FR 3070056 A1 20190215 FR 1757610 A 20170809 SYSTEME MIXTE DE COMMANDE DE MOTEUR D'AERONEF ET PROCEDE DE REGLAGE ASSOCIE DOMAINE TECHNIQUE GÉNÉRAL Afin d'optimiser les performances des moteurs (turbomachines) d'aéronefs sur 5 l'ensemble du domaine de vol, un des leviers possibles est d'ajouter des - géométries variables » (vannes de décharge, aubes ou pales à calage variable, volets de tuyère à section variable, etc...). De manière générale, les géométries variables sont des organes munis d'éléments mobiles dont la position peut être pilotée pour faire varier des paramètres comme l'écoulement d'un flux de gaz, et qui permettent ainsi d'avoir 10 des degrés de liberté sur l'opérabilité de la turbomachine. Elles sont typiquement pilotées par un calculateur, et leurs actions doivent être coordonnées pour être optimales en termes de performances et rester dans les limites acceptables d'opérabilité et de sécurité de fonctionnement de la turbomachine (notamment en termes de pression, température, régimes, couples...). 15 On parle de manière générale de système rnultivariable lorsqu'un système possède plusieurs entrées et/ou plusieurs sorties. Les stratégies classiques rnonovariables d'architecture et de réglage ne sont généralement pas adaptées à ces systèmes du fait des interactions entre les différentes variables. 20 Cas du turbopropulseur Un turbopropulseur est classiquement constitué d'un générateur de gaz (turbine) entrainant une hélice à pas variable. L'objectif principal du système de régulation d'un turbopropulseur est d'assurer la poussée souhaitée tout en conservant une vitesse de rotation de l'hélice 25 constante. Du point de vue de la commande, un turbopropulseur peut être vu comme un système rnultivariable comprenant : - deux grandeurs d'entrée : o le débit carburant, qui sera noté WF, o le pas de l'hélice (également appelé angle de calage), qui sera noté 30 8; - deux grandeurs de sortie : o la puissance de l'hélice, qui sera noté SHP, o la vitesse de rotation de l'hélice, qui sera noté XNP. 2 Généralement, la puissance SHP est commandée par l'action du débit carburant WF, tandis que la vitesse de rotation de l'hélice XNP est commandée par l'action sur le pas de l'hélice 8. La vitesse XNP est asservie autour de plusieurs paliers de vitesse, définis par rapport aux conditions de vol et par rapport à l'état du turbopropulseur. Le problème principal de la régulation est que la demande de variation de puissance SHP'f entraîne une variation non désirée de la vitesse de rotation de l'hélice XNP. De même, la variation de la demande de vitesse de rotation de l'hélice XNP'f affecte la puissance du générateur de gaz SHP. Cela est dû fait que chacune des commandes agit sur chacune des sorties. Ces perturbations sont fortement préjudiciables au turbopropulseur. Elles entrainent notamment des sur-couples importants qui endommagent les composants en fatigue, et en particulier le réducteur. Autres exemples d'applications Les contrôles moteurs d'autres applications sont également concernés. C'est le cas par exemple de la commande d'un moteur possédant un doublet d'hélices contrarotatives non carénées (ou - Open-Rotor » selon la terminologie anglosaxonne généralement utilisée dans le domaine), qui est une application similaire à un turbopropulseur du point de vue de la commande : le système utilise trois grandeurs d'entrée (le débit carburant et les pas respectifs des deux hélices contrarotatives) pour commander trois grandeurs de sortie (le régime du corps basse pression et les régimes de chacune des deux hélices). C'est également le cas de turboréacteurs pour lesquels la section de la tuyère 25 peut être pilotée en plus du débit carburant. Ce degré de liberté supplémentaire permet principalement de jouer sur la vitesse d'éjection des gaz et par conséquence la poussée. Différentes géométries variables peuvent également être intégrées dans des turboréacteurs. Bien que les consignes des géométries variables et du débit carburant 30 d'un turboréacteur soient élaborées en coordination, leurs commandes (courants de servovalve) sont synthétisées indépendamment et peuvent affecter certains paramètres de fonctionnement communs comme les régimes ou la ligne d'opérabilité des compresseurs. 3 Principaux objectifs pour la synthèse de lois de commande Les principaux objectifs pour la synthèse de lois de commande pour ces systèmes sont les suivants : - Respect des spécifications données par le cahier des charges (temps de 5 réponse, dépassement, marges de stabilité), - Limitation les interactions entre les différentes variables : la variation de consigne d'une des grandeurs doit provoquer le plus petit écart possible sur les autres grandeurs, - Robustesse de la commande aux perturbations et aux incertitudes de 10 modélisation. En dehors des objectifs de performances, les lois de commande doivent être facilement ajustables et d'une complexité raisonnable pour faciliter leur réglage, leur ajustement en essais et leur implémentation dans les calculateurs. 