Brevet FR2911698A1 — publié le 20080725

DISPOSITIF DE COMMANDE D'ACTIONNEUR ELECTROMECANIQUE La présente invention concerne un dispositif de commande d'actionneur électromécanique tel qu'un actionneur électromécanique de piston de frein pour roue d'aéronef dans un système tel qu'un système de freinage à commande électrique. Les dispositifs électromécaniques tels que les systèmes de freins d'aéronef commandés par des actionneurs électromécaniques nécessitent de transmettre une consigne d'un opérateur, ici le pilote appuyant sur des pédales de frein, vers un système mécanique, ici les freins, et de contrôler à différents niveau de la chaîne de commande du système des paramètres de fonctionnement du système pour respecter les paramètres de la consigne. Dans le cas d'un système de freinage, les paramètres de la consigne sont la force et profondeur d'appui sur la pédale qui doit correspondre au niveau du frein à un effort plus ou moins grand en fonction du freinage voulu. Dans un tel système de freinage piloté électriquement, il est connu d'utiliser pour l'actionneur un moteur électrique commandant la position et l'effort appliqué sur un ou des pistons de freinage agissant sur une série de disques de frein. Au niveau de la régulation des freins, des capteurs de vitesse par exemple de type génératrice tachymétrique permettent d'informer le calculateur contrôlant le freinage de la vitesse de chaque roue afin de commander le freinage optimum. Lorsque cette vitesse est inférieure à une vitesse de référence calculée, le calculateur commande l'ouverture d'une servocommande limitant le couple aux roues afin d'éviter leur blocage et réaliser un système anti-blocage. Dans le cas de freins à commande électrique, des actionneurs électromécaniques remplacent les traditionnels pistons hydrauliques. 2 La suppression de toute énergie hydraulique sera entièrement assurée grâce à l'énergie électrique fournie par l'avion et retransmise aux freins par des boîtiers électriques qui viennent commander l'effort de pression sur les disques de frein au travers d'actionneurs électromécaniques qui viennent eux-mêmes remplacer les traditionnels pistons hydrauliques. Ainsi, lorsque le pilote freine, le calculateur envoie l'information à un boîtier de commande, qui transforme l'information électrique en un effort électromécanique. Les actionneurs électromécaniques au nombre de quatre par roue, placés sur la couronne de frein, serrent alors les disques les uns contres les autres comme dans le freinage hydraulique traditionnel. Un système de freinage à actionneurs électromécaniques est par exemple décrit dans le document WO 2006/025905 Al. Il est en outre connu d'accoupler au moteur électrique d'un tel système un dispositif de mesure de position et vitesse du moteur pour permettre un 15 rebouclage ou un asservissement du système de commande. Le but recherché lors de la conception d'une commande d'actionneur est d'obtenir une rotation en douceur quelle que soit la vitesse, ainsi que des accélérations et décélérations rapides tout en ayant un contrôle total du couple du moteur à vitesse nulle. Pour cela, il est nécessaire d'avoir des informations sur la 20 position et la vitesse du rotor du moteur. Divers dispositifs de mesure de vitesse et de position d'un moteur sont connus, roues codeuses, résolveurs ou autres. La connaissance des paramètres tels que vitesse, position, pression et température devient de plus en plus importante mais l'usage de capteurs 25 mécaniques est de moins en moins souhaité. En effet, le facteur économique qui demande une maintenance peu coûteuse et sans détérioration de la qualité du contrôle moteur, impose la réduction du nombre des capteurs électriques et la suppression fréquente des capteurs mécaniques. De plus, un des problèmes importants dans la conception ou l'utilisation d'un capteur de type résolveur 30 (resolver en anglais) et autres est la sensibilité du capteur par rapport : à la valeur de linéarité et de sa fréquence de variation c'est à dire la bande passante du capteur, au temps, du fait du vieillissement du capteur, 3 à l'action de grandeurs physiques de son environnement, qui ne sont pas l'objet de la mesure et que l'on appelle "les perturbations" telles que les champs magnétiques, la température, l'humidité, les vibrations, les chocs, les possibles variations de tension