FR 2986389 A1 20130802 FR 1250888 A 20120131 Arrière-plan de l'invention La présente invention se rapporte à la commande d'une machine synchrone à aimants permanents. On sait que pour assurer le pilotage d'une machine synchrone à aimants permanents, il est nécessaire de connaître à chaque instant la position du rotor. Habituellement, des capteurs de position sont utilisés pour mesurer la position et calculer la vitesse de la machine. Le principal inconvénient de l'utilisation de ces capteurs (ainsi que des cartes de traitement qui les accompagnent) est la diminution de la fiabilité du système, qui est un élément primordial dans le domaine aéronautique. Les autres inconvénients de cette solution sont l'augmentation du poids, du volume, et du coût total du système. De nombreux travaux de recherches sont donc effectués dans le but de se passer de ce capteur de position, et ainsi d'estimer les variables mécaniques uniquement à partir de la mesure des courants statoriques. Plusieurs méthodes ont déjà été proposées et validées pour piloter une machine synchrone en moyennes et hautes vitesses sans capteur de position. Ces méthodes se basent sur l'estimation du vecteur de force électromotrice (FEM) à vide à partir des tensions imposées, de la mesure de courants et des équations de la machine. La FEM étant directement proportionnelle à la vitesse, cette dernière peut également être estimée tout comme la position qui est alors obtenue par simple intégration de la vitesse. Cependant, la FEM étant nulle à l'arrêt et noyée dans les bruits de mesure en basses vitesses, elle n'est plus observable dans ces domaines de fonctionnement. Les méthodes basées sur l'estimation de la FEM ne conviennent donc pas pour les applications pour lesquelles un contrôle en position est requis. Pour estimer la position en basses vitesses et à l'arrêt, la seule solution restante est d'utiliser les variations de la valeur des inductances statoriques en fonction de la position du rotor. Plusieurs procédés utilisant les variations d'inductances ont déjà été proposés :35 - Selon un premier type de méthode, le principe est de couper la commande toutes les dix ou vingt périodes de modulation en largeur d'impulsion (MLI) et d'injecter un signal haute fréquence (supérieur à la bande passante des régulateurs de courant). Le rapport de la tension injectée sur la variation du courant mesuré permet d'estimer l'inductance, et comme celle-ci dépend de la position, la position peut être estimée. Un exemple est décrit dans le document J. Kiel, A. Bünte, S. Beineke, "Sensor/ess torque control of permanent magnet synchronous machines over the who/e operation range'', EPEPEMC, TP-053, Dubrovnik & Cavat, septembre 2002. Selon un deuxième type de méthode, on estime dans un premier temps l'erreur sur l'estimation de la position. Cette erreur est régulée à zéro à l'aide d'un correcteur. La sortie de ce correcteur nous donne une estimation de la vitesse, et par intégration nous obtenons la position estimée du rotor. Afin de calculer l'erreur d'estimation, la mesure des courants juste après l'injection du signal HF est comparée avec le courant qui aurait dû être obtenu théoriquement s'il n'y avait pas de signal HF. Les méthodes du premier type précité ont pour inconvénients : - Un calcul direct de la position estimée, celle-ci connaitra donc des discontinuités à chaque calcul. Comme les références de tension sont calculées à partir de la position du rotor, les références également vont connaître des discontinuités ce qui provoquera des à-coups de couple pouvant être néfastes. La nécessité de devoir stopper la commande pour effectuer l'estimation. En effet, toutes les dix ou vingt périodes de MLI (en fonction de la précision souhaitée), l'une d'elles est consacrée uniquement à l'injection d'un signal haute fréquence pour l'estimation. Un suréchentillonage des courants statoriques au moment de l'estimation est dans certains cas nécessaire. Les méthodes du deuxième type précité ont les inconvénients suivants : - Dans ces méthodes, un courant mesuré est comparé à un courant qui serait obtenu théoriquement. Il faut donc pour cela avoir un modèle précis du moteur si l'on veut s'assurer d'une bonne convergence des méthodes. Celles-ci deviennent alors dépendantes aux incertitudes ainsi