15 Solutions existantes de commande multivariable avec découplage Dans ces approches, les lois de commande sont synthétisées à partir d'un modèle linéaire identifié autour de points de fonctionnement. Les schémas des systèmes de l'art antérieur qui suivent sont présentés avec des modèles de turbopropulseur linéaire. Ces modèles sont notés G lorsque le formalisme de matrice 20 de transfert est utilisé. Lorsque le formalisme d'état est utilisé, le modèle de turbopropulseur se compose des matrices d'état, de commande et de sortie A, B et C (la matrice d'action directe D étant nulle dans les applications de contrôle moteur considérées). Comme illustré sur la figure 1, on connait des approches dites centralisées de 25 type H2, H- (comme celle décrit dans le document G. Zannes, Feedback and Optimal Sensitivity Model Reference Transformations, Multiplicative Seminorms, and Approximations, IEEE Transactions on Automatic Control, vol. 26, issue n°4, 1981). Ces approches permettent de synthétiser un correcteur nnultivariable 11 prenant en compte directement la puissance SHP et la vitesse de l'hélice XNP. 30 Bien que ces solutions soient relativement performantes, leur développement nécessite des calculs importants, et les correcteurs obtenus sont généralement complexes. Par ailleurs, ces lois de commande ne sont pas intuitives, ce qui constitue un problème évident pour les ajustements des réglages lors d'essais moteurs. 4 Comme illustré sur la figure 2, on connait également des commandes par retour d'état (de type méthode de placement de pôles, méthode de la commande linéaire quadratique). Ces méthodes consistent à ajouter une rétroaction comportant un retour d'état 12. Des termes d'action intégrale 13 sont généralement ajoutés au 5 retour d'état 12 afin d'obtenir de bonnes performances. Ces méthodes n'étant pas axées sur le découplage, les interactions entre les boucles Puissance SHP et Hélice XNP restent généralement trop importantes. Par ailleurs, les commandes par retour d'état sont difficilement ajustables sur banc moteur. 10 Comme illustré sur la figure 3, on connait des approches de découplage par retour d'état (comme par exemple la synthèse de Falb-Wolovich (décrite dans - Commande et estimation multivariables », Ostertag, 2006) ou la synthèse modale complète). Ces méthodes consistent à ajouter une rétroaction comportant un retour 15 d'état 14 et une compensation statique M 14b pour découpler le système. L'avantage de ces méthodes est qu'elles permettent d'obtenir un découplage total, avec des correcteurs relativement simples. Ces méthodes ne sont cependant pas compatibles avec l'ajout d'actions intégrales. En effet, ces méthodes sont basées sur le déplacement d'un nombre 20 limité de pôles dépendant du système, et le fait d'ajouter des intégrateurs et donc des pôles instables conduit à déplacer ces derniers au lieu des pôles du système. Les performances obtenues sont alors insuffisantes, notamment en termes de rejet de perturbations. Par ailleurs, les commandes par retour d'état sont difficilement ajustables en pratique. Comme illustré sur la figure 4, on connait également des méthodes fréquentielles de découplage (comme les méthodes de pseudo-diagonalisation, de décomposition en valeurs propres et en valeurs singulières, de découpleur simplifié, ou de découpleur idéal) qui permettent de découpler le système à l'aide de compensateurs 15, avant d'utiliser des régulateurs rnonovariables 16 de type PID permettant d'asservir le système. L'avantage de ces méthodes est que les étapes de synthèse des compensateurs 15 et des régulateurs rnonovariables 16 sont distinctes. Il est donc relativement simple d'ajuster a posteriori les réglages des régulateurs rnonovariables 16. 5 Le problème est que des compensateurs simples ne parviennent généralement pas à assurer un découplage satisfaisant. Un découplage convenable ou parfait ne peut être atteint qu'en utilisant des compensateurs complexes, difficilement irnplénnentables et interpolables. 5 Certaines méthodes consistent à implémenter uniquement la matrice de compensation 15 comme des biais à ajouter sur les commandes pour compenser les perturbations des différentes boucles. Le problème de ces méthodes est que les biais sont difficilement calculables et pas toujours suffisamment précis. 10 Les approches précédentes permettent : - d'obtenir un découplage moyen, ou - d'obtenir un découplage correct, au prix de lois de commande et de méthodes de synthèse relativement complexes. 15 PRESENTATION GENERALE DE L'INVENTION Un but général de l'invention est de garantir les performances souhaitées, notamment en termes de découplage, tout en préservant la possibilité de régler les correcteurs d'une manière simple et intuitive. A cet effet, il est proposé un système de commande d'un moteur d'aéronef 20 qui comporte : - au moins une boucle d'asservissement qui reçoit en entrée des consignes de paramètres de fonctionnement du moteur et qui commande le système avec une boucle de rétroaction sur ces paramètres de fonctionnement, ladite boucle d'asservissement comportant une commande décentralisée à 25 régulateurs rnonovariables, - au moins une commande par retour d'état intégrée dans la boucle d'asservissement, ladite commande recevant en entrée les sorties de la commande décentralisée à régulateurs rnonovariables et étant une boucle de rétroaction entre les paramètres de fonctionnement du moteur et les sorties 30 de ladite commande décentralisée, ladite boucle de rétroaction fournissant les paramètres de commande du moteur, la commande par retour d'état étant configurée pour découpler les paramètres de fonctionnement, les régulateurs rnonovariables de la 6 commande décentralisée étant configurés pour asservir les paramètres de fonctionnement sur les consignes de ces paramètres. La commande à retour peut comporter un compensateur statique et une boucle à correcteur de retour d'état, ledit compensateur statique et ladite boucle à 5 correcteur de retour d'état étant configurés pour découpler les paramètres de fonctionnement. Un tel système combine les avantages des solutions de découplage par retour d'état et des méthodes fréquentielles de découplage. Notamment, la conception du découplage et les régulateurs sont séparés. 