d'alimentation. Les moteurs électriques utilisés dans les systèmes comprenant un actionneur piloté par un moteur sont généralement des moteurs sans balais (brushless selon la terminologie anglo-saxonne) ou moteurs à courant continu sans collecteur. Ils sont constitués d'un stator fait d'un empilement de tôles dans lequel est disposé un bobinage généralement triphasé connecté en étoile et d'un rotor formé d'un assemblage de tôles et d'aimants créant le flux inducteur. Pour éviter l'usage de capteurs, il est nécessaire de développer des techniques performantes permettant de mettre en oeuvre une détection indirecte de la vitesse et/ou la position du rotor du moteur de l'actionneur électromécanique mais aussi assurant les performances du système qui sont très sensibles aux variations de ses paramètres de fonctionnement et à la précision des mesures. Les commandes numériques à hautes-performances des moteurs synchrones à aimants permanents se basent sur l'utilisation de la transformation de Park. Cette transformation d'état offre un nouveau repère dans lequel le couple électromagnétique est une image directe de la composante en quadrature (q) du courant statorique. Ces commandes restent toutefois tributaires d'une mesure de la position et de la vitesse du moteur par un capteur dédié. Comme capteurs, les résolveurs sont très utilisés en milieu industriel pour piloter de tels moteurs mais sont trop onéreux. Il apparaît alors très intéressant d'estimer la position du rotor du moteur de manière indirecte. La présente invention a pour objet de réaliser une telle estimation, de simplifier ainsi l'asservissement des systèmes à commande électromécanique et de réduire le nombre de capteurs. Elle a en particulier pour objet de supprimer le capteur de position vitesse d'un servomoteur d'un actionneur dans un dispositif de commande d'un système à actionneurs électromécaniques tel qu'un système de freinage à commande électrique en élaborant des techniques de commande, utilisant des algorithmes 4 particuliers, de manière à obtenir indirectement l'information de la vitesse de rotation et de la position du servomoteur de type moteur à courant continu à partir d'une mesure des courants d'au moins certaines phases du moteur et à partir d'un traitement de cette information au niveau du système de freinage électrique pour effectuer son asservissement. Pour ce faire la présente invention concerne plus particulièrement un dispositif de commande d'un actionneur électromécanique comportant un moteur électrique et un actionneur piloté par le moteur électrique, comportant un processeur de signal numérique fournissant des données de tensions de référence à partir d'un modèle électrique découplé du moteur, le processeur comprenant au moins un module de transformation de Park recevant des données de mesure des courants d'au moins deux phases d'alimentation du moteur et une donnée d'angle estimé du moteur et les transformant en des données de composante de courant d'axe de courant statorique et de composante de courant en quadrature du courant statorique, un module de comparaison de ces données avec des valeurs de référence de courant d'axe de courant statorique et de courant en quadrature du courant statorique fournissant, au travers de correcteurs intégral proportionnel, des données de variation de tension, les données de variation de tension étant combinées aux données de tension de référence en entrée d'un module de régulation vectorielle pilotant un onduleur d'alimentation du moteur en impulsions de largeur modulée. D'autres caractéristiques et avantages de l'invention apparaîtront à la lecture de la description qui suit d'un exemple de réalisation non limitatif de l'invention en référence aux dessins qui représentent: en figure 1: Une vue schématique d'un module de calcul de base du dispositif de l'invention; en figure 2: une vue schématique d'une modulation spatiale vectorielle de courants de commande d'un moteur d'un dispositif selon l'invention; en figure 3: une vue schématique d'un module de réduction de flux selon un 30 mode de réalisation de l'invention; en figure 4: une vue schématique d'un module de commande en vitesse ou en couple selon un autre mode de réalisation de l'invention; en figure 5: une vue schématique d'un module de calcul du courant de référence de l'axe q pour un dispositif selon