qu'aux variations des paramètres de la machine. - De plus, ces méthodes ne s'appliquent pas aux machines à rotor lisse. Il existe donc un besoin pour améliorer la commande d'une machine synchrone à vitesses faibles et nulles. Objet et résumé de l'invention L'invention vise à répondre à ce besoin en proposant un procédé de commande d'une machine synchrone à aimants permanents comprenant un stator et un rotor, ledit procédé comprenant : - une étape de détermination d'une position estimée du rotor, - une étape de détermination d'un courant direct et d'un courant en quadrature en fonction de courants statoriques et de la position estimée du rotor, - une étape de détermination d'une première consigne de tension directe et d'une consigne de tension en quadrature en fonction du courant directe, du courant en quadrature, d'une consigne de courant directe et d'une consigne de courant en quadrature, caractérisé en ce qu'il comprend : - une étape de détermination d'une deuxième consigne de tension directe qui est alternativement égale à la première consigne de tension directe ou égale à la première consigne de tension directe additionnée avec un signal périodique prédéterminé, - une étape de détermination de consignes de tension statoriques en fonction de la deuxième consigne de tension directe, de la consigne de tension en quadrature et de la position estimée du rotor, - une étape de commande de ladite machine synchrone en fonction des consignes de tension statoriques, dans lequel l'étape de détermination d'une position estimée du rotor comprend : - une étape de détermination d'un terme de couplage en fonction d'une différence entre le courant en quadrature lorsque la deuxième consigne de tension directe est égale à la première consigne de tension directe et le courant en quadrature lorsque la deuxième consigne de tension directe est égale à la première consigne de tension directe additionnée avec le signal périodique prédéterminé, une étape de détermination d'une vitesse de rotation du rotor en fonction dudit terme de couplage, et une étape de détermination de la position estimée du rotor par intégration de la vitesse de rotation du rotor. Corrélativement, l'invention propose une unité de commande 10 pour machine synchrone à aimants permanents comprenant un stator et un rotor, ladite unité de commande comprenant : - des moyens de détermination d'une position estimée du rotor, - un module de détermination d'un courant direct et d'un courant en quadrature en fonction de courants statoriques et de la position estimée 15 du rotor, - un module détermination d'une première consigne de tension directe et d'une consigne de tension en quadrature en fonction du courant directe, du courant en quadrature, d'une consigne de courant directe et d'une consigne de courant en quadrature, 20 caractérisée en ce qu'elle comprend : - un module de détermination d'une deuxième consigne de tension directe qui est alternativement égale à la première consigne de tension directe ou égale à la première consigne de tension directe additionnée avec un signal périodique prédéterminé, 25 - un module de détermination de consignes de tension statoriques en fonction de la deuxième consigne de tension directe, de la consigne de tension en quadrature et de la position estimée du rotor, - des moyens de commande de ladite machine synchrone en fonction des consignes de tension statoriques, 30 dans lequel les moyens de détermination d'une position estimée du rotor comprennent : - un module de détermination d'un terme de couplage en fonction d'une différence entre le courant en quadrature lorsque la deuxième consigne de tension directe est égale à la première 35 consigne de tension directe et le courant en quadrature lorsque la deuxième consigne de tension directe est égale à la première consigne de tension directe additionnée avec le signal périodique prédéterminé, un module de détermination d'une vitesse de rotation du rotor en fonction dudit terme de couplage, et un module de détermination de la position estimée du rotor par intégration de la vitesse de rotation du rotor. L'étape de détermination d'une vitesse de rotation du rotor en fonction dudit terme de couplage peut comprendre la mise en oeuvre d'un correcteur destiné à annuler le terme de couplage. De