10 Le découplage étant réalisé par une approche de découplage par retour d'état, il est alors possible d'assurer un découplage total avec un correcteur d'état L très simple et une matrice de compensation M, tout en conservant les dynamiques principales du procédé (à l'inverse des méthodes de découplage classiques). Ainsi, la réduction des couplages est très efficace. En outre, le retour d'état 15 découplant consiste en deux simples matrices de gains : le retour d'état et la compensation statique. Les régulateurs nnonovariables de la commande décentralisée sont avantageusement des correcteurs proportionnels / intégrateurs (correcteurs PI). 20 Les correcteurs PI permettent d'assurer les performances désirées. Ils ont l'avantage d'être simples et leurs réglages sont facilités du fait du découplage. Par ailleurs, ils peuvent facilement être ajustés/recalés, et ce, indépendamment du retour d'état découplant. Ces ajustennents/recalages peuvent être réalisés lors des phases de conception, au cours d'essais sur bancs de tests, mais 25 également au cours de la vie du turbopropulseur. En effet, le comportement du système est modifié lors du vieillissement de celui-ci. Il est alors possible d'adapter les correcteurs PI dans le but de maintenir les performances souhaitées (notamment en termes de temps de réponse et de dépassement). 30 L'invention concerne également un procédé de parannétrage d'un système de commande d'un moteur d'aéronef selon l'une des revendications précédentes, comportant des étapes consistant à : - définir un modèle linéaire de moteur, le modèle possédant une fonction de transfert et une représentation d'état ; 7 - définir un compensateur statique et un correcteur de retour d'état de manière à découpler les états constitués par les paramètres de fonctionnement du moteur à asservir ; - définir les régulateurs nnonovariables de manière à asservir lesdits 5 paramètres de fonctionnement sur les consignes. On réalise ainsi un découplage mixte par lequel : - on réalise le découplage par un retour d'état, - on synthétise des régulateurs (notamment, des régulateurs PI) à partir du procédé découplé par retour d'état. 10 Notamment, le correcteur de retour d'état et le compensateur statique peuvent être configurés pour que la fonction de transfert du système de commande ait des gains et pôles correspondant à ceux de la fonction de transfert du modèle de moteur. Le procédé peut en outre comporter une étape d'interpolation des correcteurs 15 nnonovariables en fonction de variables de conditions de vol. Les paramètres des correcteurs nnonovariables peuvent être interpolés individuellement par séquencennent de gains. Le procédé peut en outre comporter une étape d'interpolation du correcteur de retour d'état et du compensateur statique en fonction de variables de conditions 20 de vol. L'invention concerne en outre l'utilisation du système proposé pour diverses applications. On notera que la solution proposée par l'invention est particulièrement efficace dans le cas de systèmes considérant 2 ou 3 commandes et sorties, un nombre 25 plus important de variables pouvant être envisagé, mais le cas échéant avec des résultats moins précis. Les lois de commande sont en effet généralement synthétisées sur un modèle linéaire nominal. Ce modèle n'étant jamais parfait, les lois de commande n'assurent généralement pas le même niveau de performances sur le modèle non linéaire. Il en va de même pour le découplage, qui est connu pour être 30 assez sensible aux incertitudes de modèles. Les matrices M et L prennent en compte l'ensemble des transferts du système nnultivariable et risquent de s'avérer moins précises lorsque le nombre de variables augmente. Dans le cas de la commande d'un moteur possédant une hélice à pas variable, tel qu'un turbopropulseur, les paramètres de fonctionnement asservis comprennent 8 la puissance de l'hélice (SHP) et sa vitesse de rotation (XNP), les paramètres commandés comprenant le débit carburant et le pas de l'hélice. Dans le cas d'une commande d'un moteur possédant un doublet d'hélices contrarotatives à pas variables (doublet d'hélices contrarotatives à pas variables non 5 carénées - Open Rotor » ou carénées - Contrafan »), dans lequel les paramètres de fonctionnement asservis comprennent le régime du corps basse pression (NBP) et les régimes des deux hélices (Ni et N2), les paramètres commandés comprenant le débit carburant (WF) et les pas des hélices (fil et /32). Pour la commande d'un turboréacteur à section de tuyère pilotée, les 10 paramètres de fonctionnement asservis comprennent le régime du corps basse pression (NBP) et la position du ou des vérins (xT) commandant la section réglable de la tuyère, les commandes comprenant le débit carburant (WF) et le courant de servovalve (iTuy) alimentant le ou les vérins. Dans le cas de la commande d'un turboréacteur possédant des géométries 15 variables, les paramètres de fonctionnement asservis comprennent le régime du corps basse pression (NBP) et les positions des vérins (xVSV et xVBV) (d'autres paramètres de fonctionnement comme la ligne d'opérabilité du booster peuvent également être envisagés), et les commandes comprennent le débit carburant WF et les courants de commande des servovalves (iVSV et iVBV). 