WO2012107665A2 - Procede et dispositif de pilotage d'une machine electrique a reluctance - Google Patents

Procede et dispositif de pilotage d'une machine electrique a reluctance Download PDF

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    • H02P25/0925—Converters specially adapted for controlling reluctance motors wherein the converter comprises only one switch per phase

Definitions

  • the subject of the invention is a method of controlling an electric machine, called a synchronous reluctance machine, and an electric machine equipped to be driven according to this method.
  • a synchronous reluctance electrical machine comprises a series of stator windings defining machine poles, and a rotor of ferromagnetic material which has been structured for example by a series of notches to facilitate the establishment of a magnetic field. inside the rotor in certain particular directions.
  • the rotor may furthermore be made of a laminated structure in order to limit the flow of electric currents inside the rotor.
  • Such machines are often less expensive to produce than machines whose rotor comprises windings or permanent magnets.
  • the driving mode depends in particular on the maximum torque that can be obtained for a given current intensity.
  • the mechanical power developed by an electric motor is proportional to the product of the current injected in the stator windings of the motor, by the electromotive force induced in these windings by the rotation of the rotor.
  • the electromotive force of an electric machine is not always sinusoidal.
  • the electromotive force of a machine fed by a sinusoidal current is often square.
  • the electromotive force depends not only on the rotational speed of the rotor, but also on the shape of the currents injected in the coils.
  • the optimality of a rectangular current signal is relative because the magnetic field along the gap between the rotor and the stator can not be exactly rectangular
  • US 66 74 262 proposes to inject a complex signal composed of a fundamental and a series of harmonics whose amplitude is determined by focusing during the design of the machine.
  • the solutions proposed above propose a current profile injected a priori, but do not propose to take into account the real profile of the electromotive force signal.
  • the shape of Injected current signal is similar for low torque as for high torque, which is likely to generate unnecessary iron losses at low torques, and for larger current amplitudes, to limit the torque that the machine can provide. .
  • the object of the invention is to improve the control of an electric machine, in particular of an electric reluctance machine, so as to make it possible both to limit iron losses at low torques and, for the same maximum amplitude current allowed by the electric supply circuits, to obtain a torque or a greater mechanical power of the machine.
  • the currents injected in each coil of the stator of the machine are deduced by a transformation similar in principle to a Concordia-Park transformation of a pair (Id, Iq) of excitation currents Id and of frame current Iq define a reference (d, q) rotating with the rotor of the machine, such that:
  • the excitation current (Id) is composed of a fundamental sinusoidal signal, to which are successively added other odd harmonics of increasing order when the torque setpoint of the machine increases,
  • the frame current (Iq) is a signal proportional to the estimated or measured electromotive force of the machine.
  • the amplitude of the highest order harmonic of the actually present harmonics of the excitation current is increased, until this amplitude reaches a threshold amplitude associated with the order of the harmonic, while keeping constant the amplitude of the lower order harmonics of the excitation current.
  • the composition of the excitation current signal (Id) is determined from a first mapping connecting rotational speed and torque pairs (N, C) of the machine, and amplitude lists. to apply to the fundamental and the different odd harmonics composing the excitation current (Id).
  • the amplitudes of the odd harmonics are chosen so that the excitation current Id is more and more close to a rectangular signal as the torque setpoint (C) increases.
  • the pulsation ( ⁇ ) of the fundamental of the excitation signal is equal to the pulsation ( ⁇ ) of the machine multiplied by the number of pairs of poles of the machine, and the speed of rotation.
  • the reference (d, q) in which the excitation current (Id) and the armature current (Iq) are calculated is equal to the rotational speed of the rotor of the machine.
  • the phase of the excitation signal (Id) is preferably chosen so that the signal (Id) is maximal when a minimum reluctance axis (d) of the rotor of the machine is aligned with the axis of one stator coils of the machine.
  • minimal reluctance axis is meant one of the radial directions of the rotor in which the induction magnetic field is locally maximum relative to the neighboring directions for a given excitation field.
  • the amplitude of the armature current (Iq) is chosen so that an effective value of the armature current (Iq) is equal to an effective value (Id) of the excitation current.
  • the amplitude of the armature current (Iq) is determined by means of a second mapping function of the setpoint torque (C) of the machine and the rotation speed (N) of the machine.
  • the method can be applied to piloting an electrical machine with diametrical winding reluctance.
  • the estimated electromotive force of the machine is then preferably filtered in such a way that account that the electromotive force self-induced by each winding of the stator, excluding the terms of mutual inductions between the different windings.
  • the method can also be applied to piloting an electrical machine reluctance winding on teeth.
  • the signal current (Iq) of frame current is excluded, the harmonics of a gear frequency, the gearing frequency being equal to the number of winding teeth multiplied by the rotor rotation frequency of the machine. .
  • the subject of the invention is an electric reluctance machine equipped with a means for estimating the angular position of the rotor of the machine, a means for determining the electromotive force of the machine, and a control unit.
  • the control unit is configured to calculate the currents to be injected in the different coils of the stator of the machine, by a change of reference rotating from a first excitation current signal, mapped according to a set point. of torque of the machine and the estimated rotational speed of the rotor, and from a second armature current signal proportional to the electromotive force estimated or measured by the determining means.
  • the means for determining the electromotive force comprises a winding of one or more conductive turns not powered by electric current, wound so as to be traversed by the same magnetic flux as one of the stator coils of the machine. winding being equipped with a sensor of the voltage generated between its two ends.
  • An electric machine can thus be equipped with a winding of one or more conductive turns not powered by electric current, wound so as to be traversed by the same magnetic flux as one of the stator coils of the machine. . It can then be equipped with a sensor capable of measuring the voltage generated between the two ends of the winding, and equipped with a control unit configured to calculate the currents to be injected in the various coils of the stator of the winding. machine, by a change of reference rotating from a first excitation current signal, mapped according to a torque setpoint of the machine and the estimated rotational speed of the rotor, and from a second reinforcement current signal, proportional to a filtered value of the voltage between the ends of the winding.
  • the voltage sensor across the winding is offset or is electrically isolated from the portion of the control unit calculating the currents to be injected.
  • the electric machine thus equipped may be an electrical reluctance machine whose stator winding is a winding on teeth.
  • the electric machine thus equipped may be an electric reluctance machine whose stator winding is a diametrical type winding.
  • An electric winding machine with winding on teeth can be equipped with a means for estimating the angular position of the rotor of the machine, equipped with a winding of one or more conductive turns not supplied with current and wound with in order to be traversed by the same magnetic flux as one of the stator coils of the machine, equipped with a sensor able to measure the voltage generated between the two ends of the winding, and equipped with a control unit.
  • the control unit can be configured to calculate the currents to be injected in the different stator coils of the machine, by a change of reference rotating from a first excitation current signal, mapped according to a torque setpoint of the machine and an estimated rotational speed of the rotor, and a second armature current signal proportional to a filtered value of the voltage between the ends of the winding.
  • the control unit can then be configured to exclude from the armature current the multiple frequencies of the tooth frequency, the tooth frequency being equal to the number of multip winding teeth linked by the rotor frequency of the machine rotor.
  • FIG. 1 schematically illustrates the geometry of a sinus synchronous reluctance machine rotor
  • FIG. 2 is an exemplary mapping used for the control method according to the invention
  • FIG. 3 schematically illustrates a device according to the invention intended to to control a reluctance motor
  • FIG. 4 diagrammatically illustrates a device according to the invention intended to control a reluctance motor with windings on teeth
  • FIG. 5 illustrates a sensor used in the context of a control method according to the invention.
  • FIG. 1 illustrates a typical geometry of a rotor of a reluctance machine called a "sinus synchronous reluctance machine".
  • the rotor is here represented in a plane perpendicular to a z axis of axial symmetry of the rotor.
  • the mass of the rotor 1, made of ferromagnetic material, is notched by notches 2 defined by portions of curved surfaces generatrices parallel to the z axis.
  • the contours of the notches 2 are defined by cylinder portions centered on axes outside the outer circumference of the rotor 1.
  • the end of the notches 2 approaches, without joining the outer circumference of the rotor 1.
  • the notches 2 delimit directions of less reluctance according to which a magnetic field induced inside the rotor 1 tends to orient.
  • Such a minimum reluctance axis is for example identified by the axis 3, or axis d, of FIG.
  • An axis q, referenced 4 perpendicular to both the axis d and the axis of revolution z, is also shown in FIG. in order to obtain an orthonormal reference d, q, z.
  • the d, q mark is centered on the axis of rotation of the rotor.
  • the stator currents (Id, Iq) are defined to be injected into the coils of an equivalent two-phase machine, representing the actual machine with any number of phases greater than two, with a change of landmark.
  • the currents of the equivalent machine it is placed in a reference rotating at the same speed as the rotor of the actual machine (change of reference commonly referred to as "Park transform").
