FR 3152319 A1 20250228 FR 2308909 A 20230824 L’invention concerne un capteur de champ magnétique (15) pour la mesure d’un courant différentiel destiné à être soumis à un champ magnétique à mesurer induit par un courant parcourant au moins deux conducteurs primaires, au moins une portion desdits conducteurs primaires s’étendant suivant un axe (Z), ledit courant parcourant au moins un desdits conducteurs primaires (4a) dans une direction aller suivant ledit axe (Z), et au moins un desdits conducteurs primaires (4b) dans une direction retour opposée à la direction aller. Ce capteur est particulier en ce qu’il comporte : - un circuit magnétique intérieur (16) configuré pour former un contour fermé autour desdits conducteurs primaires , - un circuit magnétique extérieur (17) entourant ledit circuit magnétique intérieur (16), - au moins une bobine à matériau super-paramagnétique SPM (18), disposée entre lesdits circuits magnétiques intérieur (16) et extérieur (17). Figure pour l’abrégé : Fig 5 Capteur de champ magnétique pour la mesure d’un courant différentiel La présente invention se rapporte au domaine de la mesure sans contact d’un courant électrique différentiel dans un ensemble de conducteurs primaires dont la somme des courants est nulle en usage normal, par l’intermédiaire de la mesure de la circulation du champ magnétique induit par ce courant différentiel. L’invention concerne plus particulièrement un capteur de circulation du champ magnétique intégrant au moins une bobine à base d’un matériau super-paramagnétique, adapté pour la mesure de courant continu. Dans une installation électrique, un courant de fuite est un courant qui s'écoule à travers un chemin non prévu, à l’exception des courts-circuits. Le courant de fuite résulte d’une anomalie de l’installation, et doit être détecté afin que le problème puisse être résolu. Dans la suite de la description, les termes « courant de fuite » et « courant différentiel » sont interchangeables et désignent ce même courant. Afin de réaliser un détecteur de courant de fuite, un détecteur tel qu’illustré sur les FIG. 1 et 2 est couramment utilisé. On peut définir, sur une installation électrique, un conducteur primaire 4, dans lequel circule un courant issu d’une source de courant primaire 6. Le conducteur primaire 4 comporte par exemple un conducteur aller 4a, situé en amont, selon le sens du courant, d’une charge électrique dans laquelle on souhaite pouvoir détecter le courant de fuite, et un conducteur retour 4b, situé en aval de ladite charge. Le courant parcourant le conducteur aller 4a est noté I + , et le courant parcourant le conducteur retour 4b est noté I - . Le courant dans le conducteur retour 4b circule selon une direction opposée au courant dans le conducteur aller 4a. En l’absence de courant de fuite, on a donc I + = - I - . Le courant de fuite I Δ est égal à I + + I - . Le détecteur comporte un premier ensemble 1 composé d’un premier noyau magnétique 1a, autour duquel est enroulée une première bobine 1b, et un deuxième ensemble 2, composé d’un deuxième noyau magnétique 2a, autour duquel est enroulée une deuxième bobine 2b. Autour de la première bobine 1b et de la deuxième bobine 2b, est enroulée une bobine de contre-réaction 3. Si on considère C 1a le contour fermé formé par le premier noyau magnétique 1a autour de la première bobine 1b, de la bobine de contre-réaction 3 et des conducteurs aller 4a et retour 4b, selon le théorème d’Ampère, on peut écrire : Avec I cr Ampères tours le courant parcourant le bobinage de contre-réaction 3, et I 1b Ampères tours le courant parcourant la première bobine 1b. On cherche alors à obtenir un champ magnétique nul sur le contour C 1a , afin d’obtenir la relation suivante : Pour obtenir cet état, le détecteur comporte un générateur de courant 7, configuré pour générer dans la première bobine 1b une excitation amenant le premier noyau magnétique 1a en saturation alternativement positive et négative, selon une fréquence d’excitation F e . En raison de la perméabilité magnétique importante du premier noyau magnétique 1a, réalisé par exemple en alliage Fer/Nickel, au moins de l’ordre de quelques milliers de fois la perméabilité magnétique du vide, un certain délai est nécessaire pour l’amener en saturation. Pour cette raison, la fréquence d’excitation est limitée à quelques dizaines de Hertz. On cherche à ce que le champ magnétique sur le contour C 1a soit nul en moyenne sur une période d’observation égale à une ou à un nombre entier de périodes d’excitation 1/F e . Dans cette situation, les alternances positives et négatives du signal I 1b sont symétriques, si bien que I 1b est nul en moyenne sur la période d’observation. On obtient alors la relation suivante : Pour obtenir cet état de champ nul, en sortie de la première bobine 1b, le détecteur comporte un module 8. Le module 8 est configuré pour analyser le courant I 1b parcourant la première bobine 1b, et ajuster le courant I cr parcourant la bobine de contre-réaction 3 afin d’obtenir cette symétrie des alternatives positives et négatives du courant I 1b , correspondant à un champ nul dans le premier noyau magnétique 1a. Le détecteur comporte un amplificateur d’erreur U1 et éventuellement un correcteur de type PI (proportionnel/intégral) ou PID (proportionnel/intégral/dérivée) afin de commander plus précisément le courant I cr . Une fois l’état de champ nul atteint, on mesure le courant de contre-réaction I cr par l’intermédiaire d’une mesure de tension en utilisant une première résistance de mesure 9. Un filtre passe-bas 11 est utilisé, dont la fréquence de coupure Fc est sensiblement inférieure à Fe, afin de supprimer les variations du signal d’excitation. Il est ainsi possible de mesurer la composante continue du courant de fuite : On utilise alors le deuxième ensemble 2 pour mesurer la composante alternative du courant de fuite I f , AC . Si on considère C 2 a le contour fermé formé par le deuxième noyau magnétique 2a autour de la deuxième bobine 2b, de la bobine de contre-réaction 3 et des conducteurs aller 4a et retour 4b, selon le théorème d’Ampère, on peut écrire : Dans une situation de champ nul sur le contour C 1b , on a la relation suivante : Grâce au fait que les composantes continues de I Δ et I cr se compensent, et en l’absence d’excitation de la deuxième bobine 2b, la composante continue du courant I 2b est nulle et le signal de la composante alternative de I 2b , non brouillé par une composante continue qui a habituellement une amplitude importante, est exploitable et peut être mesuré. En effet, sans cette compensation de la composante continue, le circuit magnétique de mesure serait saturé, et la composante alternative non mesurable. Une fois l’état de champ nul atteint, on mesure la composante alternative du courant parcourant la deuxième bobine I 2b par l’intermédiaire d’une mesure de tension en utilisant une deuxième résistance de mesure 10. Un filtre passe-haut 12 est utilisé, dont la fréquence de coupure Fc est égale à la fréquence de coupure du filtre passe-bas 11. Le filtre passe-haut 12 permet de supprimer du signal la composante alternative du courant I cr , qui est à une fréquence inférieure à la fréquence Fc. Il est ainsi possible de mesurer la composante alternative du courant de fuite : Finalement le courant de fuite peut être calculé dans un module de somme 13, et envoyé vers une sortie 14 : Un tel détecteur est relativement complexe, volumineux et lourd. Si l’on ne souhaite mesurer que la composante continue du courant de fuite, on peut réaliser un capteur identique sans le deuxième ensemble 2, mais le capteur reste lourd et volumineux et la bande passante est alors limitée à quelques dizaines de Hertz. La présente invention vise à pallier ces inconvénients en proposant un capteur de champ magnétique comportant une bobine à matériau super-paramagnétique SPM entourée de deux circuits magnétiques à haute perméabilité, le champ magnétique induit par le courant différentiel étant particulièrement visible par la bobine SPM, le signal du courant parcourant la bobine SPM permettant de déduire les composantes continues et alternatives du courant différentiel. Dans ce but, l'invention concerne un capteur de champ magnétique pour la mesure d’un courant différentiel destiné à être soumis à un champ magnétique à mesurer induit par un courant parcourant au moins deux conducteurs primaires, au moins une portion desdits conducteurs primaires s’étendant suivant un axe, ledit courant parcourant ledit au moins un desdits conducteurs primaires dans une direction aller suivant ledit axe, et au moins un desdits conducteurs primaires dans une direction retour opposée à la direction aller. Ce capteur est particulier en ce qu’il comporte au moins : - un circuit magnétique intérieur configuré pour former un contour fermé autour desdits conducteurs primaires, - un circuit magnétique extérieur configuré pour former un contour fermé entourant ledit circuit magnétique intérieur, - au moins un ensemble d’une ou plusieurs bobines à matériau super-paramagnétique SPM, disposée entre lesdits circuits magnétiques intérieur et extérieur et formant un contour fermé entourant ledit circuit magnétique intérieur. Grâce à ces dispositions, le courant différentiel peut être détecté au moyen d’un capteur de faibles dimensions et poids, et de constitution simple, la composante alternative du courant différentiel pouvant être détectée jusqu’à plusieurs kHz. La présente invention tire avantage des caractéristiques intéressantes des bobines SPM à circulation de champ nul, principalement leur absence d'offset magnétique, tout en présentant un encombrement réduit. Ledit conducteur primaire peut comporter un conducteur primaire aller et un conducteur primaire retour, ledit courant parcourant ledit conducteur primaire aller dans une direction aller suivant ledit axe, et ledit conducteur primaire retour dans une direction retour opposée à la direction aller, ce qui est un mode de réalisation particulièrement adapté au capteur selon l’invention. Ledit au moins un ensemble peut comporter au moins deux bobines SPM sensiblement identiques connectées en série, disposées entre lesdits circuits magnétiques intérieur et extérieur, l’ensemble formant un contour fermé entourant ledit circuit magnétique intérieur, ce qui présente l’avantage d’augmenter le rapport signal/bruit en diminuant le niveau du signal d’excitation parasite dans le signal SPM. Ledit capteur peut comporter au moins deux ensembles sensiblement identiques d’au moins une bobine