20 PRÉSENTATION DES FIGURES D'autres caractéristiques et avantages de l'invention ressortiront encore de la description qui suit, laquelle est purement illustrative et non limitative, et doit être lue en regard des figures annexées sur lesquelles : - la figure 1 illustre schématiquement un système de régulation centralisé de 25 l'art antérieur ; - la figure 2 illustre schématiquement un système de régulation par retour d'état de l'art antérieur ; - la figure 3 illustre schématiquement un système de découplage par retour d'état de l'art antérieur ; 30 - la figure 4 illustre schématiquement une méthode fréquentielle de découplage de l'art antérieur ; - la figure 5 un système de commande à stratégie mixte conforme à un mode de réalisation possible de l'invention ; 9 - la figure 6 illustre la commande par retour d'état du système de la figure 5 ; - la figure 7 illustre un exemple d'application de l'invention à la commande de turbopropulseur. 5 DESCRIPTION D'UN OU PLUSIEURS MODES DE RÉALISATION Dans l'exemple illustré sur la figure 5, on se situe dans le cas de deux consignes, commandes et sorties, cette architecture et le procédé de réglage étant généralisés dans ce qui suit à N consignes, commandes et sorties. L'architecture de ce système de commande 100 comprend : 10 - une boucle 101 de commande décentralisée avec compensateurs ; - un système 103 de découplage par retour d'état intégré à ladite boucle 101. La boucle 101 reçoit N consignes Yref et comprend une commande décentralisée 102 dont les sorties alimentent le système de découplage par retour d'état 103 et dont les correcteurs sont choisis pour permettre à la boucle 101 15 d'assurer la fonction d'asservissement du procédé. Découplage par retour d'état Le système de découplage par retour d'état est plus particulièrement repris 20 sur la figure 6 et comporte : - un compensateur statique 104 configuré pour découpler les consignes en sortie de la commande décentralisée 101 (matrice de pré-filtre M (ou matrice de compensation)) ; - un correcteur de retour d'état 105 (matrice L de retour d'état). 25 Dans ce qui, on suppose que les hypothèses suivantes sont respectées : - Le procédé est linéaire. - Le nombre de commandes est égal au nombre de sorties à asservir. Il s'agit d'une hypothèse classique pour du découplage (et il n'est de toute manière pas possible de découpler un système si l'on n'a pas le nombre de degrés de liberté 30 nécessaire). - La matrice d'action directe est nulle. C'est une hypothèse classique respectée naturellement par la majorité des systèmes de commande par retour d'état (les commandes n'agissent pas instantanément sur les sorties). 10 - La matrice de commande B est inversible. - Le procédé ne comporte pas de zéro instable (tout comme les autres méthodes de découplage par retour d'état, un zéro instable introduirait un pôle instable dans la solution). 5 Egalernent, on se place dans le cas où le nombre d'états du système est égal au nombre de sorties (tous les états considérés sont mesurés). Dans ce cas, il est possible d'ajuster A et B de manière à considérer la matrice de sortie C comme la matrice identité. Cette hypothèse peut néanmoins être contournée. Notamment, dans le cas où 10 le système possède un nombre d'états supérieur au nombre d'entrées/sorties, un observateur peut être rajouté. Compte tenu des hypothèses énoncées ci-dessus, la matrice de sortie C du schéma de la figure 3 est égale à l'identité par hypothèse, de sorte que : y = x et y = x 15 La représentation d'état d s'écrit de la manière suivante : x = Ai + Bu y = x 20 i(t) e Rn : colonne qui représente les N variables d'état u(t) e Em : colonne qui représente les N commandes y(t) e RP : colonne qui représente les N sorties A e Rn" : Matrice d'état B e Rn x m : Matrice de commande 25 de sorte que le système considéré peut être totalement représenté par (1) ci- dessous. Les notations de (2) étant adoptées par la suite. )e1 [Ail - -- AIN X1 B11 B1N1 rI [ 1 Yi ylref u1 x1 Y =['1;Yref =[ 1;u=[1;x =[:1 YN yNref UN XN X.N ANI - -- ANN XN BN1 BNN UN (1) (2) 11 La commande ainsi réalisée par le système de découplage de la figure 6 est donc telle que : = Ax + Bu = (A - BL)x + BMy'f L et M sont quant à eux choisis tels que : ( -Pi 0 0 = B-1 A - 0 0 I) 0 0 -PN G 0 0 M = B-1[ 0 0 i 0 0 GN 5 où les paramètres p, et G, sont des valeurs scalaires. Une telle commande permet en effet un parfait découplage : - chaque élément de X ne dépend que de son élément correspondant dans le vecteur x (par exemple, Xi ne doit dépendre que de xi et pas des autres éléments de 10 x), - chaque élément de X n'est influencé que par son élément correspondant dans le vecteur u (par exemple, Xi n'est affecté que par ui et pas par les autres éléments de u). Avec de telles matrices L et M en effet : (A- BL) =[ 0 0 0 -Pi Gi BM =[0 0 0 0 0] 15 On obtient (7) en combinant les expressions (3), (5) et (6). Le passage à (8) et (9) utilise uniquement le fait que y = X et y = x. = (A- BL)x + BMy'f [-o pi o. 00 lx + [Goi 0 0 0 Yref (7) (3) (4) GN -PN (5) (6) 12 -Pi 0 0 0 = [Gi .