  • Park transform change of reference commonly referred to as "Park transform”
  • the current intensities injected in each of the stator coils of the real machine are therefore deduced by a change of reference allowing a n-phase, for example three-phase, current system to change to a two-phase current system (Id , Iq), and vice versa.
  • the current values to be injected into each of the stator windings are thus defined as soon as the two signals Id and Iq of the equivalent bipolar system have been determined.
  • the current values Id and Iq are defined as follows.
  • the current Id, or excitation current is defined a priori as a function of the operating domain (torque, rotational speed) of the electric machine, so as to create an initial magnetic field in the rotor 1.
  • this excitation current is a simp the sinusoidal signal whose pulse is equal to the rotational pulse of the rotor, multiplied by the number of poles of the electric machine.
  • the advantage of such a sinusoidal signal, with respect to a rectangular signal is to limit the losses called "iron losses" related to the dissipative current generated in the rotor.
  • High-order harmonics generate more eddy current losses than lower-order harmonics, but contribute more to the conversion of electrical energy to torque, in proportion to their amplitude, than lower order harmonics.
  • the composition of the excitation signal Id can be defined from the maps, as illustrated in FIG. 2.
  • FIG. 2 illustrates in a simplified manner a map 5 connecting a two-dimensional domain (of axes the speed of rotation and the torque of the machine) to several families of excitation signals.
  • an abscissa axis representing the speed of rotation of the electric machine, that is to say the rotational speed of its rotor relative to the stator, and an ordinate axis representing a torque setpoint of the machine .
  • the operating domains 7, 8, 9, 10, 11, 12 are defined within the operating domain bounded by the boundary 6, the transition from a domain to the higher index domain being done either by increasing the setpoint torque, ie by increasing the speed of rotation of the machine.
  • Each of these domains is limited in the upper part by a plate, respectively 7a, 8a, 9a, 10a, 11a and 12a, parallel to the limiting plate 12a in the upper part the operating range delimited by the boundary 6.
  • the excitation signal noted hi in a simple manner, is sinusoidal.
  • ⁇ is the rotational pulse of the rotor multiplied by the number of poles of the machine.
  • the amplitude i of the signal hi grows as a function of the torque, between the domain of the low pairs close to the abscissa axis and the upper boundary of the domain 7.
  • the domain 7 is limited, at the moderate values of speed, by a plate 7a for which the amplitude has reached a maximum value a lm -
  • the amplitude ai may possibly reach a value less than 1 ⁇ m .
  • the map 5 shown here in a simplified manner assigns each point defined by its coordinates (speed, torque) of the domain 7 a value ai.
  • the map 5 assigns each point (speed, torque) of the domain 8 a pair of value (ai, a 3 ) representing the amplitudes of the fundamental signal and the harmonic signal of order 3, composing the signal Id.
  • the amplitude ai is constant on each vertical line inside the domain 8, and the amplitude a 3 is increasing with the target torque.
  • the amplitude ai can have a constant value at 1m along the plate 7a defining the upper boundary between the domains 7 and 8.
  • the map 5 defines for each point (speed, torque) of the domain 9, a triplet of values of amplitudes (a ls a 2 , a 3 ) for defining a signal
  • a harmonic h 7 of order 7, of amplitude a 7 is added to the previous harmonics.
  • a domain 11, where the signal Id includes a harmonic h 9 of order 9, and a domain 12 where the signal Id includes a harmonic hn of order 11, can be defined. According to the embodiments, it is of course possible to limit the composition of Id to harmonics of order less than or equal to 3, 5, 7 or 9.
  • a simplified map 5 can be defined as follows:
  • the domains 7, 8, 9, 10, possibly 11 and 12, can be limited only by an upper plate, respectively 7a, 8a, 9a, 10a, 11a, 12a, within the operating range defined by the boundary 6
  • the height of the plate 7a is given by the maximum amplitude allowed for the injected current.
  • This maximum amplitude defines a value lm of the fundamental signal.
  • the signal has sincût + lm to 3m 5m sin5cût sin3cût + a + ... converges progressively towards a rectangular signal as as we add the higher order harmonics.
  • a harmonic component of rank 5 is added to the signal Id, the amplitude of which is increased until the value of the target torque reaches the plate 9a.
  • the injection of the excitation current Id retranslated by the transformed into phase current for each coil of the electric machine, generates an electromotive force (EMF).
  • EMF electromotive force
  • This electromotive force is estimated in order to inject a second current component Iq, or frame current, which is in first approximation proportional to this electromotive form.
  • the frame current Iq is the current injected on the second phase of the equivalent two-phase machine.
  • Iq is the current of this equivalent machine along the second axis of the turning point of the transformation.
  • This frame current Iq is constructed to have a profile similar to or proportional to the electromotive force of the machine, eliminating if necessary the frequencies that could cause instabilities of the control system.
  • FIG. 3 schematically illustrates a device 15 for controlling an electric reluctance machine 36 according to the invention.
  • a reluctance machine 36 is provided with a sensor 16 of its rotor position.
  • the position sensor 16 may be an inductive or optical type sensor, and may, depending on the variant embodiments, be replaced by a position estimator able to recalculate the position of the rotor as a function of the currents and voltages at the terminals of the different coils. .
  • the position sensor 16 makes it possible to define a pulsation ⁇ which is equal to 2 ⁇ , where N is the number of revolutions / second that the rotor performs.
  • the pulse ⁇ is converted at an estimator 1 7 of electrical pulsations, in electrical pulses ⁇ , where ⁇ is equal to ⁇ multip bound by the number of pairs of poles of the electric machine 36.
  • the electrical pulse ⁇ is then sent to a sine generator 1 8 and to one or more harmonic generators 19.
  • the sine generator 1 8 generates a signal of the type sin (cot) and the harmonic generator (s). 1 9 each generate a harmonic of the signal generated by the sine generator 1 8.
  • a first harmonic generator 19 can thus deliver a signal sin (3 cot)
  • a second harmonic generator 19 can deliver a sin signal (5 cot )
  • a third harmonic generator can output a signal sin (5 cot). To simplify the figure, only one harmonic generator has been shown.
  • An excitation spectrum selector 20 receives as input a value representative of the speed of rotation of the machine. it is transmitted by the rotor position sensor 1 6, and also receives a torque setpoint value C which is transmitted to it by a torque setpoint generator 21, which takes into account the driver commands as well as different strategies of driving optimization of the vehicle whose driven wheels are driven by the machine 36.
  • the excitation spectrum selector 20 is connected to the mapping 5 described in FIG. 2, and as a function of the pair of values of rotation speed and torque setpoint (N, C) of the machine 36, delivers values i, a 3 , a 5 , ... of amplitudes that it sends respectively to the multiplier 22 and the multiplier (s) 23.
  • the outputs of the multiplier 22 and the multiplier (s) 23 are sent to an adder 24 whose output is the excitation current Id.
  • the excitation current Id is sent to the positive input of a subtracter 25 whose output is sent to a PID regulator 27.
  • the output of the PID regulator 27 as well as the output of a second PID regulator 28 are sent on a translator 29.
  • the translator 29 converts the two values from the regulators 27 and 28, considered as current coordinates, into the rotating reference (d, q) of the equivalent two-phase machine into three values. representing the necks rants feeding each coil of the actual machine 36, in an abc mark associated with the three phases of the actual coils.
  • the translator 29 thus delivers a set value by winding a, b, or c of the machine 36, which is converted into a supply current signal by an inverter 35.
  • a second translator 30 receives the input current value as input in one of the phases of the machine 36, by transformation, deduce the current coordinates of the three phases in the stationary three-phase current reference of the machine actual, and converts these values into a pair of current values (id, i q ) corresponding to the currents injected in the equivalent two-phase machine, respectively along the axis d and along the axis q.
  • These "measured" values of phase currents of the equivalent machine are subtracted at the level of the subtractors 25 and 26, respectively of two setpoint values Id and Iq arriving at the positive inputs of these two subtractors, before being returned to the PID controllers 27 and 28.
  • the development of the excitation current setpoint signal Id has been described above.
  • the development of the frame current reference signal Iq is as follows.
  • An electromotive force estimator 31 is connected across one of the coils of the machine 36. From measurement of voltage and / or current across this coil, the electromotive force estimator 31 estimates the electromotive force developed by the machine 36. According to the alternative embodiments, the electromotive force estimator may be replaced by an electromotive force sensor disposed in parallel with one of the coils, so as to measure directly the flux passing through the coil. The electromotive force signal estimated by the estimator 31 is sent to an amplifier 34, which is connected to the position sensor 16 and the torque reference generator 21.
  • the amplifier 34 is connected to a map 33 making it possible to define, from the speed of rotation of the machine transmitted by the position sensor 16 and the torque setpoint C transmitted by the torque command generator 2 1, a desired amplitude A (N, C) for the armature current Iq.
  • the amplifier 34 multiplies the electromotive force signal of the estimator 31 by a suitable coefficient so as to obtain a signal Iq whose amplitude is equal to the value A (N, C) resulting from the mapping 33.
