference on Power
System Technology, Vol. 2, pp. 723726, 2002.
152
BIBLIOGRAPHIE
[Rob 92]
X. Roboam, C. Andrieux, B. de Fornel, and J. Hapiot. Rotor ux observation and control in squirrel-cage induction motor : reliability with respect to
parameters variations. IEE Proceedings in Control Theory and Applications,
Vol. 139, No. 4, pp. 363370, 1992.
[Rom 10a] E. Romero and M. Seron. Speed-sensorless control of induction motors with
improved fault tolerance against current sensor failure. In : 18th Mediterranean Conference on Control & Automation, pp. 515520, Marrakech, Morocco,
2010.
[Rom 10b] M. Romero, M. Seron, and J. De Dona. Sensor fault-tolerant vector control
of induction motors. IET Control Theory and Applications, Vol. 4, No. 9,
pp. 17071724, 2010.
[Sag 04]
S. Sagareli. Traction power systems reliability concepts. In : Proceedings of

the 2004 ASMEAEEE Joint Rail Conference, pp. 3539, Baltimore, Maryland,
USA, 2004.
[Sat 10]
K. Sato and M. Yoshizawa. Traction systems using power electronics for Shinkansen high-speed electric multiple units. In : Power Electronics, pp. 2859
2866, 2010.
[Sch 92]
C. Schauder. Adaptive speed identication for vector control of induction

motors without rotational transducers. IEEE Transactions on Industrial Applications, Vol. 28, No. 5, pp. 1054 1061, 1992.
[Shi 07]
Y. Shimizu, K. Ohishi, T. Sano, S. Yasukawa, and T. Koseki. Anti-slip

Re-adhesion Control Based on Disturbance Observer Considering Bogie Vibration. In : European Conference on Power Electronics and Applications,
pp. 110, 2007.
[Smi 01]
R. Smith. Railway Technology The Last 50 Years and Future Prospects.

Japan Railway & Transport Review, No. June, pp. 1624, 2001.
[Sor 94]
Y. Sorel. Massively parallel computing systems with real time constraints :

the Algorithm Architecture Adequation methodology. In : Massively Parallel Computing Systems, 1994., Proceedings of the First International Conference on, pp. 4453, IEEE, 1994.
[Sri 10]
Y. Srinivasa Rao and M. C. Chandorkar. Real-time electrical load emulator

using optimal feedback control technique. IEEE Transactions on Industrial
Electronics, Vol. 57, No. 4, pp. 12171225, 2010.
[Ste 94]
J. Stephan and M. Bodson. Real-Time Estimation of the Parameters and

Fluxes of Induction Motors. IEEE Transactions on Industry Applications,
Vol. 30, No. 3, pp. 746759, 1994.
[Tah 06]
F. Tahami and A. Shojaei. A Novel Fault Tolerant Recongurable Concept

for Vector Control of Induction Motors. In : EPE-PEMC, pp. 11991204,
Portoroz, Slovenia, 2006.
153
BIBLIOGRAPHIE
[Taz 99]
K. Tazi, E. Monmasson, and J. P. Louis. Description of an entirely recongurable architecture dedicated to the current vector control of a set of AC
machines. In : Industrial Electronics Society, 1999. IECON 99 Proceedings.
The 25th Annual Conference of the IEEE, pp. 1415 1420 vol.3, 1999.
[Ter 12]
K. Teramoto, K. Ohishi, S. Makishima, K. Uezono, and S. Yasukawa. Cooperative control of regenerative brake and mechanical brake for a two coach
train. In : IECON 2012-38th Annual Conference on IEEE Industrial Electronics Society, pp. 17071712, 2012.
[Tol 03]
H. A. Toliyat, E. Levi, and M. Raina. A Review of RFO Induction Motor