*. I Yref Y + O O o PN 0 GN Yi Gi o o Ylref : +O ... o : YN 0 0 GN YNref 1 -Pi 0 0 =[ o ... o O o -p N En passant dans le domaine de Laplace, cela revient à avoir : ryNrefl ref s + pN_ Ainsi, les réponses du système sont découplées et correspondent à des 5 fonctions de transfert du premier ordre avec les pôles p, et les gains G. Les valeurs des gains G, et des pôles p, sont déterminés en approchant les termes diagonaux du procédé par les premiers ordres de l'équation (10). Différentes techniques de réduction permettent de parvenir au choix des gains G, et des pôles p, à partir des transferts diagonaux du système. 10 On utilise par exemple à cet effet les techniques de réduction de modèle, comme par exemple la technique de troncature et en comparant les réponses fréquentielles des transferts originaux et celles des transferts réduits, en insistant sur la conservation du gain statique et de la fréquence de coupure. Notamment, les gains G, et les pôles p, peuvent être choisis de manière à ce 15 que les gains statiques et fréquences de coupure soient similaires. On notera qu'avec la commande proposée, le découplage réalisé est total, le réglage de l'asservissement étant réalisé non pas au niveau de la boucle de retour d'état 103, mais au niveau des correcteurs/compensateurs de la boucle 101. Ainsi, contrairement à la méthode dite de Falb-Wolovich [Commande et 20 estimation rnultivariables, Ostertag, 2006], le but du système à retour d'état n'est pas d'asservir le procédé mais de le découpler. Cela permet aux gains des correcteurs (voir ci-dessous) de conserver au mieux les dynamiques de transfert. Gi 0 0 o + pi O [Y1 YN 0 0 GN (10) 13 Correcteurs monovariables Les correcteurs de la commande décentralisée 102 sont choisis afin d'ajuster l'asservissement désiré à partir du système découplé. En particulier lorsque ces correcteurs sont des correcteurs PI, leur structure 5 relativement simple facilite considérablement les réglages. En effet, la forme des correcteurs PI permet de conserver un certain sens physique, ce qui rend les réglages plus intuitifs. Ils peuvent alors être ajustés indépendamment du découplage, au cours d'essais sur bancs de tests. Lorsqu'une autre méthode de découplage est utilisée et que le découplage 10 n'est pas total, il est nécessaire d'utiliser des méthodes de synthèse dites nnultiboucles (méthodes de - detuning », méthodes séquentielles...). Ces dernières permettent de tenir compte des interactions entre les boucles SHP et XNP lors de la synthèse des correcteurs mais sont plus complexes que les méthodes de réglage classiques. 15 Le découplage par retour d'état étant total, des méthodes de réglage classiques peuvent être utilisées pour le réglage des correcteurs. Ces méthodes sont simples à mettre en oeuvre car les réglages peuvent être réalisés indépendamment pour asservir les sorties du système. La méthode PID-IMC (Internat Model Control) peut notamment être utilisée 20 pour effectuer ces réglages, à partir des fonctions de transfert du procédé découplé et des spécifications traduites sous forme de fonctions de transfert du premier ordre. Les réglages des régulateurs PI sont relativement simples et peuvent être effectués automatiquement à partir de cette méthode, des fonctions de transfert du procédé découplé et des spécifications. 25 D'autres correcteurs nnonovariables et d'autres méthodes de réglages peuvent néanmoins être utilisés à la place de la méthode PID-IMC. Paramétrage Le système de commande est ainsi parannétré selon un procédé de 30 para métrage comportant des étapes consistant à : - El définir un modèle du système mécanique moteur considéré ; - E2 définir un correcteur de retour d'état 105 et un compensateur statique 104de manière à découpler les paramètres de sorties commandés, tout en conservant les dynamiques principales du système ; 14 - E3 définir les correcteurs de la commande décentralisée 102 (par exemple, des correcteurs PI nnonovariables) de manière à asservir les paramètres de sortie selon la loi souhaitée. Optionnellennent, le procédé peut comporter une étape E4 d'interpolation 5 des correcteurs de la commande décentralisée 102, du correcteur de retour d'état 105 et du compensateur statique 104. Application au turbopropulseur La figure 7 illustre une application à la commande d'un turbopropulseur T. 10 Le système de commande illustré sur cette figure reçoit en entrée des consignes de puissance d'hélice SHPref et de vitesse de rotation d'hélice XNPref. Ces consignes sont par exemple générées par une unité de gestion (non représentée) calculant lesdites consignes de puissance et de vitesse à partir d'une consigne de poussée elle-même fournie par un dispositif de commande 18, 15 typiquement une manette. Ledit système fournit en sortie la puissance d'hélice SHP et la vitesse de rotation d'hélice XNP du turbopropulseur, lesquelles sont mesurées par un capteur 106 de puissance d'hélice SHP et un capteur 107 de vitesse