l'invention; en figure 6: une vue schématique d'un module de calcul courant continu pour un dispositif selon l'invention; 5 en figure 7: une vue schématique d'un module de reconstruction de vitesse et de position pour un dispositif selon l'invention; en figure 8: une vue schématique globale reprenant les modules des figures 1 à 7 pour un dispositif de commande d'actionneur électromagnétique selon l'invention. La présente invention repose principalement sur la décomposition d'un courant statorique en composantes directe Id et en quadrature Iq et sur le traitement numérique de ces mesures de courants par un calculateur de type processeur de signal (DSP selon l'abréviation anglo-saxonne) pour piloter un actionneur électromagnétique. Cette décomposition vise à produire une commande découplée en flux et en couple. L'invention vise à supprimer les capteurs mécaniques de mesure de position et de vitesse du moteur de l'actionneur et prévoit, pour obtenir cette commande découplée en flux et en couple au travers d'une détermination des courants statoriques Id, Iq, une mesure des courants lignes 11, 12 d'au moins deux phases du moteur et une transformation de Park utilisant la position estimée du rotor appliquée aux valeurs mesurées pour obtenir les valeurs de courant statorique directe et en quadrature de rétroaction Id_fb, Iq_fb. Cette position estimée (permettant d'assurer l'autopilotage de l'actionneur) peut être déterminée à partir de capteurs mécaniques, mais, dans le cadre de la présente invention elle est estimée à travers une méthode innovante permettant de s'affranchir de capteurs. La composante de courant en quadrature commande le couple du moteur et une valeur de référence Iqref est donc proportionnelle au couple demandé. La commande revient à asservir les deux grandeurs continues qui sont les courants Idref, Iqref à l'aide de correcteurs IP dans une structure imbriquée dont la sortie est del_Ud, del_Uq, variations des tensions Ud, Uq permettant ainsi de maintenir les courants au voisinage de leurs valeurs de référence. 6 Ces deux sorties sont ensuite comparées à deux grandeurs Ud_ffw, Uq_ffw tensions directes, venant d'un modèle électrique découplé du moteur basé sur des constantes paramétriques Rs, Ld, Lq, Y, et coe, où Rs est la résistance du stator, Ld la valeur de self directe, Lq la valeur de self en quadrature, Y étant le flux magnétique de la machine exprimée en Weber (Wb), coe étant la vitesse électrique au niveau du rotor exprimée en Tr.min-1 Pour imposer les tensions Ud, Uq de commande, il y a lieu d'imposer le vecteur de tension Us à l'entrée de l'onduleur pilotant le moteur. Les tensions Ud, Uq sont données par des équations comprenant la 10 somme des tensions issues du modèle électrique découplé du moteur: Jud = ud ffw+ del ud uq = uq ffw+ del uq La tension Us est définie par l'équation: U =VUd2+Uq2 15 Avec cette solution proposée de commande, on obtient ainsi un système d'entraînement performant, capable d'imposer le couple nominal du moteur de l'arrêt à la vitesse nominale en jouant sur l'axe q voire à très haute vitesse en jouant sur l'axe d. Ainsi, comme représenté en figure 1, le processeur de signal numérique 20 DSP, qui englobe des modules de calcul de contrôle de courant d'axe q 1, de pré-calcul de modèle du moteur 2, de contrôle de courant d'axe d 3, fournit des données de tensions de référence Ud ffw, Uq_ffw à partir du modèle électrique découplé du moteur, comprend un module de transformation de Park 4 recevant des données de mesure des courants d'au moins deux phases d'alimentation du 25 moteur i_mot_2, i_mot_3 et une donnée d'angle estimé du moteur 8estimé et les transformant en des données de composante de courant d'axe de courant statorique id et de composante de courant en quadrature du courant statorique iq, un module de comparaison 5, 6 de ces données avec des valeurs de référence de courant d'axe de courant statorique Id ref et de courant en quadrature du courant 30 statorique iq ref fournissant, au travers de correcteurs intégral proportionnel (IP) 1, 3, des données de variation de tension del_Ud, del_Uq, les données de variation 7 de tension étant combinées aux données de tension de référence Ud ffW, Uq ffW en entrée d'un module de régulation vectorielle 7 pilotant un onduleur 8 d'alimentation du moteur 9 en impulsions de largeur