INPI-France/Brevets-Francais-2024-Chunked huggingface dataset:
Fig. 7 montre une courbe 7 similaire aux courbes 1, 2 et 6 montrant la variation de vitesse d’un véhicule en fonction du temps lorsqu’un jeu de transmission est surestimé.
Fig. 8 montre un logigramme pour une adaptation d’un procédé selon la présente divulgation à un jeu de transmission réel et/ou d’alerte concernant un jeu de transmission.
Fig. 9 montre un logigramme d’un exemple de contrôle de couple en régime transitoire.
Il est maintenant fait référence à la . Cette figure montre une courbe 1 de variation de vitesse d’un véhicule dans un régime transitoire décrit ci-après. En abscisse on trouve le temps en secondes (s) et en ordonnée la variation de la vitesse du véhicule en mètres par seconde par seconde (m/s/s).
On prend comme exemple dans la présente description une motocyclette, non représentée, qui comporte un châssis sur lequel sont montés un moteur et deux roues, l’une des deux roues étant entrainée en rotation par le moteur. Le couple produit par le moteur est fourni à un arbre de sortie moteur, appelé par la suite arbre moteur, qui est accouplé à une boîte de vitesses présentant un arbre de sortie de boite sur lequel se trouve une roue dentée. La roue entrainée par le moteur, ou roue arrière, est également munie d’une roue dentée et une chaine relie les deux roues dentées. De façon connue, un dispositif d’embrayage, ou embrayage, est disposé entre la boîte de vitesses et le moteur. L’ensemble formé par la boite de vitesses, l’embrayage, les roues dentées et la chaine est appelé par la suite « transmission ».
Le moteur tourne à une vitesse appelée régime moteur qui correspond à la vitesse de rotation de l’arbre moteur. Ce régime, ou vitesse de rotation est appelé par la suite Ne.
Par exemple, la vitesse de rotation moteur ou régime moteur est donnée de manière connue au moyen d’un capteur de position moteur, par exemple un capteur de type connu à effet Hall ou autre, composé d’une roue dentée à la périphérie et fixée au vilebrequin, dont les dents lors de la rotation du vilebrequin passent devant un lecteur qui détecte généralement les fronts de dents : le temps s’écoulant entre deux fronts successifs mesurés par le capteur permet de manière connue de connaître la vitesse instantanée de rotation du vilebrequin ainsi que par extension sa vitesse moyenne de rotation.
La roue arrière tourne quant à elle à une vitesse de rotation Ns. Cette vitesse Ns est représentative de la vitesse (linéaire) de la motocyclette.
La vitesse de rotation de la roue est donnée de manière connue par exemple au moyen d’un capteur à reluctance variable positionnée face à une cible ferromagnétique montée sur la roue et par mesure de la fréquence du signal. Il est par ailleurs possible d’estimer cette vitesse de rotation de la roue à partir du régime moteur et du rapport de transmission connu comme indiqué plus loin.
En régime permanent, lorsque le moteur entraîne la roue arrière, sans changement au niveau de la boîte de vitesses, la transmission présente un rapport constant défini par :
R = Ns / Ne
On associe ainsi pour chaque rapport de boîte de vitesses un rapport R. Dans la suite de la description, on suppose que le rapport de boîte de vitesses ne change pas. Dans les diverses étapes décrites, on a donc toujours un même rapport R.
La transmission présente toutefois un jeu. C’est-à-dire que si l’arbre moteur tourne légèrement, alors il n’entraine pas forcément la roue arrière. C’est le cas notamment si l’arbre moteur tourne dans un sens en entrainant la roue arrière. Si le moteur et la roue arrière s’arrêtent tout en gardant la transmission, notamment la chaîne, « sous contrainte », et si alors le moteur commençait à tourner en sens inverse, alors il faudrait qu’il effectue une rotation de quelques degrés à quelques dizaines de degrés (selon le rapport R) avant d’entraîner la roue arrière en sens inverse.
Le graphe 306 présente la pression hydraulique du système de freinage 107. Comme indiqué précédemment, l’invention n’est pas restreinte à un système de freinage de type hydraulique, et le graphe 306 représente plus généralement l’intensité du freinage appliqué sur les roues par le système de freinage 107. Comme représenté, la pression de freinage peut être maintenue pendant la période 316, ce qui permet de sécuriser la position à l’arrêt du véhicule 100. Le niveau de pression appliquée à l’arrêt est supérieur à un seuil de pression donné. Aucune restriction n’est attachée à la valeur d’un tel seuil de pression.
