CH701063B1

CH701063B1 - Procédé et dispositif pour estimer la position d'un rotor dans une machine synchrone à aimant permanent.

Info

Publication number: CH701063B1
Application number: CH00571/06A
Authority: CH
Inventors: Jan Persson; Miroslav Markovic; Yves Perriard
Original assignee: Micro Beam Sa
Priority date: 2005-04-07
Filing date: 2006-04-06
Publication date: 2010-11-30

Abstract

Procédé pour estimer la position d’un rotor dans une machine synchrone à aimant permanent, comprenant les étapes suivantes: injection d’un signal haute-fréquence (u s ) dans au moins un bobinage de ladite machine, mesurer une tension (u i ) induite dans au moins un autre bobinage de la machine, détermination à partir de cette tension induite (u i ) d’au moins une composante (û i ) d’un signal qui varie avec la position du rotor en raison des propriétés anisotropiques de l’aimant permanent de ladite machine, détermination de la position à partir de cette composante.

Description

Domaine technique

[0001] La présente invention concerne un procédé et un dispositif pour estimer la position d'un rotor dans une machine synchrone à aimant permanent (permanent magnet synchronous machine, PMSM), telle qu'un moteur ou une génératrice.

Art antérieur

[0002] Les procédés de détection de position connus emploient souvent des encodeurs onéreux. D'autres procédés sont limités à des moteurs dans lesquels la structure ferromagnétique a une direction de magnétisation (saliency) préférée, en raison de variabilité spatiale ou de variabilité de saturation. Ces procédés ne peuvent pas être employés pour détecter la position de moteurs qui ne présentent pas une direction de magnétisation préférée marquée, ou qui ne permettent pas de compter sur des effets d'hystérèse ou des pertes dans le noyau.

[0003] Il existe par conséquent un besoin pour un nouveau procédé et un nouveau dispositif permettant d'estimer la position d'un rotor dans une machine synchrone à aimant permanent (PMSM), apte à fonctionner par exemple avec des machines synchrones sans noyau, avec des machines symétriques, ou avec des machines dépourvues de matériaux ferromagnétiques - là où les procédés traditionnels ont leurs limites.

[0004] Un autre but de l'invention est de proposer un nouveau procédé et un nouveau dispositif pour estimer la position d'une machine synchrone à aimant permanent indépendamment de sa vitesse, y compris pour des vitesses très basses ou même à l'arrêt. Un but est aussi de proposer un procédé applicable de préférence à des machines à 1, 2, 3, ..., n phases, à des machines rotatives et à des machines linéaires.

Résumé de l'invention

[0005] Selon l'invention, ces buts sont atteints notamment au moyen d'un procédé et d'un dispositif basés sur les propriétés anisotropiques des aimants permanents, selon le procédé défini dans la revendication 1 et le dispositif défini dans la revendication 12. Ce procédé est désigné dans la suite du texte avec l'acronyme MAM (pour Magnetic Anisotropy Method).

[0006] Selon un mode de réalisation, un signal à très haute fréquence est injecté pour détecter les propriétés anisotropiques des aimants permanents.

[0007] Des procédés de détection de position de rotor employant des signaux haute fréquence existent dans l'art antérieur. Toutefois, le terme haute fréquence est généralement employé dans l'art antérieur pour des signaux entre 500 Hertz et 3 Kilohertz. Le procédé MAM de l'invention emploie un signal avec une fréquence sensiblement plus importante, de préférence, mais pas nécessairement une fréquence supérieure à 100 kHz, et de préférence, mais pas nécessairement inférieure à 500 kHz.

[0008] Le phénomène observé dépend toutefois de la fréquence, et la fréquence d'excitation est choisie avec soin en fonction de la machine.

Bref résumé des figures

[0009] L'invention sera mieux comprise à la lecture de la description d'un mode de réalisation préférentiel illustré par les figures qui montrent:
<tb>La fig. 1<sep>une vue de face d'une machine synchrone à aimant permanent (PMSM) simple, comprenant un aimant cylindrique SmCo attaché à un axe en plastique pour tourner le rotor dans l'enroulement du stator.