de rotation d'hélice XNP. Le système comporte deux boucles de commande globale 101a et 101b, l'une 20 (101a) qui asservit la puissance SHP sur la consigne de puissance SHPref, l'autre (101b) qui asservit la vitesse de rotation de l'hélice XNP sur la consigne de vitesse de rotation de l'hélice XNPref. Un dérivateur 108a est placé en entrée de la boucle globale de puissance SHP 101a, et un dérivateur 108b est placé en entrée de la boucle globale de vitesse de 25 rotation de l'hélice XNP 101b. Egalennent, des dérivateurs 109a et 109b reçoivent en entrée la puissance d'hélice SHP et la vitesse de rotation XHP et les renvoient sur les entrées de rétroaction des deux boucles 101a et 101b. Chacune de ces deux boucles 101a, 101b comporte elle-même une commande 30 décentralisée 110a, 110b et deux boucles de découplage 103a, 103b alimentées respectivement par les sorties des commandes décentralisées 110a, 110b. Chaque commande décentralisée 110a, 110b reçoit en entrée le signal d'erreur de la boucle à laquelle il correspond. 15 La commande décentralisée 110a comporte un correcteur rnonovariable de puissance SHP configuré pour asservir la puissance SHP sur la consigne de SHPref, tandis que la commande décentralisée 110b comporte un correcteur monovariable de vitesse configuré pour asservir la vitesse XNP sur la consigne de XNPref. 5 Les boucles de découplage 103a, 103b intègrent un correcteur par retour d'état 105 configuré pour découpler la puissance d'hélice SHP et la vitesse de rotation d'hélice XNP du turbopropulseur 1 du point de vu des états du système. Ledit correcteur 105 reçoit en entrée les sorties des dérivateurs 109a et 109b. Les sorties du correcteur 105 forment les entrées de rétroaction desdites 10 boucles 103a et 103b, lesquelles reçoivent sur leur autre entrée les sorties d'un compensateur statique 104. Egalernent, lesdites boucles 103a, 103b comportent respectivement un intégrateur 111a positionné avant l'entrée du contrôle de débit carburant WF du turbopropulseur T et un intégrateur 111b positionné avant l'entrée du contrôle de 15 pas de l'hélice B du turbopropulseur T. Ces deux intégrateurs 111a et 111b génèrent respectivement une commande de débit carburant WF et une commande de pas d'hélice B pour le turbopropulseur T. Un certain nombre de points de fonctionnement caractéristiques sont définis. 20 Ces points de fonctionnement caractéristiques sont caractérisés par des conditions de vol (Mach, altitude) et des états du turbopropulseur. Des scénarii d'identification sont simulés lors de la phase de conception pour chacun de ces points de fonctionnement caractéristiques à partir d'un modèle thermodynamique non linéaire du moteur. La commande utilisée pour ces scénarios 25 d'identification est typiquement un enchaînement d'échelons de commande désynchronisés avec du bruit blanc. Les résultats de ces simulations sont ensuite utilisés pour caractériser le comportement du turbopropulseur et définir un modèle linéaire de turbopropulseur modélisant le fonctionnement du turbopropulseur et ayant comme entrées un débit 30 carburant WF et un pas de l'hélice B et comme sorties une puissance de l'hélice SHP et une vitesse de rotation de l'hélice XNP. Après analyse des résultats, on choisit un modèle de turbopropulseur d'ordre 2. Le modèle de turbopropulseur a donc deux variables d'état, l'ordre du système étant égal au nombre de variables d'état. 16 Le nombre de variables d'état étant égal à la fois au nombre d'entrées et au nombre de sorties du modèle du turbopropulseur, il est possible d'associer directement les variables d'état aux sorties du modèle du turbopropulseur. Les variables d'état du modèle du turbopropulseur sont donc la puissance de l'hélice SHP 5 et la vitesse de rotation de l'hélice XNP. Les étapes E2 et E3 utilisent une simulation numérique assistée par ordinateur du fonctionnement du turbopropulseur à l'aide du modèle de turbopropulseur défini à l'étape El. L'analyse de ces données a conduit à rechercher des modèles d'ordre 2 et 10 sans action directe. Les matrices de transfert des systèmes linéaires identifiés ont la forme (11) sous forme d'état et (12) sous forme de matrice de transfert. Après analyse des zéros et des matrices B des systèmes linéaires sur l'ensemble des points de fonctionnement, il apparait que ces premiers sont bien stables et que les matrices B 15 sont inversibles. La stratégie mixte de commande décentralisée est donc applicable. SHP _ [All LxArp] LA21 A121 [SHP1 [B11 A22] I-XNP] L1321 B12] [wri B22] I_ 13 1K11(s + z11) [SHP1 = (s + PA)(s + PB) I_XNP-1 Kzi(s + zzi) (s + pA)(s +PB) I (S + PA)(S + PB) [WF-1 K22 (S + Z22) I_ /3 ) (s + pA)(s + PB) K12 (s z12) (12) Partant de ce constat, on applique la démarche de détermination des 20 paramètres présentée précédemment pour chacun des systèmes identifiés. La première étape (El) ) recherche automatiquement les dynamiques principales des transferts diagonaux du turbopropulseur sur chacun des modèles identifiés. Cela peut être fait automatiquement via certaines techniques de réduction de modèles, comme celle de troncature de la basé équilibrée. Il est ainsi 25 possible de trouver des transferts du premier ordre qui approchent les transferts diagonaux composés de deux pôles et un zéro. On en déduit ainsi Gl, G2, pl et p2. Préférentiellement, les