Le graphe 307 représente la confirmation de l’immobilisation du véhicule 100 par le système de freinage 100. Une telle confirmation intervient suite à l’immobilisation du véhicule 315. Il peut consister en un envoi d’une confirmation du dispositif de commande 103 au dispositif de contrôle 101.
La présente une structure d’un dispositif de contrôle 101 de la vitesse d’un véhicule 101 selon un mode de réalisation de l’invention.
Le dispositif de contrôle 101 comprend un processeur 401 configuré pour communiquer de manière unidirectionnelle ou bidirectionnelle, via un ou des bus ou via une connexion filaire directe, avec une mémoire 402 telle qu’une mémoire de type « Random Access Memory », RAM, ou une mémoire de type « Read Only Memory », ROM, ou tout autre type de mémoire (Flash, EEPROM, etc). En variante, la mémoire 402 comprend plusieurs mémoires des types précités.
La mémoire 402 est apte à stocker, de manière permanente ou temporaire, au moins certaines des données utilisées et/ou issues de la mise en œuvre du procédé selon l’invention. En particulier, la mémoire 402 peut stocker le seuil négatif décrit plus haut.
Le processeur 401 est apte à mettre en œuvre les fonctions décrites plus haut.
Le processeur 401 est apte à exécuter des instructions, stockées dans la mémoire 402, pour la mise en œuvre des étapes du procédé selon l’invention. De manière alternative, le processeur 402 peut être remplacé par un microcontrôleur conçu et configuré pour réaliser les étapes du procédé selon l’invention.
Le dispositif de contrôle autonome101 comprend une première interface 403 agencée pour recevoir les données du capteur 102.
Le dispositif de contrôle 101 comprend en outre une deuxième interface 404 agencée pour transmettre les consignes d’accélération au dispositif de commande 103. Avantageusement selon l’invention, une même interface 404 est ainsi prévue pour l’envoi des consignes d’accélération quelle que soit la fonction activée.
Le dispositif de contrôle 101 peut comprendre en outre une troisième interface 405 agencée pour transmettre, de manière optionnelle, les informations de mise à jour de fonction.
Procédé et dispositif de contrôle d’un système de régulation adaptative de vitesse d’un véhicule La présente invention concerne les procédés et dispositifs de contrôle d’un système de régulation adaptative de vitesse d’un véhicule, notamment un véhicule automobile.
326 Première installation d’éclairage
328 Seconde installation d’éclairage
331 Microcontrôleur
332 Ligne d’alimentation et de transmission de signaux/mémoire RAM
333 Mémoire ROM
334 Unité de calcul/pile vidéo
335 Pile de perception
336 Désérialiseur
340 Liaison Ethernet
341 Bus CAN
350 Appareil de commande
351 Portail CAN
361 Première application
Raccordement à la masse distribué d’un dispositif relié à des câbles d’échange de données La présente invention appartient au domaine de la gestion électrique de l’électronique d’un véhicule terrestre à moteur. En particulier, elle concerne un raccordement à la masse redondé d’un dispositif de gestion électronique centralisée d’au moins un premier et un deuxième composant électroniques, le dispositif échangeant des données avec les composants par l’intermédiaire de câbles spécifiquement configurés pour l’échange de données.
En variante, la courbe I(V) de l’au moins un module photovoltaïque est mémorisée, puis extraite d’une mémoire du dispositif 24 de diagnostic de fonctionnement.
Le procédé comporte ensuite une étape 32 d’estimation d’une valeur de courant de court-circuit I sc et d’une valeur de tension en circuit ouvert V oc à partir des valeurs de courant et de tension acquises à l’étape 30.
En pratique, les valeurs I sc et V oc sont difficiles à déterminer avec précision car de nombreux points de mesure sont acquis lorsque l’au moins un module photovoltaïque surveillé est dans les zones de fonctionnement correspondantes. Les mesures acquises sont bruitées.
Selon un mode de réalisation, l’étape 32 comporte des sous-étapes, respectivement, pour l’estimation du courant de court-circuit I sc :
- une sous-étape 34 de calcul d’une caractéristique de puissance P(V) en fonction de la tension, à partir de mesures de courant et de tension, et
- une sous-étape 36 de modélisation de la caractéristique de puissance en fonction de la tension P(V) par un modèle p(V), dit premier modèle de puissance, qui est un modèle linéaire ou polynomial.