Parameter Estimation Techniques. IEEE TRANSACTIONS ON ENERGY
CONVERSION, Vol. 18, No. 2, pp. 271283, 2003.
[Uzu 11]
T. Uzuka. Trends in high-speed railways and the implications on power

electronics and power devices. In : Power Semiconductor Devices and ICs
(ISPSD),, pp. 2326, 2011.
[Ver 07]
J. Verhille. Reprsentation nergtique macroscopique du mtro VAL206 et

structures de commande dduites par inversion. PhD thesis, cole Nationale
Suprieure dArts et Mtiers, 2007.
[Vin 08]
Z. Vintr and M. Vintr. Safety management for electromechanical systems of

railway vehicles. In : 2008 Annual Reliability and Maintainability Symposium,
pp. 155160, Ieee, Las Vegas, NV, 2008.
[Wat 01]
T. Watanabe and M. Yamashita. A Novel Anti-Slip Control without Speed

Sensor for Electric Railway Vehicles. In : The 27th Annual Conference of the
IEEE Industrial Electronics Society, pp. 13821387, 2001.
[Yam 05]
H.-o. Yamazaki, Y. Karino, M. Nagai, and T. Kamada. Wheel Slip Prevention Control by Sliding Mode Control for Railway Vehicles (Experiments
Using Real Size Test Equipment). In : The 2005 IEEE/ASME International Conference on Advanced Intelligent Mechatronics, pp. 2428, Monterey,
California, USA, 2005.
[Yan 93]
G. Yang and T.-H. Chin. Adaptive-speed identication scheme for a vectorcontrolled speed sensorless inverter-induction motor drive. IEEE Transactions
on Industry Applications, Vol. 29, No. 4, pp. 820 825, 1993.
[You 11]
A. B. Youssef, S. Khojet, E. Khil, I. Slama-belkhodja, T. El, and E.-l. S. E. T.

Belvdre. DC Bus Sensor Fault Tolerant Control of Single Phase PWM
Rectier for Electrical Traction. In : 8th International Multi-Conference on
Systems, Signals & Devices, pp. 16, Sousse, Tunisia, 2011.
[Zar 02]
A. Zaremba and A. Pavlov. Real-Time Identication of an Induction Motor

using Sinusoidal PWM Voltage Signals. In : Proceedings of the American
Control Conference, pp. 30823087, Anchorage, AK, 2002.
[Zha 08]
Y. Zhang and J. Jiang. Bibliographical review on recongurable fault-tolerant

control systems. Annual Reviews in Control, Vol. 32, No. 2, pp. 229252, Dec.
2008.
154
BIBLIOGRAPHIE
[Zid 07]
F. Zidani, D. Diallo, M. Benbouzid, and E. Berthelot. Diagnosis of Speed Sensor Failure in Induction Motor. In : Electric Machines & Drives Conference,
IEMDC 07, pp. 16801684, Antalya, 2007.
155
Acronymes
A3
Adquation Algorithme Architecture
AGV
Automotrice Grande Vitesse
CI
Commande Individuelle
CMS
Commande Moyenne Simple
CM2
Commande Moyenne Double
CME
Commande Matre Esclave
CMD
Commande Moyenne Direntielle
CAN
Convertisseur Analogique Numrique
CNA
Convertisseur Numrique Analogique
CEM
Compatibilit lectromagntique
DC
Direct current
DSP
Digital Signal Processor
EEA
Agence Europenne pour lEnvironnement
EMU
Electric Multiple Units
EAP
Estimateur bas sur la relation dautopilotage
FEM
Force lectromotrice
FKM
Filtre de Kalman
FPGA Field Programmable Gate Array

FDI
Fault Detection and Isolation
GTO
Gate TurnO Thyristor
HIL
Hardware-In-the-Loop
IGBT
Insulated-Gate Bipolar Transistor
ICE
InterCity Experss
IHM
Interface Homme-Machine
157
Acronymes
M1
Premier moteur
M2
Deuxime moteur
MAS
Machine asynchrone
MLI
Modulations de Largeur dImpulsion
MRAS Model Reference Adaptative System

MPCS Massively Parallel Computing Systems
MTE
Socit Matriel de Traction Electrique
OMSV Observateur Mcanique Structure Variable