préférence, le signal périodique prédéterminé est un signal d'impulsions. Selon un mode de réalisation, l'étape de commande de ladite machine synchrone en fonction des consignes de tension statoriques comprend la fourniture desdites consignes de tension statoriques à un onduleur à modulation en largeur d'impulsion présentant une période prédéterminée, ladite deuxième consigne de tension directe étant égale à la première consigne de tension directe additionnée avec le signal périodique prédéterminé pendant une à trois périodes de la modulation à largeur d'impulsion, toutes les 15 à 25 périodes. Le rotor peut être un rotor à pôles saillants. Le rotor peut également être un rotor à pôles lisses, ledit procédé comprenant une étape de saturation de dents statoriques faisant face à des pôles du rotor. L'invention propose aussi un système de commande comprenant une unité de commande conforme à l'invention, un onduleur et une machine synchrone. L'invention vise aussi un programme d'ordinateur comportant des instructions pour l'exécution des étapes d'un procédé de commande conforme à l'invention lorsque ledit programme est exécuté par un ordinateur. Ce programme peut utiliser n'importe quel langage de programmation, et être sous la forme de code source, code objet, ou de code intermédiaire entre code source et code objet, tel que dans une forme partiellement compilée, ou dans n'importe quelle autre forme souhaitable. L'invention vise aussi un support d'enregistrement ou support d'informations lisible par un ordinateur, et comportant des instructions d'un programme d'ordinateur tel que mentionné ci-dessus. Les supports d'enregistrement mentionnés ci-avant peuvent être n'importe quelle entité ou dispositif capable de stocker le programme. Par exemple, le support peut comporter un moyen de stockage, tel qu'une ROM, par exemple un CD ROM ou une ROM de circuit microélectronique, ou encore un moyen d'enregistrement magnétique, par exemple une disquette (floppy disc) ou un disque dur. D'autre part, les supports d'enregistrement peuvent correspondre à un support transmissible tel qu'un signal électrique ou optique, qui peut être acheminé via un câble électrique ou optique, par radio ou par d'autres moyens. Le programme selon l'invention peut être en particulier téléchargé sur un réseau de type Internet. Alternativement, les supports d'enregistrement peuvent correspondre à un circuit intégré dans lequel le programme est incorporé, le circuit étant adapté pour exécuter ou pour être utilisé dans l'exécution du procédé en question. Brève description des dessins D'autres caractéristiques et avantages de la présente invention ressortiront de la description faite ci-dessous, en référence aux dessins annexés qui en illustrent des exemples de réalisation dépourvus de tout caractère limitatif. Sur les figures : - la figure 1 est un schéma d'un système de commande selon un mode de réalisation de l'invention, - la figure 2 représente des repères liés aux positions réelle et estimée du rotor de la machine synchrone du système de la figure 1, et - la figure 3 est un schéma du système de commande de la figure 1, dans lequel le fonctionnement de l'unité de commande est représenté par des modules fonctionnels. Description détaillée de modes de réalisation La figure 1 représente un système de commande d'une machine synchrone à aimants permanents selon un mode de réalisation de l'invention. Le système de la figure 1 comprend une unité de commande 1, un onduleur 2 à modulation en largeur d'impulsion, et une machine synchrone 3 à aimants permanents. La machine synchrone 3 comprend un rotor portant des aimants permanents et un stator présentant des enroulements triphasés. On note Vabc les tensions triphasées statoriques et Iabc les courants triphasés statoriques. La machine synchrone 3 peut être caractérisée par différentes grandeurs, notamment par ses inductances dynamiques statoriques. La machine synchrone 3 est une machine dans laquelle les inductances dynamiques statoriques sont dépendantes de la position du rotor. Il peut donc s'agir d'une machine synchrone à rotor saillant, mais également d'une machine synchrone à rotor lisse dont les dents statoriques faisant face aux aimants rotoriques sont soit légèrement saturées soit rendues légèrement saturées en imposant