SPM, chaque ensemble formant un contour fermé entourant ledit circuit magnétique intérieur, ce qui permet d’augmenter le rapport signal/bruit en diminuant l’influence des composantes du courant de fuite à la fréquence d’analyse. La dimension des circuits magnétiques intérieur et supérieur selon l’axe Z peut être supérieure à l’écartement entre lesdits circuits magnétiques, ce qui permet de diminuer de façon satisfaisante les interférences en provenance de champs magnétiques externes sur la détection du champ magnétique induit par le courant différentiel. Ledit capteur peut comporter un transducteur comportant ledit ensemble d’une ou plusieurs bobines SPM, ledit transducteur étant couplé électriquement à un module d’excitation et à un module d’analyse, et : - ledit transducteur peut comprendre au moins une paire de bobines SPM, les bobines SPM étant sensiblement identiques et étant connectées en série entre deux bornes extrêmes de bobines, le point de connexion commun des bobines SPM étant relié à un potentiel de référence ; - le module d’excitation être configuré pour générer et injecter dans le transducteur un courant d’excitation Ie à une fréquence d’excitation Fe prédéfinie, et comprend au moins : . une bobine à point milieu montée en parallèle aux bornes du transducteur ; . un générateur de tension d’excitation monté entre le potentiel de référence et ledit point milieu ; . une impédance d’excitation configurée pour former avec les bobines SPM un premier circuit de type RLC série de fréquence de résonance Fres_e sensiblement égale à la fréquence d’excitation Fe ; - le module d’analyse peut comprendre au moins : . une impédance d’analyse connectée aux bornes extérieures de la bobine à point milieu, l’impédance d’excitation étant configurée pour former avec les bobines SPM un deuxième circuit de type RLC série de fréquence de résonance d’analyse Fres_a sensiblement égale à une fréquence d’analyse Fa ; . un moyen d’analyse du courant traversant l’impédance d’analyse à la fréquence d’analyse pour extraire une composante à ladite fréquence d’analyse Fa égale à un multiple pair de la fréquence d’excitation Fe. Avantageusement, la fréquence d’analyse Fa est égale à 2.Fe. Selon un mode de réalisation, l’impédance d’excitation est connectée entre le générateur d’excitation et le point milieu de la bobine à point milieu. Selon un autre mode de réalisation, l’impédance d’excitation est connectée entre le potentiel de référence et le point de connexion commun des bobines SPM. Selon une variante, l’impédance d’excitation comprend au moins un condensateur d’excitation. Selon une autre variante, l’impédance d’excitation comprend au moins un condensateur d’excitation et une inductance d’excitation, l’inductance d’excitation étant connectée entre le condensateur d’excitation et le générateur de tension d’excitation. En pratique, la bobine à point milieu peut être constituée de deux enroulements sensiblement identiques bobinés sur un même noyau magnétique. Avantageusement, l’impédance d’analyse peut être constituée par un condensateur d’analyse et une résistance d’analyse montés en série entre les deux bornes extérieures de la bobine à point milieu. L’impédance d’analyse peut également comprendre une inductance d’analyse montée en série avec le condensateur d’analyse et la résistance d’analyse entre les bornes extérieures de la bobine à point milieu. Selon un autre mode de réalisation, le capteur de champ magnétique peut en outre comprendre un transformateur monté entre la bobine à point milieu et l’impédance d’analyse, ledit transformateur étant constitué par un enroulement primaire et un enroulement secondaire, l’enroulement primaire étant connectée aux bornes extérieures de la bobine à point milieu, et l’enroulement secondaire étant connecté aux bornes de l’impédance d’analyse. Selon un autre mode de réalisation, le capteur champ magnétique peut en outre comprendre un transformateur comprenant un enroulement primaire formé de la bobine à point milieu et d’un enroulement secondaire connecté aux bornes de l’impédance d’analyse. Selon un autre mode de réalisation, les bobines SPM du transducteur forme une première paire de bobines SPM, et le capteur peut en outre comprendre une deuxième paire de bobines SPM sensiblement identique à ladite première paire de bobines SPM. Dans cet autre mode de réalisation, les bobines SMP de la deuxième paire sont montées en série, la borne extrême de la première paire de bobines SPM est connectée à l’une des bobines de la deuxième paire, et la borne extrême de la première paire de bobine SPM est connectée à l’autre bobine de la deuxième paire. Avantageusement, le capteur peut en outre comprendre un module de contre-réaction formé d’au moins un générateur de tension de contre-réaction configuré pour générer un courant de contre-réaction. Dans le cas d’un capteur à deux bobines SPM, le générateur de tension de contre-réaction est de préférence monté aux bornes extrêmes du transducteur, et dans le cas d’un capteur à quatre bobines SPM, le générateur de tension de contre-réaction est de préférence monté entre les bobines SPM de la deuxième paire et configuré pour générer un courant de contre-réaction. Selon une variante, le générateur de tension de contre-réaction peut être formé de deux sources de tension référencées au potentiel de référence. Selon un autre mode de réalisation, le capteur de champ magnétique peut en outre comprendre un module de calibration configuré pour rechercher une valeur optimale Fopt de la fréquence d’excitation Fe à injecter dans le transducteur. Dans une variante, le module de calibration peut être configuré pour : - faire varier la fréquence d’excitation Fe du générateur d’excitation dans une plage de fréquences [Fe_min ; Fe_max] et mesurer les courants d’excitation Ie correspondants ; et - identifier la fréquence optimale d’excitation Fopt_e correspondant à la fréquence d’excitation Fe pour laquelle le niveau de courant d’excitation Ie est maximum. Par exemple, le module de calibration peut être configuré pour mesurer le courant d’excitation aux bornes d’une résistance montée entre le potentiel de référence et le point commun de connexion des bobines SPM du transducteur. Le module de calibration peut également être configuré pour mesurer le courant d’excitation aux bornes du condensateur d’excitation lorsque l’impédance d’excitation est montée entre le potentiel de référence et le point de connexion commun des deux bobines SPM du transducteur. Dans une autre variante, le module de calibration peut être configuré pour : - faire varier la fréquence d’excitation Fe du générateur d’excitation dans une plage de fréquences [Fe_min ; Fe_max] et mesurer la sensibilité S du module d’excitation ; - identifier la fréquence optimale d’excitation Fopt_e correspondant à la fréquence d’excitation Fe pour laquelle ladite sensibilité S est maximale. Le capteur de champ magnétique peut comporter au moins un transducteur à matériau super-paramagnétique SPM destiné à être soumis à un champ magnétique à mesurer induit par un courant traversant au moins un desdits conducteurs primaires, ledit transducteur SPM présentant un axe central longitudinal et deux extrémités libres opposées suivant l’axe central longitudinal, le transducteur SPM étant formé d’un bobinage de contre-réaction couplé à au moins une bobine SPM s’étendant entre les deux extrémités libres, ledit circuit magnétique intérieur présentant au moins deux surfaces planes parallèles entre elles et perpendiculaires audit axe central longitudinal, les deux surfaces planes étant positionnées en regard des extrémités libres respectives du transducteur SPM; et en ce que ledit capteur est positionné par rapport auxdits conducteurs primaires de sorte que ledit axe est perpendiculaire à l’axe longitudinal et parallèle auxdites surfaces planes. Grâce à ces dispositions, le capteur selon l’invention permet de mesurer à la fois le courant primaire sur au moins un des conducteurs primaires, et le courant différentiel entre deux conducteurs primaires, permettant de détecter un courant de fuite, par un capteur de faibles dimensions et poids, et de fabrication relativement simple. Ledit transducteur à matériau super-paramagnétique SPM peut comprendre : - au moins une bobine SPM supplémentaire formée d’un noyau d’axe longitudinal à base de matériau SPM autour duquel est enroulé au moins un conducteur électrique le long de l’axe longitudinal ; et - au moins un bobinage de contre-réaction ; caractérisé en ce que le transducteur SPM comprend en outre : - un corps rigide d’axe central longitudinal (X), et deux faces planes à chacune des extrémités opposées du corps suivant la direction de l’axe centrale longitudinal, ces deux faces planes étant sensiblement perpendiculaires à l’axe central longitudinal ; - au moins un canal support formé dans le corps et dans lequel est logé la bobine SPM, le canal support s’étendant parallèlement à l’axe central longitudinal (X) et débouchant sur les deux faces planes ; et en ce que le bobinage de contre-réaction est formé d’un conducteur électrique enroulé sur la surface externe du corps et le long de l’axe central longitudinal. Ces dispositions permettent de tirer avantage des caractéristiques intéressantes des transducteurs SPM à circulation de champ nul, principalement leur absence d'offset magnétique, tout en présentant un encombrement réduit. La présente invention et ses avantages apparaîtront mieux dans la description suivante de plusieurs modes de réalisation donnés à titre d'exemples non limitatifs, en référence aux dessins annexés, dans lesquels : FIG. 1 la FIG. 1 est une vue en perspective d’un capteur de courant de fuite selon l’état de l’art. FIG. 2 la FIG. 2 est un schéma électronique simplifié du capteur de la FIG. 1 . FIG. 3 la FIG. 3 est une courbe présentant la relation entre champ primaire H(A/m) et champ mesuré Hmes(A/m) avec un capteur en boucle ouverte basé sur un matériau SPM connu, FIG. 4 la FIG. 4 est une vue en perspective d’un capteur selon un premier mode de réalisation de l’invention, FIG. 5 la FIG. 5 est une vue en perspective du capteur de la FIG. 4 , dans laquelle le circuit magnétique extérieur est partiellement coupé pour rendre visible les bobines SPM, FIG. 6 la FIG. 6 est une vue en coupe transversale du capteur de la FIG. 4 , FIG. 7 la FIG. 7 est une vue en coupe longitudinale du capteur de la FIG. 4 , FIG. 8 la FIG. 8 est une vue en coupe transversale du capteur de la FIG. 4 , avec les lignes de champ magnétiques induites par le courant