PMSM Permanent Magnet Synchronous Motor
PPC
PowerPC
PHS
Peripheral High Speed
REM
Reprsentation Energtique Macroscopique
SVM
Space Vector Modulation
SMM
Systmes Multi-machine, Multi-convertisseur
SPA
Sans Perte dAdhrence
SNCF
Socit Nationale des Chemins de Fer franais
TGV
Train Grande Vitesse
THD
Taux de distorsion dharmonique
158
Liste des symboles

i
Rapports cycliques du bras i
Diamant
CO2
Dioxyde de carbone
Cf
Condensateur du ltre dentre
em
Couple lectromagntique
Couple de charge rsistant
mi
Couple du moteur i
ri
Couples de charge aux niveaux de la roue i
ci
Ordre de commande de linterrupteur i
ci
Complment un de ci
Edq
Force lectromotrice dans le repre (d, q)
Ed
Force lectromotrice sur laxe d
Eq
Force lectromotrice sur laxe q
Coecient damortissement de la transmission
fm
Coecient des frottements visqueux du moteur
fdec
frquences de dcoupage
fref
frquences de la modulante
Fri/rail force tangentielle entre le rail et la roue motrice i

Ff
Force rsistive lavancement du train
GaN
Nitrure de Gallium
Is
Vecteurs des courants statoriques
Ir
Vecteurs des courants rotoriques
Isdq
Vecteurs des courants du systme biphas (Sd , Sq )
Irdq
Vecteurs des courants du systme biphas (Sd , Sq )

159
Liste des symboles
Imr
I
J
Courant magntisant rotorique dans le repre (d, q)

[
]
1 0
Matrice ident
0 1
[
]
0 1
Matrice antisymtrique
1 0
Jm
Inertie mcanique du moteur
Jmi
Moment dinertie du moteur i
Jri
Moment dinertie de lessieu i
Coecient de raideur de la transmission
kd
Coecient grant la contribution de laxe d dans la commande CM D
kq
Coecient grant la contribution de laxe q dans la commande CM D
Lf
Inductance du ltre dentre
Ls
Matrice dinductances statoriques
Lr
Matrices dinductances rotoriques
Lsr
Matrices des mutuelles inductances
Lsr
Inductance mutuelle maximale entre phases statorique et rotorique
Ls
Inductance cyclique statorique
Lr
Inductance cyclique rotorique
Lmr
Inductance cyclique rotorique ramen au stator
ls
Inductance propre de phase statorique
lr
Inductance propre de phase rotorique
lsab
Inductance mutuelle entre phases statoriques
lrab
Inductance mutuelle entre phases rotoriques
Masse ctive rduite aux jantes
Mi
Masse supporte par lessieu i
Msr
Inductance mutuelle cyclique
Rapport de lamplitude des oscillations du couple par rapport sa valeur

moyenne
ma
Amplitude ou profondeur de modulation
mf
Rapport de frquence de modulation

160
Liste des symboles
max
Coecient dadhrence maximal
Coecients dadhrence de la roue i
si
coecient de glissement de la roue i
mi
Vitesse angulaire du moteur i
ri
Vitesse angulaire de lessieu i
Vitesse mcanique nominale
mi
Vitesse mcanique du moteur i
Vitesses angulaires du repre (Sd , Sq , So )
Vitesses angulaires lectriques du rotor
Pulsation propre
Pulsations statorique
Pulsations rotorique
Vecteurs des ux statoriques
Vecteurs des ux rotoriques
sdq
Vecteurs des ux du systme biphas (Sd , Sq )
rdq
Vecteurs des ux du systme biphas (Sd , Sq )
Acclration de la gravit
Rt
Rapport de transmission
Rri
Rayon de la roue i
Rf
Rsistance du ltre dentre
Ra
Axe de la phase rotorique a
Rb
Axe de la phase rotorique b
Rc
Axe de la phase rotorique c
Rs
Rsistances statorique
Rr
Rsistances rotorique
SiC
Silicium
Sa
Axe de la phase statorique a
Sb
Axe de la phase statorique b
Sc
Axe de la phase statorique c