une valeur positive suffisamment élevée du courant statorique suivant l'axe direct estimé. Les structures de telles machines sont connues de l'homme du métier et ne sont donc pas décrites en détail. L'onduleur 2 fournit les tensions triphasées Vabc pour la machine synchrone 3 à partir d'une tension d'alimentation (non représentée), par modulation en largeur d'impulsion, en fonction de consignes de tensions Vabc* fournies par l'unité de commande 1. Le fonctionnement d'un tel onduleur 2 est connu de l'homme du métier et n'est donc pas décrit en détail. L'unité de commande 1 détermine les consignes de tension triphasées Vabc* à fournir à l'onduleur 2 pour commander la machine synchrone 3. A cet effet, l'unité de commande 1 estime la position du rotor de la machine synchrone 3 en se basant sur la variation des inductances dynamiques statoriques en fonction de la position du rotor, comme expliqué ci-après. Dans le mode de réalisation représenté, l'unité de commande 1 présente l'architecture matérielle d'un ordinateur et comprend un processeur 4, une mémoire non-volatile 5, une mémoire volatile 6 et une interface d'entrée-sortie 7. Le processeur 4 permet d'exécuter des programmes d'ordinateur mémorisés dans la mémoire non-volatile 5 en utilisant la mémoire volatile 6. Le fonctionnement de l'unité de commande 1 décrit ci-après résulte de l'exécution d'un tel programme. L'interface d'entrée-sortie 7 permet notamment d'obtenir la mesure des courants Iabc de la machine synchrone 3 et de fournir les consignes de tension Vabc* à l'onduleur 2. En variante, l'unité de commande 1 est un organe de commande numérique de type carte DSP, microcontrôleur ou FPGA. En référence à la figure 2, on explique maintenant le principe utilisé par l'unité de commande 1 pour estimer la position du rotor de la machine synchrone 3. On sait que les tensions Vabc peuvent être exprimées par une tension directe vd et une tension en quadrature vq dans un repère d, q lié au rotor de la machine synchrone 3. De même, les courants Iabc peuvent être exprimés par un courant direct id et un courant en quadrature iq dans le repère d, q. La figure 2 représente le repère d, q et un angle 0 qui représente la position du rotor par rapport à un axe de référence o. Considérons un moteur à pôles saillants, l'évolution de l'inductance propre d'une phase, en fonction de la position 0 du rotor en négligeant les harmoniques supérieurs est sous la forme suivante : Ls( 9 )= Ls+4.cos(29+190 (2) Cette fonction est constituée d'une partie constante (la valeur moyenne) et d'une partie variable dont la période est égale à 180° électriques. 00 dépend de la phase considérée. Dans le repère d, q, les équations de la machine synchrone 3 sont (valables même en régime saturé) : d 1 if d le d vd - R s - Id - p5-2 - P ( W. d le (3) dt ) où P(0) est la matrice de rotation définie par : P(e) cose -siu e sine cos e (id, iq), (vd, vq) et (lpd, L'ici) sont les composantes directe et en quadrature des courants, tensions et flux totaux statoriques, 52 est la vitesse mécanique réelle de la machine synchrone 3, Rs la résistance des enroulements et p le nombre de paires de pôles. (4) En ne considérant que la première harmonique des forces magnétomotrices au stator et en négligeant l'effet de saturation croisé entre les bobinages fictifs d et q (mdc, = 0), nous avons : cl Wd dt Id 0 . (5) cl Id - dt tq 0 / où Id et lq sont respectivement les inductances dynamiques directe et en quadrature. Nous nous limitons ici aux basses vitesses et à l'arrêt, nous faisons donc l'hypothèse que les termes proportionnels à la vitesse 52 sont négligeables. L'équation (3) se simplifie et devient : id dit = -R,i ( 6 ) dt di = - Rwici (7 ) I dt Nous pouvons remarquer qu'à présent, les équations sont totalement découplées. L'injection d'une tension sur l'axe d ne provoquera aucune réponse en courant sur l'axe q. En l'absence de capteur de position dans la machine synchrone 3, l'unité de commande 1 n'a pas accès à la position 0 du rotor et détermine donc une position estimée 9. Sur la figure 2, on a également représenté le repère b, y lié à la position estimée 9 du rotor. L'erreur d'estimation entre les deux repères est représentée par l'angle cp (q) = 3 - 0). Les deux repères tournent par rapport au stator à la vitesse électrique e pour le repère réel (Q est la vitesse mécanique du rotor), et es pour le repère estimé (Qs est la vitesse mécanique estimée du rotor). En appliquant une rotation de cp à l'aide de la matrice P((p), l'équation (3) dans le repère ô, y devient : ( 71. '\ la (71. - pS-2, [L]. P + pS2-{P ir_ [11- d 18 Y_ Vg 15 Vis ( 18 dt Vy Wy P _ Y_ avec : mgr V], is -87 /y = P(- q)) 0 lq 30 = 2 /d + /g 4. 