modulée. L'onduleur 8 est un onduleur à trois bras, le module de régulation vectorielle 7 pilotant cet onduleur au travers de six vecteurs principaux déphasés les uns par rapport aux autres de 60 et formant ainsi six secteurs représentés en figure 2. Chacun des vecteurs correspond à une séquence composée de trois variables logiques qui pilotent instantanément les trois bras de l'onduleur selon une séquence 10a, 10b, 10c, 10d, 10e, 10f d'ouverture fermeture des circuits d'alimentation du moteur selon les secteurs. Dans la commande de moteurs d'actuateurs il est souvent nécessaire de piloter l'actionneur à haute vitesse et, dans ce cas, il est souhaitable de pouvoir dépasser la vitesse nominale du moteur ce qui nécessite de réduire le flux magnétique "défluxage". Trois solutions théoriques permettent d'assurer le "défluxage": L'augmentation de l'inductance Ld : Solution difficilement envisageable dans la mesure où elle correspond à des modifications de la géométrie de l'actionneur et certainement coûteuse du point de vue de la construction, la diminution de l'amplitude du phaseur Us: Utilisable seulement pour des actionneurs de type à "excitation bobinée". On parlera de défluxage par le rotor. L'augmentation du courant Id: Cette méthode revient à augmenter le flux en valeur absolue. On parlera alors de défluxage au stator. Cette méthode réalisable pour des machines à aimant nécessite toutefois un contrôle compliqué car il peut mettre en jeux plusieurs phases successives. La solution développée dans le cadre de la présente invention représentée en figure 3 peut à la fois s'appliquer à des machines à aimants ou à excitation bobinée permettant soit de fonctionner en régime de défluxage Id≠0 ou bien prévue pour fonctionner à vitesse constante Id=0. La performance dynamique du système de commande au niveau de la vitesse de rotation du moteur est restreinte dans la zone dite de "haute vitesse" en 8 raison de la limitation de la tension de sortie de l'onduleur. Par conséquent, il est nécessaire que la tension du moteur soit réduite lorsque le moteur fonctionne dans la zone "haute vitesse". Pour jouer sur la dynamique du flux, nous devons contrôler parfaitement 5 l'entrée Id_ref. Pour délivrer encore du couple au-delà de la vitesse nominale, c'est-à-dire en survitesse, nous mettons en place un module de réduction de champ permettant d'abaisser le flux à travers la consigne du courant statorique Idref. La figure 3 montre en détails le contrôle en boucle fermée du module de 10 réduction de champs. Selon cette figure, la valeur de courant de référence id ref d'axe de courant statorique est générée, au travers d'un module régulateur de type intégral proportionnel 11 partie du DSP, à partir de données de modulation de l'onduleur mod_amp, m_a_max. 15 La valeur du courant Idref nécessaire est générée à partir de deux grandeurs bien spécifiques liées au fonctionnement de l'onduleur mod_amp et m_a_max au travers du régulateur 11 de type IP. Au dessous de la vitesse nominale, le défluxage n'est pas nécessaire, car Us est plus petite que la tension limite Usmax. Par conséquent dans ce cas là, la 20 valeur du courant Idref reste égale à zéro (équivaut à une commande uniquement dans l'axe-q). Dans la plage sur-vitesse, le régulateur IP génère la valeur du courant Idref pour obtenir Us=Usmax. Le facteur m-a-max a pour but de choisir le type de modulation du vecteur 25 spatial désirée, au travers du paramètre calibrable mod_amp_ovm, c'est-à-dire, modulation linéaire ou en sur-modulation non-linéaire. En utilisant cette dernière méthode, la tension de sortie du module de régulation vectorielle peut être étendue à des tensions plus élevées que Usmax. La limite de Us peut être augmentée jusqu'à Usmax over. 30 Ceci donne une limitation partielle sur les tensions triphasées (forme d'onde trapézoïdale) permettant de limiter le nombre de commutation au niveau de l'onduleur. Dans la plage de sur-modulation, la relation entre la tension de sortie et modulation amplitude est la suivante : 9 Us = (mod amp lin + mod amp _ ovm) * Us max OVer La valeur mod_amp est issue d'une mesure de tension continue UDC divisé par un coefficient racine de 3 comparé au module des tensions Ud, Uq et la valeur m_a_max est issue de la sommation des données mod_amp_lin et mod_amp_ovm Le paramètre pouvant être calibré pour la plage est donné par mod_amp_ovm = [0,1]. Si mod_amp_ovm = 0 le système est dans un état où la sur-modulation est 10 désactivée, si mod_amp_ovm = 1 le système est dans un état pour lequel la sur-modulation est activée. Dans la mise en oeuvre réelle de la modulation du vecteur spatial, la méthode de sur-modulation peut être ou peut ne pas être mise en oeuvre. Dans ce dernier cas, le paramètre mod_amp_ovm est égal à 0. 