Ensuite, le courant de court-circuit I sc est estimé lors de la sous-étape 38 par la dérivée en zéro du premier modèle de puissance p(V) :
L’étape 32 comporte également, pour l’estimation de la tension en circuit ouvert, des sous-étapes suivantes :
-sous-étape 40 de calcul d’une caractéristique de puissance P(I) en fonction du courant, à partir des mesures de courant et de tension en fonction du courant,
-sous-étape 42 de modélisation de la caractéristique de puissance en fonction du courant P(I) par un modèle p(I) linéaire ou polynomial, dit deuxième modèle de puissance.
Ensuite, la tension en circuit ouvert V oc est estimée lors de la sous-étape 44 par la dérivée en zéro du deuxième modèle de puissance p(I):
Selon une variante, les étapes 34 et 40 sont fusionnées, un calcul de puissance P j étant effectué pour chaque couple de mesures (I j ,P j ) par P j =I j xV j , et les modélisations respectives par le premier modèle de la puissance en fonction de la tension p(V) et le deuxième modèle de la puissance en fonction du courant p(I) sont effectuées ensuite.
Selon une autre variante, le calcul de puissance est effectué à la volée, seules les modélisations respectives de la puissance en fonction de la tension (ou premier modèle de puissance) et de la puissance en fonction du courant (ou deuxième modèle de puissance) étant effectuées.
De préférence, les modélisations respectives de la puissance sont effectuées pour un sous-ensemble de mesures (I j ,V j ), respectivement pour des instants temporels dans une première zone linéaire de la caractéristique de puissance en fonction de la tension, proche de I sc , d’une part, et pour des instants temporels dans une deuxième zone linéaire de la caractéristique de puissance en fonction du courant, proche de V oc , d’autre part.
On entend ici par zone linéaire (ou zone de linéarité) une zone dans laquelle les points de mesure suivent un tracé sensiblement linéaire.
La montre une caractéristique de puissance en fonction de la tension, P(V), calculée sur l’ensemble des mesures, la puissance étant représentée sur l’axe des ordonnées et la tension sur l’axe des abscisses, une zone Z linéaire, proche de I sc , dans laquelle la caractéristique de puissance est linéaire et une modélisation linéaire P_lin(V) à partir d’un sous-ensemble des points calculés. Le détail de la zone Z de fonctionnement proche de I sc , dans laquelle la caractéristique de puissance est linéaire est illustré sur la partie droite de la figure.
Dispositif mémoire DRAM mettant un œuvre un mécanisme de gestion du martelage de rang DOMAINE DE L’INVENTION La présente invention concerne le domaine des mémoires, et notamment le domaine des mémoires à accès aléatoire dynamique.
En particulier, la présente invention porte sur la gestion de l’effet de martelage de rang de mémoire (« Row Hammer » selon la terminologie anglo-Saxonne).
A cet égard, la présente invention propose une architecture d’un dispositif mémoire permettant de gérer et prévenir l’effet de martelage de rang de mémoire pour des dispositifs mémoire de grande capacité sans pénaliser les performances desdits dispositifs.
ARRIERE PLAN TECHNOLOGIQUE DE L’INVENTION L’effet de martelage de rang (« Row Hammer » selon la terminologie Anglo-Saxonne) dans les mémoires à accès aléatoire dynamique (« DRAM » ou « Dynamic Random Access Memory » selon la terminologie Anglo-Saxonne) est bien connu de l’homme du métier.
Cet effet trouve son origine dans l’activation répétée d’un rang d’un banc d’une mémoire DRAM. Plus particulièrement, lorsque le nombre d’activations d’un rang donné, dit « rang agresseur », dépasse une valeur critique de martelage, les rangs qui lui sont immédiatement adjacents, dits « rangs victimes », voient certains de leurs bits inversées.
Afin de prévenir l’effet de martelage de rang, il peut être envisagé, avant qu’un rang devienne agresseur, de rafraichir les deux rangs victimes adjacents selon une procédure de rafraîchissement préventif.
Une telle procédure de rafraîchissement préventif est, à cet égard, décrite dans le document FR 3066842. Ce document divulgue notamment un dispositif mémoire pourvu d’une logique de détection du déclenchement du martelage de rang. Cette logique de détection est configurée pour surveiller et/ou compter le nombre d’activations de chaque rang d’un banc ou d’un sous-banc du dispositif mémoire. Les données de comptage sont, à cet égard, mémorisées dans une ou plusieurs tables dont le nombre d’entrées est directement dépendant de la taille du dispositif mémoire (et notamment sa capacité).
Ce dispositif mémoire connu de l’état de la technique est particulièrement performant dès lors que la valeur critique de martelage reste supérieure à 40000.