parcourant les conducteurs primaires, telles qu’elles seraient sans l’action des circuits magnétiques intérieur et extérieur, FIG. 9 la FIG. 9 est un graphique montrant la variation de champ magnétique illustré en FIG. 8 le long du contour défini par la bobine SPM, FIG. 10 la FIG. 10 est une vue en coupe transversale du capteur de la FIG. 4 , avec les lignes de champ magnétiques induites par le courant parcourant les conducteurs primaires, telles qu’elles sont avec l’action des circuits magnétiques intérieur et extérieur, FIG. 11 la FIG. 11 est un graphique montrant la variation de champ magnétique illustré en FIG. 10 le long du contour défini par la bobine SPM, FIG. 12 la FIG. 12 est un schéma électronique simplifié du capteur selon un mode de réalisation, dans lequel l’impédance Ze est formée d’un condensateur Ce, FIG. 13 la FIG. 13 est un schéma électronique simplifié du capteur selon un autre mode de réalisation, dans lequel une inductance Le est ajoutée à l’impédance d’excitation Ze, FIG. 14 la FIG. 14 est un schéma électronique simplifié du capteur selon un autre mode de réalisation, dans lequel une inductance La est ajoutée à l’impédance d’analyse Za, FIG. 15 la FIG. 15 est un schéma électronique simplifié du capteur selon un autre mode de réalisation, dans lequel un transformateur d’adaptation T1 est ajouté, FIG. 16 la FIG. 16 est un schéma électronique simplifié du capteur selon un autre mode de réalisation, dans lequel les fonctions du transformateur T1 et de la bobine à point milieu de la FIG. 15 sont regroupées dans un seul composant T2, FIG. 17 la FIG. 17 est un schéma électronique simplifié du capteur selon un autre mode de réalisation, dans lequel l’impédance d’excitation Ze est montée entre la borne commune du transducteur et le potentiel commun, FIG. 18 la FIG. 18 est un schéma électronique simplifié du capteur selon un autre mode de réalisation, comprenant deux bobines SPM supplémentaires, FIG. 19 la FIG. 19 est un schéma électronique simplifié du capteur de la FIG. 18 comprenant un circuit de contre-réaction, selon un autre mode de réalisation, FIG. 20 la FIG. 20 est un schéma électronique simplifié du capteur de la FIG. 18 comprenant un circuit de contre-réaction, selon un autre mode de réalisation, FIG. 21 la FIG. 21 est une vue en perspective d’un capteur selon un deuxième mode de réalisation de l’invention, FIG. 22 la FIG. 22 est une vue en perspective du capteur de la FIG. 21 , dans laquelle le circuit magnétique extérieur est représenté en transparence pour rendre visible la bobine SPM, FIG. 23 la FIG. 23 est une vue en coupe transversale du capteur de la FIG. 21 , FIG. 24 la FIG. 24 est une vue en perspective d’un transducteur SPM supplémentaire selon un mode de réalisation particulier de l’invention, FIG. 25 la FIG. 25 est une vue en coupe du transducteur SPM supplémentaire de la FIG. 24 , selon le plan A-A. Dans les exemples de réalisation illustrés, les éléments ou parties identiques portent les mêmes numéros de référence. En outre, les termes qui ont un sens relatif, tels que vertical, horizontal, droite, gauche, avant, arrière, au-dessus, en-dessous, etc. doivent être interprétés dans des conditions normales d’utilisation de l’invention, et telles que représentées sur les figures. Les axes X, Y et Z sont quant à eux définis par un repère orthonormé illustré aux FIG. 4 , 21 et 22. Par ailleurs, les positions géométriques indiquées dans la description et les revendications, telles que « perpendiculaire », « parallèle », « symétrique » ne sont pas limitées au sens strict défini en géométrie, mais s’étendent à des positions géométriques qui sont proches, c’est-à-dire qui acceptent une certaine tolérance dans le domaine technique considéré, sans influence sur le résultat obtenu. Cette tolérance est notamment introduite par l’adverbe « sensiblement », sans que ce terme soit nécessairement répété devant chaque adjectif. En référence aux figures, le capteur de champ magnétique 15 selon l’invention, dont un exemple de réalisation est illustré aux FIG. 4 à 7, est configuré pour mesurer un courant différentiel par l’intermédiaire du champ magnétique induit par un courant parcourant au moins deux conducteurs primaires 4a, 4b selon un axe Z. La somme des courants parcourant les conducteurs primaires est nulle en fonctionnement normal de ces conducteurs. La somme des courants parcourant lesdits conducteurs primaires au niveau dudit capteur est nulle en usage normal, Le courant différentiel est un courant de fuite, résultant d’une anomalie, et il est par exemple d’une intensité au moins 100 fois, et souvent 1000 voire 10000 fois inférieure à l’intensité maximale des courants parcourant les conducteurs primaires. Dans la suite de la description, sont décrits des modes de réalisation dans lesquels le conducteur primaire comporte un conducteur aller 4a, situé en amont, selon le sens du courant, d’une charge électrique dans laquelle on souhaite pouvoir détecter le courant de fuite, et un conducteur retour 4b, situé en aval de ladite charge électrique. Cependant d’autres configurations sont possibles dans le cadre de la présente invention ; par exemple le courant différentiel peut être la somme algébrique de trois, quatre, cinq ou encore six conducteurs primaires sans que cela n’affecte le principe de fonctionnement du capteur selon l’invention. Le courant parcourant le conducteur aller 4a est noté I + , et le courant parcourant le conducteur retour 4b est noté I - . Au niveau du capteur 15, le courant dans le conducteur retour 4b circule selon une direction opposée au courant dans le conducteur aller 4a. En l’absence de courant de fuite, on a donc I + = - I - . Le courant de fuite I Δ est égal à I + + I - Le capteur selon l’invention comporte un circuit magnétique intérieur 16, formant un contour fermé selon les axes X et Y autour des conducteurs primaires aller 4a et retour 4b. Le capteur 15 comporte également un circuit magnétique extérieur 17 entourant le circuit magnétique intérieur 16. Les circuits magnétiques intérieur 16 et extérieur 17 ont de préférence une forme similaire selon les axes X et Y, afin que la distance entre les circuits magnétiques intérieur 16 et extérieur 17 soit sensiblement identique tout au long des contours fermés qu’ils forment autour du conducteur primaire 4a, 4b. Les dimensions des circuits magnétiques intérieur 16 et extérieur 17 selon l’axe Z sont de préférence sensiblement identiques. Le capteur 15 selon l’invention comporte au moins un ensemble d’au moins une bobine super-paramagnétique SPM 18, disposé entre les circuits magnétiques intérieur 16 et extérieur 17, de façon à former un contour fermé autour du contour fermé défini par le circuit magnétique intérieur 16, et à l’intérieur du contour fermé défini par le circuit magnétique extérieur 17. Chaque ensemble de bobines SPM 18 forme donc un contour fermé autour du contour formé par le circuit magnétique intérieur 16, chacun de ces contours étant formé d’une bobine SPM 18 unique ou de plusieurs bobines SPM 18. Les contours fermés formés par les circuits magnétiques intérieur 16 et extérieur 17, ainsi que par l’ensemble d’une ou plusieurs bobines SPM 18, sont de préférence perpendiculaires à l’axe Z, afin de limiter au maximum l’encombrement du capteur 15. Avantageusement, l’ensemble de bobines SPM 18 peut comporter deux bobines SPM 18, sensiblement identiques, disposées entre les circuits magnétiques intérieur 16 et extérieur 17, comme illustré à la FIG. 7 . L’ensemble de ces bobines SPM 18 forme alors un contour fermé autour du circuit magnétique intérieur 16. Le capteur 15 comporte de préférence au moins deux ensembles de bobines SPM 18, les ensembles étant sensiblement identiques, c’est-à-dire qu’ils comportent chacun le même nombre de bobines SPM 18 sensiblement identiques. On connaît notamment les capteurs de courant mettant en œuvre des bobines SPM 18, dits à Effet Néel®, décrits par exemple dans le document FR2891917. La particularité de ce type de capteur repose sur l’utilisation d’un transducteur constitué de bobines dont les noyaux sont à base d’un composite chargé de nanoparticules présentant des propriétés super-paramagnétiques (SPM). De manière traditionnelle, un tel transducteur super-paramagnétique (SPM) est formé d’un conducteur filaire enroulé autour et le long d’un noyau magnétique souple et allongé. Le bobinage réalisé le long du noyau magnétique assure une double fonction de bobine d’excitation et de mesure. Il est néanmoins d’usage de mettre en œuvre des moyens de contre-réaction adaptés pour maintenir la circulation du champ magnétique dans le noyau à une valeur sensiblement nulle. La bobine d’excitation peut être utilisée pour assurer la fonction de contre-réaction, mais il est également possible de prévoir un bobinage spécifique superposé au bobinage d’excitation pour faire office de bobine de contre-réaction. L’utilisation de ce type de transducteur a l’avantage de ne pas présenter d’offset magnétique, puisqu’un matériau SPM a la particularité d’être exempt d’hystérésis. Cependant, les caractéristiques des matériaux SPM sont telles qu’il est nécessaire de faire un compromis entre dynamique de mesure et sensibilité. En effet, l’aimantation M(H) d’un matériau SPM suit sensiblement une fonction de Langevin. La FIG. 3 présente la relation entre champ primaire H(A/m) et champ mesuré H mes (A/m) avec un capteur en boucle ouverte basé sur un matériau SPM connu. Dans le cas illustré à la FIG. 3 , on constate que la plage de linéarité est très réduite, et que la relation n'est pas bijective, chaque valeur de champ mesurée pouvant correspondre à deux valeurs de champ primaire. Dans l’exemple illustré à la FIG. 3 , la plage de linéarité, et donc la plage de mesure, est limitée à H max = 1100 A/m. Ainsi, l’utilisation de matériau SPM présentant une valeur H max faible, par exemple 1100 A/m, permet d’avoir une bonne sensibilité mais la plage de mesure reste restreinte, et n’est donc pas adaptée pour la mesure de circulation du champ présentant une grande variation de champ le long du contour de mesure. L’utilisation de matériaux présentant une valeur H max plus élevée, par exemple 10 kA/m, pour avoir une plage de linéarité plus grande, diminuera cependant la sensibilité du transducteur, et n’est donc pas adaptée à la mesure de petits courants. Le circuit magnétique intérieur 16 permet de limiter fortement les fluctuations du champ magnétique à proximité de sa face extérieure. Les FIG. 8 à 11 montrent cet effet. La FIG. 8 illustre les fluctuations du