15 Le régulateur 11 est ainsi adapté à délivrer une valeur de courant d'axe de courant statorique de référence id_ref constituant une commande de réduction de flux du moteur pour une tension d'alimentation du moteur US supérieure ou égale à la tension nominale du moteur Usmax et une valeur nulle pour une tension d'alimentation inférieure à la tension nominale. 20 Pour la commande du moteur le DSP comporte un module de commande du moteur électrique comportant un bloc de commande en couple et un bloc de commande en vitesse, représentés à la figure 4, alternativement sélectionnables et délivrant une valeur de courant en quadrature de référence Iqréférence. Le control de l'actuateur à commande électromagnétique peut être 25 commandé soit en vitesse (ou en position) à partir des informations sortant d'un module de reconstruction de position et de vitesse du moteur, qui sera décrit plus loin, soit en couple au travers d'une sélection de mode 12. le bloc de commande en couple comporte un correcteur de type intégral-proportionnel 13 recevant des données de couple de référence et de nombre de 30 pôles du moteur et délivrant, lorsqu'il est sélectionné, la valeur de courant en quadrature de référence. 10 le bloc de commande en vitesse comporte un correcteur de type intégral-proportionnel 14 recevant une donnée de comparaison d'une vitesse angulaire de référence wref et d'une vitesse angulaire estimée westimée et délivrant, lorsqu'il est sélectionné, la valeur de courant en quadrature de référence. Lorsque l'on travaille en régulation de vitesse, c'est la sortie du correcteur contrôle de vitesse 14 qui impose la consigne du courant Iqréférence, lorsque l'on travaille en couple c'est la sortie du module correcteur de commande de couple 13 qui impose cette consigne de courant. Au niveau de la structure, les deux correcteurs 13, 14 sont du type IP(intégral proportionnel). Une telle structure présente l'avantage par rapport à des correcteurs de type PI de ne pas faire apparaître de zéro dans la fonction de transfert de la boucle fermée. L'absence du zéro permet d'obtenir une commande plus douce en ne provoquant pas de discontinuité sur Iqréférence, la référence du courant Iq. De plus, nous ajoutons une limitation sur la référence du courant Iqréférence qui assure ainsi une protection de la machine. De même au moins un des blocs comporte un dispositif limiteur de valeur de courant entre deux valeurs extrêmes iq_max, -iq_max. Pour éviter de continuer à intégrer l'erreur de vitesse en régime transitoire sur la référence Iqréférence, nous avons également mis en oeuvre une structure de limitation de rebouclage sur la boucle de vitesse en introduisant une boucle supplémentaire de commande prenant en compte la saturation a posteriori (antiwindup selon la terminologie Anglo-saxonne). Une telle boucle évite ou minimise l'effet du phénomène de saturation a posteriori dans les actions intégrales au niveau du correcteur IP et préserve la 25 stabilité et les performances du système bouclé. L"'anti-windup" ne sera actif que lorsque les seuils de saturation seront atteints, c'est-à-dire, lorsque la sortie Iqréférence du bloc contrôle vitesse et commande couple vaudra * Iqmax." Cette structure répond aux équations suivantes: 30 iCO estimée ùCO référence 0 or Integrator terni >= iq xnax or CO estimée ùCO référence Le courant limité dans l'axe q Iqref lim est issu d'une sommation 20 et l'expression du courant limité dans l'axe q est: Igref_lim Iréf + 1DC limitée Le courant Iqmax est obtenu par des modules de calcul 21 à 24 correspondant à 10 l'équation : Igmax ùV(Idref2+Imotmax2l où, Imotmax est le courant maximum phase limité. Le nouveau Iqmax calculé sert de limitation pour Iqref. Comme Iqref est directement proportionnel au couple du moteur, la modification de Iqmax change 15 aussi le couple disponible sur le moteur. La vitesse angulaire estimée Westimée est obtenue par un module de reconstruction de la