  • amplitude of the signal it is possible, for example, to hear the effective value of the signal, ie the average over a period of the signal of the absolute value of the signal.
  • other ways of defining the amplitude are also possible, for example an average value of the square of the signal over a period.
  • the amplifier 34 may be connected neither to the position sensor 1 6 nor to the torque setpoint generator 21, but to receive as input the signal Id delivered at the output of the summator 24.
  • the amp The amplifier 34 may then be configured to calculate the amplitude of this signal Id, the magnitude of the electromotive force from the estimator 31, and to multiply the electromotive force signal from the estimator 31 so as to obtain a signal Iq proportional to the electromotive force, and of magnitude equal to a predefined multiple of the excitation current signal Id.
  • the predefined multiple can for example take the value 1.
  • the Iq signal from the amplifier 34 is sent to the positive input of the subtracter 26.
  • the excitation current signal Id is built in an open loop from the mapping 5, and the frame current signal Iq is built in a closed loop from the electromotive force estimation measured on the machine. .
  • the pair of signals (Id, Iq) compose a resultant signal making it possible to determine, by regulation by the regulators 27 and 28, the currents by which the inverter 35 supplies each phase of the machine 36.
  • the electromotive force estimator 31 may be designed so as to eliminate from the signal Iq any possible terms of mutual inductance between the different coils of the machine 36. These terms may be Particularly important in the case of a diametral winding machine, wherein each coil includes a stator diameter, each coil being wound so to speak in the extension of a neighboring coil.
  • the electromotive force estimator 31 will preferably be designed to transmit to the amplifier 34 an electromotive force value from which the terms related to the electromotive force have been deduced. mutual inductance between the coils.
  • the estimator 31 can for example measure the current and the voltage across a coil a, estimating the electromotive force e is related to the coil, and subtract the terms of mutual inductance L b and L ac ⁇ - c,
  • L a b and L ac are the mutual inductances between coils a and b and coils a and c
  • ib is the current in the coil b and i c is the current in the coil c.
  • FIG. 4 schematically illustrates another control device according to the invention.
  • FIG. 4 shows elements that are common to FIG. 3, the same elements then bearing the same references.
  • FIG. 4 illustrates a device specially adapted to a machine 37 with reluctance with winding on teeth.
  • the current signals whose frequency is proportional to a so-called "tooth" frequency may cause instabilities of the control system. It is therefore sought to eliminate these frequencies of the Iq signal injected as armature current.
  • the tooth frequency is equal to the number of winding teeth of the machine 37, multiplied by the rotational speed N of the rotor of the machine.
  • the device of Figure 4 proposes to proceed as follows: the normalized signal from the amplifier 34, proportional to the electromotive force delivered by the estimator 31, is sent to an FFT converter (Fast Fourier Transform) 38 which extracts a discrete spectrum of the signal from the amplifier 34.
  • FFT converter Fast Fourier Transform
  • a gear frequency generator 40 which receives at its input the speed of rotation delivered by the position sensor 16, transmits the gear frequency, whose harmonics are to be avoided, to a frequency filter 41.
  • the frequency filter 41 receives as input the spectrum delivered by the FFT converter 38, excludes the frequency delivered by the generator 40 as well as its harmonics, and sends the remaining spectrum to a wave generator 39, which thus reconstructs a corresponding signal. to the signal delivered by the amplifier 34, freed from the gear frequency and its harmonics. This signal reconstituted is sent to the positive input of the adder 26, as the frame reference value Iq.
  • control method according to the invention for controlling a winding reluctance machine on teeth is particularly advantageous.
  • the method makes it possible to obtain performances at maximum torques comparable to those that one can have for a diametral winding machine, which is considerably more expensive to produce.
  • the process makes it possible to limit losses of yield by iron losses.
  • FIG. 5 illustrates an electromotive force sensor specially adapted to the invention and which can be used in place of the estimator 31 of FIGS. 3 and 4.
  • the electromotive force estimators commonly used are generally based on current and voltage across one or more coils of the machine. Such estimators require a reliable model of the machine and need to dedicate a certain computing power to the estimation of the electromotive force.
  • a preferred variant of a device according to the invention proposes to put in place, as illustrated in FIG. 5, one or more conductive turns 5 1, which are wound during the manufacture of the stator parallel to one of the stator coils, but are not subsequently powered.
  • the turn 5 1 is thus wound around a winding tooth belonging to a rotor segment of a winding reluctance machine.
  • This or these turns 5 1 and are traversed by the entire flow through the coil, and the ends 52 of the winding comprising these turns 5 1 are connected to an amplifier 53, itself connected to a sensor voltage converter (not shown) which delivers a voltage directly proportional to the electromotive force associated with the coil.
  • the proportionality factor between the voltage between the ends 52 and the electromotive force is equal to the ratio of the number of turns of the winding 5 1 and the number of turns of the coil.
  • a winding with a single turn can suffice, but a winding with several turns, made of thin wire, can make it possible to refine the estimate of the electromotive force for the weak couples.
  • the voltage sensor for measuring the voltage across the winding is preferably isolated from the computing unit controlling the inverter 35, so as not to risk disturbing the electronics of the computer.
  • the amplifier 53 must have a very high input impedance in order to limit as much as possible the current flowing in the winding, which would then disturb the field which it is intended to measure.
  • the computing power necessary for the system is limited, and the accuracy of the electromotive force estimation is increased.
  • the object of the invention is not limited to the embodiments described, and can be declined in many variants.
  • the described control mode can be applied to electrical machines other than electrical machines with diametrical winding or winding reluctance on teeth, for example to a synchronous machine with wound rotor or a switched reluctance machine.
  • the way of composing the excitation signal Id may be different from that described.
  • the map 5 can freeze the amplitudes of the lower order harmonic signals when a higher order harmonic signal is introduced. It can also derogate from this rule by modulating the relative amplitudes of the different harmonics according to the domain of space (speed, torque).
  • the estimator or electromotive force sensor 31 may be based on a measurement made at the terminals of a single coil or at the terminals of a single sensor associated with a coil.
  • the estimator or the sensor 31 can, according to another variant, take into account measurements made at the terminals of each of the coils of the machine.
  • the elimination of the mutual inductance terms can be done by subtracting linearly the cross - inductance terms proportional to the currents flowing in the other two phases (in the case of According to another variant embodiment, the elimination of the terms corresponding to the mutual inductances can be done by a method of correlation of the currents of the different phases. By eliminating the terms correlated between two phases, it is possible to eliminate the terms related to the mutual inductance, which may disturb the stability of the control system.
  • the control method according to the invention by taking into account, in real time, the shape of the electromotive force signal, makes it possible at the same time to limit the iron losses for the low torques of the machine, and to optimize the maximum torque that can be obtained with respect to the maximum current amplitudes allowed for the machine.
  • the gain in terms of maximum accessible torque is particularly important in the case of a winding machine on teeth. In the case of a machine with diametral winding, the relative gain in torque is less, but remains interesting.

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Abstract

Dans un procédé de pilotage d'une machine électrique(36) polyphasée à réluctance, notamment d'un moteur pour véhicule automobile, les courants injectés dans chaque bobine du stator de la machine(36) se déduisent par une transformation d'un couple (Id,Iq) de courants d'excitation(Id)et de courant d'armature (Iq) définis un repère (d,q) tournant avec le rotor de la machine, tels que: -le courant d'excitation(Id)est composé d'un signal sinusoïdal fondamental, auquel s'ajoutent successivement d'autres harmoniques impairs d'ordre croissant quand la consigne de couple de la machine augmente, -le courant d'armature (Iq) est un signal proportionnel à la force électromotrice estimée ou mesurée de la machine.

Description

Procédé et dispositif de pilotage d'une machine électrique à réluctance
L 'invention a pour objet une méthode de pilotage de machine électrique, dite à réluctance synchrone, ainsi qu'une machine électrique équipée pour pouvoir être pilotée suivant cette méthode.
Une machine électrique à réluctance synchrone comporte une série de bobinages statoriques définissant des pô les de la machine, et un rotor en matériau ferromagnétique qui a été structuré par exemple par une série d' encoches, afin de faciliter l ' établissement d'un champ magnétique à l' intérieur du rotor suivant certaines directions particulières.
Le rotor peut par ailleurs être constitué d 'une structure feuilletée afin de limiter la circulation de courants électriques à l' intérieur du rotor.
De telles machines sont souvent moins coûteuses à réaliser que des machines dont le rotor comporte des bobinages ou des aimants permanents. Du mode de pilotage dépend en particulier le couple maximal que l'on peut obtenir pour une intensité de courant donnée.
En effet, la puissance mécanique développée par un moteur électrique est proportionnelle au produit du courant inj ecté dans les bobinages statoriques du moteur, par la force électromotrice induite dans ces bobinages par la rotation du rotor.