champ magnétique induit par le courant parcourant les conducteurs primaires aller 4a et retour 4b en l’absence de courant de fuite, et en l’absence des circuits magnétiques intérieur 16 et extérieur 17. La FIG. 9 montre la variation d’amplitude du champ sur le contour fermé défini par l’ensemble d’une ou plusieurs bobine SPM 18. Cette variation est importante, entre sensiblement -2000 et 2000 A/m. Le champ magnétique est sensiblement nul en moyenne le long de ce contour fermé, mais en raison de sa variation très importante, il rend indétectable un éventuel champ magnétique induit par un courant de fuite, dont l’amplitude serait bien plus faible. Les figures 10 et 11 correspondent aux figures 8 et 9, avec la prise en compte de l’action des circuits magnétiques intérieur 16 et extérieur 17 sur le champ magnétique induit par le courant parcourant les conducteurs primaires aller 4a et retour 4b. Comme illustré sur la FIG. 10 , les lignes de champ, en entrant dans le circuit magnétique intérieur 16, ont tendance à se refermer par le chemin le plus court, c’est-à-dire dans le contour défini par le circuit magnétique intérieur 16. La FIG. 11 montre que la variation d’amplitude du champ sur le contour fermé défini par l’ensemble d’une ou plusieurs bobines SPM 18 est alors très faible, de l’ordre de -5 à 5 A/m. Ce phénomène est d’autant plus important que l’épaisseur du circuit magnétique intérieur est élevée. Un compromis doit alors être trouvé avec l’encombrement du capteur ainsi que son poids, et l’utilisation des matériaux qui le composent. Il est à noter que le circuit magnétique extérieur 17 participe également à ce phénomène d’homogénéisation du champ magnétique induit par le courant parcourant les conducteurs primaires 4a, 4b, au niveau de l’ensemble d’une ou plusieurs bobines SPM 18. De façon avantageuse, l’action du circuit magnétique intérieur 16 sur le champ magnétique induit par les courants primaires I + et I - ne s’étend pas au champ magnétique induit par le courant de fuite I Δ . En effet le champ magnétique induit par I + et I - en l’absence de courant de fuite résulte de deux courants de même amplitude et circulant dans des directions opposées. Seules les lignes de ce champ primaire, correspondant à des allers et des retours d’un même courant, sont capturées en grande partie par le circuit magnétique intérieur 16, comme illustré en FIG. 10 . Le champ magnétique induit par le courant de fuite I Δ traverse le circuit magnétique intérieur 16 sans être sensiblement modifié, et est donc bien visible par l’ensemble d’une ou plusieurs bobines SPM 18. Le circuit magnétique extérieur 17 permet de limiter les interférences résultantes de champs magnétiques externes sur la mesure du courant différentiel. Ces champs externes incluent également le champ magnétique induit par les courants primaires I + et I - qui circulent le long de l’axe Z à d’autres niveaux que le capteur 15. Le circuit magnétique intérieur 16 participe également à cette limitation des interférences. Cet effet technique est d’autant plus efficace que la dimension des circuits magnétiques extérieur 17 et intérieur 16 est importante le long de l’axe Z. Encore une fois, un compromis doit alors être trouvé avec l’encombrement du capteur ainsi que son poids, et l’utilisation des matériaux qui le composent. Afin d’obtenir une mesure aussi précise que possible, il est avantageux de limiter l’espacement entre les circuits magnétiques intérieur 16 et extérieur 17. Cette disposition permet de réduire encore l’influence des champs magnétiques externes sur l’ensemble d’une ou plusieurs bobines SPM 18. L’espacement entre les circuits magnétiques intérieur 16 et extérieur 17 est par exemple inférieur à 8 mm, de préférence compris entre 3 et 6 mm. Dans un mode de réalisation préféré de l’invention, l’espacement entre les circuits magnétiques intérieur 16 et extérieur 17 est inférieur à leur dimension selon l’axe Z. Cet effet technique est également d’autant plus efficace que l’écartement entre les circuits magnétiques extérieur 17 et intérieur 16 est faible. Les circuits magnétiques intérieur 16 et extérieur 17 ont par exemple une épaisseur selon le plan formé par les axes X et Y comprise entre 1 et 3 mm, une profondeur selon l’axe Z comprise entre 15 et 25 mm, et l’écartement entre les deux circuits magnétiques 16, 17 est par exemple compris entre 2 et 4 mm. Ces exemples ne sont pas limitatifs, ces dimensions devant bien sûr être adaptées à la géométrie des conducteurs primaires aller 4a et retour 4b, et au niveau de courant qui les parcourt. Le matériau des circuits magnétiques intérieur 16 et extérieur 17 est de préférence à base d’un matériau à forte perméabilité et faible champ coercitif (par exemple à base de FeNi 80%). En effet plus la perméabilité est élevée, plus le champ induit par le courant de fuite est visible par l’ensemble d’une ou plusieurs bobines SPM 18, et moins le champ induit par le courant primaire (sans courant de fuite) est visible par l’ensemble d’une ou plusieurs bobines SPM 18. Le capteur 15 comporte de préférence un module d’excitation, configuré pour envoyer un courant I SPM dans l’ensemble d’une ou plusieurs bobines SPM 18 afin d’obtenir un champ nul sur le contour fermé formé par l’ensemble d’une ou plusieurs bobines SPM 18. Lorsque le champ est nul, on peut déduire le courant différentiel I Δ à partir du courant I SPM : Dans la suite de la description, plusieurs architectures particulières sont décrites afin de réaliser le capteur 15 selon l’invention, avec l’appui des figures 12 à 20. Toutefois il ne s’agit que de modes de réalisation particuliers de l’invention, et d’autres architectures peuvent être utilisées sans sortir du cadre de la présente invention. Dans ces modes de réalisation, le capteur 15 comprend un transducteur formé de préférence d’au moins une paire de bobines SPM 18 couplées au module d’excitation et à un module conditionneur ou module d’analyse. Le transducteur est destiné à être soumis au champ magnétique à mesurer. En pratique, le champ magnétique à mesurer inclut les fréquences allant du continu à une fréquence sensiblement inférieure à la fréquence d’excitation, de préférence au moins dix fois plus faible. Le module d’excitation est configuré pour générer et injecter dans le transducteur un signal d’excitation, par exemple sous la forme d’un courant dit « d’excitation » de fréquence correspondant à une fréquence d’excitation Fe prédéfinie. Le module conditionneur est configuré pour récupérer et analyser un signal de mesure SPM brut, par exemple la force électromotrice aux bornes du transducteur, représentatif de la variation temporelle de l’induction magnétique dans les bobines SPM 18. L’analyse de ce signal SPM brut consiste notamment en la génération d’un signal utile facilement exploitable contenant les informations utiles représentatives du courant à mesurer. L’analyse comprend par exemple l’élimination des composantes fréquentielles indésirables du signal SPM pour ne garder que la composante fréquentielle utile du signal SPM. Une seule fréquence d’excitation Fe, notamment une haute fréquence d’excitation, par exemple de l’ordre de plusieurs centaines de kHz, peut être utilisée dans le capteur 15, et les informations utiles relatives au courant à mesurer se trouvent donc dans les harmoniques de rang pair du signal de mesure SPM. De ce fait, l’analyse du signal SPM peut consister à isoler ou à extraire la composante fréquentielle située à un multiple pair de la fréquence d’excitation Fe. En d’autres termes, l’analyse du signal SPM doit être effectuée à une fréquence d’analyse Fa égale à un multiple pair de la fréquence d’excitation Fe, de préférence à la fréquence 2.Fe pour laquelle le niveau du signal SPM est maximum. En pratique, l’injection d’une unique fréquence d’excitation Fe dans les bobines SPM impose l’utilisation d’un signal d’excitation de qualité afin de limiter au maximum les signaux parasites susceptibles de se retrouver dans le signal de mesure SPM brut et susceptibles de complexifier son traitement ou l’extraction des informations utiles. En particulier, un signal parasite à la fréquence d’excitation Fe peut apparaître au niveau de la chaine de réception du module conditionneur 101. Il est cependant possible de réduire son niveau de manière relativement simple sans trop affecter le temps de réponse du système, car l’écart entre la fréquence d’analyse Fa et la fréquence parasite est égal à Fe. Un filtre de sélectivité faible à moyenne n’affectant pas trop la bande passante du système pourra par exemple être utilisé. Par ailleurs, les bobines SPM 18 agissant comme un mélangeur de fréquence, la présence de composantes harmoniques dans le courant d’excitation peut induire, dans le signal de mesure SPM, des composantes parasites de niveau non négligeable susceptibles de noyer la composante utile. A titre d’exemple, avec un champ d'excitation monofréquence de 500A/m et un champ à mesurer de 1A/m, la composante utile pour la mesure de l'effet super-paramagnétique (à savoir l’harmonique de rang 2 de la fréquence d’excitation, c’est-à-dire à la fréquence 2.Fe), a une amplitude de l'ordre de 20mA/m. Si le champ d'excitation présente un taux d'harmonique 2 de 0.01%, soit 50mA/m, le signal mesuré en absence de champ à mesurer correspond à environ 2.5A/m, donc largement supérieur à la composante utile. Or, obtenir un taux d'harmonique pour le rang 2 de 0.01% est particulièrement difficile et mesurer directement une composante représentant 0.004% du signal total est particulièrement délicat. En pratique, cette deuxième harmonique dans le courant d’excitation est très difficile à éviter. Par exemple, la génération d’un courant d’excitation avec des techniques de type à modulation de largeur d’impulsion, l’harmonique de rang 2 est nécessairement présent à cause des différences de temps de montée et de descente, mais aussi à cause des différences de résistances de sortie entre l’état haut et l’état bas. Avec des techniques de génération de courant d’excitation à base de synthèse de signal par convertisseur numérique/analogique et amplificateur de puissance, les sources de l’harmonique 2 se trouvent dans les non-linéarités du convertisseur numérique/analogique et de l’amplificateur. Le filtrage actif du signal provenant du convertisseur numérique/analogique permet d’obtenir un signal à faible taux d’harmonique au rang 2 si le courant de sortie est faible. Or, le courant d’excitation nécessaire peut être compris entre quelques dizaines et quelques centaines de