gains Gi et les pôles pi sont choisis de manière à ce que le gain statique des réponses fréquentielles des transferts réduits ne s'éloigne pas du gain statique des réponses fréquentielles des transferts originaux, et de manière à 17 ce que la fréquence de coupure des réponses fréquentielles des transferts réduits ne s'éloigne pas de la fréquence de coupure des réponses fréquentielles des transferts originaux. Dans la deuxième étape (E2), on détermine les matrices M et L 5 analytiquement sur chaque point de fonctionnement en appliquant (10). La troisième étape (E3) met en oeuvre une détermination des correcteurs PI pour les boucles de puissance SHP et de régime hélice XNP. Ceci est à nouveau réalisé analytiquement via la technique PID-IMC. Les matrices M, L et les correcteurs PI évoluent sur le domaine de vol pour 10 compenser la variabilité du système. Afin de maximiser les performances de la régulation, les lois de commande sont interpolées en fonction des conditions de vol (Mach, altitude, état du turbopropulseur). Les régulateurs PI sont donc interpolés afin d'accroître les performances du système (erreur statique, temps de réponse, dépassement) et les matrices M et L 15 afin de conserver un découplage optimal. L'interpolation des correcteurs permet d'accroître les performances du système de commande (et notamment en termes d'erreur statique, de temps de réponse, et de dépassement). L'interpolation du correcteur de retour d'état 105 et du compensateur 20 statique 104 permet de conserver un découplage optimal sur tout le domaine de vol. En particulier, les paramètres des correcteurs nnonovariables peuvent être interpolés individuellement par séquencennent de gains. Le séquencennent de gain consiste à déterminer une famille de systèmes linéaires, approchant le système non linéaire en un nombre de points de 25 fonctionnement donnés, et à proposer des lois de commandes dans chacune des régions de l'espace d'état associées, pour réaliser finalement une loi de commande globale. En particulier, lorsque les correcteurs nnonovariables sont des correcteurs PI, l'interpolation des gains est simple puisqu'il s'agit d'une somme de différentes 30 actions pondérées par des gains. De même, le correcteur de retour d'état 105 et le compensateur statique 104 sont des matrices de gains (de taille 2x2) L et M, il est donc relativement simple d'interpoler les coefficients de ces matrices. 18 Un algorithme incrémentai peut être utilisé afin de lisser les commandes lors de l'interpolation des lois de commande et de permettre des transitions plus douces lorsque plusieurs boucles de régulation sont mises en concurrence. Les consignes et les sorties sont ainsi dérivées (dérivateurs 108a, 108b et 109a, 109b) ce qui permet 5 de travailler avec des incréments d'erreur, les incréments de commande étant par la suite intégrés. Les lois de commande permettent d'atteindre des réponses optimales sur l'ensemble du domaine de vol, et ce, avec des lois de commande relativement simples et facilement ajustables. 10 Application à d'autres systèmes Les étapes pour aboutir aux solutions dans le cas d'autres applications sont les mêmes que dans le cas du turbopropulseur. Dans le cas d'un ensemble propulsif comprenant un doublet d'hélices 15 contrarotatives non carénées - Open Rotor » ou carénées - Contrafan », les commandes comprennent le débit carburant WF et les pas des hélices /31 et /32. Les sorties comprennent quant à elles le régime du corps basse pression ne et les régimes des deux hélices N1 et N2, comme présentés ci-dessous : Ngp WFI y= [ N1 I ; x = [ fr. (13) N2 132 20 Le système linéarisé sur les différents points de fonctionnement est décrit par une matrice de transferts 3x3 pleine (tous les termes sont non nuls). Les différentes hypothèses sont bien respectées ce qui permet d'aboutir aux matrices L et M décrites dans (10). Dans le cas de turboréacteurs à section de tuyères pilotées, les commandes 25 comprennent le débit carburant WF et le courant de servovalve iruy alimentant le vérin permettant de jouer sur la section réglable de la tuyère. Les sorties comprennent quant à elles le régime du corps basse pression Ngp et la position consolidée des vérins xruy : rAr Bpi y- [xi ; x - Tuy [W.Fl ITuyi (14) 19 Le système est linéarisé sur un nombre moins important de points de fonctionnement. Le système linéarisé correspond à une matrice 2x2, mais le transfert WF xruy est nul (la variation de débit carburant n'a pas d'impact direct sur la position de la tuyère). Il s'agit ainsi de minimiser l'autre terme de couplage à savoir 5 iTuy NBP. Cela ne change pas pour autant les hypothèses et la formule (10) peut être appliquée. Dans le cas des turboréacteurs possédant des géométries variables, les commandes comprennent le débit carburant WF et les courants de commande des servovalves ivsv et ivBv permettant d'alimenter des vérins pour respectivement 10 optimiser l'angle des stators (VSV pour Variable Stator Vanes selon la terminologie anglo-saxonne) du compresseur haute pression et moduler le biais d'ouverture des vannes de décharge (VBV pour Variable Bleed Valves selon la terminologie anglo-saxonne). Les sorties asservies comprennent le régime du corps basse pression ne et les positions des vérins xvsv et XvBv. Les consignes de ces actionneurs