Brevet FR3155596A1 — publié le 20250523

La présente invention concerne un procédé de détection d’une démagnétisation d’au moins un aimant permanent d’un rotor d’une machine électrique, pour lequel on acquiert (ACQ) les tensions, les courants et la position et/ou la vitesse du rotor, ainsi qu’au moins une température (par exemple celle du bobinage ou celle du stator ou du rotor), et dans lequel on met en œuvre deux estimations différentes du flux magnétique des aimants permanents ainsi que de la température des aimants permanents et de leur écart-type, pour détecter, par comparaison (COMP) une démagnétisation des aimants permanents (Dem). Figure 1 à publier Procédé de détection d’une démagnétisation d’une pluralité d’aimants permanents équipant un rotor d’une machine électrique La présente invention concerne le domaine de la surveillance et du contrôle des machines électriques, en particulier pour les machines électriques synchrones à pôles lisses/saillants et les machines synchro-reluctantes. Ces machines électriques trouvent une application notamment dans le domaine des véhicules automobiles. Classiquement, une machine électrique comprend un rotor (partie mobile) et un stator (partie fixe). Le rotor est habituellement logé à l'intérieur du stator. Généralement, le stator est de forme annulaire et est logé à l'intérieur d'un support tubulaire pour y être fixé. Le stator comprend des générateurs de flux magnétique, généralement des bobinages électriques. Ces bobinages sont alimentés par une pluralité (classiquement trois) de phases électriques, afin de générer un champ magnétique tournant. De plus, selon le type de machine électrique, notamment pour les machines électriques synchrones à pôles saillants et synchro-reluctantes, le rotor peut comprendre des aimants permanents. Lors du fonctionnement d'une telle machine électrique, les bobinages du stator sont parcourus par un courant électrique pour générer le champ magnétique nécessaire à l'entraînement en rotation du rotor. Dans le domaine de machines électriques, la machine synchro-réluctante assistée d’aimants permanents est aujourd’hui de plus en plus développée dans de nombreuses applications industrielles en raison de son facteur de puissance, de son efficacité, de sa compacité et de sa capacité à fonctionner à haute vitesse. Grâce à l’aimant permanent dans la construction du rotor, le facteur de puissance est amélioré et les pertes du stator sont considérablement réduites par rapport aux machines synchro-réluctantes. De plus, le couple de réluctance créé dans une telle machine limite le besoin en aimant permanent, qui reste encore onéreux, et rend donc ce type de machine moins chère à produire. Cependant, les performances de telles machines électriques peuvent être dégradées par la démagnétisation des aimants permanents, qui est souvent provoquée par une température élevée lors du fonctionnement de la machine électrique ou par le couplage de contraintes électriques et thermiques. La démagnétisation des aimants permanents peut entraîner une réduction de la production de couple, des ondulations et des vibrations du couple, des pertes de cuivre (pertes Joules) et une chaleur excessive. Dans des cas extrêmes, la démagnétisation non surveillée peut causer un endommagement complet de la machine électrique ; ce qui peut entrainer un risque majeur notamment en fonctionnement. Par conséquent, le sujet de la détection en temps réel de la démagnétisation devient de plus en plus important. Pour cette problématique, de nombreuses méthodes d’analyse de démagnétisation d’aimants permanents ont été développées, et ont porté sur la démagnétisation locale et également sur la démagnétisation globale des aimants permanents. Ces méthodes peuvent être divisées en deux groupes principaux : les méthodes directes via la mesure, ou les méthodes indirectes via les techniques d'estimation. Les méthodes directes via la mesure détectent l'état de démagnétisation par mesure directe avec des Gaussmètres ou des capteurs à l’effet Hall. Les documents suivants illustrent des méthodes directes : J. Hong, D. Hyun, and S. B. Lee, “Automated monitoring of magnet synchronous motors at standstill,” IEEE Trans. Ind. Appl., 46 (4): 1397 - 1405, 2010. IEC 62. 2-2004. “IEEE guide for diagnostic field testing of electric power apparatus-electrical machinery,” 2004. D. Reigosa, D. Fernández, Y. Park, A.B. Diez, S.B. Lee and F. Briz, “Detection of Demagnetization in Permanent Magnet Synchronous Machines Using Hall-Effect Sensors”, IEEE Transactions on Industry Applications, vol. 54, Issue 4, pp: 3338 – 3349, 2018. Cependant, ces méthodes nécessitent une instrumentation dédiée, donc le démontage de la machine électrique ou une fabrication spécifique pour l’installation de l’instrumentation. De plus, ces méthodes génèrent des coûts supplémentaires liés aux appareils et à l'installation. Le deuxième groupe des méthodes analyse la démagnétisation en utilisant la force contre-électromotrice, ou par injection de signal haute fréquence, ou par des observateurs de flux au stator. Les documents suivants illustrent des méthodes indirectes par des techniques d’estimation : Y. Gritli, C. Rossi, D. Casadei, L. Zarri, F. Filippetti, “Demagnetization diagnosis for permanent magnet synchronous motors based on advanced wavelet analysis”, Proceedings of the 2012 International Conference on Electrical Machines, Marseille, France, pp. 2397–2403, 2012. J. Hong, “Detection and classification of rotor demagnetization and eccentricity faults for PM synchronous motors”. IEEE Trans. Ind. Appl. 48, pp. 923–932, 2012. X. Xiao, C. Chen, M. Zhang, “Magnet demagnetization observation or permanent magnet synchronous motor”, Proceedings of the International Conference on Electrical Machines and Systems, pp. 3216–3219, 2008. Y. Min, W. Huang, J. Yang, Y. Zhao, “On-line estimation of permanent-magnet flux and temperature rise in stator winding for PMSM”, Proceedings of the 22nd International Conference on Electrical Machines and Systems (ICEMS), 2019. Néanmoins, ces approches souffrent des conséquences de l’injection de signaux haute fréquence, ou manquent de robustesse en raison de l’utilisation d’une seule source d’estimation. La présente invention a pour but de détecter en temps réel une démagnétisation des aimants permanents d’une machine électrique, de manière robuste, simple et peu onéreuse, assurant ainsi de bonnes performances de la machine électrique (sans réduction de la production de couple, avec des ondulations et des vibrations limitées du couple, avec des pertes limitées de cuivre et une chaleur limitée induites par la démagnétisation des aimants permanents). Dans ce but, l’invention concerne un procédé de détection d’une démagnétisation d’au moins un aimant permanent d’un rotor d’une machine électrique, pour lequel on acquiert les tensions, les courants et la position et/ou la vitesse du rotor, ainsi qu’au moins une température (par exemple celle du bobinage ou celle du stator ou du rotor), et dans lequel on met en œuvre deux estimations différentes du flux magnétique des aimants permanents ainsi que de la température des aimants permanents et de leur écart-type, pour détecter une démagnétisation des aimants permanents. Ainsi, le procédé met en œuvre deux estimations du flux magnétique des aimants permanents ainsi que de