<tb>La fig. 2<sep>illustre un circuit électrique d'un arrangement comprenant une machine synchrone à aimant permanent et un dispositif pour évaluer la position d'un rotor dans une machine synchrone à aimant permanent, le point neutre de la machine étant accessible.

<tb>La fig. 3<sep>illustre un circuit électrique d'un arrangement comprenant une machine synchrone à aimant permanent et un dispositif pour évaluer la position d'un rotor dans une machine synchrone à aimant permanent. Dans ce mode de réalisation, le point neutre de la machine est inaccessible ou inutilisable et un point neutre artificiel est donc créé.

<tb>La fig. 4<sep>montre comment l'amplitude ûi, et la phase arg(ui) changent avec la position du rotor [theta]m. Six mesures correspondant à différentes positions du rotor entre 0[deg.] and 45[deg.] sont représentées.

<tb>La fig. 5<sep>est un diagramme illustrant la dépendance en fréquence de [Delta]ui

<tb>La fig. 6<sep>est un diagramme illustrant la tension induite ûimesurée lorsqu'un moteur linéaire se déplace de 100 mm à vitesse constante.

<tb>La fig. 7<sep>illustre la tension induite après une transformation de Clarke.

<tb><sep>Le diagramme illustré sur la partie supérieure de la figure 8 montre la position estimée par rapport à la position réelle, tandis que le diagramme inférieur illustre l'erreur de position estimée par rapport à la position réelle.

<tb>La fig. 9<sep>montre comment un déséquilibre dans les enroulements statoriques produit une tension induite dans la troisième phase non alimentée.

<tb>La fig. 10<sep>illustre le pourquoi des larges variations de ûicmême lors de petites variations de [Psi]A et [Psi]B.

<tb>La fig. 11<sep>illustre les courants de Foucault dans un système simple comprenant deux conducteurs et un aimant cylindrique; les courants de Foucault sont ici parallèles aux conducteurs.

<tb>La fig. 12<sep>illustre l'axe difficile et l'axe facile de la courbe de magnétisation pour un matériau de type Alnico 5-7.

Description détaillée d'un mode de réalisation de l'invention

[0010] Le dispositif de mesure de l'invention peut être utilisé avec le simple moteur triphasé de la fig. 1, qui comprend un seul bobinage 1 statorique libre ainsi qu'un rotor 2 constitué par un aimant SmCo 20 magnétisé diamétralement. Le rotor est attaché à un axe plastique 21 qui permet de positionner le rotor et de le tourner à l'intérieur du bobinage statorique. Des tests ont été effectués aussi bien avec un rotor magnétisé qu'avec un rotor non magnétisé. Dans ce mode de réalisation, aucune structure ferromagnétique n'est employée pour les mesures.

[0011] Bien que le moteur de la fig. 1soit un moteur rotatif, le dispositif de mesure et le procédé de l'invention peuvent être employés avec d'autres types de moteurs et de générateurs, y compris des moteurs plus complexes. Des résultats concluants ont par exemple été obtenus avec un moteur linéaire PMSM, afin de déterminer la position linéaire plutôt que la position angulaire.

[0012] Des mesures de position peuvent être effectuées en connectant un générateur de signal sinusoïdal, par exemple, entre les phases A, B, C du bobinage triphasé. L'amplitude de la tension ui est ajustée de manière à obtenir un courant de phase de 10 mA. Si le point neutre N est accessible, la tension ui dans la phase C peut être mesurée avec le circuit de la fig. 2. Dans ce circuit, les éléments Raa, Laa; Rbb, Lbb et Rcc, Lcccorrespondent aux trois phases du stator du moteur triphasé de la fig. 1, us est une source de tension pour injecter un courant d'excitation entre les phases A et B, et V est un dispositif pour mesurer la tension ui induite entre la phase C et le point neutre N.

[0013] Si le point neutre ne peut pas être utilisé, ce qui est le cas pour certains moteurs, alors la tension en ce point peut être reconstituée avec un point neutre artificiel N. Un circuit approprié est illustré sur la fig. 3.