sont-elles mêmes 15 parfaitement synchronisées. Ngp y= [xvsvi;x = WF1 [ivsv (15) XVBV IVBV Le système linéarisé sur les différents points de fonctionnement est décrit par une matrice de transferts 3x3. Les termes prépondérants sont les termes diagonaux et les transferts WF xvsv et WF XvBv sont nuls. Les autres termes de 20 couplage sont en revanche non nuls (l'action des VBV innpacte le régime basse pression directement, et l'action des VSV l'innpacte également via le régime haute pression). La solution peut là encore s'appliquer. REVENDICATIONS1. Système de commande d'un moteur d'aéronef, caractérisé en ce qu'il comporte : - au moins une boucle d'asservissement qui reçoit en entrée des consignes de paramètres sur des paramètres de fonctionnement du moteur et qui commande le système avec une boucle de rétroaction sur ces paramètres de fonctionnement, ladite boucle d'asservissement comportant une commande décentralisée à régulateurs nnonovariables, - au moins une commande par retour d'état intégrée dans la boucle d'asservissement, ladite commande recevant en entrée les sorties de la commande décentralisée à régulateurs nnonovariables et étant une boucle de rétroaction entre les paramètres de fonctionnement du moteur et les sorties de ladite commande décentralisée, ladite boucle de rétroaction fournissant les paramètres de commande du moteur, la commande par retour d'état étant configurée pour découpler les paramètres de fonctionnement, les régulateurs nnonovariables de la commande décentralisée étant configurés pour asservir les paramètres de fonctionnement sur les consignes de ces paramètres. 2. Système selon la revendication 1, dans lequel la commande à retour comportant un compensateur statique et une boucle à correcteur de retour d'état, ledit compensateur statique et ladite boucle à correcteur de retour d'état étant configurés pour découpler les paramètres de fonctionnement. 3. Système de commande d'un moteur selon l'une des revendications 1 ou 2, dans lequel les régulateurs nnonovariables de la commande décentralisée sont des correcteurs proportionnels / intégrateurs. 4. Procédé de parannétrage d'un système de commande d'un moteur d'aéronef selon l'une des revendications 1 à 3, comportant des étapes consistant à : 21 - définir un modèle linéaire de moteur, le modèle possédant une fonction de transfert et une représentation d'état ; - définir un compensateur statique et un correcteur de retour d'état de manière à découpler les états constitués par les paramètres de 5 fonctionnement du moteur à asservir ; - définir les régulateurs nnonovariables de manière à asservir lesdits paramètres de fonctionnement sur les consignes. 5. Procédé de parannétrage d'un système de commande selon la revendication 10 précédente, dans lequel le correcteur de retour d'état et le compensateur statique sont configurés pour que la fonction de transfert du système de commande ait des gains et pôles correspondant à ceux de la fonction de transfert du modèle de moteur. 15 6. Procédé de parannétrage d'un système de commande selon l'une des revendications 4 ou 5, comportant en outre une étape d'interpolation des correcteurs nnonovariables en fonction de variables de conditions de vol. 7. Procédé de parannétrage d'un système de commande selon la revendication 6, 20 dans lesquels les paramètres des correcteurs nnonovariables (22a, 22b) sont interpolés individuellement par séquencennent de gains. 8. Procédé de parannétrage d'un système de commande selon l'une des revendications 4 à 7, comportant en outre une étape d'interpolation du 25 correcteur de retour d'état et du compensateur statique en fonction de variables de conditions de vol (Cl, C2, C3, ...). 9. Utilisation d'un système selon l'une des revendications 1 à 3 pour la commande d'un moteur possédant une hélice à pas variable, tel qu'un turbopropulseur, 30 dans lequel les paramètres de fonctionnement asservis comprennent la puissance de l'hélice (SHP) et sa vitesse de rotation (XNP), les paramètres commandés comprenant le débit carburant et le pas de l'hélice. 22 10. Utilisation d'un système selon l'une des revendications 1 à 3 pour la commande d'un moteur possédant un doublet d'hélices contrarotatives à pas variables, dans lequel les paramètres de fonctionnement asservis comprennent le régime du corps basse pression (NBP) et les régimes des deux hélices (Ni et N2), les 5 paramètres commandés comprenant le débit carburant (WF) et les pas des hélices (/31 et /32). 11. Utilisation d'un système selon l'une des revendications 1 à 3 pour la commande d'un turboréacteur à section de tuyère pilotée, dans lequel les paramètres de 10 fonctionnement asservis comprennent le régime du corps basse pression (NBP) et la position du ou des vérins (xT) commandant la section réglable de la tuyère, les commandes comprenant le débit carburant (WF) et le courant de servovalve (iTuy) alimentant le ou les vérins. 15 12 Utilisation d'un système selon l'une des revendications 1 à 3 pour la commande d'un turboréacteur possédant des géométries variables, dans lequel les paramètres de fonctionnement asservis comprennent le régime du corps basse pression (NBP) et les positions des vérins (xVSV et xVBV), les commandes comprenant le débit carburant (WF) et les courants de commande des 20 servovalves (iVSV et iVBV).