Or, la force électromotrice d 'une machine électrique n' est pas toujours sinusoïdale . La force électromotrice d'une machine alimentée par un courant sinusoïdal est souvent carrée.
Afin d' optimiser la puissance ou le couple délivré par la machine, il faudrait pouvoir alimenter la machine par un courant de même profil que la force électromotrice. En inj ectant un courant sinusoïdal, on n'utilise que le fondamental de la force électromotrice, les autres harmoniques de la force électromotrice n ' étant pas utilisés, et dégradant le facteur de puissance de la machine . Dans le cas d'une machine à réluctance, la force électromotrice dépend non seulement de la vitesse de rotation du rotor, mais dépend également de la forme des courants inj ectés dans les bobinages .
Pour augmenter le couple délivré par la machine, on peut donc être tenté d' alimenter la machine avec des signaux de courant de forme rectangulaire. Un tel mode de pilotage pose cependant plusieurs problèmes :
les pertes dites « pertes fer », correspondant à l ' apparition de courant ne contribuant pas à la génération du couple, sont élevées dans le cas d'une alimentation par signaux de courant de forme rectangulaire,
l 'optimalité d'un signal de courant rectangulaire est relative car le champ magnétique le long de l ' entrefer entre le rotor et le stator ne peut pas être exactement rectangulaire,
un signal rectangulaire se décomposant en nombreux harmoniques, les interactions de ces différents harmoniques peuvent générer des vibrations et du bruit lors du fonctionnement du moteur.
A défaut d' exciter le moteur par un courant rectangulaire, certains documents comme la demande de brevet JP 61 00 1294 proposent d' injecter des signaux de courant harmoniques, en plus d'un signal de courant fondamental sinusoïdal, afin de générer plus de puissance pour une tension donnée. Le brevet US 5 1 89 357 propose ainsi d' exciter une machine synchrone par un signal sinusoïdal auquel se superpose un harmonique de rang 3 du premier signal.
Le brevet US 66 74 262 propose d' injecter un signal complexe composé d'un fondamental et d 'une série d 'harmoniques dont l ' amplitude est déterminée par mise au point lors de la conception de la machine.
Les so lutions proposées plus haut proposent un profil de courant inj ecté a priori, mais ne proposent pas de prendre en compte le profil réel du signal de force électromotrice . En outre, la forme du signal de courant inj ecté est similaire pour les faibles couples comme pour les couples élevés, ce qui est susceptible de générer des pertes fer inutiles aux faibles couples, et, pour les amplitudes de courant plus importantes, de limiter le couple que peut fournir la machine.
L 'invention a pour but d' améliorer le pilotage d'une machine électrique, notamment d 'une machine électrique à réluctance, de façon à permettre à la fois de limiter les pertes fer aux faibles couples, et, pour une même amp litude maximale de courant autorisée par les circuits électriques d' alimentation, d' obtenir un couple ou une puissance mécanique plus importante de la machine .
A cet effet, dans un procédé de pilotage d'une machine électrique polyphasée à réluctance, notamment d'un moteur pour véhicule automobile, les courants inj ectés dans chaque bobine du stator de la machine se déduisent par une transformation similaire dans son principe à une transformation de type Concordia-Park d'un couple (Id, Iq) de courants d' excitation Id et de courant d' armature Iq définis un repère (d,q) tournant avec le rotor de la machine, tels que :
- le courant d' excitation (Id) est composé d'un signal sinusoïdal fondamental, auquel s ' ajoutent successivement d' autres harmoniques impairs d'ordre croissant quand la consigne de couple de la machine augmente,
- le courant d' armature (Iq) est un signal proportionnel à la force électromotrice estimée ou mesurée de la machine.
Selon un mode de mise en œuvre préféré, quand la consigne de couple de la machine augmente, on augmente l ' amplitude de l ' harmonique d' ordre le plus élevé parmi les harmoniques effectivement présents du courant d' excitation, jusqu' à ce que cette amplitude atteigne une amplitude seuil associée à l ' ordre de l ' harmonique, tout en gardant constante l ' amplitude des harmoniques d' ordre inférieur du courant d ' excitation.
Quand la consigne de couple augmente encore et l' amplitude de l 'harmonique d' ordre le plus élevé atteint l ' amplitude seuil associée à l ' ordre de l ' harmonique, on aj oute au courant d' excitation un signal harmonique d'ordre supérieur. Avantageusement, la composition du signal de courant d' excitation (Id) est déterminée à partir d'une première cartographie reliant des couples de vitesse de rotation et de couple de consigne (N, C) de la machine, et des listes d' amplitudes à appliquer au fondamental et au différents harmoniques impairs composant le courant d' excitation (Id) .
De manière préférentielle, les amplitudes des harmoniques impairs sont choisies de manière à ce que le courant d' excitation Id soit de plus en plus proche d'un signal rectangulaire au fur et à mesure que la consigne de couple (C) augmente.
Selon un mode de mise en œuvre préférentiel, la pulsation ( ω) du fondamental du signal d' excitation est égale à la pulsation (Ω) de la machine multipliée par le nombre de paires de pô les de la machine, et la vitesse de rotation du repère (d,q) dans lequel sont calculés le courant d' excitation (Id) et le courant d ' armature (Iq) est égale à la vitesse de rotation du rotor de la machine .
La phase du signal d' excitation (Id) est de préférence choisie de manière à ce que le signal (Id) soit maximal quand un axe de réluctance minimale (d) du rotor de la machine est aligné avec l ' axe de l 'une des bobines du stator de la machine. Par axe de réluctance minimale, on entend une des directions radiales du rotor suivant lesquelles le champ magnétique d' induction est localement maximal par rapport aux directions voisines pour un champ d' excitation donné.
Selon un mo de de mise en œuvre possible, l ' amplitude du courant d' armature (Iq) est choisie de manière à ce qu'une valeur efficace du courant d' armature (Iq) soit égale à une valeur efficace (Id) du courant d' excitation.
Selon un autre mode de mise en œuvre, l ' amplitude du courant d' armature (Iq) est déterminée au moyen d'une deuxième cartographie fonction du couple (C) de consigne de la machine et de la vitesse de rotation (N) de la machine.
Le procédé peut être appliqué au pilotage d'une machine électrique à réluctance à bobinage diamétral. La force électromotrice estimée de la machine est alors de préférence filtrée de manière à ne comptabiliser que la force électromotrice auto-induite par chaque bobinage du stator, en excluant les termes d'inductions mutuelles entre les différents bobinages.
Le procédé peut également être appliqué au pilotage d'une machine électrique à réluctance à bobinage sur dents. Dans cette application, on exclut alors du signal (Iq) de courant d' armature, les harmoniques d'une fréquence de denture, la fréquence de denture étant égale au nombre de dents de bobinage multipliée par la fréquence de rotation du rotor de la machine.
Selon un autre aspect, l'invention a pour objet une machine électrique à réluctance équipée d'un moyen d'estimation de la position angulaire du rotor de la machine, d'un moyen de détermination de la force électromotrice de la machine, et d'une unité de commande. L'unité de commande est configurée pour calculer les courants à inj ecter dans les différentes bobines du stator de la machine, par un changement de repère tournant à partir d'un premier signal de courant d' excitation, cartographié en fonction d'une consigne de couple de la machine et de la vitesse estimée de rotation du rotor, et à partir d'un second signal de courant d ' armature proportionnel à la force électromotrice estimée ou mesurée par le moyen de détermination.
Avantageusement, le moyen de détermination de la force électromotrice comprend un enroulement d 'une ou de plusieurs spires conductrices non alimentées en courant électrique, bobinées de manière à être traversées par le même flux magnétique qu'une des bobines du stator de la machine, l'enroulement étant équipé d'un capteur de la tension générée entre ses deux extrémités .
Une machine électrique selon l'invention peut ainsi être équipée d'un enroulement d'une ou de plusieurs spires conductrices non alimentées en courant électrique, bobinées de manière à être traversées par le même flux magnétique qu'une des bobines du stator de la machine. Elle peut être alors équipée d'un capteur apte à mesurer la tension générée entre les deux extrémités de l'enroulement, et équipée d'une unité de commande configurée pour calculer les courants à inj ecter dans les différentes bobines du stator de la machine, par un changement de repère tournant à partir d'un premier signal de courant d' excitation, cartographié en fonction d'une consigne de couple de la machine et de la vitesse estimée de rotation du rotor, et à partir d'un second signal de courant d' armature, proportionnel à une valeur filtrée de la tension entre les extrémités de l ' enroulement.
De manière préférentielle, le capteur de tension aux bornes de l ' enroulement est déporté ou est isolé électriquement par rapport à la partie de l'unité de commande calculant les courants à inj ecter.
La machine électrique ainsi équipée peut être une machine électrique à réluctance dont le bobinage du stator est un bobinage sur dents .
Suivant une autre variante de réalisation, la machine électrique ainsi équipée peut être une machine électrique à réluctance dont le bobinage du stator est un bobinage de type diamétral.