[0014] Dans les deux cas de figure, la tension induite mesurée uiest référencée par rapport au neutre N ou N, et ce point neutre ne peut pas être relié à la terre sans perturber la mesure. Il est donc préférable d'employer un amplificateur différentiel pour mesurer cette tension.

[0015] La tension ui est induite par les courants circulant dans les phases A et B. Sa fréquence et sa forme sont naturellement les mêmes que celles du courant d'excitation, mais une composante dépendant de la position modifie l'amplitude ûi et la phase arg(ui) de la tension mesurée. Des mesures de ûi, et de arg(ui) sont illustrées sur la fig. 4. Dans cette figure, six mesures de l'amplitude ui en fonction du temps, correspondant à six différentes positions angulaires [theta]m du rotor 2 espacées d'environ 45[deg.], sont superposées sur le même graphique.

[0016] La mesure de ûi, dans la fig. 4est présentée en unités relatives parce que la valeur absolue de la tension est peu importante; seuls comptent les changements relatifs entre les différentes positions.

[0017] Les résultats expérimentaux présentés ici sont basés principalement sur des différences d'amplitude ûi, qui sont aisées à mesurer avec précision. La position du rotor peut cependant aussi être déterminée à partir de la différence de phase arg(ui), au lieu de ou en plus de l'amplitude.

Choix de la fréquence de mesure

[0018] Les mesures effectuées avec le circuit décrit ci-dessus dépendent dans une large mesure de la fréquence employée. Un choix soigneux de la fréquence employée pour le signal d'excitation est donc important pour obtenir de bons résultats. Différentes mesures à différentes fréquences ont été effectuées; les résultats sont présentés sur la fig. 5, qui illustre la dépendance en fréquence de la valeur de crête de la tension mesurée ûi. L'axe vertical représente la différence [Delta]ui entre le maximum et le minimum de ûi, pour une révolution mécanique, c'est-à-dire:

[0019] On constate donc que, avec cet arrangement, un maximum de sensibilité est obtenu en employant une fréquence d'environ 350 kHz. [Delta]ui, s'approche rapidement de zéro lorsque la fréquence descend en dessous de 20 kHz.

[0020] D'autres valeurs de fréquence optimales seront obtenues avec d'autres arrangements et d'autres machines.

Résultats de mesure et estimation de la position

[0021] Nous allons maintenant employer une machine PMSM linéaire sans noyau ferrique pour démontrer comment la position linéaire peut être estimée à l'aide du procédé MAM. Le moteur est équipé d'un capteur de position pour le test et la comparaison seulement.

[0022] L'emploi de deux types de moteurs complètement différents permet aussi d'illustrer la polyvalence du procédé MAM. Le point commun entre le moteur linéaire que nous allons décrire et le moteur rotatif présenté plus haut est la quasi absence de saturation et la non-disponibilité d'autres procédés d'estimation de position.

[0023] Les mesures illustrées ci-dessous ont été effectuées sur toute la course d'un moteur linéaire, soit dans cet exemple sur une longueur de près de 100 mm. La tension induite ûien fonction de la position linéaire est présentée sur la fig. 6. Le moteur effectue dans ce cas un déplacement sur toute la course avec une vitesse constante et très basse (¯1 mm/s). Un filtre passe-bas avec une fréquence de rupture d'environ 100 Hz est employé pour éliminer les tensions induites par le flux magnétique.

[0024] Les mesures ont été effectuées avec un point neutre artificiel comme celui illustré sur la fig. 3. La source de tension génère un signal sinusoïdal avec un offset égal à la moitié de la tension crête à crête. La mesure est ensuite répétée en inversant les bornes de la source de tension. On obtient ainsi une tension mesurée ui- qui est l'opposée de la tension mesurée ûi+ au cours de la première mesure. Les mêmes mesures sont effectuées pour les trois phases, ce qui aboutit au total à six mesures distinctes. La différence entre chaque paire de mesures positives et négatives est ensuite calculée comme:

[0025] Ces trois équations sont ensuite réduites à deux en employant une transformation de Clarke. On obtient ainsi deux signaux sinusoïdaux illustrés sur la fig. 7.