la température des aimants permanents, donc le procédé utilise deux sources d’estimation, ce qui rend la détection de démagnétisation robuste. De plus, un tel procédé utilise uniquement des paramètres classiquement mesurés de la machine électrique, ainsi l’invention ne nécessite aucune instrumentation spécifique, ce qui rend l’invention simple et peu onéreuse. L’invention concerne en outre, un procédé et un système de contrôle et/ou de surveillance de démagnétisation des aimantes d’une machine électrique. L’invention concerne un procédé de détection d’une démagnétisation d’une pluralité d’aimants permanents équipant un rotor d’une machine électrique, ladite machine électrique comprenant un stator pourvu d’un bobinage et ledit rotor pourvu de ladite pluralité d’aimants permanents. Pour ce procédé, on met en œuvre les étapes suivantes : On acquiert des courants et tensions dans des phases dudit bobinage dudit stator, ainsi que la position et/ou la vitesse de rotation dudit rotor ; On acquiert une température dudit bobinage et/ou une température dudit stator ; On détermine un premier flux magnétique desdits aimants permanents et un premier écart-type dudit premier flux magnétique en appliquant au moins un filtre de Kalman à un modèle de flux magnétique de ladite machine électrique, ledit modèle de flux magnétique étant appliqué aux courants et aux tensions acquis et à la position ou la vitesse de rotation du rotor acquise ; On détermine une température desdits aimants permanents et un écart-type de ladite température desdits aimants permanents en appliquant un filtre de Kalman à un modèle thermique de ladite machine électrique, ledit modèle thermique de ladite machine électrique étant appliqué aux courants acquis, à la position ou la vitesse du rotor acquise et à la température acquise dudit bobinage acquise ou dudit stator ; On détermine un deuxième flux magnétique desdits aimants permanents et un deuxième écart-type dudit deuxième flux magnétique desdits aimants permanents par un modèle magnétothermique desdits aimants permanents à partir de ladite température déterminée desdits aimants permanents ; et On compare ledit premier flux magnétique avec ledit deuxième flux magnétique, et on détecte une démagnétisation desdits aimants permanents si la valeur absolue de ladite comparaison est supérieure à un seuil dépendant desdits premier et deuxième écart-types de flux magnétique desdits aimants permanents. Selon un mode de réalisation, ledit modèle de flux magnétique de ladite machine électrique est composé d’un modèle de flux magnétique statorique et d’un modèle de flux magnétique desdits aimants permanents. Avantageusement, on détermine ledit premier flux magnétique desdits aimants permanents, et ledit premier écart-type du flux magnétique desdits aimants permanents en appliquant un filtre de Kalman linéaire audit modèle de flux magnétique desdits aimants permanents, ledit modèle de flux magnétique desdits aimants permanents étant appliqué aux courants et aux tensions acquis et à la position ou la vitesse de rotation du rotor acquise, ainsi qu’au flux magnétique dudit stator déterminé par un filtre de Kalman sans parfum appliqué audit modèle de flux magnétique statorique. De manière avantageuse, ledit modèle de flux magnétique du stator est défini par un modèle d’état avec une équation d’état de la forme : avec , , et une équation de mesure de la forme : avec et , étant le flux magnétique du stator dans le repère de Park, V d , V q les tensions dans les phases du stator dans le repère de Park, respectivement la tension directe et la tension en quadrature, I d , I q les courants dans les phases du stator dans le repère de Park, respectivement le courant direct et le courant en quadrature, ω la vitesse de rotation du rotor, le premier flux magnétique des aimants permanents, R la résistance du stator, f d , f q les fonctions non linéaires liant les composantes de courant de stator aux composantes de flux magnétique dans le repère de Park. Selon un aspect de l’invention, ledit modèle de flux magnétique des aimants permanents est défini par un modèle d’état avec une équation d’état de la forme : et une équation de mesure avec , étant le flux magnétique du stator direct dans le repère de Park, V q les tensions en quadrature dans les phases du stator dans le repère de Park, I q les courants en quadrature dans les phases du stator dans le repère de Park, ω la vitesse de rotation du rotor, le flux magnétique des aimants permanents, R la résistance du stator. Conformément à une mise en œuvre, ledit modèle thermique est défini par un modèle d’état avec une équation de la forme : et avec X un vecteur des températures des différents composants de la machine électrique, u un vecteur des pertes Joules des différents composants de la machine électrique et des températures des composants de refroidissement de la machine électrique, et ladite température acquise, , la matrice B est fonction du courant des phases de la machine électrique et de la vitesse de rotation du rotor, et C la matrice de sortie. Selon une option de réalisation, ledit modèle magnétothermique s’écrit : avec le deuxième flux magnétique des aimants permanents, la température déterminée desdits aimants permanents, un coefficient thermique desdits aimants permanents, une température ambiante, le flux magnétique desdits aimants permanents à la température ambiante . Conformément à un mode de réalisation, ledit seuil S s’écrit avec K 1 un coefficient positif, de préférence compris entre 2 et 5 et valant préférentiellement 3, représentant l’écart-type, le premier flux magnétique des aimants permanents, le deuxième flux magnétique des aimants permanents. De plus, l’invention concerne un procédé de contrôle et/ou de surveillance d’une machine électrique, ladite machine électrique comprenant un stator pourvu d’un bobinage et un rotor pourvu d’une pluralité d’aimants permanents. Pour ce procédé, on met en œuvre les étapes suivantes : On détecte une démagnétisation des aimants permanents au moyen du procédé de détection d’une démagnétisation des aimants permanents selon l’une des caractéristiques précédentes ; et On contrôle et/ou on surveille ladite machine électrique en fonction de la détection de démagnétisation des aimants permanents. En outre, l’invention concerne un système de contrôle et/ou de surveillance d’une machine électrique comprenant une machine électrique et un contrôleur pour mettre en œuvre le procédé de contrôle et/ou de surveillance selon l’une des caractéristiques précédentes. D'autres caractéristiques et avantages du procédé et du système selon l'invention, apparaîtront à la lecture de la description ci-après d'exemples non limitatifs de réalisations, en se référant aux figures annexées et décrites ci-après. Liste des figures FIG. 1 La FIG. 1 illustre les étapes du procédé selon un premier mode de réalisation de l’invention. FIG. 2 La FIG. 2 illustre les étapes du procédé selon un deuxième mode de réalisation de l’invention. FIG. 3 La FIG. 3 illustre les étapes du procédé selon un troisième mode de réalisation de l’invention. FIG. 4 La FIG. 4 illustre, pour un exemple, une courbe du couple en fonction du temps. FIG. 5 La FIG. 5 illustre, pour l’exemple de la FIG. 4 , la vitesse de rotation du rotor en fonction du temps. FIG. 6 La FIG. 6 illustre, pour