2 ls /d - 1q cos 2q, /d + 1 ld - 1 q où : 1y - 2 2 cos2ço (10) 1 m = 2 dsin 2q Encore une fois, comme nous nous plaçons en basses vitesses, nous pouvons simplifier ces équations en négligeant les termes proportionnels à S2 : C I 18 Vg ig [L].- , -Rs - -pl-2s - [.11 13( -7e:\ i8 (11) dt -'y- V y 1Y2, i _ y Après simplification, ces équations se mettent sous la forme suivante : - di, Rs (1 I -( )sine )- la ( -( -Id )siti 2 ço )- '8 at R, +( pldldS2' +,-( Id -Id )sin2ço)-ir - I d ) sin2v- vy di I II dY Rs( )sin2 q))-iy+( +( -Id )sin 2 (0 )- V2, 10R, -( -Id )sin2e)-ig---2-('i -Id )sin2v-vg Nous pouvons observer qu'à présent, les équations de la machine synchrone 3 dans le repère 5, y estimé sont à nouveau couplées. Ce couplage dépend à la fois de la saillance de la machine (plus 15 précisément de la saillance magnétique dynamique, c'est-à-dire l'écart entre les inductances dynamiques directe et en quadrature, terme (Iq - Id)) et de l'erreur d'estimation (p. Autrement dit, en cas de saillance et d'erreur sur l'estimation de la position, une variation de la composante ô de la tension fera apparaitre 20 un terme de couplage noté Aiy sur la composante y du courant statorique. Ce terme disparaît si l'erreur s'annule. La figure 3 représente l'utilisation de ce principe dans l'unité de commande 1. Sur la figure 3, le fonctionnement de l'unité de commande 1 est représenté sous la forme de modules fonctionnels qui peuvent 25 correspondre à l'exécution d'un programme d'ordinateur par le processeur 4 de la figure 1. (12) (13) L'unité de commande 1 comprend un régulateur de courant 10, un générateur de signal périodique 11, un module additionneur 12, un module de conversion 13, un module de conversion 14, un module de détermination 15, un estimateur de vitesse 16 et un intégrateur 17. L'unité de commande 1 travaille dans le repère à, y estimé et manipule notamment les grandeurs suivantes une consigne de courant directe 15* et une consigne de courant en quadrature iy*, - une consigne de tension directe v5i*, une consigne de tension directe v62* et une consigne de tension en quadrature vy*, - un signal périodique G haute fréquence, - une vitesse estimée Ps du rotor, - position estimée & du rotor. Le régulateur de courant 10 détermine la consigne de tension directe v51* et la consigne de tension en quadrature vy* en fonction du courant directe i5, du courant en quadrature i,, de la consigne de courant directe i5* et de la consigne de courant en quadrature iy*. La réalisation d'un tel régulateur de courant est connue de l'homme du métier et n'est donc pas décrite en détail. Le générateur de signal périodique 11 fournit le signal périodique G haute fréquence. Par « haute fréquence », on entend une fréquence inférieure à la fréquence de la modulation en largeur d'impulsion de l'onduleur 2 mais supérieure à la fréquence de coupure des régulateurs de courant. Dans cet exemple, le signal périodique G est un signal d'impulsion de tension. L'amplitude de ces impulsions est choisie suffisamment grande pour observer un terme de couplage significatif dans l'équation (13). Cependant, cette amplitude ne doit pas non plus être trop importante au risque de perturber la commande et d'augmenter les pertes dans la machine synchrone 3. L'homme du métier est capable d'effectuer un dimensionnement approprié à partir de ces indications. Le module additionneur 12 détermine la consigne de tension directe v52* en fonction de la consigne de tension directe v51* et du signal périodique G. Plus précisément, la consigne de tension directe v52* est alternativement égale à la consigne de tension directe v51* (v62* = vsi*) ou égale à la consigne de tension directe v51* additionnée avec un signal périodique G (v52* = v51* + G). Par exemple, v52* est normalement égale à v51* et, toutes les 20 périodes de la modulation en largeur d'impulsion de l'onduleur 2, v62* est égale