[0026] Deux signaux de référence sont créés à partir de ces mesures, l'un pour la phase A (û[alpha]ref) et l'autre pour la phase B (û[beta]ref). Chaque signal de référence est défini par N points de données, par exemple 50 points. En connaissant les signaux de référence, la position est déterminée à partir d'une nouvelle mesure û[alpha]et û[beta] en choisissant la valeur de [theta]kqui minimise l'expression suivante:

[0027] Ce procédé about aux résultats illustrés sur la fig. 8. Le diagramme supérieur illustre la position estimée par le procédé MAM en fonction de la position réelle; on voit que l'erreur est quasiment négligeable. Au cours d'un test, l'erreur moyenne mesurée est de [mu]=0.084[deg.], l'écart-type [sigma]s=1.4[deg.] et l'erreur maximale [epsilon]max=5.1[deg.]. Le diagramme sur la partie inférieure de la fig. 8 montre l'erreur de quantification due aux points de référence équidistants.

[0028] Une course complète du moteur linéaire correspond dans cet exemple à environ 3,5 périodes électriques. Les erreurs dues aux multiples de 360[deg.] ont été corrigées sur la fig. 8.

[0029] La position angulaire ou linéaire du rotor peut être déterminée à partir de l'amplitude et/ou de la phase des signaux de mesure induits en employant une table, par exemple une table stockée en ROM ou EEPROM, ou un programme exécuté par un microcontrôleur ou un autre dispositif de traitement de données.

[0030] Les propriétés des aimants basés sur des terres rares changent avec la température. Par conséquent, dans certains arrangements, la tension induite mesurée varie en fonction de la température. Cet effet indésirable peut être compensé en mesurant la température en tout temps au moyen d'une sonde de température, puis en appliquant une correction sur la valeur ûi, mesurée ou sur la position déterminée à partir de cette tension. On compense ainsi la partie des variations d'amplitude ou de phase causée par la température.

Explications du phénomène employé

[0031] Nous allons maintenant analyser le phénomène physique à l'origine du procédé MAM. Le moteur de test de la fig. 1 est employé pour cette discussion.

[0032] De manière surprenante, l'amplitude des variations de la tension induite ui en fonction de la position du rotor est très importante. Cette amplitude dépend du type de moteur; dans le cas du moteur rotatif de l'exemple, des variations de 100% ont été observées lors de déphasages du rotor de 180[deg.]. Une telle variation incite à penser qu'un phénomène distinct est responsable des variations dans le parcours des flux magnétiques. Cette conclusion est cependant incorrecte. Le phénomène devient visible grâce à l'asymétrie des bobinages triphasés. Si l'on considère le modèle simplifié d'un moteur triphasé illustré sur la fig. 9, muni d'un aimant permanent 2 et de bobinages statoriques 1, on voit que le courant i dans la phase A-A génère un vecteur de flux [Psi]A, tandis que le courant négatif -i dans la phase B-B génère le vecteur de flux [Psi]B.

Le flux [Psi]Cdans la troisième phase C-C peut être obtenu à partir de la somme vectorielle de [Psi]A et [Psi]B.

[0033] En théorie, les trois phases sont symétriques, en sorte que le flux dans la troisième phase devrait être nul: [Psi]C= 0. En réalité, des asymétries induisent un vecteur de flux [Psi]c non nul dans la troisième phase C-C, comme on le voit sur la figure. Comme le courant dans cette phase est nul, ic = 0, la tension mesurée ûicpeut être obtenue à partir de la dérivée temporelle du vecteur [Psi]C

[0034] En négligeant les phénomènes physiques derrière le phénomène, les vecteurs de flux dans les phases A-A et B-B peuvent être modélisées comme une inductance dépendant de la position, comme illustré dans les équations 1.5 ci-dessous, en assumant un signal d'excitation sinusoïdal:

[0035] Laa et Lbb représentent la self inductance dans chaque phase. On sait peu de chose quant aux inductances Lea et Leb, si ce n'est qu'elles dépendent de la position. Des mesures ont aussi permis de déterminer que les variations sont approximativement sinusoïdales avec une double période électrique [theta]e. Le moteur étant un moteur avec une paire de pôles, on a:
[theta]m= [theta]e

[0036] En supposant pour l'instant que l'amplitude de la variation d'inductance est la même pour les deux phases A-A et B-B, on obtient que:

[0037] Cette supposition semble grossière, mais des mesures ont confirmé que la variation d'amplitude ûi est presque la même pour les trois phases. En outre, le but de ces équations n'est pas d'établir une preuve mathématique stricte, mais plutôt de chercher à comprendre la cause de ces importantes variations d'amplitude.