l’exemple des figures 4 et 5, la première estimation du flux magnétique des aimants permanents en fonction du temps. FIG. 7 La FIG. 7 illustre, pour l’exemple des figures 4 à 6, l’estimation de la température des aimants permanents en fonction du temps. FIG. 8 La FIG. 8 illustre, pour l’exemple des figures 4 à 7, la comparaison des estimations de flux magnétiques des aimants permanents pour détecter une démagnétisation des aimants permanents. La présente invention concerne un procédé de détection, en temps réel, d’une démagnétisation des aimants permanents d’un rotor d’une machine électrique. La machine électrique comprend un rotor et un stator, ce dernier étant équipé de bobinages connectés à plusieurs phases électriques, par exemple à trois phases électriques (ou quatre, cinq, six, neuf ou douze, etc. phases) pour générer un champ magnétique permettant la rotation du rotor. Le rotor comprend au moins deux aimants permanents pour la génération d’un champ magnétique. Selon un aspect de l’invention, la machine électrique peut être une machine électrique synchrone à pôles lisses/saillants ou une machine synchro-reluctante. En effet, le procédé est particulièrement adapté à ces types de machine électrique, d’une part, car les modèles mis en œuvre sont bien représentatifs de ces types de machine électrique, et car la détection d’une démagnétisation des aimants permanents permet le contrôle et/ou la surveillance d’une telle machine électrique. De préférence, la machine électrique peut être une machine synchro-réluctante assistée d’aimants permanents. En effet, ce type de machine électrique nécessite une détection précise de la démagnétisation des aimants permanents, notamment pour leur contrôle, pour leur diagnostic, et pour leur surveillance. Le procédé de détection en temps réel d’une démagnétisation des aimants permanents comprend les étapes suivantes : 1) Acquisition des courants, des tensions, de la position et/ou de la vitesse de rotation 2) Acquisition d’une température du bobinage ou du stator 3) Détermination d’un premier flux magnétique des aimants permanents 4) Détermination d’une température des aimants permanents 5) Détermination d’un deuxième flux magnétique des aimants permanents 6) Détection de la démagnétisation Les étapes 1 et 2 sont indépendantes, et peuvent être réalisées dans cet ordre, dans un ordre inverse ou simultanément. De plus, l’étape 3 peut être réalisée antérieurement, simultanément ou postérieurement aux étapes 4 et 5. Les étapes du procédé peuvent être mises en œuvre par des moyens informatiques, notamment au moyen d’un contrôleur/estimateur de la machine électrique. Ces étapes seront détaillées dans la suite de la description. La FIG. 1 décrit, schématiquement et de manière non limitative, les étapes du procédé selon un mode de réalisation de l’invention. Dans un premier temps, on acquiert ACQ des courants, des tensions dans les phases du stator, et la position et/ou la vitesse de rotation du rotor, ainsi qu’une température de la machine électrique. Puis, en parallèle, on détermine un premier flux magnétique au moyen d’un modèle de flux magnétique MFM des aimants permanents, et on détermine un deuxième flux magnétique au moyen d’un modèle thermique MTH de la machine électrique et d’un modèle magnétothermique MMT des aimants permanents. Les deux estimations du flux magnétique des aimants permanents sont comparées COMP pour en déduire une démagnétisation (ou une absence de démagnétisation) des aimants permanents Dem. Dans la suite de la description, les dérivées par rapport au temps sont indiquées par un point. Les notations indexées par la mention (directe) ou (quadrature) signifient que les grandeurs sont exprimées dans le repère de Park (repère tournant lié au rotor) via notamment l’acquisition de la position du rotor. De plus, les notations indiquées avec un accent circonflexe désignent une valeur estimée par un filtre de Kalman. En outre, les valeurs à l’état initial sont indiquées avec un 0 (t ou k = 0, t étant le temps continu et k le temps discret). 1) Acquisition des courants, des tensions et de la position et/ou vitesse de rotation Lors de cette étape, on acquiert en continu et en temps réel : Les courants dans les phases du stator de la machine électrique, Les tensions aux bornes des phases du stator de la machine électrique, et La position et/ou la vitesse électrique de rotation du rotor de la machine électrique (on rappelle la vitesse électrique de rotation peut se déduire de la position du rotor de la machine électrique, notamment par la dérivée par rapport au temps). Selon un mode de réalisation de l’invention, les courants, et/ou les tensions et/ou la position et/ou la vitesse de rotation peuvent être acquis à partir de mesures. En d’autres termes, cette étape peut comprendre la mesure d’au moins un des signaux acquis. La mesure permet d’améliorer la précision des signaux (courants, tensions, position et/ou vitesse de rotation), en effet, ils correspondent alors à ceux réellement présents au sein de la machine électrique. Ces mesures peuvent être réalisées par des capteurs de tension et de courant instrumentant la machine électrique, de manière à mesurer les courants et les tensions dans les phases de la machine électrique, et/ou par un capteur de position angulaire ou de vitesse angulaire du rotor, de manière à mesurer la vitesse de rotation du rotor. Par exemple, pour la position ou la vitesse angulaire, on peut acquérir des signaux sinusoïdaux générés par un capteur de position, et on peut en déduire la position angulaire et la vitesse de rotation du rotor. Alternativement, les courants, et/ou les tensions et/ou la vitesse de rotation peuvent être acquis à partir d’un contrôleur/estimateur de la machine électrique. Cette configuration permet de limiter l’instrumentation de la machine électrique. Avantageusement, les signaux de tension et de courant acquis dans les phases peuvent être transformées en tensions et courant dans le repère de Park (repère tournant lié au rotor), de manière à déterminer le courant direct, le courant en quadrature, la tension directe, et la tension en quadrature. Selon un mode de réalisation de l’invention, la vitesse de rotation électrique ω e du rotor peut être déterminée à partir de la vitesse de rotation mécanique du rotor, au moyen de la formule : , avec N le nombre de paires de pôles de la machine électrique et ω la vitesse de rotation mécanique dudit rotor. Conformément à une mise en œuvre de ce mode de réalisation, la vitesse de rotation et/ou la position mécanique du rotor peuvent être estimées, par toute méthode connue de l’homme du métier. Par exemple, la vitesse de rotation et/ou la position mécanique peuvent être estimées à partir d’une méthode de type boucle à phase asservie PLL (de l’anglais « phase-locked loop »). En variante, la méthode d’estimation de la vitesse de rotation et/ou la position mécanique peuvent être conformes à celles décrites dans la demande de brevet FR 2 984 637. Alternativement, la vitesse de rotation et/ou la position mécanique du rotor peuvent être mesurées au moyen d’un capteur de position/vitesse angulaire placé sur la machine électrique. En variante, la vitesse de rotation électrique peut être déterminée directement. 