à vôi* + G pendant une à trois périodes de la modulation en largeur d'impulsion de l'onduleur 2. Le module de conversion 13 convertit les consignes de tension du repère 15, y estimé en des consignes du repère statorique abc. Autrement dit, le module de conversion 13 détermine les consignes de tension statoriques Vabc* pour l'onduleur 2, en fonction de la consigne de tension directe v52*, de la consigne de tension en quadrature vy* et de la position estimée 9 du rotor. La réalisation d'un tel module de conversion est connue de l'homme du métier et n'est donc pas décrite en détail. Le module de conversion 14 convertit les courant statoriques Iabc mesurés dans la machine synchrone 3 en courant dans le repère Ô, y estimé. Autrement dit, le module de conversion 14 détermine le courant direct i5 et le courant en quadrature iy en fonction de courants statoriques Iabc et de la position estimée 9. du rotor. La réalisation d'un tel module de conversion est connue de l'homme du métier et n'est donc pas décrite en détail. Le module de détermination 17 détermine un terme de couplage Aiy qui apparait sur la composante y du courant lorsque le signal périodique G est injecté sur la composante 5 de la tension. Comme expliqué précédemment, le terme de couplage Aiy apparait en cas d'erreur d'estimation sur la position du rotor et de saillance. Plus précisément, le module de détermination 17 détermine le terme de couplage Aiy en calculant la différence entre le courant en quadrature iy lorsque vs2* = vài* juste avant l'impulsion et le courant en quadrature iv lorsque v62* = v5i* + G. On considère que lors de l'impulsion v5,1* reste lentement variable. L'estimateur de vitesse 16 détermine la vitesse estimée S-25 du rotor en fonction du terme de couplage Aiy. Plus précisément, on sait que le terme de couplage Aiy disparaît si l'erreur s'annule. L'estimateur de vitesse 16 va donc réguler le couplage Aiy à zéro à l'aide d'un correcteur. La sortie de ce correcteur fournira une estimation de la vitesse. En effet, en fonction du signe du couplage, il est possible de savoir si le repère estimé est en avance ou en retard sur le repère réel. Le correcteur va donc augmenter la vitesse estimée ou au contraire la ralentir, afin de faire coïncider les deux repères. Le correcteur utilisé est par exemple un 2 9863 89 13 correcteur de type proportionnel-intégral (PI), particulièrement intéressant du point de vue du temps de calcul. Cependant, il est également possible d'utiliser d'autres types de correcteur. Le correcteur PI sera de la forme : =1-20 (Air +-rf Air - dt) (14) 5 où S2o et T sont les paramètres de l'estimateur déterminant la convergence de l'estimation et sa dynamique. L'intégrateur 17 détermine la position estimée 9 du rotor par intégration de la vitesse estimée Qs /51(t)-= pf S2 dt + t9(0) (15) 10 Dans les équations (12) et (13), les termes trigonométriques, fonction de l'erreur de position cp, ont une période de n (180° électriques). Par conséquent, cette erreur peut converger soit vers 0 soit vers n selon l'erreur de position initiale. En effet, si l'erreur initiale est trop importante (41> n/2), la méthode risque de converger vers une erreur de n et la 15 commande sans capteur peut échouer. De même, pour une machine lisse, si l'erreur initiale est trop importante, il est plus difficile de rendre la machine légèrement saturée afin d'obtenir un écart suffisant entre Id et Ici. En effet, c'est la présence du terme (Id - Ici) dans (12) et (13) qui assure la convergence de l'estimateur. Si l'erreur initiale n'est pas suffisamment 20 faible, l'ampère-tour imposé par les courants statoriques risque de ne pas avoir une composante directe suffisante pour saturer la machine. En particulier, dans le cas où l'erreur initiale est supérieure à n/2, on risque même de désaturer la machine et de ne pas provoquer la saillance magnétique. Pour répondre à ces problèmes et déterminer la position 25 estimée initiale 9(0), on peut utiliser une méthode d'initialisation décrite dans le document K. Tanaka, R. Moriyama, I. Miki, "Initial Rotor Position Estimation of Interior Permanent Magnet Synchronous Motor Using Optimal Voltage Vector, Electrical Engineering in Japan, vol. 156, no. 4, juillet 2006. 