[0038] En prenant donc l'hypothèse 1.6, le flux magnétique dans la troisième phase peut être trouvé avec des opérations trigonométriques simples à partir de la fig. 1.9et de l'équation 1.5:

[0039] On voit dans cette équation que si la symétrie est parfaite entre les phases A-A et B-B, c'est-à-dire si Laa-Lbb=0 alors la tension mesurée dans la troisième phase C-C peut être calculée à partir de 1.4 et de 1.7 comme:

[0040] Cela correspond bien à ce qui a été observé avec le moteur rotatif de test, dans lequel des variations ûic de près de 100% et des déphasages de presque 180[deg.] ont été constatés. La symétrie du moteur est donc très bonne. Ce fait est aussi illustré par la fig. 10où l'on observe comment le flux [Psi]C dans la phase C-C change et devient négatif même pour des variations faibles dans les importants vecteurs de flux [Psi]Aet [Psi]B. Si ces vecteurs changent de quelques pourcents seulement, une variation visible de [Psi]Cpeut être constatée. La figure montre comment le flux [Psi]Cchange entre quatre positions entre 0 et 90[deg.] degrés électriques.

[0041] Si la symétrie dans les bobinages statoriques est moins parfaite, c'est-à-dire si Laa-Lbb=0, alors la variation relative dans les tensions mesurées est plus faible, et la tension induite ûic est donnée par la relation suivante:

[0042] Des mesures correspondant à 1.9 ont été effectuées sur d'autres types de moteurs, tels que des moteurs linéaires. Les résultats peuvent aussi être expliqués avec l'équation 1.9.

[0043] Il vaut la peine de noter dans les équations 1.8 et 1.9 que l'amplitude est directement proportionnelle à la fréquence d'excitation [omega]i. Ceci explique en partie pourquoi le phénomène dépend de la fréquence, comme indiqué plus haut. Néanmoins, ces explications ne donnent pas toute la nature du phénomène et ne tiennent pas compte des effets de résonance et des limites de bande passante dans les équipements de mesure, qui jouent un rôle important à ces fréquences élevées.

[0044] Le raisonnement ci-dessus explique pourquoi une différence d'amplitude très importante peut être observée même si le phénomène est limité. Ceci nous ramène à la question du phénomène physique qui occasionne ces mesures. Comme le moteur de test très simple employé comporte seulement un bobinage triphasé et un rotor non magnétique, plusieurs phénomènes physiques imaginables pour d'autres machines peuvent être exclus d'entrée. Une liste de phénomènes exclus est présentée dans la table 1.1 ci-dessous:

Table 1.1

Phénomènes qui peuvent être exclus

[0045]
<tb>Phénomène<sep>Raison

<tb>Direction de magnétisation préférée<sep>Rotor symétrique

<tb>Direction de saturation préférée<sep>Pas de matériaux ferromagnétiques présents

<tb>Effets de saturation dans l'aimant<sep>Le courant de phase a une amplitude de 10 mA, insuffisante pour saturer l'aimant

<tb>Effets d'hystérèse dans le fer<sep>Pas de structure de support en fer

<tb>Pertes de noyau dans le fer<sep>Pas de structure de support en fer

<tb>Effets périphériques dans les bobinages statoriques<sep>Pas de flux magnétique depuis l'aimant.

[0046] Ces phénomènes ayant été écartés, il reste deux possibilités qui ont trait à l'aimant. La première possibilité concerne des variations de courant de Foucault dues à une anisotropie de la résistivité ??, et la seconde concerne une variation de la perméabilité relative [micro]r. Ces deux effets sont causes par l'orientation "difficile" et "facile" des axes de la structure cristalline de l'aimant permanent, et seront discutés en détail en commençant par les courants de Foucault dans la machine à aimant permanent PM.