2) Acquisition d’une température Lors de cette étape, on acquiert une température du bobinage du stator et/ou une température du stator. Cette température acquise permet l’application du modèle thermique pour déterminer la température des aimants permanents. Selon un mode de réalisation de l’invention, on peut acquérir la température du bobinage et/ou une température du stator au moyen d’un capteur de température, agencé dans le bobinage ou sur le rotor. De telles mesures sont peu onéreuses et classiques pour les machines électriques. Alternativement, la température du bobinage et/ou une température du stator peut être estimée, par toute méthode connue de l’homme du métier. 3) Détermination d’un premier flux magnétique Lors de cette étape, on détermine (estime) un premier flux magnétique des aimants permanents et un premier écart-type du premier flux magnétique, en appliquant au moins un filtre de Kalman à un modèle de flux magnétique des aimants permanents. Le modèle de flux magnétique est appliqué aux courants, tensions, vitesse du rotor acquis lors de l’étape 1. On appelle premier flux magnétique des aimants permanents, le flux magnétique estimé par l’au moins un filtre de Kalman appliqué au modèle de flux magnétique des aimants permanents. En d’autres termes, il s’agit d’une première estimation du flux magnétique des aimants permanents. L’écart-type est une estimation de la dispersion de probabilité du flux magnétique. L’écart-type peut être défini comme la racine carrée de la variance du flux magnétique. Le modèle de flux magnétique des aimants permanents est un modèle dynamique qui relie les courants, tensions, vitesse au flux magnétique des aimants permanents. Le modèle est dit dynamique car il est fonction de la vitesse de rotation du rotor et il comprend les transitoires de ses variables. Selon un mode de réalisation de l’invention, le modèle de flux magnétique peut être composé d’un modèle de flux magnétique statorique (appelé aussi modèle dynamique du flux magnétique du stator) et d’un modèle de flux magnétique d’aimants permanents. De préférence, ces modèles sont interconnectés pour une détermination robuste et précise du premier flux magnétique des aimants permanents. La FIG. 2 illustre, schématiquement et de manière non limitative, les étapes du procédé selon ce mode de réalisation. Les étapes identiques au mode de la réalisation de la FIG. 1 ne sont pas redétaillées. Pour ce mode de réalisation, le modèle de flux magnétique MFM comprend un modèle de flux magnétique statorique MFS et un modèle de flux magnétique des aimants permanents MFA, le modèle de flux magnétique statorique MFS ayant pour entrée la sortie du modèle de flux magnétique des aimants permanents MFA et inversement. Ainsi, les modèles de flux magnétique statorique MFS et modèle de flux magnétique des aimants permanents MFA sont interconnectés. Le modèle dynamique du flux magnétique du stator est une représentation d’état de la machine électrique. On rappelle qu’en théorie des systèmes (et en automatique), une représentation d’état permet de modéliser un système dynamique sous une forme matricielle, en utilisant des variables d’état. Cette représentation peut être linéaire ou non, continue ou discrète. La représentation permet de déterminer l’état interne et les sorties du système à n’importe quel instant futur si l’on connaît l’état à l’instant initial et le comportement des variables d’entrée qui influent sur le système. La dynamique du flux magnétique d’aimants permanents est lente et peut être négligée par rapport à celles des composantes de flux magnétique du stator et . C’est la raison pour laquelle on peut séparer l’estimation en deux modèles séparés : un pour les deux composantes de flux magnétique du stator ayant une dynamique rapide, et un autre pour le flux magnétique d’aimants permanents ayant une dynamique lente. La dynamique du flux magnétique du stator peut être exprimée par l’équation différentielle suivante : Avec R la résistance du stator de la machine électrique, ω la vitesse de rotation électrique, le flux magnétique direct, le flux magnétique en quadrature, la dérivée par rapport au temps du flux magnétique direct, la dérivée par rapport au temps du flux magnétique en quadrature, le flux magnétique des aimants permanents, I d le courant direct, I q le courant en quadrature, V d la tension directe, V q la tension en quadrature. De plus, le système d’équations de l’ensemble des mesures peut être décrit par : Avec f d et f q des fonctions non linéaires pour les états (les fonctions non linéaires sont connues par des tables ou des cartographies de la machine électrique en particulier pour les machines synchro-reluctanctes), V R la tension de la résistance de stator qui peut être donnée par Ainsi, conformément à une mise en œuvre de l’invention, le modèle de flux magnétique du stator peut être défini par un modèle d’état avec une équation d’état de la forme : avec , , et une équation de mesure de la forme : avec et . Pour une machine synchro-reluctante, les inductances dans les axes d (direct) et q (en quadrature) sont aussi fonction des composantes des courants. Le système précédent est donc linéaire pour l’état et non linéaire pour la mesure. Le modèle dynamique du flux magnétique des aimants permanents est une représentation d’état de la machine électrique. On rappelle qu’en théorie des systèmes (et en automatique), une représentation d’état permet de modéliser un système dynamique sous une forme matricielle, en utilisant des variables d’état. Cette représentation peut être linéaire ou non, continue ou discrète. La représentation permet de déterminer l’état interne et les sorties du système à n’importe quel instant futur si l’on connaît l’état à l’instant initial et le comportement des variables d’entrée qui influent sur le système. La dynamique du flux des aimants permanents peut être exprimée par une équation ayant une dynamique extrêmement lente : Ainsi, conformément à une mise en œuvre de l’invention, le modèle de flux magnétique des aimants permanents peut être défini par un modèle d’état avec une équation d’état de la forme : et une équation de mesure avec . Pour cette mise en œuvre de l’invention, on peut déterminer le premier flux magnétique des aimants permanents et le premier écart-type du premier flux magnétique des aimants permanents en appliquant un filtre de Kalman linéaire au modèle de flux magnétique des aimants permanents, le modèle de flux magnétique des aimants permanents étant appliqué aux courants, tensions acquises des phases de la machine électrique, et à la vitesse de rotation de rotor acquise, ainsi qu’un au flux magnétique du stator déterminé par un filtre de Kalman sans parfum appliqué au modèle de flux magnétique statorique. Autrement dit, on peut déterminer le flux magnétique des aimants permanents en appliquant un filtre de Kalman linéaire au modèle de flux magnétique des aimants permanents, le modèle de flux magnétique des aimants permanents étant appliqué : Aux courants dans les phases du stator acquis, Aux tensions dans les phases du stator acquises, À la vitesse de rotation du rotor acquise, et Au flux magnétique du stator déterminé par un filtre de Kalman sans parfum appliqué au modèle de flux magnétique du stator (on applique un filtre de Kalman sans parfum car le modèle de flux magnétique du stator est non linéaire) et aux signaux acquis. L’application du