vitesse et de la position du moteur représenté à la figure 7. Considérons un système différentiel faisant apparaître une grandeur y, vitesse de rotation que l'on souhaite estimer, il s'agit alors d'avoir un système de z 20 équations différentes convergent vers un même résultat si, et seulement si, y prend sa vraie valeur. Ainsi en exploitant l'erreur entre les équations et en mettant en place une action correctrice, on peut faire converger les deux systèmes et ainsi donner une bonne estimation de y. 25 Selon l'expression de l'erreur de la force électromagnétique EMF dans l'axe d estimé, ed-EMFestimée qui peut être écrite sous la forme suivante à partir des grandeurs (tension, courant mesurés) via la transformée de Park module repéré 30 sur la figure 7: cd_EMFestimée = (Vd_,fb û Rs.Id_ û p.Ls.Id_) û (ûco estimée ) et l'expression de l'estimation de la vitesse exprimée cette fois-ci dans l'axe 30 q: 12 (qùaxis) es Vq_ ù (Rs + p.Ls),Iq_ mée Ke + Ls.ILI_~ Où Rs est la résistance du stator et Ls son inductance, Alors l'estimation de la vitesse (coestimée) est corrigée en fonction de (Acoc) : 0estimée = 0(qùaxis)estimée + AC0c avec, c = sign.((O(q_axis)es Kpà + Ki' P i * E ùEMF estimée mée Ce qui donnera une erreur de position nulle, soit une estimation de la position 10 correcte : 0 estimée = 0 réelle + 00 Si dans la représentation (d,q), le courant Id_fb est maintenu constant par la commande, et que Iq_fb est constant en fonction de l'amplitude de courant désirée ou de la vitesse et que Acoc et A0 sont petits (faible erreur), nous pouvons 15 démontrer que : eu ùEMF estimée = estimée .Ke.Ae Au niveau de la détermination des coefficients du correcteur PI 31 permettant d'annuler et de lier l'erreur de position A0 à l'erreur de tension ed- 20 EMFestimée, la plage de fonctionnement est déterminée selon plusieurs jeux de gain Kped, Kied et plusieurs hypothèses et conditions qui sont : ûVi Kid > si 00 = 0 Ke Ki >1 ù Kp siA8=7z/4 ~d ~d Ke KiEd + KpEd > 1ù si 00 = -7z /4 Ke II/4 étant la limite angulaire de la zone de fonctionnement, correspondante à l'erreur maximale faite sur la position initiale du rotor, ne nécessitant pas l'intervention d'une étape de pré-calage. Le module de reconstruction de la vitesse et de la position du moteur de la figure 7 qui réalise les fonctions décrites ci-dessus travaille à partir d'au moins deux données de mesures de tensions entre phases d'alimentation du moteur Umot23, Umot3l et des données de mesure des courants d'au moins deux phases d'alimentation du moteur imot 2, 'mot 3. Le module de reconstruction comporte le bloc de transformation de Park 30 fournissant des données de tension d'axe statorique Vd_fb et en quadrature Vq_fb à partir des données de mesure de tension Umot23, Umot3l et de la donnée re-bouclée d'angle estimé du moteur 6estimé. L'unité de calcul, incluse dans le module, réalise par calculs itératifs, sur la base des données de tension d'axe statorique et en quadrature ainsi que des données de courant d'axe statorique et en quadrature, le calcul de la vitesse angulaire estimée de rotation westimée du moteur et par intégration 32 le calcul de l'angle estimé 6estimé du moteur. Selon un aspect complémentaire de l'invention, La figure 6 représente un bloc de calcul de la puissance absorbée et du courant IDC, à partir de mesures et 20 de données de fonctionnement de l'onduleur 8 et du moteur 9. Le rendement d'un moteur électrique est un paramètre important en particulier pour les systèmes embarqués où la source d'énergie est limitée. Le rendement d'un moteur est optimisé lors de sa construction pour un fonctionnement en régime nominal. Il est possible d'optimiser le rendement sur 25 une plage de fonctionnement donnée en définissant une stratégie de commande particulière. Pour cela, nous mesurons la puissance absorbée par la machine. Pour des raisons de simplification, la mesure de la puissance est faite au niveau 13 14 du bus continu à partir d'un bilan de puissance. Dans ce cas, le courant Ioc est obtenu en effectuant le produit de la Puissance P bat sur la tension Upc. Le bloc de calcul de la puissance absorbée et du courant IDC comporte avantageusement un module de calcul d'un courant continu IDC absorbé par l'onduleur, recevant des données de température, de tension d'alimentation de l'onduleur UDC et de force contre électromotrice du