[0047] Les aimants modernes à terre rare sont volontairement rendus anisotropes en raison du procédé de fabrication. Les éléments dipolaires dans les aimants ont une prédisposition à s'aligner dans une direction, appelée l'axe facile. Par conséquent, le vecteur de magnétisation M peut être décomposé en deux composants, selon l'axe facile Me et une composante selon une direction perpendiculaire appelée l'axe difficile Mh.

[0048] Les indices e (easy, en se référant à l'axe facile) et h (hard, pour l'axe difficile) seront utilisés par la suite pour distinguer ces deux composantes.

[0049] En raison de cette anisotropie, la résistivité électrique selon l'axe facile ??e est différente de la résistivité selon l'axe difficile ph. Ceci a été vérifié par des mesures sur un échantillon carré d'aimant NeFeB pour lequel une différence entre les deux axes de plus de 35% a pu être observée.

[0050] Il reste à vérifier si la différence entre ??eet ??h peut influencer le flux magnétique dans les bobinages statoriques et donc la tension induite ûic. La réponse peut être obtenue en analysant les courants de Foucault. Les aimants permanents sont en général des bons conducteurs et le flux magnétique variable dans le temps généré par les bobinages statoriques génère des courants de Foucault dans les couches superficielles de l'aimant. Une simulation FEM d'un système simple avec deux conducteurs 1 et un aimant cylindrique 2 est illustrée sur la fig. 11, qui montre les courants de Foucault dans différentes nuances de gris; une couleur sombre indiquant un courant de Foucault faible.

[0051] La fig. 11 permet de constater que les courants de Foucault ne sont pas impliqués dans le phénomène. On observe en effet sur cette figure que les courants de Foucault sont parallèles aux conducteurs 1, c'est-à-dire qu'ils circulent perpendiculairement au plan de la page. La variation de résistivité selon l'axe facile ou difficile peut être observée uniquement dans le plan de la page. Cela signifie que les courants de Foucault sont perpendiculaires à la fois à ??e et à ??hPar conséquent, les courants de Foucault ne subissent aucune modification de résistance provoquée par l'axe de magnétisation. Ceci constitue un argument pour exclure les courants de Foucault comme cause du phénomène MAM.

[0052] Le second phénomène possible concerne les variations dans la perméabilité relative [micro]r. Comme mentionné plus haut, le vecteur de magnétisation M a un axe facile et un axe difficile. Le troisième axe n'est pas pris en considération car il est perpendiculaire au flux magnétique principal.

[0053] On sait que la courbe de magnétisation selon l'axe difficile est sensiblement différente de la courbe selon l'axe facile. La fig. 12 illustre la courbe de magnétisation selon ces deux axes pour un échantillon d'aimant Alnico 5-7. Ce type d'aimants est habituellement moins anisotrope que le SmCo ou le NeFeB, mais l'on observe néanmoins une différence importante entre les deux axes.

[0054] On sait aussi que le champ magnétique dans une machine PMSM peut être décomposé en deux vecteurs, l'un pour l'axe facile He et l'autre pour l'axe difficile Hh. Le flux magnétique total [phi] peut être calculé en utilisant deux courbes de magnétisation, une pour chaque axe. Chaque courbe de magnétisation correspond à une perméabilité relative différente, [micro]re et [micro]rh Par conséquent, les flux magnétiques [Psi]A et [Psi]B dans le moteur de test sont influencés par l'orientation de chaque axe, parce que:

[0055] N étant le nombre de spires dans les bobinages statoriques, lla longueur du chemin de flux et s la surface totale.

[0056] On peut donc en tirer la conclusion, que la variation de perméabilité relative [micro]r joue un rôle majeur dans l'explication du phénomène.

[0057] Le procédé de l'invention présente l'avantage de permettre la détermination de position du rotor même pour des moteurs non saturés, sans direction de magnétisation préférentielle, et même à l'arrêt. Il est aussi possible de détecter la position de rotor non magnétisé.