filtre de Kalman permet d’obtenir un observateur d’état. Dans le contexte discret, il est un estimateur récursif : pour estimer l’état courant, seule l’estimation de l’état précédent et les mesures actuelles sont nécessaires. Le filtre de Kalman linéaire comprend deux phases : une prédiction et une mise à jour (pour corriger l’état prédit dans le but d’obtenir une estimation plus précise). Le filtre de Kalman sans parfum (noté UKF de l’anglais « Unscented Kalman FIlter ») est un algorithme de filtrage qui utilise un modèle de système pour estimer l’état caché actuel d’un système, puis corrige l’estimation à l’aide des mesures de capteur disponibles. Le filtre de Kalman sans parfum peut être appliqué à un système non linéaire. La philosophie de l’UKF diffère du filtre de Kalman étendu (autre type de filtre de Kalman pouvant être appliqué à un système non linéaire) en ce sens qu’elle utilise la transformation sans parfum pour approcher directement la moyenne et la covariance de la distribution cible. Le filtre de Kalman sans parfum peut comporter les étapes de prédiction d’état et de correction des mesures, ces deux étapes étant précédées d’une étape préalable pour le calcul des « points sigma ». Les points sigma sont un ensemble d’échantillons calculés de manière à pouvoir propager de manière exacte les informations de moyenne et de covariance dans l’espace d’une fonction non linéaire. Une telle détermination du flux magnétique des aimants permanents au moyen des modèles et des filtres de Kalman est une méthode stochastique, qui est stable dans un environnement bruité ou discontinu. Selon un mode de réalisation de l’invention, le modèle de flux magnétique du stator (dans sa version discrète) peut dépendre du flux magnétique des aimants permanents déterminés au pas de temps précédent. Etant donné que la dynamique du flux magnétique du stator est plus rapide que la dynamique du flux magnétique des aimants permanents et que la dynamique de la résistance de stator, ce mode de réalisation permet de conserver la robustesse et la précision de la détermination. Ce mode de réalisation permet d’appliquer les deux modèles interconnectés, pour une détermination en temps réel du flux magnétique des aimants permanents. De plus, selon une option de réalisation de l’invention, l’estimateur de flux magnétique de stator peut être exécuté en premier. Ainsi, l’estimateur de flux magnétique des aimants permanents peut être mis en œuvre avec le flux magnétique du stator déterminé au pas de temps actuel. Conformément à une mise en œuvre de l’invention, le flux magnétique du stator peut être déterminé à une fréquence supérieure à la fréquence de détermination du flux magnétique des aimants permanents. Etant donné que la dynamique du flux magnétique du stator est plus rapide que la dynamique du flux magnétique des aimants permanents et que la dynamique de la résistance de stator, ce mode de réalisation permet de conserver la robustesse et la précision de la détermination. Cette mise en œuvre permet d’appliquer les deux modèles interconnectés, pour une détermination en temps réel du flux magnétique des aimants permanents. L’observateur de flux magnétique du stator est basé sur le modèle discret du flux magnétique du stator et qui peut être défini comme suit : où et avec A la matrice de transition de l’équation d’état du modèle de flux magnétique du stator, le pas de discrétisation du modèle, et sont des bruits blancs à moyennes nulles avec des matrices de covariance et , respectivement. La commande peut être décrite par : Pour la suite, on utilise les notations suivantes : est l’estimation de à l’instant sachant sa valeur à l’instant . est l’estimation de à l’instant à partir des mesures à l’instant . est la matrice de covariance de l’erreur de l’estimation à l’instant sachant sa valeur à l’instant . est la matrice de covariance de l’erreur de l’estimation à l’instant à partir des mesures à l’instant . La technique du filtre de Kalman sans parfum (UKF) est appliquée avec deux étapes, après une étape d’initialisation à k=0, du vecteur d’état et de l’état de la matrice de covariance. Première étape : Prédiction de l’état à l’instant k Deuxième étape : Correction de l’état avec la mesure à l’instant k : Après l’étape de prédiction, la distribution de est donnée par une distribution Gaussienne avec et . Les points sigma associés à la moyenne m x et à la matrice P x peuvent, par exemple, être calculés comme suit : Avec Avec µ un paramètre scalaire déterminant la dispersion des points sigma, et κ un paramètre de redimensionnement secondaire, et n=2, et S i est une racine carrée de Px de la distribution Gaussienne . Les points sigma se propagent dans le modèle de mesure sous la forme suivante, pour tout i compris entre 0 et 2n : L’étape suivante peut consister à calculer la moyenne prédite m y , la covariance prédite de la mesure P yy et la covariance croisée de l’état de mesure P xy de la manière suivante : avec et les poids de la moyenne prédite et de la covariance prédite, et la matrice de covariance du bruit de mesure. Où est le gain de correction à l’instant k, la moyenne de mesures calculées via les sigmas points, la covariance de mesure et la covariance croisée entre l’état et la mesure. La procédure de calcul pour ces termes est détaillée dans la demande de brevet WO2022/228923 grâce à une technique spécifique « transformation sans parfum ». Notons que le terme est un paramètre estimé par l’observateur du flux d’aimant présenté par la suite. Pour le modèle du flux magnétique des aimants permanents, on peut considérer la forme discrétisée du modèle : où et sont de bruits blancs à moyenne nulle avec des matrices de covariance et , respectivement. Pour ce modèle, on utilise le filtre de Kalman linéaire (KF) avec deux étapes à réaliser : Première étape : Prédiction à l’instant k Deuxième étape : Mise à jour avec la mesure à l’instant k : Avec On peut remarquer que est un terme venant de l’observateur de flux magnétique du stator. Par conséquent, en se basant sur ce modèle d’estimation, on peut estimer en plus du premier flux magnétique des aimants permanents , le premier écart-type de l’erreur de son estimation ( ). 4) Détermination de la température des aimants permanents Lors de cette étape, on détermine une température des aimants permanents et un écart-type de la température des aimants permanents en appliquant un filtre de Kalman à un modèle thermique de la machine électrique. Le modèle thermique de la machine électrique est appliqué aux courants acquis à l’étape 1, à la vitesse du rotor acquise à l’étape 1 et à la température du bobinage ou la température du stator acquise à l’étape 2. Le modèle thermique de la machine électrique relie les courants, la vitesse du rotor, la température du bobinage ou la température du stator à la température des aimants permanents. L’écart-type est une estimation de la dispersion de probabilité de la température des aimants permanents. L’écart-type peut être défini comme la racine carrée de la variance de la température des aimants permanents. Selon un mode de réalisation, la machine électrique peut être décomposée par plusieurs nœuds. Dans ce cas, le modèle thermique de la machine peut être écrit d’une pluralité d’équations thermiques, chaque équation thermique traduisant les échanges thermiques