30 La position estimée 9- fournie par l'intégrateur 17 est utilisée notamment par les modules de conversion 13 et 14, comme décrit précédemment. La détermination de la position estimée 9 réalisée par l'unité de commande 1 présente plusieurs avantages. : L'injection des impulsions de tension se fait dans l'axe ô et non dans l'axe y. Lorsque l'erreur devient faible, l'axe ô se confond avec l'axe d et ainsi, le couple produit par les courants résultant des impulsions devient négligeable et ne perturbe pas le contrôle de la machine synchrone 3. De plus dans ce cas, la composante d du courant statorique provoquée par ces impulsions participe à la saturation du circuit magnétique et ainsi à accroitre la saillance et faciliter la convergence. Un calcul de la position qui ne se fait par intégration d'une vitesse estimée et non de manière directe. Il n'y a donc pas de discontinuité sur l'estimation et sur les références de courant. Le procédé d'estimation est simple et léger et s'accompagne donc d'un temps de calcul réduit. Une grande robustesse obtenue, la connaissance des paramètres de la machine synchrone 3 et de leurs variations n'étant pas requise. L'invention convient notamment pour des applications avioniques de type commande de vol, système de freinage, de sortie de train d'atterrissage ou tout système utilisant des actionneurs électriques équipés de moteurs synchrones à aimants permanents, pour lesquelles il est impératif de pouvoir faire une commande en position et donc d'assurer un couple même à l'arrêt. Dans le mode de réalisation décrit ci-dessus, le signal périodique G est un signal d'impulsions. Dans un mode de réalisation alternatif, le signal périodique G est un signal sinusoïdal haute fréquence. La réponse en courant aux tensions sinusoïdales injectées donne alors une estimation des inductances l5, ly ainsi que de la mutuelle m5y (voir la relation (10)). Cette dernière étant l'image de l'erreur d'estimation cp, elle peut être corrigée par le module d'estimation 16 à une valeur nulle. Cette solution est plus difficile à mettre en oeuvre que celle basée sur un signal périodique G composé d'impulsions. En effet, contrairement à une impulsion, il n'est pas évident d'injecter à l'aide de l'onduleur 2 (dont la fréquence de découpage est fixée par la modulation en largeur d'impulsion) un signal dont la fréquence doit être largement supérieure à la fréquence électrique des signaux de commande afin de ne pas en perturber la régulation. De plus, afin de traiter les réponses en courant obtenues, il sera nécessaire d'utiliser un filtre passe-bande centré sur la fréquence du signal injecté.5 REVENDICATIONS1. Procédé de commande d'une machine synchrone (3) à aimants permanents comprenant un stator et un rotor, ledit procédé 5 comprenant : - une étape de détermination d'une position estimée (9) du rotor, - une étape de détermination d'un courant direct (id) et d'un courant en quadrature (iv) en fonction de courants statoriques (Iabc) et de la position estimée (9) du rotor, 10 - une étape de détermination d'une première consigne de tension directe (vd1*) et d'une consigne de tension en quadrature (vy*) en fonction du courant directe (id), du courant en quadrature (iv), d'une consigne de courant directe (id*) et d'une consigne de courant en quadrature (iy*), caractérisé en ce qu'il comprend : 15 - une étape de détermination d'une deuxième consigne de tension directe (v52*) qui est alternativement égale à la première consigne de tension directe (vdi*) ou égale à la première consigne de tension directe (v51*) additionnée avec un signal périodique prédéterminé (G), - une étape de détermination de consignes de tension statoriques (Vabc*) 20 en fonction de la deuxième consigne de tension directe (v62*), de la consigne de tension en quadrature (vy*) et de la position estimée (9) du rotor, - une étape de commande de ladite machine synchrone (3) en fonction des consignes de tension statoriques (Vabc*), 25 dans lequel l'étape de détermination d'une position estimée (9) du rotor comprend : - une étape de détermination d'un terme de couplage (.8.iy) en fonction d'une différence entre le courant en quadrature (iy) lorsque la deuxième consigne de tension directe (vd2*) est égale à la 30 première consigne de tension directe (vd1*) et le courant en quadrature (iv) lorsque la deuxième consigne de tension directe (vd2*) est égale à la première consigne de tension directe (vsi*) additionnée avec le signal périodique prédéterminé (G), une étape de détermination d'une vitesse de rotation du rotor (S25) 35 en fonction dudit terme de couplage (Aiy), et- une étape de détermination de la position estimée (&) du rotor par intégration de la vitesse de rotation du rotor (525). 