Toutefois, l’augmentation de la capacité des dispositifs mémoire impose la considération de tables comprenant un plus grand nombre d’entrées, et par voie de conséquence, bien plus consommatrices de ressources.
Par ailleurs, la seule considération d’un martelage de rang au niveau des rangs immédiatement adjacents au rang agresseur, telle que proposée dans le document FR 3066842 trouve ces limites lorsque le dispositif mémoire est fabriqué selon des géométries fines, et notamment selon des finesses inférieures à 20 nm.
En effet, la considération de motifs ou de géométries plus fin(e)s conduit inéluctablement à augmenter la portée de l’effet de martelage de rang. Notamment, un rang agresseur d’indice « i » d’un banc ou d’un sous-banc de mémoire affectera non seulement les rangs qui lui sont immédiatement adjacents (d’indices « i-1 » et « i+1 »), mais également, et dans une moindre mesure, les rangs d’indices « i-k » et « i+k » (avec « k » entier strictement supérieur à 1).
L’augmentation de la portée de l’effet de martelage a ainsi deux conséquences. Elle contribue, en premier lieu, à l’augmentation de la taille de tables susceptibles d’être considérées dans le document FR 3066842. En second lieu, elle impose des valeurs critiques de martelage bien inférieures à 40000, voire inférieures à 4800.
Ces deux effets combinés affectent directement l’efficacité de la logique de détection du déclenchement du martelage de rang proposée dans ce documents.
Afin de pallier ces problèmes, il a été proposé dans le document US 10,885,966 un autre algorithme de prévention de l’effet de martelage de rang. Ce dernier met également en œuvre des tables, et considère une portée de l’effet de martelage au-delà des rangs immédiatement adjacents à un rang agresseur. Plus particulièrement, l’algorithme proposé, afin de limiter les ressources nécessaires à sa mise en œuvre, surveille les activations au niveaux de sous-bancs.
Cet algorithme, encore plus efficace que celui proposé dans le document FR 3066842, peut être amélioré pour certaines architectures de dispositifs mémoire.
Notamment, cet algorithme est généralement mis en œuvre au moyen d’un bloc de mémoire à accès aléatoire statique (« SRAM » ou « Static Random Access Memory » selon la terminologie Anglo-Saxonne).
Selon cet enseignement, chaque signal de commande comporte un signal porteur à une fréquence non rayonnante pour l’actionneur qu’il commande. Par « fréquence non rayonnante », on entend une fréquence engendrant, en dehors d’une zone de la surface de contact couverte par cet actionneur, des interférences destructrices des ondes mécaniques de flexion émises de sorte que l’amplitude des vibrations engendrées par cet actionneur en dehors de la zone couverte est inférieure d’au moins 10 dB, avantageusement d’au moins 80 dB et de préférence même d’au moins 100 dB, à l’amplitude maximale des vibrations engendrées par cet actionneur dans la zone couverte, notamment en son centre.
De telles émissions non rayonnantes sont décrites dans d’autres domaines de la physique des ondes progressives et évanescentes, en acoustique et électromagnétisme notamment. L’enseignement précité consiste à utiliser ces émissions non rayonnantes pour moduler localement le coefficient de friction apparent en surface d’une interface vibrante.
Comme cela est bien connu, la fréquence porteuse non rayonnante d’un signal de commande pour un actionneur donné est indépendante de l’étendue et des conditions aux limites de l’interface vibrante contre laquelle cet actionneur est disposé. Elle dépend de l’épaisseur de cette interface, de ses propriétés mécaniques telles que le module d’Young, le coefficient de Poisson et la masse volumique, ainsi que des propriétés mécaniques et des dimensions de l’actionneur. Elle peut prendre une infinité de valeurs données théoriquement par la résolution d’un système d’équations à quatre inconnues résultant de solutions axisymétriques de l’équation de propagation des ondes de flexion dans une plaque mince.