mA. Les amplificateurs disponibles dans le commerce offrant des faibles taux de distorsion pour ces niveaux de courant et ces fréquences sont rares et chers, et la réalisation d’un étage de puissance à composants discrets compatible avec les performances requises est complexe et encombrant. Afin de pouvoir utiliser des amplificateurs du commerce bon marché ou un système à modulation de largeur d’impulsion, tout en garantissant un faible taux d’harmonique 2, une solution pour améliorer la qualité du signal d’excitation injecté dans les bobines SPM peut consister à insérer une impédance d’excitation Ze dans le circuit ou module d’excitation. Le capteur selon l’invention comporte de préférence un transducteur 103 comportant au moins une paire de bobines SPM 18a, 18b, les bobines SPM 18 étant sensiblement identiques et étant connectées en série entre deux bornes extrêmes 132, 132 du transducteur. Les bobines SPM 18a, 18b de cette paire sont identifiées par les repères LN1 et LN2 sur les figures 12 à 20. Le point de connexion commun 130 des bobines SPM 18a, 18b est relié à un potentiel de référence. Le module d’excitation 102 peut être configuré pour générer et injecter dans le transducteur 103 un courant d’excitation Ie à une fréquence d’excitation Fe prédéfinie, et comprendre au moins : - une bobine P11/P12 à point milieu 120 montée en parallèle aux bornes du transducteur 103, - un générateur de tension d’excitation VEXC monté entre le potentiel de référence et ledit point milieu 120, et - une impédance d’excitation Ze configurée pour former avec les bobines SPM 18a, 18b un premier circuit de type RLC série de fréquence de résonance Fres_e sensiblement égale à la fréquence d’excitation Fe. Le module d’analyse 101 peut comprendre au moins : - une impédance d’analyse Za connectée aux bornes extérieures de la bobine à point milieu P11/P12, l’impédance d’excitation étant configurée pour former avec les bobines SPM 18a, 18b un deuxième circuit de type RLC série de fréquence de résonance d’analyse Fres_a sensiblement égale à une fréquence d’analyse Fa, et - un moyen d’analyse du courant traversant l’impédance d’analyse Za à la fréquence d’analyse Fa pour extraire une composante à ladite fréquence d’analyse Fa égale à un multiple pair de la fréquence d’excitation Fe. Mode de réalisation à deux bobines SPM, Ze = Ce Un montage électronique du capteur selon un premier mode de réalisation est illustré à la FIG. 12 , dans lequel une impédance d’excitation Ze comprenant un condensateur Ce, est ajoutée pour l’atténuation de la composante harmonique au rang 2, c’est-à-dire à 2.Fe, dans le signal d’excitation. Le capteur comprend un transducteur 103 formé d’une paire de bobines SPM 18, identifiées respectivement par LN1 et LN2 sur la FIG. 12 , d’inductance L N , montées en série entre les deux bornes extrêmes 131, 132 du transducteur. Le point de connexion commun 130 au deux bobines LN1 et LN2 est connecté à un potentiel de référence, par exemple une masse. Les bobines LN1 et LN2 sont destinées à être soumises à un champ magnétique extérieur à mesurer induit par exemple par une source de courant primaire IP. Le capteur comprend en outre un module d’excitation 102 couplé électriquement au transducteur 103 et configuré pour générer et injecter dans le transducteur 103 un courant d’excitation à une fréquence d’excitation Fe prédéfinie. Le module d’excitation 102 comprend : - une bobine à point milieu P11-P12 constituée de deux enroulements sensiblement identiques bobinés sur un même noyau magnétique ; - un générateur de tension d’excitation VEXC à une fréquence égale à la fréquence d’excitation Fe ; - une impédance d’excitation Ze comprenant un condensateur Ce. Les deux bornes extérieures 121, 122 de la bobine P11-P12 sont connectées respectivement aux deux bornes extrêmes 131, 132, du transducteur 103, le condensateur Ce de l’impédance d’excitation Ze est connecté entre le générateur d’excitation VEXC et le point milieu 120 de la bobine P11-P12. Les bobines LN1 et LN2 du transducteur 103 constituent une charge de type de résistance/inductance (RL) série. L’insertion du condensateur Ce entre la bobine à point milieu P11-P12 et le générateur de tension d’excitation VEXC revient à charger celui-ci avec un circuit de type RLC série caractérisé par sa fréquence de résonnance Fres_e, dénommée par la suite « fréquence de résonnance d’excitation ». Cette fréquence de résonnance d’excitation Fres_e est définie par : Ainsi, si la valeur du condensateur Ce est telle que la fréquence de résonance Fres_e est sensiblement égale à la fréquence d’excitation Fe (Fres_e = Fe), ce circuit agira comme un filtre passe-bande sur le courant d’excitation et atténuera la composante harmonique du signal d’excitation à la fréquence 2.Fe. Cette atténuation dépend du facteur de qualité Q du circuit, donnée par l’expression suivante : ; En outre, le gain à 2.Fres_e est donné par : Le capteur comprend en outre un module d’analyse ou conditionneur 101 configuré pour récupérer et analyser un signal de mesure SPM brut afin d’éliminer des composantes fréquentielles indésirables du signal SPM et ne garder que la composante fréquentielle utile du signal SPM. Le module d’analyse 101 comprend : - une impédance d’analyse Za constituée par un condensateur d’analyse Ca et une résistance d’analyse Ra montés en série entre les deux bornes extérieures 121, 122 de la bobine à point milieu P11-P12 ; - une chaine d’analyse A configurée pour fournir un signal SPM contenant les informations utiles à 2.Fe qui soit exploitable par une unité de contrôle externe ou intégrée au capteur, cette chaîne d’analyse comprenant par exemple des circuits d’amplification et de filtrage. Le courant traversant l’impédance d’analyse Za correspond ainsi au signal de mesure SPM brut et l’analyse de ce courant traversant l’impédance d’analyse Za à une fréquence d’analyse Fa égale à un multiple pair de la fréquence d’excitation Fe, par exemple à une fréquence d’analyse Fa égale à 2.Fe, permet d’isoler ou d’extraire un signal utile contenant les informations relatives au champ ou au courant à mesurer. Comme pour le circuit d’excitation, la combinaison des bobines LN1 et LN2 et de l’impédance Za forme un circuit de type RLC série de fréquence de résonance Fres_a, dénommée par la suite « fréquence de résonance d’analyse ». Cette fréquence de résonance d’analyse vaut : En pratique, la fréquence d’analyse Fa est avantageusement sensiblement égale à la fréquence de résonance d’analyse Fres_a. Mode de réalisation à deux bobines SPM, Ze = Ce, Le Un montage électronique du capteur selon un autre mode de réalisation est illustré à la FIG. 13 , dans lequel l’impédance d’excitation Ze, comprend un condensateur Ce et une inductance Le. Il est montré ci-avant que l’atténuation du niveau de l’harmonique de rang 2 dépend du facteur de qualité Q du circuit. Or par construction, les bobines SPM ont en général un facteur de qualité relativement médiocre aux fréquences considérées, de l’ordre 3 à 5, ce qui permettrait d’atteindre une atténuation (l’inverse du gain) de l’ordre 4 à 8. Pour améliorer cette atténuation, il est possible d’ajouter au montage de la FIG. 12 , une inductance d’excitation Le (par exemple une bobine) à facteur de qualité élevé, de valeur d’inductance sensiblement plus élevée que celle des bobines SPM et de résistance négligeable devant celle des bobines SPM. Le montage de la FIG. 13 correspond ainsi au montage de la FIG. 12 dans lequel l’impédance d’excitation Ze comprend en outre une inductance d’excitation Le connectée entre le condensateur d’excitation Ce et le générateur de tension d’excitation VEXC, afin d’améliorer le facteur de qualité de l’excitation pour diminuer le niveau de distorsion à la fréquence 2.fe. Dans cette configuration, la fréquence de résonnance du circuit d’excitation Fres_e vaut maintenant : En outre, le facteur de qualité global du circuit est maintenant proche de celui de la bobine Le ainsi ajoutée. Il est ainsi possible d’atteindre un facteur de qualité de l’ordre de 30 à 50, ce qui conduit à des atténuations de l’ordre 45 à 75, soit dix fois plus qu’avec les seules bobines SPM. De façon optionnelle, lorsque la mesure du courant d’excitation est nécessaire ou envisagée, une résistance de mesure du courant d’excitation Rsh peut être ajoutée entre le potentiel de référence et la borne commune 130 du transducteur 103. La mesure du coutant d’excitation est notamment utile lorsque l’on souhaite réaliser une étape de calibration préalable afin de rechercher la valeur optimale de la fréquence d’excitation à injecter dans les bobines SPM pour laquelle le niveau de courant d’excitation est maximum. Une telle calibration pour la recherche de la fréquence d’excitation optimale sera décrite plus en détail ci-dessous. Mode de réalisation à deux bobines SPM, Ze=Ce,Le et Za=Ca,La Le montage de la FIG. 13 suppose un appairage quasi parfait des bobines SPM afin que seule la fréquence utile 2.Fe apparaisse dans le signal détecté au niveau du circuit de réception, à savoir le courant traversant l’impédance Za. Or, cet appairage parfait peut être difficile à obtenir en pratique, et le déséquilibre entre les bobines SPM induit au niveau du signal de sortie (à savoir le courant circulant dans l’impédance Za) une composante à la fréquence d’excitation Fe qui peut être d’amplitude très supérieure à la fréquence du signal utile, dégradant ainsi le rapport signal/bruit du système. L’effet SPM dans une bobine SPM est modélisable par une source de tension dont le niveau est proportionnel au champ magnétique dans lequel est plongé la bobine SPM et dont l’impédance de source est constituée de la bobine SPM elle-même. Ainsi, si le circuit de réception (l’impédance Za) est constitué d’une résistance Ra et d’un condensateur Ca, le circuit de charge de la source de tension SPM est un circuit RLC série. On est donc à nouveau en présence d’un circuit passe-bande dont on positionnera la fréquence de résonnance à la fréquence d’analyse 2.Fe. La composante parasite à la fréquence Fe sera donc atténuée, le niveau d’atténuation étant d’autant plus élevé que le facteur de qualité de ce circuit est élevé. Si on se contente du condensateur, le facteur de qualité est très faible, puisqu’il est forcément inférieur à celui des bobines SPM du fait de l’ajout de la résistance de mesure Ra qui est en général supérieure à la résistance du circuit constitué par les bobines SPM. On peut donc compter sur un facteur de qualité de l’ordre de 2 à 3. Ainsi, de la même manière que pour