entre plusieurs composants de la machine électrique. A titre d’exemple, les composants peuvent être le circuit de refroidissement, le bobinage, la culasse du stator, les aimants permanents, le rotor, la culasse de rotor, l’anneau intérieur (les "machines électriques à anneau intérieur" se réfèrent généralement à des machines électriques où l'enroulement du rotor est situé à l'intérieur de l'enroulement statorique, ces moteurs sont également appelés moteurs à rotor enroulé), l’axe de rotor. De manière non limitative, le modèle thermique peut s’écrire : Où sont, respectivement, capacité d’échauffement, perte Joules et température de ième élément, avec i dans représentant, respectivement, jet d’eau (circuit de refroidissement à eau), culasse de stator, bobine en cuivre, dents de stator, aimant permanent, rotor, culasse de rotor, anneau intérieur, axe de rotor, la tête de bobine. On note que les pertes Joules sont en fonction de courant et de la vitesse, i.e. et sont prédéterminées par des cartographies en 3D. Alternativement, le modèle thermique peut être plus ou moins détaillé (avec prise en compte d’équations supplémentaires pour d’autres constituants de la machine électrique). L’exemple illustré dans cet exemple permet un bon compromis précision pour une détermination en temps réel. En plus, est l’échange thermique entre deux élements , qui appartiennent à . On peut considérer deux nouvelles composantes “cool” et “oil” representant respectivement le refroidissement (eau de refroidissement du stator) et l’huile (refroidissement du rotor). L’échange thermique peut être calculé comme suit : Où est le coefficient de transfert thermique entre les composantes i et j, qui depend de la vitessse de moteur . Il est remarquable que la seule température mesurée est celle du bobinage (alternativement la température du corps du stator). En plus, le modèle possède deux températures contrôlables qui sont les températures de l’eau de refroidissement pour le stator et de l’huile pour le rotor. On peut écrire, sous une forme d’équation d’état, le modèle thermique: Où sont, respectivement, les états, les entrées et les mesures du modèle thermique. Les matrices d’état sont, directement, obtenues en récrivant le modèle thermique sous forme d’une représentation d’état. On note que la matrice A dépend de la vitesse de rotation électrique de la machine électrique et ses courants et a une taille de 10x10 pour l’exemple considéré du modèle thermique (la taille peut être ajustée en fonction de la décomposition du modèle thermique), tant dis que la matrice B a une taille de 10x8 pour l’exemple considéré du modèle thermique (la taille peut être ajustée en fonction de la décomposition du modèle thermique). La matrice de sortie peut s’écrire dans ce cas , puisque la température de la tête de bobine de stator est la seule mesure disponible dans le vecteur d’état X. Pour ce mode de réalisation, on peut mettre en œuvre un filtre de Kalman en tant qu’observateur de la température, qui est basé sur le modèle thermique, et qui est défini comme suit : Où est l’estimation de l’état thermique X, est la covariance de l’erreur de l’estimation, et sont respectivement les matrices de covariances des bruits de l’état et des mesures et K est la matrice de correction de l’observateur. Ce gain est calculé comme suit : Les valeurs initiales de l’observateur sont les suivantes : Il est à remarquer que la dynamique du modèle thermique est très lente ; ce qui implique une convergence assez lente pour la matrice de covariance P et du gain de correction K du filtre de Kalman. Pour cette raison, on peut introduire et utiliser, une forme de Kalman en régime permanent, durant laquelle la matrice de covariance P a une dynamique très lente ( ) calculée en régime permanent par l’équation de Riccati suivante : On peut remarquer que la solution de la matrice de covariance de l’erreur P est fonction de la matrice de transition A, de la matrice de mesure C, des matrices de covariances des bruits sur l’état et sur la mesure ( and respectivement) du système global. La matrice A dépendant de la vitesse, la solution de la matrice P dépend, donc, de la vitesse aussi. En pratique, la matrice de covariance P peut être calculée hors ligne, et on peut la cartographier en fonction du régime de la machine électrique, et ensuite on peut calculer le gain de correction par la formule pour réaliser l’observateur. Finalement, on peut estimer la température et l’écart type de l’erreur de l’estimation de la température des aimants permanent de rotor à partir de l’état estimé . 5) Détermination du deuxième flux magnétique Lors de cette étape, on détermine (estime) un deuxième flux magnétique des aimants permanents et un écart-type du deuxième flux magnétique par un modèle magnétothermique des aimants permanents à partir de la température des aimants permanents déterminée à l’étape 4. On appelle deuxième flux magnétique, une deuxième estimation du flux magnétique des aimants permanents, cette deuxième estimation du flux magnétique des aimants permanents étant obtenue à partir de la température des aimants permanents déterminée à l’étape 4. Ainsi, le procédé détermine de deux manières différentes le flux magnétique, ce qui permet une détection de la démagnétisation des aimants permanents robuste. Conformément à une mise en œuvre de l’invention, le modèle magnétothermique s’écrit : avec le deuxième flux magnétique des aimants permanents, la température déterminée desdits aimants permanents, un coefficient thermique desdits aimants permanents, une température ambiante, le flux magnétique desdits aimants permanents à la température ambiante . De préférence, le coefficient thermique des aimants permanent peut être estimé, ainsi que l’écart-type du coefficient thermique . Avantageusement, le coefficient thermique peut être estimé à partir des caractéristiques magnétiques des aimants permanents utilisés au sein du rotor de la machine électrique. 6) Détection de la démagnétisation Lors de cette étape, on compare le premier flux magnétique des aimants permanents déterminé à l’étape 3 au deuxième flux magnétique des aimants permanents déterminé à l’étape 5. Puis, on détecte une démagnétisation des aimants permanents si la valeur absolue de la comparaison (autrement dit la valeur absolue de la différence) est supérieure à un seuil dépendant notamment du premier écart type du flux magnétique, et de l’écart-type de la température des aimants permanents. Autrement dit, on détecte une démagnétisation des aimants permanents si avec le premier flux magnétique des aimants permanents, le deuxième magnétique des aimants permanents, et S le seuil. En effet, si la différence est supérieure au seuil, alors la différence n’est pas dans l’intervalle de confiance, ce qui implique la démagnétisation des aimants permanents. Selon un aspect, le seuil S peut s’écrire avec K 1 un coefficient positif, de préférence compris entre 2 et 5 et valant préférentiellement 3, représentant l’écart-type, le premier flux magnétique des aimants permanents, le deuxième flux magnétique des aimants permanents. Par exemple, on peut calculer la marge d'incertitude via l'écart type de la différence de flux estimée entre et , c'est-à-dire à partir du modèle magnétothermique, et de la connaissance de , , et obtenues lors des étapes 3 à 5. En