161
Liste des symboles
Sd
Axe direct du repre de Park
Sq
Axe en quadrature du repre de Park
So
Axe homopolaire du repre de Park
Matrice de transformation
Tdec
Priode de dcoupage
Tr
Constante de temps rotorique
Ts
Constante de temps statorique
Angle que fait laxe Sd par rapport laxe Sa
Angle lectrique entre les phases Sa et Ra
mi
Position angulaire du moteur i
Angle que fait laxe Sd par rapport laxe Ra
ri
Position angulaire de lessieu i
Vt
Vitesse linaire du train
Vdc
Tension DC de lalimentation
Vs
Vecteurs des tensions statoriques
Vr
Vecteurs des tensions rotoriques
Vsdq
Vecteurs des tensions du systme biphas (Sd , Sq )
Vrdq
Vecteurs des tensions du systme biphas (Sd , Sq )
vxo
Tension simple de la phase x par rapport au point milieu o
vxn
Tension simple de la phase x par rapport au neutre de charge n
vno
Tension du neutre de charge n par rapport au point milieu o
Xabc
Grandeur X reprsente dans le systme triphas (a, b, c)
Xdqo
Grandeur X reprsente dans le repre de Park (d, q, o)
b
X
Variable X estime
Rfrence de la variable X
Xref
Rfrence de la variable X
Valeur moyenne des grandeurs X1 et X2
Valeur moyenne direntielle des grandeurs X1 et X2
162
Author : Mr. Tahar ACHOUR

Title : Service Continuity of a Distributed Induction Machine Railway Traction System.
Supervisor : Mrs. Maria PIETRZAK-DAVID
Place and date of defense : Toulouse May 7, 2013
Abstract
This study focuses on the benets that can be induced by a Distributed Induction
Machine Railway Traction. This is obtained through the additional degrees of freedom it
provides, on the one hand across the cooperative controls of the multi-converter/multimachine systems which constitute the distributed traction and on the other hand by
exploiting the Natural Structural Redundancy available in this system. The main objective we want to reach through these two aspects, cooperative controls and structural
redundancy, is to ensure service continuity of the distributed railway traction. This study
leads to design a supervising automaton which allows ensuring service continuity of the
studied system in the case of external disturbances by making the necessary adjustments
and drive control commutation. The analysis of cooperative controls leads to the improvement of the Average Dierential Control and to propose a new anti-slip strategy. The
structure redundancy advantage of a multi-converter/multi-machine system is used in
order to compensate the speed sensor fault. Finally, the dierent strategies which have
been proposed are experimentally validated on a test bench that emulates a traction bogie
composed by a dual-inverter/dual-motor system.
Keywords Railway Traction, Multi-converter/Multi-machine System, Cooperative

Controls, Continuity of Service, Loss of Adherence, Stick-Slip Perturbations, Sensor Fault,
Supervising Automaton.
Discipline : Electrical Engineering

LABORATOIRE PLASMA ET CONVERSION DENERGIE (UMR 5213)
INP ENSEEIHT - 2, rue Camichel - BP 7122 - 31071 Toulouse cedex 7 (France)
Tl. : (33) (0)5 34 32 24 03 - Tlcopie : (33) (0)5 34 32 24 41
http ://www.laplace.univ-tlse.fr
Auteur : M. Tahar ACHOUR

Titre : Continuit de service dune chane de traction ferroviaire asynchrone rpartie
Directeur de thse : Mme. Maria PIETRZAK-DAVID
Lieu et date de soutenance : Toulouse le 07 Mai 2013
Rsum
Cette tude sintresse principalement aux avantages que peut orir une architecture
dune traction ferroviaire lectrique asynchrone rpartie. Ceci est obtenu travers les degrs de libert additionnels quelle apporte, dune part, par la commande des systmes
multi-convertisseurs/multi-machines la constituant, dautre part, par lexploitation de la
redondance structurelle quelle ore naturellement. Lobjectif principal quon cherche
atteindre au travers de ces deux aspects, commande et redondance structurelle, permet
dassurer la continuit de service de la chane de traction rpartie en prsence de direntes perturbations. Cette tude nous amnera la conception dun organe dcisionnel
qui apporte les adaptations, les recongurations de commandes voire dobservateurs ncessaires pour maintenir le bon fonctionnement du systme en modes nominal et perturb.
Lanalyse des direntes structures de commandes coopratives dun systme bionduleur/bimoteur nous a conduit lvolution de la Commande Moyenne Direntielle pour
proposer une stratgie danti-patinage. Les direntes stratgies ainsi proposes ont t
valides exprimentalement sur une plate-forme mulant la charge mcanique dun bogie
de traction compos dun systme bionduleur/bimoteur.
Mots clefs
Traction lectrique, Systme Multi-onduleur/Multi-machine, Commandes coopratives, Continuit de service, Perte dadhrence, Broutement, Dfaut de
capteur, Organe dcisionnel.
Discipline : Gnie Electrique