2. Procédé de commande selon la revendication 1, dans lequel l'étape de détermination d'une vitesse de rotation du rotor (S25) en fonction dudit terme de couplage (Aiy) comprend la mise en oeuvre d'un correcteur destiné à annuler le terme de couplage (Aiy). 3. Procédé de commande selon l'une des revendications 1 et 2, 10 dans lequel le signal périodique prédéterminé (G) est un signal d'impulsions. 4. Procédé de commande selon l'une des revendications 1 à 3, dans lequel l'étape de commande de ladite machine synchrone en fonction 15 des consignes de tension statoriques (Vabc*) comprend la fourniture desdites consignes de tension statoriques (Vabc*) à un onduleur (2) à modulation en largeur d'impulsion présentant une période prédéterminée, ladite deuxième consigne de tension directe (v62*) étant égale à la première consigne de tension directe (v.51*) additionnée avec le signal 20 périodique prédéterminé (G) pendant une à trois périodes de la modulation à largeur d'impulsion, toutes les 15 à 25 périodes. 5. Procédé de commande selon l'une des revendications 1 à 4, dans lequel ledit rotor est un rotor à pôles saillants. 6. Procédé de commande selon l'une des revendications 1 à 4, dans lequel ledit rotor est un rotor à pôles lisses, ledit procédé comprenant une étape de saturation de dents statoriques faisant face à des pôles du rotor. 7. Programme d'ordinateur comprenant des instructions pour la mise en oeuvre d'un procédé de commande selon l'une des revendications 1 à 6 lorsque ledit programme est exécuté par un ordinateur. 35 8. Support d'enregistrement lisible par ordinateur, comprenant un programme d'ordinateur selon la revendication 7. 25 30 9. Unité de commande (1) pour machine synchrone (3) à aimants permanents comprenant un stator et un rotor, ladite unité de commande (1) comprenant : - des moyens de détermination d'une position estimée (9) du rotor, - un module (14) de détermination d'un courant direct (i5) et d'un courant en quadrature (iv) en fonction de courants statoriques (Iabc) et de la position estimée (9) du rotor, - un module (10) détermination d'une première consigne de tension directe (v51*) et d'une consigne de tension en quadrature (vy*) en fonction du courant directe (i6), du courant en quadrature (iv), d'une consigne de courant directe (i5*) et d'une consigne de courant en quadrature (iy*), caractérisée en ce qu'elle comprend : - un module (12) de détermination d'une deuxième consigne de tension directe (vu*) qui est alternativement égale à la première consigne de tension directe (v61*) ou égale à la première consigne de tension directe (v51*) additionnée avec un signal périodique prédéterminé (G), - un module (13) de détermination de consignes de tension statoriques (Vabc*) en fonction de la deuxième consigne de tension directe (v,52*), de la consigne de tension en quadrature (vy*) et de la position estimée (9) du rotor, - des moyens (7) de commande de ladite machine synchrone (3) en fonction des consignes de tension statoriques (Vabc*), dans lequel les moyens de détermination d'une position estimée (9) du rotor comprennent : - un module (15) de détermination d'un terme de couplage (Aiy) en fonction d'une différence entre le courant en quadrature (iv) lorsque la deuxième consigne de tension directe (và2*) est égale à la première consigne de tension directe (v,51*) et le courant en quadrature (iv) lorsque la deuxième consigne de tension directe (v62*) est égale à la première consigne de tension directe (vsi*) additionnée avec le signal périodique prédéterminé (G), - un module (16) de détermination d'une vitesse de rotation du rotor (Qs) en fonction dudit terme de couplage (Aiy), et- un module (17) de détermination de la position estimée (9) du rotor par intégration de la vitesse de rotation du rotor (Qs). 10. Système de commande comprenant une unité de commande (1) selon la revendication 9, un onduleur (2) et une machine synchrone (3).