le circuit d’excitation, il est possible d’ajouter une inductance série dans l’impédance d’analyse Za du module de conditionnement pour augmenter significativement le facteur de qualité du circuit de conditionnement. Le montage de la FIG. 14 correspond ainsi au montage de la FIG. 13 dans lequel l’impédance d’analyse Za comprend en outre une inductance d’analyse La. L’inductance La, le condensateur Ca et la résistance Ra sont ainsi montés en série entre les bornes extérieures 121, 122 de la bobine à point milieu P11/P12. Dans cette configuration, la fréquence de résonance d’analyse Fres_a du circuit d’analyse vaut : Par ailleurs, si la fréquence d’analyse Fa est fixée à 2.Fe et si la fréquence d’excitation Fe a été prédéfinie pour maximiser le niveau de courant d’excitation, via par exemple une étape de calibration mentionnée ci-dessus, le facteur de qualité du circuit de conditionnement (ou circuit de réception) devra de préférence être limité de façon à ce que, en tenant compte des tolérances sur les composants La et Ca, l’atténuation reste raisonnable pour toutes les valeurs de fréquences envisageables pour la fréquence d’excitation Fe. Par exemple, pour garantir une atténuation plus faible que 3dB avec une dispersion sur la fréquence d’excitation Fe de 3% et une dispersion sur la fréquence de résonnance du circuit d’analyse Fres_a également de 3%, une limitation à un coefficient de qualité de l’ordre 8 peut être considérée. La fréquence de résonnance de l’excitation peut varier du fait des tolérances sur les composants (ici +/-5% sur la valeur de la bobine série d’excitation). Il faut alors que la fréquence d’analyse qui est le double de la fréquence d’excitation soit dans la bande passante du filtre de réception. Mode de réalisation à deux bobines SPM, Ze, Za et transformateur T1 Dans le montage illustré à la FIG. 15 , un transformateur T1 est inséré entre la bobine à point milieu P11-P12 et l’impédance d’analyse Za, afin d’adapter l’impédance du circuit d’analyse et augmenter le niveau de sortie du signal reçu par l’impédance Za. Le transformateur T1 est constitué par un enroulement primaire P1 et un enroulement secondaire S1. L’enroulement primaire P1 est connecté aux bornes extérieures 121, 122 de la bobine à point milieu P11-P12, et l’enroulement secondaire S1 est connecté aux bornes de l’impédance d’analyse Za. Le fonctionnement de ce circuit est similaire à celui de la FIG. 14 . Mode de réalisation à deux bobines SPM, Ze, Za et transformateur T2 Dans le montage illustré à la FIG. 16 , un unique transformateur T2 est utilisé pour réaliser les fonctions de la bobine à point milieu P11-P12 et du transformateur T1 du circuit de la FIG. 15 . Ainsi, l’enroulement primaire du transformateur T2 qui est connecté aux bornes 131, 132 du transducteur est configuré pour réaliser la fonction de la bobine à point milieu de la FIG. 15 et l’enroulement secondaire qui est connecté aux bornes de l’impédance d’analyse Za est configuré pour réaliser la fonction d’adaptation du transformateur T1 du circuit de la FIG. 15 . Mode de réalisation à deux bobines SPM, position de l’impédance Ze Dans le montage illustré à la FIG. 17 , contrairement au montage de la FIG. 16 , l’impédance d’excitation Ze est connectée entre la borne commune 130 du transducteur et le potentiel de référence. L’intérêt de cette configuration réside notamment dans la possibilité de mesurer le courant d’excitation aux bornes du condensateur Ce par exemple, ce qui permet de supprimer la résistance de mesure Rsh tendant à dégrader le facteur de qualité du circuit, les mesures étant généralement référencées au potentiel de référence. Le facteur de qualité de l’excitation se trouve donc amélioré et la tension de mode commun au niveau du point milieu de la bobine P11-P12 et des bornes extérieures 131, 132 des bobines LN1, LN2 est réduite. Les configurations illustrées aux figures 12 à 17 mettant en œuvre deux bobines SPM excitées par une seule fréquence d’excitation, sans circuit de contre-réaction, sont particulièrement adaptées pour des mesures où la linéarité de la réponse n’est pas un paramètre très important, en particulier lorsque la mesure est faite dans un environnement électromagnétique peu perturbé. Ce peut être le cas dans le cadre présent de la mesure d’un courant de fuite. Cependant la sensibilité d’une telle architecture est sensiblement proportionnelle à la température en kelvins. Par exemple, une augmentation de 10K autour de 300K (27°C) produit une variation de sensibilité de l’ordre de 3%, ce qui est très élevé. Or la gamme d’utilisation de tels capteurs va souvent de -10°C à +55°C, voire de -25°C à +85°C. Dans ce dernier cas, on peut s’attendre à une variation de sensibilité de l’ordre de 20% par rapport à un fonctionnement à température ambiante. Cette sensibilité à la température limite les applications possibles de ces architectures en boucle ouverte. Mode de réalisation à deux bobines SPM, avec contre-réaction VCR La configuration de la FIG. 17 précédente peut être améliorée par l’adjonction classique d’un circuit ou module de contre-réaction VCR. De façon classique, le principe de la contre-réaction consiste à ajuster la contre-réaction de manière à obtenir un signal de mesure SPM nul, et la valeur de la contre-réaction est alors directement proportionnelle au champ à mesurer. Cette configuration offre ainsi une bonne linéarité, et est particulièrement adaptée aux environnements électromagnétiques perturbés tout en conservant une certaine simplicité dans sa réalisation. De façon similaire au montage de la FIG. 19 , la contre-réaction peut ainsi être réalisée par l’ajout au montage de la FIG. 17 , d’un générateur de tension de contre-réaction VCR aux bornes extrêmes 131, 132 du transducteur, d’un condensateur Cc entre les bornes 121, 131 et d’un autre condensateur Cd entre les bornes 122, 132. Le générateur de tension de contre-réaction VCR est configuré pour générer un courant de contre-réaction, et les condensateur Cc et Cd, de même valeur C CR , sont configurés pour éviter la circulation du courant de contre-réaction dans la bobine à point milieu P11-P12, de sorte que le courant de contre-réaction traverse uniquement les bobines SPM dans la plage de fréquences utiles. Par ailleurs, il peut également être judicieux d’isoler le générateur de tension de contre-réaction VCR du potentiel de référence par l’ajout par exemple d’un transformateur d’alimentation et d’un amplificateur isolé. La fréquence de résonnance d’excitation Fres_e et la fréquence de résonnance d’analyse Fres_a sont bien entendues modifiées par la présence de ces condensateurs Cc et Cd formant circuit résonant. Ainsi : ; et Avec : ; et Dans une variante similaire au montage de la FIG. 20 , le générateur de tension de contre-réaction VCR peut être formé de deux sources de tension VCR1 et VCR2 référencées au potentiel de référence. Les deux sources de tensions VCR1 et VCR2 sont configurées pour générer des tensions de même valeur VCR/2 mais de polarité opposée, et sont connectées aux bobines SPM LN1 et LN2 au travers d’amplificateurs A1 et A2 respectifs. En outre, pour supprimer le bruit de mode commun induit par ces deux sources de tensions VCR1 et VCR2, une inductance de mode commun LMC de valeur très supérieure à la valeur d’inductance des bobines SPM et à la valeur de l’inductance d’excitation Le, peut être ajoutée. Cette configuration permet d’éviter l’emploi d’une alimentation isolée et d’un amplificateur isolé, ce qui permet de réduire les coûts. Mode de réalisation à 4 bobines SPM, sans contre-réaction Pour améliorer l’élimination d’un signal à la fréquence d’analyse Fa qui pourrait être présent dans le signal SPM du transducteur à 2 bobines SPM dans les montages des figures précédentes, et perturber ainsi la mesure, un deuxième ensemble de bobines SPM supplémentaires LN3 et LN4 peuvent être ajoutées. Par exemple, comme illustré à la FIG. 18 , le montage de la FIG. 16 peut ainsi être modifié en couplant la première paire, ou premier ensemble, de bobines LN1 et LN2, à une deuxième paire, ou deuxième ensemble, de bobines super-paramagnétiques 18 LN3 et LN4 sensiblement identiques aux bobines de la première paire. En particulier, les bobines LN3 et LN4 de la deuxième paire sont montées en série et les deux paires de bobines sont montées en parallèle, de sorte que la borne extrême 131 de la première paire de bobines est connectée à la bobine LN3 et la borne extrême 132 de la première paire de bobine est connectée à la bobine LN4. En pratique, les bobines SPM LN3 et LN4 sont soumises sensiblement aux mêmes champs magnétiques que les bobines SPM LN1 et LN2. Ainsi, à la fréquence d’analyse Fa, la tension e 12 induite par la variation de champ, hors effet SPM, dans la première paire de bobines LN1 et LN2 est sensiblement identique à la tension induite e 34 dans la deuxième paire de bobines LN3 et LN4. Sur le montage de la FIG. 18 , les points de polarité de chaque bobine sur le montage de la FIG. 20 par rapport au champ primaire sont tels que la tension entre les bornes extrêmes 131 et 132 développée par la première paire de bobines LN1 et LN2 est égale à la tension e 12 , et la tension entre les bornes extrêmes 131 et 132 développée par la paire LN3 et LN4 est égale à –e 34 . Les bobines SPM LN1 à LN4 étant d’impédance sensiblement identiques, la tension entre les bornes extrêmes 131 et 132 est alors égale à e 12 /2-e 34 /2, soit à peu près 0. En outre, les bobines LN3 et LN4 n’étant pas parcourues par le courant d’excitation Ie, elles ne produisent aucun effet SPM, et la tension SPM utile (VSPM) produite dans la première paire de bobines LN1 et LN2 se retrouve donc entre les bornes extrêmes 131 et 132 mais divisée par 2 par rapport à la configuration à une paire de bobines SPM de la FIG. 17 . Ainsi, bien que la sensibilité du circuit soit divisée par 2, cette configuration à quatre bobines SPM identiques plongées dans le même champ magnétique permet néanmoins de supprimer la composante primaire présente à la fréquence Fa. Mode de réalisation : quatre bobines SPM, avec contre-réaction VCR Tout comme pour le mode de réalisation à deux bobines, il est également possible d’adjoindre un circuit de contre-réaction VCR au montage de la FIG. 18 , pour obtenir un capteur plus adapté aux environnements électromagnétiques perturbés. Comme illustré à la FIG. 19 , la contre-réaction peut ainsi être réalisée par l’ajout au montage de la FIG. 18 , d’un générateur de tension de contre-réaction VCR entre les bobines LN3 et LN4 de la deuxième