LABORATOIRE PLASMA ET CONVERSION DENERGIE (UMR 5213)
INP ENSEEIHT - 2, rue Camichel - BP 7122 - 31071 Toulouse cedex 7 (France)
Tl. : (33) (0)5 34 32 24 03 - Tlcopie : (33) (0)5 34 32 24 41
http ://www.laplace.univ-tlse.fr

These Achour Tahar

Transféré par

Droits d'auteur :

Formats disponibles

These Achour Tahar

Transféré par

Informations du document

Description originale:

Copyright

Formats disponibles

Partager ce document

Partager ou intégrer le document

Options de partage

Avez-vous trouvé ce document utile ?

Ce contenu est-il inapproprié ?

Droits d'auteur :

Formats disponibles

These Achour Tahar

Transféré par

Droits d'auteur :

Formats disponibles

Continuit

e de service dune chane de traction

To cite this version:

HAL Id: tel-00870610

HAL is a multi-disciplinary open access

Larchive ouverte pluridisciplinaire HAL, est

Universit Toulouse III Paul Sabatier (UT3 Paul Sabatier)

Continuit de service d'une chane de traction

Gnie Electrique, Electronique et Tlcommunications (GEET)

Laboratoire Plasma et Conversion d'nergie (UMR CNRS N 5213)

Mme. Maria PIETRZAK-DAVID, Professeur INP Toulouse

M. Mohamed BENBOUZID, Professeur UBO Brest

M. Bernard DAVAT, Professeur

Keywords Railway Traction, Multi-converter/Multi-machine System, Cooperative

thse et pour ses commentaires trs constructifs.

Julie (Organisatrice attitre des activits extra-recherche du groupe), Etienne, Eduard,

Table des matires

Table des matires

Table des gures

Liste des tableaux

TABLE DES MATIRES

Les quations lectromagntiques . . . . . . . . . . .

3 Commande des systmes multi-onduleurs/multi-machines asynchrones ddis la traction ferroviaire

TABLE DES MATIRES

Stratgie propose pour la Reconguration de commande dun systme

5 De la simulation limplmentation temps rel des algorithmes de contrle109

Liste des symboles

Table des gures

Description dune chane de traction ferroviaire . . . . . . . . . . . . . . .

Chane de traction classique . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 50

TABLE DES FIGURES

Commande CI : Tension aux bornes de linductance Ucf et courant dans

TABLE DES FIGURES

4.14 Interaction entre lorgane dcisionnel et la chane de traction : Grandeurs

Vue densemble de la maquette exprimentale . . . . . . . . . . . . . . .

TABLE DES FIGURES

Synoptique de la simulation HIL de limplmentation de la commande sur

Liste des tableaux

lectrication des rseaux ferroviaires dans le monde . . . . . . . . . . . . 6

Actions de lorgane dcisionnel . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 87

Paramtres des machines asynchrones . . . . .

trique asynchrone", la modlisation en vu dune commande du systme est faite. Ainsi

La traction ferroviaire lectrique na cess dvoluer depuis ses dbuts la n du

Emissions CO2 [g/pkm]

(a) Transport de personnes par passager-km

Emissions CO2 (g/tkm)

(b) Transport de marchandises par tonne-km

volution technologique dans la traction ferroviaire

Le dveloppement de la traction ferroviaire dans les dirents aspects quon peut

Tous au long de lvolution progressive de la traction ferroviaire lectrique et de son

Rseaux urbains, rgionales et interurbains

Tableau 1.1 lectrication des rseaux ferroviaires dans le monde

Figure 1.2 lectrication 2 25kV

La traction lectrique a subit des changements considrables tous au long de son

Plus simple et plus lger ;

Le moteur asynchrone a t choisi dans le reste de lEurope. Les premires tudes

degrs et les tenues en tension peuvent dpasser les 15kV .

Dans les paragraphes prcdents, nous avons prsent lvolution technologique de

De la traction centralise la traction rpartie