appliquant l’approche de l’incertitude de propagation, on peut obtenir : Avec g défini par Ensuite, sur la base de l'écart type calculé, on peut analyser l'incohérence entre les deux informations estimées et . L'idée principale est d'utiliser la « règle des trois sigma » : déterminer si la différence de flux estimée entre et est dans l'intervalle de confiance (ici défini avec un coefficient positif 3) , c'est-à-dire : L’invention concerne également un procédé de contrôle et/ou de surveillance d’une machine électrique. Le procédé de contrôle et/ou de surveillance met en œuvre le procédé de détection d’une démagnétisation des aimants permanents selon l’invention et une étape supplémentaire de contrôle et/ou de surveillance de la machine électrique en fonction de la démagnétisation détectée. Ainsi, pour ce procédé de contrôle et/ou de surveillance d’une machine électrique, on peut mettre en œuvre les étapes suivantes : On détecte une démagnétisation des aimants permanents au moyen du procédé de détermination de la température du stator selon l’une quelconque des variantes ou des combinaisons de variantes décrites précédemment ; et On contrôle et/ou on surveille la machine électrique en fonction de la détection de démagnétisation des aimants permanents. En d’autres termes, le procédé de contrôle de la machine électrique comprend les étapes suivantes : Acquisition des courants, des tensions et de la position et/ou vitesse de rotation Acquisition de la température du bobinage ou du stator Détermination du premier flux magnétique Détermination de la température des aimants permanents Détermination du deuxième flux magnétique Détection d’une démagnétisation Contrôle et/ou surveillance de la machine électrique La FIG. 3 décrit, schématiquement et de manière non limitative, les étapes du procédé selon un troisième mode de réalisation de l’invention. Les étapes précédemment décrites pour la FIG. 2 ne sont pas redétaillées. Ce mode de réalisation comprend en outre une étape supplémentaire de contrôle CON et/ou de surveillance de la machine électrique en fonction de la détection de démagnétisation Dem. Par exemple, le contrôle de la machine électrique peut être basé sur une méthode de contrôle direct du couple (en anglais « direct torque control method ») performante, et particulièrement adaptée pour les machines électriques synchrones à pôles saillants. Il peut s’agir par exemple d’une stratégie de contrôle de type MTPA ou MTPV (respectivement de l’anglais « Maximum Torque per Ampere » pouvant être traduit par couple maximum par ampère, et « Maximum Torque per Voltage » pouvant être traduit par couple maximum par volt). La surveillance de la démagnétisation des aimants permanents, peut consister en une alerte (voyant par exemple), une augmentation du refroidissement du rotor (par exemple au moyen d’une circulation d’un fluide), ou une réduction des performances de la machine électrique (réduction du régime et/ou du couple) de manière à réduire la température du rotor. En outre, l'invention concerne un système de contrôle et/ou de surveillance d'une machine électrique, notamment une machine électrique synchrone, adapté à appliquer le procédé tel que décrit ci-dessus. Un tel système de contrôle de machine électrique peut comprendre des moyens de contrôle de la machine électrique comportant des moyens de détection de la démagnétisation des aimants permanents et des moyens de contrôle ou de surveillance de la machine électrique. Les moyens de détection de la démagnétisation des aimants permanents détectent la démagnétisation des aimants permanents à partir des signaux de courants et de tensions et de vitesse de rotation du rotor, ainsi que la température du stator et/ou la température du bobinage. Il s'agit des courants et des tensions de chacune des trois phases de la machine électrique. Les moyens de contrôle ou de surveillance appliquent des tensions aux bornes de la machine électrique en fonction du couple afin d'assurer une consigne de couple pour la machine électrique. Avantageusement, le système de contrôle et/ou de surveillance peut être un contrôleur comprenant des moyens informatiques. Ce procédé et ce système de contrôle et/ou de surveillance, peuvent être utilisés pour une machine électrique embarquée à bord d'un véhicule, notamment à bord d'un véhicule automobile électrique ou hybride. Toutefois, le système de commande décrit n'est pas limité à cette application et convient pour toutes les applications des machines électriques, y compris les applications stationnaires. Comme il va de soi, l’invention ne se limite pas aux seules formes de réalisation des procédés et du système décrits ci-dessus à titre d’exemple, elle embrasse au contraire toutes les variantes de réalisation. Exemples d’application Les caractéristiques et avantages du procédé selon l'invention apparaîtront plus clairement à la lecture des exemples d'application ci-après. Pour cet exemple d’application, on simule le fonctionnement d’une machine électrique. La simulation est réalisée pour une machine synchro-reluctante de 10 kW à quatre paires de pôles et alimentée par 350 V DC. La machine fonctionne avec un couple de 150 N.m et un régime qui varie de 500 à 14000 rpm pour couvrir toutes les zones de fonctionnement : MTPA (maximum torque per ampère) zone de t= 0 s à t= 30 s et de t = 70 s à t=80 s, et MTPV (maximum torque per volt) zone de t= 30 s à t= 70 s en imposant le couple maximal qu’on puisse obtenir pour la tension effective disponible. La FIG. 4 illustre pour cet exemple la courbe du couple Te en Nm en fonction du temps T en s, et la FIG. 5 illustre pour cet exemple la courbe de la vitesse de rotation ω en tr/min en fonction du temps T en s. Ces deux figures montrent ainsi les différentes plages de fonctionnement de la machine électrique. On détermine ensuite le premier flux magnétique des aimants permanents, ainsi que le premier écart type du premier flux magnétique, conformément à un mode de réalisation de l’étape 3 du procédé selon l’invention. La FIG. 6 illustre le premier flux magnétique des aimants permanents Φ PM en Wb en fonction du temps T en s. Cette figure trace la courbe de référence obtenue par la simulation Φ REF , ainsi que le premier flux magnétique estimé Φ EST et l’intervalle de confiance défini par 3σ (3 fois l’écart type – règle des trois sigmas). On remarque que les courbes de référence et estimée sont superposées. Par conséquent, cette étape permet une estimation précise du flux magnétique des aimants permanents. On détermine également la température des aimants permanents, ainsi que l’écart-type de la température des aimants permanents, conformément à un mode de réalisation de l’étape 4 du procédé selon l’invention. La FIG. 7 illustre la température des aimants permanents TPM en °C en fonction du temps T en s. Cette figure trace la courbe de référence obtenue par la simulation T REF , ainsi que le premier flux magnétique estimé T EST et l’intervalle de confiance défini par 3σ (3 fois l’écart type – règle des trois sigmas). On remarque que les courbes de référence et estimée sont superposées. Par conséquent, cette étape permet une estimation précise de la température des aimants permanents. De plus, on constate une augmentation plus rapide de la température des aimants quand la vitesse de moteur augmente. De l’autre côté, l’écart