Claims

1. Procédé pour estimer la position d'un rotor (2) dans une machine synchrone à aimant permanent, comprenant les étapes suivantes:

injection d'un signal haute-fréquence (us) dans au moins un bobinage (1) de ladite machine,

mesure d'au moins un signal (ui) induit dans au moins un autre point de ladite machine,

détermination à partir dudit signal induit (ui) d'au moins une composante (ûi) d'un signal qui varie avec la position du rotor en raison des propriétés anisotropiques de l'aimant permanent de ladite machine,

détermination de la position à partir de ladite composante.

2. Procédé selon la revendication 1, ladite étape de détermination d'au moins une composante impliquant la détermination d'une composante qui varie en fonction de la perméabilité relative [micro]r anisotropique de l'aimant.

3. Procédé selon l'une des revendications 1 ou 2, dans lequel ladite composante change en raison de la résistivité ??anisotropique de l'aimant.

4. Procédé selon l'une des revendications 1 à 3, dans lequel ledit signal induit est une tension, ladite composante incluant l'amplitude de ladite tension.

5. Procédé selon l'une des revendications 1 à 4, dans lequel ledit signal haute fréquence est injecté entre deux phases de ladite machine, ledit signal induit étant mesuré entre une troisième phase de ladite machine et un point neutre.

6. Procédé selon l'une des revendications 1 à 5, dans lequel ledit signal haute fréquence est injecté entre deux phases de ladite machine, ledit signal induit étant mesuré entre une troisième phase de ladite machine et un point neutre artificiel.

7. Procédé selon l'une des revendications 1 à 6, dans lequel la fréquence dudit signal haute-frequence est supérieure à 100 kHz.

8. Procédé selon l'une des revendications 1 à 7, comprenant une étape de filtrage dudit signal induit pour atténuer les variations dues au flux magnétique.

9. Procédé selon l'une des revendications 1 à 8, ladite machine comprenant trois phases, ledit procédé comprenant des étapes d'injection successive dudit signal haute-fréquence entre chaque paire de phases et de mesure du signal induit sur la phase résiduelle.

10. Procédé selon l'une des revendications 1 à 9, comprenant les étapes d'injection dudit signal haut-fréquence (us) entre au moins une paire de phases de ladite machine, de mesure du signal (ui) induit sur une autre phase, puis d'injection de l'opposé dudit signal haute fréquence (us) entre ladite au moins une paire de phases de ladite machine et de mesure du signal (ui) induit sur ladite autre phase.

11. Procédé selon l'une des revendications 1 à 10, dans lequel le flux généré par ledit signal haute fréquence n'est pas suffisant pour saturer ledit aimant.

12. Dispositif pour évaluer la position d'un rotor dans une machine synchrone à aimant permanent, comprenant:

un générateur de signal haute-fréquence pour injecter un signal haute fréquence (us) dans au moins un enroulement de la machine,

un équipement d'acquisition de signal pour capturer au moins une composante (ûi) d'un signal induit en un autre point de ladite machine, ledit autre signal variant avec la position du rotor en raison des propriétés anisotropiques de l'aimant permanent de ladite machine,

des moyens de traitement de signaux analogiques et/ou numériques pour déterminer ladite position à partir de ladite composante.

13. Dispositif selon la revendication 12, ladite composante variant en fonction de la perméabilité relative [micro]r anisotropique de l'aimant.

14. Dispositif selon l'une des revendications 12 ou 13, dans lequel ladite composante change en raison de la résistivité ?? anisotropique de l'aimant.

15. Dispositif selon l'une des revendications 12 à 14, dans laquelle ledit signal induit est une tension, ladite composante incluant l'amplitude de ladite tension.

16. Dispositif selon l'une des revendications 12 à 15, dans lequel la fréquence dudit signal haute-fréquence est supérieure à 100 kHz et inférieure à 500 kHz.

17. Dispositif selon l'une des revendications 12 à 16, comprenant des moyens de compensation de température pour compenser les variations de ladite composante dues à des variations de température.

18. Machine synchrone à aimant permanent comprenant le dispositif selon l'une des revendications 12 à 17 pour déterminer la position angulaire et/ou linéaire du rotor.

19. Machine selon la revendication 18, dépourvue de matériaux ferromagnétiques.