paire de bobines SPM. Le générateur VCR est ainsi monté entre les bornes extrêmes 133 et 134, et est configuré pour générer un courant de contre-réaction. Des condensateurs Cc et Cd, de même valeur C CR , positionnés respectivement sur les lignes de sortie, à savoir entre les bornes 121 et 131, et entre les bornes 122 et 132, sont configurés pour éviter la circulation du courant de contre-réaction dans la bobine à point milieu P11-P12, de sorte que le courant de contre-réaction traverse uniquement les bobines SPM dans la plage de fréquences utiles. En pratique, le générateur de contre-réaction VCR présente une impédance faible à la fréquence d’analyse Fa. En outre, pour s’assurer que le courant d’excitation ne passe que par la première paire de bobines LN1 et LN2, il peut également être judicieux d’isoler le générateur de tension de contre-réaction VCR du potentiel de référence par l’ajout par exemple d’un transformateur d’alimentation et un amplificateur isolé. La fréquence de résonnance du circuit d’excitation Fres_e et la fréquence de résonnance du circuit d’analyse Fres_a sont bien entendues modifiées par la présence de ces condensateurs Cc et Cd formant circuit résonant. Ainsi : ; et Avec : ; et Mode de réalisation : quatre bobines SPM, avec contre-réaction VCR1 et VCR2 La fonction de contre-réaction peut également être obtenue avec deux sources de tension VCR1 et VCR2 référencées au potentiel de référence, comme illustré à la FIG. 20 . Les deux sources de tensions VCR1 et VCR2 sont configurées pour générer des tensions de même valeur VCR/2 mais de polarité opposée, et sont connectées aux bobines SPM au travers d’amplificateurs A1 et A2 respectifs. Tout comme pour la FIG. 19 , pour éviter l’utilisation de composants coûteux liés à la réalisation d’une source de tension de contre-réaction isolée du potentiel de référence, on utilise deux générateurs de tension VCR1 et VCR2 connectés au potentiel de référence et une inductance de mode commun LMC insérée entre les générateurs et les bobines LN3 et LN4. L’inductance de mode commun LMC est de valeur très supérieure à la valeur d’inductance des bobines SPM et à la valeur de l’inductance d’excitation Le (de préférence dix fois supérieure). L’impédance de mode commun de la branche formée par les bobines LN3 et LN4 est alors augmentée significativement, forçant ainsi le courant d’excitation à circuler par les bobines LN1 et LN2. Cependant, pour que les bobines LN3 et LN4 puissent remplir leur rôle, il doit exister un quasi court-circuit entre les bornes externes du transducteur à la fréquence d’analyse Fa. Pour obtenir ce court-circuit, un condensateur CMD peut être placé entre les bornes externes du transducteur, ce qui permettra aux courants de mode différentiel, c’est-à-dire ceux circulant dans le même sens dans les bobines LN1 à LN4, de circuler correctement à la fréquence d’analyse Fa. Ainsi, dans le montage de la FIG. 20 : - la bobine de mode commun LMC permet d’empêcher la circulation du courant d’excitation dans la paire de bobines LN3 et LN4, tout en garantissant une bande passante élevée pour la boucle de contre-réaction ; et - le condensateur CMD permet d’assurer un court-circuit de la paire de bobines LN3 et LN4 à la fréquence d’analyse Fa. Dans les modes de réalisation décrits ci-dessus la fonction de contre-réaction est intégrée aux bobines SPM 18. Il est également possible, dans d’autres modes de réalisation, que le capteur 15 comporte au moins une bobine de contre-réaction distincte des bobines SPM 18. La bobine de contre-réaction est alors enroulée autour de l’ensemble de bobines SPM 18, ou si le capteur 15 comporte au moins deux ensembles de bobines SPM 18 autour des ensembles de bobines SPM 18. Un exemple d’un tel mode de réalisation peut être obtenu en modifiant l’architecture illustrée en FIG. 20 de la façon suivante : - remplacement du condensateur CMD par un court-circuit, - retrait de la bobine de mode commun LMC, - branchement des sorties des amplificateurs A1 et A2 aux bornes de la bobine de contre-réaction, la bobine de contre-réaction étant disposée autour des bobines LN1, LN2, LN3 et LN4. Grâce à la présente invention, et en particulier à l’utilisation d’un matériau super-paramagnétique à haute sensibilité, le capteur 15 permet de capter avec une seule bobine SPM 18 les composantes continue et alternative du courant différentiel. En effet, en raison de sa perméabilité magnétique très faible, la bobine SPM 18 peut être excitée à une fréquence d’excitation très élevée, et restituer ainsi la composante alternative du courant différentiel jusqu’à plusieurs kHz. Comme illustré aux figures 21 à 23, le capteur 15 peut comporter en outre un transducteur SPM supplémentaire 19, destiné à être soumis à un champ magnétique à mesurer induit par un courant traversant au moins un desdits conducteurs primaires 4a, 4b. Le transducteur SPM supplémentaire 19 permet de mesurer le courant parcourant au moins un des conducteurs primaires 4a, 4b. Ces exemples ne sont pas limitatifs, ces dimensions devant bien sûr être adaptées à la géométrie des conducteurs primaires aller 4a et retour 4b, et au niveau de courant qui les parcourt. Un exemple de réalisation du transducteur SPM supplémentaire 19 est illustré aux figures 24 à 25. Ce mode de réalisation est décrit ci-dessous à titre d’exemple, d’autres types de transducteurs SPM pouvant être utilisés comme transducteur supplémentaire 19. Ce transducteur supplémentaire SPM 19 est formé d’un corps d’axe central longitudinal X. Le corps peut ainsi être sous la forme d’un cylindre plein, par exemple en matériau rigide à base de matière plastique. Le corps 210 présente ainsi une surface externe 200, un volume interne et deux faces planes 201, 202 à chacune de ses extrémités opposées suivant la direction de l’axe central longitudinal X. Les deux faces planes 201, 202 s’étendent sensiblement perpendiculaires à l’axe central longitudinal X. Des canaux support 203 distincts sont formés dans le volume interne du corps 210, en pratique une paire, par exemple quatre canaux support. Chaque canal support 203 est configuré pour loger une bobine supplémentaire SPM 302. Les canaux support 203 s’étendent parallèlement à l’axe central longitudinal X et sont disposés dans le corps 210, autour de l’axe X, symétriquement entre eux ou non, chaque canal 203 débouchant au niveau des deux faces planes 201, 202 du corps 210. Ainsi, les bobines supplémentaires SPM 302disposées dans ces canaux 203 s’étendent parallèlement à l’axe central longitudinal X et débouchent également au niveau des deux faces planes 201, 202 du corps. Chaque bobine supplémentaire SPM 302 est notamment formée d’un noyau 220 flexible d’axe longitudinal à base de matériau SPM autour duquel est enroulé au moins un conducteur électrique 221 le long de l’axe longitudinal du noyau 220. Un bobinage de contre-réaction 303 formé d’un conducteur électrique est enroulé sur la surface externe 200 du corps 210 le long de l’axe central longitudinal X. Les faces planes 201, 202 peuvent être sous la forme de flasque de bobine ou disque de diamètre supérieur à celui du corps 210. Ces deux faces planes 201, 202 délimitent ainsi avec la surface externe 200 du corps 210 un volume externe dans lequel est disposé le bobinage de contre-réaction 303. En d’autres termes, le transducteur se présente sous la forme d’une canette ou tube pour bobine de câble, l’enroulement de contre-réaction étant maintenu axialement via les rebords ou flasques, et les bobines SPM étant logées dans le tube. Le circuit magnétique intérieur 16 comprend deux portions ou surfaces planes 251, 252 positionnées en regard des extrémités libres 201, 202 respectives du transducteur supplémentaire SPM 19, ces extrémités libres 201, 202 étant avantageusement des faces planes. La hauteur (suivant l’axe Z) et la longueur (suivant l’axe Y) d’une surface plane 251, 252 du circuit magnétique intérieur 16, sont telles que la surface plane 251, 252 recouvre au moins la face plane de l’extrémité libre du transducteur SPM supplémentaire 19. La taille de la surface plane 251, 252 peut résulter d’un compromis entre performance et volume de matériau magnétique impactant sur le prix, l’encombrement et le poids du capteur 15. En pratique, un isolant électrique est intercalé entre les différents éléments du capteur 15, de sorte que le circuit magnétique intérieur 15 est de préférence collé à l’isolant électrique, pour être au plus près de l’ensemble conducteur primaire et transducteur SPM supplémentaire 19. Le transducteur SPM supplémentaire 19 constitué de bobines SPM supplémentaires 302 rectilignes est inséré entre les deux conducteurs primaires aller et retour 4a, 4b de manière à créer un contour ouvert de mesure C reliant les deux surfaces planes 251, 252 planes du circuit magnétique 5. Le contour ouvert de mesure C est ici similaire à un chemin passant aux deux extrémités du transducteur SPM et s’étendant dans l’axe X. En pratique, le conducteur primaire aller 4a est parcouru par un courant I + = I P pouvant varier en utilisation normale entre des valeurs -I max et +I max , et le conducteur primaire retour 4b est parcouru par un courant I - = -I p . Le bobinage de contre-réaction 303 est parcouru par un courant I CR , et est formé d’un enroulement de N tours enroulé autour d’un support creux contenant des bobines SPM supplémentaires 302 classiques pour la mesure de la circulation cir d’un champ magnétique H sur le contour ouvert C. La circulation cir est donnée par l’équation : Le courant de contre-réaction I CR est de préférence ajusté en permanence de manière à obtenir une circulation cir = 0, de sorte que N.I CR = -I p . Le matériau SPM est de préférence un matériau SPM à forte sensibilité caractérisé par un champ maximum d'utilisation H max sensiblement inférieur au champ maximum H pmax généré par les conducteurs primaires. La forme et les dimensions du circuit magnétique et de la bobine de contre-réaction sont de préférence ajustés de manière à obtenir des fluctuations du champ magnétique le long du contour ouvert C inférieures au champ maximum d'utilisation H max , lorsque cir = 0 et I p =I Pmax . A titre d’exemple, le contour ouvert C est de préférence de longueur réduite, par exemple de l'ordre de 50mm. Les deux surfaces planes 251, 252 du circuit magnétique intérieur 16 peuvent ainsi être considérées comme distantes d'environ 50 mm suivant l’axe X. Si on considère un contour fermé C’ constitué d'une part du contour ouvert C et d'une portion de contour C mag reliant les deux