Une machine électrique à réluctance à bobinage sur dents, peut être équipée d'un moyen d' estimation de la position angulaire du rotor de la machine, équipée d'un enroulement d'une ou de plusieurs spires conductrices non alimentées en courant et bobinées de manière à être traversées par le même flux magnétique qu'une des bobines du stator de la machine, équipée d'un capteur apte à mesurer la tension générée entre les deux extrémités de l ' enroulement, et équipé d'une unité de commande. L'unité de commande peut être configurée pour calculer les courants à inj ecter dans les différentes bobines du stator de la machine, par un changement de repère tournant à partir d'un premier signal de courant d' excitation, cartographié en fonction d'une consigne de couple de la machine et d'une vitesse estimée de rotation du rotor, et d 'un second signal de courant d' armature proportionnel à une valeur filtrée de la tension entre les extrémités de l ' enroulement. L'unité de commande peut alors être configurée pour exclure du courant d'armature les fréquences multiples de la fréquence de denture, la fréquence de denture étant égale au nombre de dents de bobinage multip liée par la fréquence de rotation du rotor de la machine. D ' autres buts, caractéristiques et avantages de l ' invention apparaîtront à la lecture de la description suivante, donnée uniquement à titre d' exemple non limitatif, et faite en référence aux dessins annexés, sur lesquels :
- la figure 1 illustre schématiquement la géométrie d'un rotor de machine à réluctance synchrone sinus, la figure 2 est un exemple de cartographie utilisée pour la méthode de pilotage selon l' invention, la figure 3 illustre schématiquement un dispositif selon l ' invention destiné à piloter un moteur à réluctance,
la figure 4 illustre schématiquement un dispositif selon l ' invention destiné à piloter un moteur à réluctance à bobinage sur dents,
- la figure 5 illustre un capteur utilisé dans le cadre d'une méthode de pilotage selon l ' invention.
La figure 1 illustre une géométrie typique d 'un rotor d'une machine à réluctance dite « machine à réluctance synchrone sinus » .
Le rotor est ici représenté dans un plan perpendiculaire à un axe z de symétrie axiale du rotor.
La masse du rotor 1 , réalisée en matériau ferromagnétique, est entaillée par des entailles 2 définies par des portions de surfaces courbes de génératrices parallèles à l ' axe z. Dans l'exemple illustré, les contours des entailles 2 sont définis par des portions de cylindre centrées sur des axes extérieurs à la circonférence extérieure du rotor 1 .
L ' extrémité des entailles 2 approche, sans la rejoindre la circonférence extérieure du rotor 1 . Les entailles 2 délimitent des directions de moindre réluctance suivant lesquelles un champ magnétique induit à l' intérieur du rotor 1 tend à s ' orienter. Un tel axe de réluctance minimal est par exemple repéré par l'axe 3 , ou axe d, de la figure 1 . Un axe q, référencé 4, perpendiculaire à la fois à l ' axe d et à l ' axe de révolution z, est également représenté sur la figure 1 , de manière à obtenir un repère orthonormé d, q, z. Le repère d,q, est centré sur l ' axe de rotation du rotor.
L 'interaction des champs magnétiques induits à l 'intérieur du matériau ferromagnétique constituant le rotor 1 , et du champ magnétique induit dans l'entrefer entre le rotor 1 et les bobines statoriques (non représentées) de la machine électrique (non représentée) permettent de créer le couple de rotation de la machine.
Dans le procédé de pilotage suivant l ' invention, on définit les courants statoriques (Id, Iq) à inj ecter dans les bobines d'une machine équivalente diphasée, représentant la machine réelle à nombre de phases quelconque supérieur à deux, moyennant un changement de repère . En outre, pour calculer les courants de la machine équivalente, on se place dans un repère tournant à la même vitesse que le rotor de la machine réelle (Changement de repère couramment désigné par "transformée de Park") . Par abus de langage, le repère tournant, dans l'espace des courants, est assimilé au repère géométrique (d,q) lié au rotor, car les deux repères tournent à la même vitesse .
Les intensités de courant inj ectées dans chacune des bobines statoriques de la machine réelle sont donc déduites par un changement de repère permettant de passer d'un système de courant à n phases, par exemple à trois phases, vers un système de courant diphasé (Id, Iq), et inversement. Les valeurs de courant à inj ecter dans chacun des bobinages du stator sont ainsi définies dès que l ' on a déterminé les deux signaux Id et Iq du système bipo laire équivalent.
Les valeurs de courant Id et Iq sont définies de la manière suivante. Le courant Id, ou courant d' excitation, est défini a priori en fonction du domaine de fonctionnement (couple, vitesse de rotation) de la machine électrique, de manière à créer un champ magnétique initial dans le rotor 1 . Pour les consignes de couple peu élevées, ce courant d' excitation est un simp le signal sinusoïdal dont la pulsation est égale à la pulsation de rotation du rotor, multipliée par le nombre de pôles de la machine électrique. L ' avantage d'un tel signal sinusoïdal, par rapport à un signal rectangulaire, est de limiter les pertes dites « pertes fer » liées au courant dissipatif engendré dans le rotor.
Au fur et à mesure que la consigne de couple augmente, on superpose des harmoniques impairs au premier signal fondamental, de manière à ce que le signal Id se rapproche d'un signal rectangulaire. On peut ainsi obtenir un couple plus important fourni par la machine, par rapport au seul signal sinusoïdal, pour une même valeur maximale d'intensité transitant par les fils électriques.
En effet, les harmoniques de rang élevé génèrent davantage de pertes par courant de Foucault que les harmoniques de rang moins élevé, mais contribuent davantage à la conversion d'énergie électrique en couple, proportionnellement à leur amplitude, que les harmoniques de rang moins élevé .
La composition du signal d' excitation Id peut être définie à partir des cartographies, tel qu' illustré sur la figure 2. La figure 2 illustre de manière simplifiée une cartographie 5 reliant un domaine bidimensionnel (d'axes la vitesse de rotation et le couple de la machine) à plusieurs familles de signaux d' excitation. Sur la cartographie 5 est représenté un axe des abscisses représentant la vitesse de rotation de la machine électrique, c ' est-à-dire la vitesse de rotation de son rotor par rapport au stator, et un axe des ordonnées représentant une consigne de couple de la machine .
Entre l ' axe des abscisses, l ' axe des ordonnées et une frontière 6 représentant les limites de fonctionnement de la machine, sont définis des domaines de fonctionnement 7, 8 , 9, 10, 1 1 , 12 correspondant chacun à une composition différente du signal d' excitation Id.
Les domaines de fonctionnement 7, 8 , 9, 10, 1 1 , 12 sont définis à l'intérieur du domaine de fonctionnement limité par la frontière 6, le passage d'un domaine au domaine d' indice plus élevé se faisant soit en augmentant le couple de consigne, soit en augmentant la vitesse de rotation de la machine. Chacun de ces domaines est limité en partie supérieure par un plateau, respectivement 7a, 8 a, 9a, 1 0a, l i a et 12a, parallèle au plateau limitant 12a en partie supérieure le domaine de fonctionnement délimité par la frontière 6.
A l' intérieur du domaine 7, le signal d' excitation, noté hi de manière simp lifiée, est sinusoïdal.
Par exemple, Id = hi = i sin rot
où ω est la pulsation de rotation du rotor multipliée par le nombre de pô les de la machine.
L ' amplitude i du signal hi croît en fonction du couple, entre le domaine des faibles couples voisins de l ' axe des abscisses et la frontière supérieure du domaine 7. En partie supérieure, le domaine 7 est limité, aux valeurs modérées de vitesse, par un plateau 7a pour lequel l ' amplitude ai atteint une valeur maximale al m-
Sur la partie droite de la frontière du domaine 7, l ' amplitude ai peut éventuellement atteindre une valeur inférieure à al m.
La cartographie 5 représentée, ici de manière simplifiée attribue à chaque point défini par ses coordonnées (vitesse, couple) du domaine 7, une valeur ai .
Le domaine 8 représente un domaine de fonctionnement de la machine dans lequel le signal Id injecté est composé d'un signal hi sinusoïdal, par exemple du signal hi correspondant aux points de même vitesse situés sur la frontière supérieure du domaine 7 , et d'un signal h3 qui est un signal harmonique d' ordre 3 du signal hl s d' amp litude a3 , soit h3 = a3 sin 3 cot.
La cartographie 5 attribue à chaque point (vitesse, couple) du domaine 8 un couple de valeur (ai , a3) représentant les amplitudes du signal fondamental et du signal harmonique d' ordre 3 , composant le signal Id.
Selon un mode de réalisation préféré, l ' amplitude ai est constante sur chaque ligne verticale à l ' intérieur du domaine 8 , et l'amplitude a3 est croissante avec le couple de consigne. L'amplitude ai peut avoir une valeur constante al m le long du plateau 7a définissant la frontière supérieure entre les domaines 7 et 8.