type de l’erreur de l’estimation de flux des aimants diminue quand la vitesse augmente. Puis, on détermine à partir de cette estimation de la température, un deuxième flux magnétique des aimants permanents selon un mode de réalisation de l’étape 5. Ensuite, on fait la différence entre les premier et deuxième flux magnétiques des aimants permanents. On détermine en outre un seuil S en fonction des écarts types conformément à un mode de réalisation de l’étape 6. La FIG. 8 illustre la différence entre les deux estimations de flux magnétiques ΔΦ en % en fonction du temps T en s, ainsi que le seuil S. ΔΦ doit être compris entre -S et +S. Quand ΔΦ sort de cette enveloppe, on constate alors une démagnétisation. On remarque qu’à partir de 42s, la comparaison ΔΦ devient supérieure au seuil S, et on détecte à cet instant une démagnétisation des aimants permanents. Procédé de détection d’une démagnétisation d’une pluralité d’aimants permanents équipant un rotor d’une machine électrique, ladite machine électrique comprenant un stator pourvu d’un bobinage et ledit rotor pourvu de ladite pluralité d’aimants permanents, caractérisé en ce qu’on met en œuvre les étapes suivantes : On acquiert (ACQ) des courants et tensions dans des phases dudit bobinage dudit stator, ainsi que la position et/ou la vitesse de rotation dudit rotor ; On acquiert (ACQ) une température dudit bobinage et/ou une température dudit stator ; On détermine un premier flux magnétique desdits aimants permanents et un premier écart-type dudit premier flux magnétique en appliquant au moins un filtre de Kalman à un modèle de flux magnétique (MFM) de ladite machine électrique, ledit modèle de flux magnétique étant appliqué aux courants et aux tensions acquis et à la position ou la vitesse de rotation du rotor acquise ; On détermine une température desdits aimants permanents et un écart-type de ladite température desdits aimants permanents en appliquant un filtre de Kalman à un modèle thermique (MTH)de ladite machine électrique, ledit modèle thermique de ladite machine électrique étant appliqué aux courants acquis, à la position ou la vitesse du rotor acquise et à la température acquise dudit bobinage acquise ou dudit stator ; On détermine un deuxième flux magnétique desdits aimants permanents et un deuxième écart-type dudit deuxième flux magnétique desdits aimants permanents par un modèle magnétothermique (MMT) desdits aimants permanents à partir de ladite température déterminée desdits aimants permanents ; et On compare (COMP) ledit premier flux magnétique avec ledit deuxième flux magnétique, et on détecte une démagnétisation (Dem) desdits aimants permanents si la valeur absolue de ladite comparaison est supérieure à un seuil dépendant desdits premier et deuxième écart-types de flux magnétique desdits aimants permanents. Procédé de détection d’une démagnétisation selon la revendication 1, dans lequel ledit modèle de flux magnétique de ladite machine électrique est composé d’un modèle de flux magnétique statorique (MFS) et d’un modèle de flux magnétique desdits aimants permanents (MFA). Procédé de détection d’une démagnétisation selon la revendication 2, dans lequel on détermine ledit premier flux magnétique desdits aimants permanents, et ledit premier écart-type du flux magnétique desdits aimants permanents en appliquant un filtre de Kalman linéaire audit modèle de flux magnétique desdits aimants permanents, ledit modèle de flux magnétique desdits aimants permanents (MFA) étant appliqué aux courants et aux tensions acquis et à la position ou la vitesse de rotation du rotor acquise, ainsi qu’au flux magnétique dudit stator déterminé par un filtre de Kalman sans parfum appliqué audit modèle de flux magnétique statorique (MFS). Procédé de détection d’une démagnétisation selon l’une des revendications 2 ou 3, dans lequel ledit modèle de flux magnétique du stator (MFS) est défini par un modèle d’état avec une équation d’état de la forme : avec , , et une équation de mesure de la forme : avec et , étant le flux magnétique du stator dans le repère de Park, V d , V q les tensions dans les phases du stator dans le repère de Park, respectivement la tension directe et la tension en quadrature, I d , I q les courants dans les phases du stator dans le repère de Park, respectivement le courant direct et le courant en quadrature, ω la vitesse de rotation du rotor, le premier flux magnétique des aimants permanents, R la résistance du stator, f d , f q les fonctions non linéaires liant les composantes de courant de stator aux composantes de flux magnétique dans le repère de Park. Procédé de détection d’une démagnétisation selon l’une des revendications 2 à 4, dans lequel ledit modèle de flux magnétique des aimants permanents (MFA) est défini par un modèle d’état avec une équation d’état de la forme : et une équation de mesure avec , étant le flux magnétique du stator direct dans le repère de Park, V q les tensions en quadrature dans les phases du stator dans le repère de Park, I q les courants en quadrature dans les phases du stator dans le repère de Park, ω la vitesse de rotation du rotor, le flux magnétique des aimants permanents, R la résistance du stator. Procédé de détection d’une démagnétisation selon l’une des revendications précédentes, dans lequel ledit modèle thermique (MTH) est défini par un modèle d’état avec une équation de la forme : et avec X un vecteur des températures des différents composants de la machine électrique, u un vecteur des pertes Joules des différents composants de la machine électrique et des températures des composants de refroidissement de la machine électrique, et ladite température acquise, , la matrice B est fonction du courant des phases de la machine électrique et de la vitesse de rotation du rotor, et C la matrice de sortie. Procédé de détection d’une démagnétisation selon l’une des revendications précédentes, dans lequel ledit modèle magnétothermique (MMT) s’écrit : avec le deuxième flux magnétique des aimants permanents, la température déterminée desdits aimants permanents, un coefficient thermique desdits aimants permanents, une température ambiante, le flux magnétique desdits aimants permanents à la température ambiante . Procédé de détection d’une démagnétisation selon l’une des revendications précédentes, dans lequel ledit seuil S s’écrit avec K 1 un coefficient positif, de préférence compris entre 2 et 5 et valant préférentiellement 3, représentant l’écart-type, le premier flux magnétique des aimants permanents, le deuxième flux magnétique des aimants permanents. Procédé de contrôle et/ou de surveillance d’une machine électrique, ladite machine électrique comprenant un stator pourvu d’un bobinage et un rotor pourvu d’une pluralité d’aimants permanents, caractérisé en ce qu’on met en œuvre les étapes suivantes : On détecte une démagnétisation des aimants permanents au moyen du procédé de détection d’une démagnétisation des aimants permanents selon l’une des revendications précédentes ; et On contrôle et/ou on surveille (CON) ladite machine électrique en fonction de la détection de démagnétisation des aimants permanents. Système de contrôle et/ou de surveillance d’une machine électrique comprenant une machine électrique et un contrôleur pour mettre en œuvre le procédé de contrôle et/ou de surveillance selon la revendication 9.