moteur Eo, recevant en outre les données de composante de courant d'axe de courant statorique Id et de composante de courant en quadrature Iq du courant statorique, et comportant des moyens de calcul, à partir de ces données, de pertes de puissance 16 dues aux composants de commande du moteur P,oss et de puissance mécanique 17 restituée par le moteur PMEC, ce module de calcul comportant en outre des moyens de calcul 15 dudit courant absorbé IDC à partir du rapport entre la somme desdites puissances et la tension d'alimentation de l'onduleur UDC. Il comporte en outre un module 18 de limitation dudit courant absorbé fournissant une valeur limitée de courant continu absorbé par l'onduleur IDCIim• Enfin, pour déterminer le courant d'axe en quadrature de référence Iq_ref, le dispositif comporte un sommateur 20 de la valeur de courant en quadrature de référence Iqreference et de la valeur limitée de courant continu absorbé par l'onduleur 'Daim en sorte de fournir une valeur de courant en quadrature limitée iq_ref,im. Cette valeur de courant en quadrature limitée ainsi que la valeur de courant directe Id ref et la valeur maximum de courant moteur Imot max sont utilisées dans le module 130, de calcul du courant de référence d'axe q, Iq_ref représenté à la figure 5 et discuté plus haut. Une vue simplifiée regroupant l'ensemble des modules discutés ci-dessus, module 100 module de calcul de base, module 110 module de réduction de flux, module 120 de commande en vitesse ou en couple, module 130, module decalcul du courant de référence de l'axe q, module 140 module de calcul courant continu et module 150 module de reconstruction de vitesse et de position est donnée en figure 8. Ainsi le dispositif de l'invention permet, à partir de mesures de courant réalisées au niveau du moteur électrique de type moteur triphasé multipolaire sans balais, de piloter le moteur en connaissant sa vitesse et sa position angulaire sans utiliser de capteur de vitesse ou de position. 15 Il s'applique à un système à actionneurs électromécaniques tel qu'un système de freinage à commande électrique pour lequel le moteur piloté par le dispositif de l'invention est utilisé pour déplacer un piston de freinage sur un aéronef équipé d'un système de freinage électromécanique.5 REVENDICATIONS 1 - Dispositif de commande d'un actionneur électromécanique comportant un moteur électrique et un actionneur piloté par le moteur électrique, caractérisé en ce qu'il comporte un processeur de signal numérique (DSP) fournissant des données de tensions de référence (Ud ffw, Uq ffW) à partir d'un modèle électrique découplé du moteur, le processeur comprenant au moins un module de transformation de Park (4) recevant des données de mesure des courants d'au moins deux phases d'alimentation du moteur (i_mot_2, i_mot_3) et une donnée d'angle estimé du moteur (8estimé) et les transformant en des données de composante de courant d'axe de courant statorique (id) et de composante de courant en quadrature du courant statorique (iq), un module de comparaison (5, 6) de ces données avec des valeurs de référence de courant d'axe de courant statorique (id ref) et de courant en quadrature du courant statorique (iq ref) fournissant, au travers de correcteurs intégral proportionnel (IP) (1, 3), des données de variation de tension (del_Ud, del_Uq), les données de variation de tension étant combinées aux données de tension de référence (Ud ffw, Uq ffW) en entrée d'un module de régulation vectorielle (7) pilotant un onduleur (8) d'alimentation du moteur (9) en impulsions de largeur modulée. 2 - dispositif selon la revendication 1 pour lequel l'onduleur (8) est un onduleur à trois bras, le module de régulation vectorielle (7) pilotant cet onduleur au travers de six vecteurs principaux déphasés les uns par rapport aux autres de 60 et formant ainsi six secteurs. 3 - dispositif selon la revendication 2 pour lequel chacun des vecteurs correspond à une séquence composée de trois variables logiques qui pilotent instantanément les trois bras de l'onduleur. 4 - dispositif selon l'une des revendications 1 à 3 pour lequel la valeur de courant de référence (id ref) d'axe de courant statorique est générée, au travers d'un module régulateur (11) de type intégral proportionnel partie du DSP, à partir de données de modulation de l'onduleur (mod_amp, m_a_max). 