De manière similaire, la cartographie 5 définit pour chaque point (vitesse, couple) du domaine 9, un triplet de valeurs d'amplitudes (als a2, a3) permettant de définir un signal
Figure imgf000013_0001
= aisincût+a3sin3cût+a5sin5cût.
A l'intérieur du domaine 10, un harmonique h7 d'ordre 7, d'amplitude a7, vient s'ajouter aux harmoniques précédents. Un domaine 11, où le signal Id inclut un harmonique h9 d'ordre 9, et un domaine 12 où le signal Id inclut un harmonique hn d'ordre 11, peuvent être définis. Selon les modes de réalisation, il est bien sûr possible de limiter la composition de Id aux harmoniques d'ordre inférieur ou égal à 3, à 5, à 7 ou à 9.
Suivant une variante de réalisation, on peut définir une cartographie 5 simplifiée de la manière suivante :
Les domaines 7, 8, 9, 10, éventuellement 11 et 12, peuvent être limités uniquement par un plateau supérieur, respectivement 7a, 8a, 9a, 10a, lia, 12a, à l'intérieur du domaine de fonctionnement délimité par la frontière 6. La hauteur du plateau 7a est donnée par l'amplitude maximale permise pour le courant injecté. Cette amplitude maximale définit une valeur alm du signal fondamental. A cette amplitude alm on associe des amplitudes a3m, 5m, ...de manière à ce que le signal alm sincût+a3msin3cût+a5msin5cût+... converge progressivement vers un signal rectangulaire au fur et à mesure que l'on ajoute les harmoniques d'ordre supérieur. Une fois que l'on a atteint la frontière supérieure du domaine 7a, on commence à ajouter l'harmonique de rang 3 avec une amplitude qui croît entre 0 au niveau de la frontière 7a et sa valeur maximale a3m au niveau de la frontière 8a.
La hauteur du plateau 8a est définie par le couple que l'on peut obtenir à l'aide du signal Id =alm sincot+a3msin3cot.
Si la consigne de couple augmente à partir de la valeur du plateau 8a, on ajoute au signal Id une composante harmonique de rang 5 dont on fait croître l'amplitude jusqu'à la valeur du couple de consigne atteigne le plateau 9a. La hauteur du plateau 8a est définie par le couple que l'on peut obtenir à l'aide du signal Id =alm sincût+a3msin3cût+a5msin5cût.
Une fois définie la forme du signal Id à l'aide de la cartographie 5, l'injection du courant d'excitation Id, retraduit par la transformée en courant de phase pour chaque bobine de la machine électrique, engendre une force électromotrice (FEM) . Cette force électromotrice est estimée afin d' inj ecter une seconde composante de courant Iq, ou courant d' armature, qui est en première approximation proportionnelle à cette forme électromotrice. Le courant d'armature Iq est le courant inj ecté sur la deuxième phase de la machine équivalente diphasée. Iq est le courant de cette machine équivalente suivant le deuxième axe du repère tournant de la transformation.
Ce courant d ' armature Iq est construit de manière à avoir un profil similaire ou proportionnel à la force électromotrice de la machine, en éliminant au besoin les fréquences qui pourraient causer des instabilités du système de régulation.
La figure 3 illustre de manière schématique un dispositif 15 de pilotage d'une machine électrique à réluctance 36 selon l ' invention. Une machine à réluctance 36 est munie d'un capteur 16 de position de son rotor. Le capteur de position 16 peut être un capteur de type inductif ou optique, et peut, suivant les variantes de réalisation, être remplacé par un estimateur de position apte à recalculer la position du rotor en fonction des courants et des tensions aux bornes des différentes bobines. Le capteur de position 16 permet de définir une pulsation Ω qui est égale à 2πχΝ, où N est le nombre de tours/seconde qu' effectue le rotor.
La pulsation Ω est convertie au niveau d'un estimateur 1 7 de pulsations électriques, en pulsations électriques ω, où ω est égal à Ω multip lié par le nombre de paires de pôles de la machine électrique 36.
La pulsation électrique ω est ensuite envoyée sur un générateur de sinus 1 8 et sur un ou plusieurs générateurs d' harmoniques 19. Le générateur de sinus 1 8 génère un signal de type sin(cot) et le- ou les- générateurs d' harmoniques 1 9 génèrent chacun un harmonique du signal généré par le générateur de sinus 1 8. Un premier générateur d' harmoniques 19 peut ainsi délivrer un signal sin(3 cot), un second générateur d' harmoniques 19 peut délivrer un signal sin(5 cot), un troisième générateur d' harmoniques peut délivrer un signal sin(5 cot) . Pour simplifier la figure, un seul générateur d'harmoniques a été représenté.
Des signaux du générateur de sinus 1 8 et du/des générateurs d' harmoniques 19 sont envoyés respectivement sur des multiplicateurs 22 et 23. Un sélectionneur de spectre d' excitation 20 reçoit en entrée une valeur représentative de la vitesse de rotation de la machine qui lui est transmise par le capteur de position de rotor 1 6, et reçoit également une valeur de consigne de couple C qui lui est transmise par un générateur de consigne de couple 21 , qui prend en compte les commandes du conducteur ainsi que différentes stratégies d' optimisation de conduite du véhicule dont les roues motrices sont entraînées par la machine 36.
Le sélectionneur de spectre d ' excitation 20 est relié à la cartographie 5 décrite en figure 2, et en fonction du couple de valeurs de vitesse de rotation et de consigne de couple (N,C) de la machine 36, délivre des valeurs i , a3 , a5 , ... d' amplitudes qu' il envoie respectivement sur le multiplicateur 22 et sur le ou les multiplicateurs 23. Les sorties du multiplicateur 22 et du ou des multiplicateurs 23 sont envoyées sur un sommateur 24 dont la sortie est le courant d' excitation Id. Le courant d' excitation Id est envoyé sur l ' entrée positive d'un soustracteur 25 dont la sortie est envoyée sur un régulateur PID 27. La sortie du régulateur PID 27 ainsi que la sortie d'un second régulateur PID 28 sont envoyées sur un traducteur 29. Le traducteur 29 convertit les deux valeurs issues des régulateurs 27 et 28 , considérées comme des coordonnées de courant, dans le repère (d,q) tournant, de la machine diphasée équivalente, en trois valeurs représentant les courants alimentant chaque bobine de la machine 36 réelle, dans un repère abc associé aux trois phases des bobines réelles . Le traducteur 29 délivre ainsi une valeur de consigne par bobinage a, b, ou c de la machine 36, consigne qui est transformée en signal de courant d' alimentation par un onduleur 35. Un second traducteur 30 reçoit en entrée la valeur de courant entrant dans l'une des phases de la machine 36, en déduit, par transformation, les coordonnées de courant des trois phases dans le repère de courant triphasé fixe de la machine réelle, et convertit ces valeurs en un couple de valeurs de courant (id, iq) correspondant aux courants inj ectés dans la machine équivalente diphasée, respectivement suivant l'axe d et suivant l'axe q. Ces valeurs "mesurées" de courants de phase de la machine équivalente, sont soustraites au niveau des soustracteurs 25 et 26, respectivement de deux valeurs de consignes Id et Iq arrivant sur les entrés positives de ces deux soustracteurs, avant d'être renvoyées sur les régulateurs PID 27 et 28. L'élaboration du signal de consigne de courant d'excitation Id a été décrite plus haut. L'élaboration du signal de consigne de courant d'armature Iq se fait comme suit.
Un estimateur de force électromotrice 3 1 est branché aux bornes d'une des bobines de la machine 36. A partir de mesure de tension et/ou de courant aux bornes de cette bobine, l ' estimateur de force électromotrice 3 1 estime la force électromotrice développée par la machine 36. Suivant les variantes de réalisation, l'estimateur de force électromotrice peut être remplacé par un capteur de force électromotrice disposé en parallèle à l'une des bobines, de manière à mesurer directement le flux traversant la bobine. Le signal de force électromotrice estimé par l ' estimateur 3 1 est envoyé sur un amplificateur 34, qui est relié au capteur de position 16 et au générateur de consigne de couple 21 . L ' amplificateur 34 est relié à une cartographie 33 permettant de définir, à partir de la vitesse de rotation de la machine transmise par la capteur de position 16 et de la consigne de couple C transmise par le générateur de consigne de couple 2 1 , une amplitude A(N, C) souhaitée pour le courant d ' armature Iq.