surfaces planes 251, 252 et entourant le conducteur primaire aller 4a ou retour 4b, alors le théorème d'Ampère conduit à : ; avec H le champ magnétique, et I p le courant circulant dans le conducteur primaire considéré. Si la perméabilité relative µ r et/ou l'épaisseur du matériau magnétique est suffisamment élevée, on peut négliger le deuxième terme, de sorte à ne considérer que : En outre, si le bobinage de contre-réaction qui entoure les bobines SPM est parcouru par un courant générant I CR Ampères tours, alors : Lorsque le capteur de circulation, c’est-à-dire le transducteur SPM, fourni une valeur nulle, on a donc : I CR = -I P . Le bobinage de contre-réaction doit ainsi être capable de générer 500A.t pour un courant primaire de 500A, et le taux de remplissage moyen d'un bobinage est autour de K r = 0,6. Si on se limite à une densité de courant de J max = 5 A/mm², il faudra donc de préférence une section de bobinage minimale S Bobine de : Soit une épaisseur de bobinage comprise entre 3 et 4mm. Dans le mode de réalisation illustré aux figures 21 à 23, les circuits magnétiques intérieur 16 et extérieur 7 prennent une forme particulière dont la fonction est de former des contours fermés comprenant des surfaces planes, vis-à-vis des surfaces planes du transducteur SPM supplémentaire 19, et prenant le moins de place possible afin d’entourer les conducteurs primaires 4a, 4b. D’autres géométries sont bien sûr possibles, les formes et dimensions devant bien sûr être adaptées à la géométrie des conducteurs primaires aller 4a et retour 4b, et au niveau de courant qui les parcourt. Dans certaines applications, il peut également être intéressant, notamment à des fins de protection, de pouvoir mesurer des courants de surcharge supérieurs au courant maximum compensable par le courant de contre-réaction. A cet effet, il est possible de disposer un capteur à effet Hall entre les deux conducteurs primaires 4a, 4b. Ce capteur à effet Hall sera avantageusement supporté par un circuit imprimé configuré pour connecter le transducteur SPM supplémentaire 19. Enfin, des courants de court-circuit peuvent être mesurés par des dispositifs de type bobine ou enroulement de Rogowski. Ainsi, avantageusement, le capteur 15 peut intégrer une ou plusieurs bobines de Rogowski, chacune placée autour d'un des conducteurs primaires 4a, 4b. Ces bobines de Rogowski peuvent avantageusement être intégrées dans le circuit imprimé. A titre d’exemple, la bobine de Rogowski sous la forme d’un circuit imprimé décrit dans le document EP 3 268 754 et/ou le capteur à effet Hall décrit dans le document FR 2 947 060 peuvent être mis en œuvre dans le capteur de l’invention, sans que ces exemples ne soient limitatifs puisque tout type de capteur du commerce peut convenir. La présente invention n'est bien entendu pas limitée aux exemples de réalisation décrits mais s'étend à toute modification et variante évidentes pour un homme du métier dans la limite des revendications annexées. En outre, les caractéristiques techniques des différents modes de réalisation et variantes mentionnés ci-dessus peuvent être, en totalité ou pour certaines d’entre elles, combinées entre elles. Capteur de champ magnétique (15) pour la mesure d’un courant différentiel destiné à être soumis à un champ magnétique à mesurer induit par un courant parcourant au moins deux conducteurs primaires, au moins une portion desdits conducteurs primaires s’étendant suivant un axe (Z), ledit courant parcourant au moins un desdits conducteurs primaires (4a) dans une direction aller suivant ledit axe (Z), et au moins un desdits conducteurs primaires (4b) dans une direction retour opposée à la direction aller, caractérisé en ce qu ’il comporte au moins : - un circuit magnétique intérieur (16) configuré pour former un contour fermé autour desdits conducteurs primaires, - un circuit magnétique extérieur (17) configuré pour former un contour fermé entourant ledit circuit magnétique intérieur (16), - au moins un ensemble d’une ou plusieurs bobines à matériau super-paramagnétique SPM (18), disposé entre lesdits circuits magnétiques intérieur (16) et extérieur (17) et formant un contour fermé entourant ledit circuit magnétique intérieur (16). Capteur de champ magnétique selon la revendication 1, caractérisé en ce qu e ledit conducteur primaire comporte un conducteur primaire aller (4a) et un conducteur primaire retour (4b), ledit courant parcourant ledit conducteur primaire aller (4a) dans une direction aller suivant ledit axe (Z), et ledit conducteur primaire retour (4b) dans une direction retour opposée à la direction aller. Capteur de champ magnétique selon l’une quelconque des revendications 1 à 2, caractérisé en ce qu e ledit au moins un ensemble comporte au moins deux bobines SPM (18) sensiblement identiques connectées en série, disposées entre lesdits circuits magnétiques intérieur (16) et extérieur (17), l’ensemble formant contour fermé entourant ledit circuit magnétique intérieur (16). Capteur de champ magnétique selon l’une quelconque des revendications 1 à 3, caractérisé en ce qu e ledit capteur comprend au moins deux ensembles sensiblement identiques d’au moins une bobine SPM (18), chaque ensemble formant un contour fermé entourant ledit circuit magnétique intérieur (16). Capteur de champ magnétique selon l’une quelconque des revendications 1 à 4, caractérisé en ce que les dimensions des circuits magnétiques intérieur (16) et supérieur (17) selon l’axe (Z) sont supérieures à l’écartement entre lesdits circuits magnétiques intérieur (16) et supérieur (17). Capteur de champ magnétique selon l’une quelconque des revendications 1 à 5, caractérisé en ce qu ’il comporte un transducteur (101) comportant ledit ensemble d’une ou plusieurs bobines SPM (18), ledit transducteur étant couplé électriquement à un module d’excitation (102) et à un module d’analyse (101), et en ce que : - ledit transducteur (101) comprend au moins une paire de bobines (LN1, LN2) SPM, les bobines SPM étant sensiblement identiques et étant connectées en série entre deux bornes extrêmes de bobines (131, 132), le point de connexion commun des bobines SPM (LN1, LN2) (130) étant relié à un potentiel de référence ; - le module d’excitation (102) est configuré pour générer et injecter dans le transducteur (101) un courant d’excitation Ie à une fréquence d’excitation Fe prédéfinie, et comprend au moins : . une bobine (P11/P12) à point milieu (120) montée en parallèle aux bornes du transducteur (102) ; . un générateur de tension d’excitation (VEXC) monté entre le potentiel de référence et ledit point milieu (120) ; . une impédance d’excitation (Ze) configurée pour former avec les bobines SPM (LN1, LN2) un premier circuit de type RLC série de fréquence de résonance Fres_e sensiblement égale à la fréquence d’excitation Fe ; - le module d’analyse (101) comprenant au moins : . une impédance d’analyse (Za) connectée aux bornes extérieures de la bobine à point milieu (P11/P12), l’impédance d’excitation (Ze) étant configurée pour former avec les bobines SPM (LN1, LN2) un deuxième circuit de type RLC série de fréquence de résonance d’analyse Fres_a sensiblement égale à une fréquence d’analyse Fa ; . un moyen d’analyse du courant (A) traversant l’impédance d’analyse (Za) à la fréquence d’analyse (Fa) pour extraire une composante à ladite fréquence d’analyse Fa égale à un multiple pair de la fréquence d’excitation Fe. Capteur de champ magnétique selon la revendication 6, caractérisé en ce que les bobines SPM (LN1, LN2) du transducteur forment une première paire de bobines SPM, et en ce que le capteur comprend en outre une deuxième paire de bobines SPM (LN3, LN4) sensiblement identique à ladite première paire de bobines SPM (LN1, LN2), les bobines SMP (LN3, LN4) de la deuxième paire étant montées en série, la borne extrême (131) de la première paire de bobines SPM (LN1, LN2) étant connectée à l’une des bobines (LN3) de la deuxième paire et la borne extrême (132) de la première paire de bobine SPM (LN1, LN2) étant connectée à l’autre bobine (LN4) de la deuxième paire. Capteur de champ magnétique selon l’une quelconque des revendications 1 à 7, caractérisé en ce qu ’il comporte au moins un transducteur à matériau super-paramagnétique SPM supplémentaire (19) destiné à être soumis à un champ magnétique à mesurer induit par un courant traversant au moins un desdits conducteurs primaires (4a, 4b), ledit transducteur SPM supplémentaire (19) présentant un axe central longitudinal (X) et deux extrémités libres (201, 202) opposées suivant l’axe central longitudinal (X), le transducteur SPM supplémentaire (19) étant formé d’un bobinage de contre-réaction (303) couplé à au moins une bobine supplémentaire SPM (302) s’étendant entre les deux extrémités libres (201, 202), ledit circuit magnétique intérieur (16) présentant au moins deux surfaces planes (251, 252) parallèles entre elles et perpendiculaires audit axe central longitudinal (X), les deux surfaces planes (251, 252) étant positionnées en regard des extrémités libres (201, 202) respectives du transducteur SPM supplémentaire (19); et en ce que ledit capteur (15) est positionné par rapport auxdits conducteurs primaires (4a, 4b) de sorte que ledit axe (Z) est perpendiculaire à l’axe longitudinal (X) et parallèle auxdites surfaces planes (251, 252). Capteur de champ magnétique selon la revendication 8, caractérisé en ce que ledit transducteur à matériau super-paramagnétique SPM supplémentaire (19) comprend : - au moins une bobine SPM supplémentaire (302) formée d’un noyau (220) d’axe longitudinal à base de matériau SPM autour duquel est enroulé au moins un conducteur électrique (221) le long de l’axe longitudinal ; et - au moins un bobinage de contre-réaction (303) ; caractérisé en ce que le transducteur SPM supplémentaire (19) comprend en outre : - un corps (210) rigide d’axe central longitudinal (X), et deux faces planes (201, 202) à chacune des extrémités opposées du corps (210) suivant la direction de l’axe centrale longitudinal (X), ces deux faces planes (201, 202) étant sensiblement perpendiculaires à l’axe central longitudinal (X) ; - au moins un canal support (203) formé dans le corps (210) et dans lequel est logé la bobine SPM supplémentaire (302), le canal support (203) s’étendant parallèlement à l’axe central longitudinal (X) et débouchant sur les deux faces planes (201, 202) ; et en ce que le bobinage de contre-réaction (303) est formé d’un conducteur électrique enroulé sur la surface externe (200) du corps (210) et le long de l’axe central longitudinal (X).