5 - dispositif selon la revendication 4 pour lequel le régulateur est adapté 30 à délivrer une valeur de courant d'axe de courant statorique de référence (id ref) constituant une commande de réduction de flux du moteur pour une tension 17 d'alimentation du moteur Us supérieure ou égale à la tension nominale du moteur USMAx et une valeur nulle pour une tension d'alimentation inférieure à la tension nominale. 6 - dispositif selon l'une des revendications précédentes caractérisé en ce que le DSP comporte un module de commande du moteur électrique comportant un bloc de commande en couple et un bloc de commande en vitesse alternativement sélectionnables et délivrant une valeur de courant en quadrature de référence (iqreference). 7 - dispositif selon la revendication 6 pour lequel le bloc de commande en couple comporte un correcteur de type intégral-proportionnel 13 recevant des données de couple de référence et de nombre de pôles du moteur et délivrant, lorsqu'il est sélectionné, la valeur de courant en quadrature de référence. 8 - dispositif selon la revendication 6 pour lequel le bloc de commande en vitesse comporte un correcteur de type intégral-proportionnel 14 recevant une donnée de comparaison d'une vitesse angulaire de référence (Wref) et d'une vitesse angulaire estimée (Westimée) et délivrant, lorsqu'il est sélectionné, la valeur de courant en quadrature de référence. 9 - dispositif selon l'une des revendications 6 à 8 pour lequel au moins un des blocs comporte un dispositif limiteur de valeur de courant entre deux 20 valeurs extrêmes (igmax, -igmax). 10 - dispositif selon l'une des revendications précédentes caractérisé en ce qu'il comporte un module (15) de calcul d'un courant continu absorbé par l'onduleur (IDC), recevant des données de température, de tension d'alimentation de l'onduleur (UDC) et de force contre électromotrice du moteur (Eo) recevant en 25 outre les données de composante de courant d'axe de courant statorique (Id) et de composante de courant en quadrature (Iq) du courant statorique, et comportant des moyens de calcul, à partir de ces données, de pertes de puissance dues aux composants de commande du moteur (P,oss) et de puissance mécanique restituée par le moteur (PMEC), ce module de calcul comportant en outre des moyens de 30 calcul dudit courant absorbé (IDC) à partir du rapport entre la somme desdites puissances et la tension d'alimentation de l'onduleur (UDC). 11 - dispositif selon la revendication 10 caractérisé en ce qu'il comporte un module de limitation dudit courant absorbé fournissant une valeur de courant continu absorbé par l'onduleur limitée (IDCIim). 18 12 - dispositif selon l'une des revendications 6 à 9 et la revendication 11 caractérisé en ce qu'il comporte un sommateur de la valeur de courant en quadrature de référence (Iqreference) et de la valeur de courant continu absorbé par l'onduleur limitée (IDC,im) en sorte de fournir une valeur de courant en quadrature limitée (Iq_reflimited). 13 - dispositif selon l'une des revendications précédentes caractérisé en ce qu'il comporte un module de reconstruction de la vitesse et de la position du moteur à partir d'au moins deux données de mesures de tensions entre phases d'alimentation du moteur (Umot23, Umot3l) et des données de mesure des courants d'au moins deux phases d'alimentation du moteur (Imot 2, Imot 3), le module de reconstruction comportant un bloc de transformation de Park fournissant des données de tension d'axe statorique (Vdfb) et en quadrature (Vqfb) à partir des données de mesure de tension (Umot23, Umot3l) et d'une donnée re-bouclée d'angle estimé du moteur (8estimé), une unité de calcul réalisant par calculs itératifs, sur la base des données de tension d'axe statorique et en quadrature ainsi que des données de courant d'axe statorique et en quadrature, le calcul de la vitesse angulaire estimée de rotation (Westimée) du moteur et par intégration le calcul de l'angle estimé (8estimé) du moteur. 14 - dispositif selon l'une des revendications précédentes pour lequel le 20 moteur électrique est un moteur triphasé multipolaire sans balais. 15 - système à actionneurs électromécaniques tel qu'un système de freinage à commande électrique comportant un dispositif de commande selon l'une des revendications précédentes. 16 - aéronef équipé d'un système de freinage selon la revendication 15. 25