L ' amplificateur 34 multiplie le signal de force électromotrice de l ' estimateur 3 1 par un coefficient adéquat de manière à obtenir un signal Iq dont l ' amplitude est égale à la valeur A(N,C) issue de la cartographie 33. Par amplitude du signal, on peut par exemple entendre la valeur efficace du signal c ' est-à-dire la moyenne sur une période du signal de la valeur absolue du signal. Suivant les mo des de réalisations, d'autres manières de définir l'amp litude sont également possibles, par exemple une valeur moyenne du carré du signal sur une période. Selon une variante de réalisation avantageuse, l'amplificateur 34 peut n'être relié ni au capteur de position 1 6 ni au générateur de consigne de couple 21 , mais recevoir en entrée le signal Id délivré à la sortie du sommateur 24. L'amp lificateur 34 peut alors être configuré pour calculer l ' amplitude de ce signal Id, l'amplitude de la force électromotrice issue de l ' estimateur 3 1 , et pour multiplier le signal de force électromotrice issue de l ' estimateur 3 1 de manière à obtenir un signal Iq proportionnel à la force électromotrice, et d' amp litude égale à un multiple prédéfini du signal Id de courant d'excitation. Le multiple prédéfini peut par exemple prendre la valeur 1 . Le signal Iq issu de l ' amp lificateur 34 est envoyé sur l'entrée positive du soustracteur 26.
On constate que le signal Id de courant d' excitation est construit en boucle ouverte à partir de la cartographie 5 , et le signal Iq de courant d' armature est construit en boucle fermée à partir de l ' estimation de force électromotrice mesurée sur la machine. Le couple de signaux (Id, Iq) composent un signal résultant permettant de déterminer, moyennant la régulation par les régulateurs 27 et 28 , les courants par lesquels l'onduleur 35 alimente chaque phase de la machine 36.
Afin d' éviter des instabilités du système de régulation, l ' estimateur 3 1 de force électromotrice peut être conçu de manière à éliminer du signal Iq d' éventuels termes d' inductance mutuelle entre les différentes bobines de la machine 36. Ces termes peuvent être particulièrement importants dans le cas d'une machine à bobinage diamétral, où chaque bobine englobe un diamètre du stator, chaque bobine étant bobinée pour ainsi dire dans le prolongement d'une bobine voisine.
Dans le cas où la machine 36 est une machine à bobinage diamétral, l ' estimateur de force électromotrice 3 1 sera de préférence conçu de manière à transmettre à l ' amplificateur 34, une valeur de force électromotrice dont auront été déduits les termes liés à l'inductance mutuelle entre les bobines. L'estimateur 3 1 peut par exemple mesurer le courant et la tension aux bornes d 'une bobine a, estimer la force électromotrice ea liée à la bobine a, et en soustraire les termes d' inductance mutuelle Lab et Lac ^-c,
dt dt
où Lab et Lac sont les inductances mutuelles entre les bobines a et b et les bobines a et c,
ib est le courant dans la bobine b et ic est le courant dans la bobine c.
La figure 4 illustre de manière schématique un autre dispositif de pilotage suivant l 'invention. On retrouve dans la figure 4 des éléments communs à la figure 3 , les mêmes éléments portant alors les mêmes références . La figure 4 illustre un dispositif spécialement adapté à une machine 37 à réluctance à bobinage sur dents. Dans le cas d'une machine à bobinage sur dents, les signaux de courant dont la fréquence est proportionnelle à une fréquence i dite « de denture » risquent de causer des instabilités du système de régulation. On cherche donc à éliminer ces fréquences du signal Iq inj ecté comme courant d' armature.
La fréquence de denture est égale au nombre de dents de bobinage de la machine 37, multiplié par la vitesse N de rotation du rotor de la machine. Afin de ne rej eter que ces fréquences, le dispositif de la figure 4 propose de procéder comme suit : le signal normalisé issu de l ' amplificateur 34, proportionnel à la force électromotrice délivrée par l ' estimateur 3 1 , est envoyé sur un convertisseur FFT (Fast Fourier Transform) 38 qui extrait un spectre discret du signal issu de l ' amplificateur 34.
Un générateur de fréquence de denture 40 , qui reçoit en entrée la vitesse de rotation délivrée par le capteur de position 16, transmet la fréquence de denture, dont les harmoniques sont à éviter, à un filtre de fréquence 41 . Le filtre de fréquence 41 reçoit en entrée le spectre délivré par le convertisseur FFT 38 , en exclut la fréquence délivrée par le générateur 40 ainsi que ses harmoniques, et envoie le spectre restant sur un générateur d' ondes 39, qui reconstruit ainsi un signal correspondant au signal délivré par l ' amplificateur 34, débarrassé de la fréquence de denture ainsi que de ses harmoniques. Ce signal reconstitué est envoyé sur l ' entrée positive du sommateur 26, comme valeur de courant de consigne d'armature Iq.
L'utilisation du procédé de régulation selon l'invention afin de piloter une machine à réluctance à bobinage sur dents est particulièrement avantageuse. Le procédé permet d'obtenir des performances aux couples maximaux comparables à celles que l'on peut avoir pour une machine à bobinage diamétral, nettement plus coûteuse à réaliser. Aux faibles couples, le procédé permet de limiter les pertes de rendement par pertes fer.
La figure 5 illustre un capteur de force électromotrice spécialement adapté à l' invention et qui peut être utilisé en lieu et place de l'estimateur 3 1 des figures 3 et 4. Les estimateurs de force électromotrice couramment utilisés sont généralement basés sur des mesures de courant et de tension aux bornes d 'une ou de plusieurs bobines de la machine. De tels estimateurs nécessitent de disposer d'un modèle fiable de la machine et nécessitent de dédier une certaine puissance de calcul à l ' estimation de la force électromotrice .
Une so lution alternative est d' estimer la force électromotrice associée à une bobine en mesurant directement le flux traversant la bobine. On peut envisager pour cela de placer un capteur de champ à l' intérieur de la bobine. Les capteurs lo caux de champ, qui sont généralement des capteurs à effet Hall, sont coûteux et ne donnent qu'une image très locale du champ et/ou du flux magnétique à l' intérieur de la bobine.
Une variante préférée d'un dispositif selon l' invention propose de mettre en place comme illustré sur la figure 5 une ou plusieurs spires conductrices 5 1 , qui sont bobinées lors de la fabrication du stator parallèlement à l 'une des bobines du stator, mais ne sont pas par la suite alimentée en courant. Sur la figure 5 , la spire 5 1 est ainsi bobinée autour d'une dent de bobinage appartenant à un segment de rotor d'une machine à réluctance à bobinage sur dents. Cette ou ces spires 5 1 sont ainsi traversées par l' intégralité du flux traversant la bobine, et les extrémités 52 de l'enroulement comprenant ces spires 5 1 sont connectées à un amplificateur 53 , lui-même connecté à un capteur de tension (non représenté) qui délivre une tension directement proportionnelle à la force électromotrice associée à la bobine.
Le facteur de proportionnalité entre la tension entre les extrémités 52 et la force électromotrice est égal au ratio du nombre de spires de l ' enroulement 5 1 , et du nombre de spires de la bobine. Un enroulement à une seule spire peut suffire, mais un enroulement à plusieurs spires, réalisé en fil fin, peut permettre d' affiner l ' estimation de la force électromotrice pour les faibles couples. Le capteur de tension permettant de mesurer la tension aux bornes de l ' enroulement est de préférence isolé de l 'unité de calcul pilotant l' onduleur 35 , afin de ne pas risquer de perturber l ' électronique du calculateur.
L ' amplificateur 53 doit présenter une impédance d' entrée très élevée afin de limiter au maximum le courant circulant dans l ' enroulement, qui perturberait alors le champ qu 'il est destiné à mesurer. En utilisant un tel capteur de force électromotrice, on limite la puissance de calcul nécessaire pour le système, et on augmente la précision de l ' estimation de la force électromotrice.
L 'obj et de l ' invention ne se limite pas aux exemples de réalisation décrits, et peut se décliner en de nombreuses variantes. Le mode de pilotage décrit peut s'appliquer à des machines électriques autres que des machines électriques à réluctance à bobinage diamétral ou à bobinage sur dents, par exemple à une machine synchrone à rotor bobiné ou une machine à réluctance commutée.
La manière de composer le signal d'excitation Id peut être différente de celle décrite. La cartographie 5 peut figer les amplitudes des signaux harmoniques d'ordre inférieur quand on introduit un signal harmonique d' ordre supérieur. Elle peut également déroger à cette règle en modulant les amplitudes relatives des différents harmoniques en fonction du domaine de l ' espace (vitesse, couple).
L ' estimateur ou le capteur de force électromotrice 3 1 peut se baser sur une mesure réalisée aux bornes d'une seule bobine ou aux bornes d'un seul capteur associé à une bobine. L'estimateur ou le capteur 3 1 peut, suivant une autre variante, prendre en compte des mesures réalisées aux bornes de chacune des bobines de la machine . Dans le cas d 'une machine à bobinage diamétral, l ' élimination des termes d'inductance mutuelle peut se faire en soustrayant, de manière linéaire, les termes d' inductances croisées proportionnels aux courants circulant dans les deux autres phases (dans le cas d'une machine triphasée) Selon une autre variante de réalisation, l'élimination des termes correspondant aux inductances mutuelles peut se faire par une méthode de corrélation des courants des différentes phases. En éliminant les termes corrélés entre deux phases, on peut ainsi éliminer les termes liés à l ' inductance mutuelle, qui risquent de perturber la stabilité du système de régulation.
La méthode de pilotage suivant l 'invention, grâce la prise en compte, en temps réel, de la forme du signal de force électromotrice, permet à la fois de limiter les pertes fer pour les faibles couples de la machine, et d 'optimiser le couple maximal que l ' on peut obtenir par rapport aux amplitudes maximales de courant autorisées pour la machine. Le gain en terme de couple maximal accessible est particulièrement important dans le cas d'une machine à bobinage sur dents. Dans le cas d'une machine à bobinage diamétral, le gain relatif en couple est moindre, mais reste intéressant. Au final, avec la méthode pilotage selon l'invention, les performances des machines à bobinage sur dents et à bobinage diamétral deviennent comparables, alors que la machine à bobinage sur dents s ' avère en général moins performante dans le cas de méthodes de pilotage ne prenant pas en compte, en temps réel, la forme du signal de force électromotrice de la machine .

Claims

REVENDICATIONS
1. Procédé de pilotage d'une machine électrique (36, 37) polyphasée à réluctance, notamment d'un moteur pour véhicule automobile, dans lequel les courants injectés dans chaque bobine du stator de la machine (36, 37) se déduisent par une transformation d'un couple (Id, Iq) de courants d'excitation (Id) et de courant d'armature (Iq) définis dans un repère (d,q) tournant avec le rotor de la machine, tels que :
- le courant d'excitation (Id) est composé d'un signal sinusoïdal fondamental, auquel s'ajoutent successivement d'autres harmoniques impairs d'ordre croissant quand la consigne de couple de la machine augmente,
- le courant d'armature (Iq) est un signal proportionnel à la force électromotrice estimée ou mesurée de la machine.
2. Procédé de pilotage selon la revendication 1, dans lequel, quand la consigne de couple (C) de la machine augmente, on augmente l'amplitude de l'harmonique d'ordre le plus élevé parmi les harmoniques effectivement présents du courant d'excitation, jusqu'à ce que cette amplitude atteigne une amplitude seuil associée à l'ordre de l'harmonique, tout en gardant constante l'amplitude des harmoniques d'ordre inférieur du courant d'excitation.
3. Procédé de pilotage selon la revendication 2, dans lequel, quand la consigne de couple (C) augmente et l'amplitude de l'harmonique d'ordre le plus élevé atteint l'amplitude seuil associée à l'ordre de l'harmonique, on ajoute au courant d'excitation un signal harmonique d'ordre supérieur.
4. Procédé de pilotage selon l'une des revendications précédentes, dans lequel la composition du signal de courant d'excitation (Id) est déterminée à partir d'une première cartographie (5) reliant des couples de vitesse de rotation et de couple de consigne (N, C) de la machine, et des listes d'amplitudes (ai, a3, cc5) à appliquer au fondamental et au différents harmoniques impairs (hls h3, hs) composant le courant d'excitation (Id).
5. Procédé de pilotage selon l 'une des revendications précédentes, dans lequel les amplitudes (αι , a3 , (Χ5 ) des harmoniques impairs (hl s h3 , h5) sont choisies de manière à ce que le courant d' excitation (Id) soit de plus en plus proche d'un signal rectangulaire au fur et à mesure que la consigne de couple (C) augmente.
6. Procédé de pilotage selon l 'une des revendications précédentes, dans lequel la pulsation (ω) du fondamental du signal d' excitation est égale à la pulsation (Ω) de la machine multipliée par le nombre de paires de pôles de la machine, et la vitesse de rotation du repère (d,q) dans lequel sont calculés le courant d' excitation (Id) et le courant d' armature (Iq) est égale à la vitesse de rotation du rotor de la machine .
7. Procédé de pilotage selon l 'une des revendications précédentes, dans lequel la phase du signal d' excitation (Id) est choisie de manière à ce que ce signal (Id) soit maximal quand un axe de réluctance minimale (d) du rotor de la machine est aligné avec l ' axe de l 'une des bobines du stator de la machine (36, 37) .
8. Procédé de pilotage selon l 'une des revendications précédentes, dans lequel l ' amplitude du courant d' armature (Iq) est choisie de manière à ce qu 'une valeur efficace du courant d' armature (Iq) soit égale à une valeur efficace (Id) du courant d ' excitation.
9. Procédé de pilotage selon l 'une des revendications 1 à 7, dans lequel l ' amplitude du courant d' armature (Iq) est déterminée au moyen d'une deuxième cartographie (33) fonction du couple (C) de consigne de la machine et de la vitesse de rotation (N) de la machine (36, 37) .
10. Procédé de pilotage selon l 'une des revendications précédentes, appliqué au pilotage d'une machine électrique à réluctance à bobinage diamétral (36), dans lequel la force électromotrice estimée de la machine est filtrée de manière à ne comptabiliser que la force électromotrice auto-induite par chaque bobinage du stator, en excluant les termes d' inductions mutuelles entre les différents bobinages du stator.
1 1 . Procédé selon l 'une des revendications 1 à 9, appliqué au pilotage d'une machine électrique à réluctance à bobinage sur dents (37), dans lequel on exclut du signal (Iq) de courant d' armature, les harmoniques d'une fréquence de denture, la fréquence de denture étant égale au nombre de dents de bobinage multipliée par la fréquence de rotation du rotor de la machine (37) .
12. Machine électrique à réluctance équipée d'un moyen d'estimation ( 16) de la position angulaire du rotor de la machine, d'un moyen de détermination (3 1 , 50) de la force électromotrice de la machine, et d'une unité de commande configurée pour calculer les courants à inj ecter dans les différentes bobines du stator de la machine, par un changement de repère tournant à partir d'un premier signal (Id) de courant d' excitation, cartographié en fonction d'une consigne de couple de la machine et de la vitesse estimée de rotation du rotor, et à partir d'un second signal de courant d' armature (Iq) proportionnel à la force électromotrice estimée ou mesurée par le moyen de détermination (3 1 , 50) .
13. Machine électrique selon la revendication 12, le moyen de détermination (50) de la force électromotrice comprenant un enroulement d 'une ou de plusieurs spires conductrices non alimentées en courant électrique, bobinées de manière à être traversées par le même flux magnétique qu'une des bobines du stator de la machine, l'enroulement étant équipé d 'un capteur de la tension générée entre ses deux extrémités (52) .
14. Machine électrique selon l 'une des revendications 12 ou
13 , équipée d'un enroulement d'une ou de plusieurs spires (5 1 ) conductrices non alimentées en courant électrique, bobinées de manière à être traversées par le même flux magnétique qu'une des bobines du stator de la machine, équipée d'un capteur apte à mesurer la tension générée entre les deux extrémités de l'enroulement, et équipée d'une unité de commande configurée pour calculer les courants à inj ecter dans les différentes bobines du stator de la machine, par un changement de repère tournant à partir d'un premier signal (Id) de courant d' excitation, cartographié en fonction d'une consigne de couple de la machine et de la vitesse estimée de rotation du rotor, et à partir d'un second signal (Iq) de courant d' armature, proportionnel à une valeur filtrée de la tension entre les extrémités (52) de l ' enroulement.
15. Machine électrique à réluctance selon l'une des revendications 12 à 14, dans lequel le capteur de tension aux bornes de l ' enroulement est déporté ou est iso lé électriquement par rapport à la partie de l 'unité de commande calculant les courants à inj ecter.
16. Machine électrique à réluctance selon l'une des revendications 12 à 15 , le bobinage du stator de la machine étant un bobinage sur dents .
17. Machine électrique à réluctance selon l'une des revendications 12 à 15 , le bobinage du stator de la machine est un bobinage de type diamétral.
1 8. Machine électrique à réluctance à bobinage sur dents, équipée d'un moyen d' estimation ( 16) de la position angulaire du rotor de la machine, équipée d'un enroulement d'une ou de plusieurs spires conductrices non alimentées en courant et bobinées de manière à être traversées par le même flux magnétique qu'une des bobines du stator de la machine, équipée d'un capteur apte à mesurer la tension générée entre les deux extrémités (52) de l ' enroulement, et équipé d 'une unité de commande configurée pour calculer les courants à inj ecter dans les différentes bobines du stator de la machine, par un changement de repère tournant à partir d'un premier signal (Id) de courant d' excitation, cartographié en fonction d'une consigne de couple de la machine et d' une vitesse estimée de rotation du rotor, et d 'un second signal (Iq) de courant d' armature proportionnel à une valeur filtrée de la tension entre les extrémités de l ' enroulement, l'unité de commande étant configurée pour exclure du courant d'armature (Iq) les fréquences multiples de la fréquence de denture, la fréquence de denture étant égale au nombre de dents de bobinage multipliée par la fréquence de rotation du rotor de la machine.
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