Plus précisément, l’espace est divisé en deux zones pour la réalisation de ce calcul : la première est celle couverte par l’actionneur qui est considéré comme circulaire ; la deuxième est celle qui est extérieure à la première ; la frontière entre ces deux zones est la périphérie circulaire de l’actionneur. Dans chacune des deux zones, le déplacement hors plan des ondes de flexion est défini par l’équation de propagation de Kirchhoff-Love. L’actionneur étant circulaire et la plaque pouvant être considérée comme infinie, on ne considère que les solutions de cette équation qui sont axisymétriques et qui prennent une valeur finie au centre de l’actionneur et lorsque la distance à l’actionneur tend vers l’infini. Il reste alors quatre constantes à déterminer : deux décrivant le champ de vibrations dans la première zone et deux dans la deuxième zone. Ces quatre constantes sont liées par quatre équations de continuité à la frontière entre les deux zones : continuité du déplacement, continuité de sa dérivée, continuité du moment de flexion et continuité de l’effort tranchant. Selon le modèle connu « pin force » tel que notamment décrit par Victor Giurgiutiu dans plusieurs de ses articles ou ouvrages, la commande de l’actionneur par un signal de tension V crée un moment de flexion M sur sa périphérie circulaire qui s’ajoute à ceux de l’interface vibrante. On obtient finalement un système de quatre équations à quatre inconnues. En résolvant numériquement ce système, on obtient les quatre constantes à déterminer et donc l’allure du champ de vibrations à l’intérieur et à l’extérieur de l’actionneur. L’une de ces constantes correspond à l’amplitude de l’onde rayonnée. Les fréquences non rayonnantes sont celles qui annulent cette constante.
Il est alors à la portée de l’homme du métier de démontrer que, dans le cas d’un actionneur piézoélectrique circulaire suffisamment mince par rapport à l’épaisseur de l’interface vibrante contre laquelle il est disposé pour que sa raideur et sa masse soient négligeables devant celles de l’interface vibrante, la résolution analytique de ce système d’équations produit l’équation (1) suivante qui donne les valeurs possibles f de fréquences porteuses non rayonnantes pour cet actionneur :
où R est le rayon de l’actionneur circulaire, D est la constante de rigidité de l’interface vibrante, est sa masse par unité de surface et est une constante qui prend a priori une infinité de valeurs discrètes (3,83 ; 7,02 ; 10,17 ; …) correspondant à autant de fréquences porteuses non rayonnantes. Cette constante correspond aux valeurs x qui annulent la fonction de Bessel de première espèce d’ordre 1, J1(x). Il en existe une infinité. En pratique, il est avantageux de sélectionner la première valeur de fréquence non rayonnante située dans le domaine des ultrasons, c’est-à-dire au-delà de 16 kHz, voire au-delà de 20 kHz.
Le problème de cette approche est que l’amplitude de vibration de chaque actionneur décroît de manière sensible à l’intérieur même de la zone qu’il couvre, depuis son centre vers ses bords. Ainsi, même lorsque plusieurs actionneurs se touchent bords à bords, notamment même lorsqu’ils sont hexagonaux et disposés en nid d’abeilles, en glissant un doigt au-dessus de deux actionneurs voisins qui se touchent, on perçoit une zone de transition où la modulation de friction est plus faible.
Une solution intuitive serait de diminuer la taille des actionneurs, de sorte que la zone de contact entre le doigt et l’interface vibrante couvre plusieurs actionneurs, lissant ainsi les discontinuités. Mais, comme le montre l’équation (1) ci-dessus, la fréquence non rayonnante est inversement proportionnelle au carré du rayon de l’actionneur auquel elle s’applique. Diminuer la taille des actionneurs impose par conséquent d’augmenter significativement la fréquence de fonctionnement du dispositif et donc d’augmenter le courant d’alimentation et la puissance consommée. Pour rester dans des gammes de puissances acceptables, la taille de chaque actionneur doit rester à l’échelle de la pulpe d’un doigt de sorte que cette solution intuitive s’avère inapplicable.
Il peut ainsi être souhaité de prévoir un dispositif de modulation de friction localisée par vibrations qui permette de s’affranchir d’au moins une partie des problèmes et contraintes précités.
Il est donc proposé un dispositif de modulation de friction localisée par vibrations, comportant : une interface vibrante à surface de contact ; plusieurs actionneurs à surfaces actives disposées contre cette interface vibrante, conçus pour mettre en vibration l’interface vibrante dans une direction transversale par l’émission d’ondes mécaniques de flexion pour créer au moins une modulation de friction localisée sur la surface de contact ; et un générateur de plusieurs signaux de commande des actionneurs ; dans lequel chaque signal de commande comporte un signal porteur à une fréquence non rayonnante pour l’actionneur qu’il commande ; et dans lequel au moins deux des actionneurs présentent une portion commune de leurs surfaces actives en superposition.
Ainsi, en superposant les surfaces actives de plusieurs actionneurs voisins, il est possible de créer un champ de vibrations plus constant, sans zone morte de transition entre actionneurs dans laquelle la modulation de friction est ressentie comme plus faible. En pratique, cela ne se fait généralement pas en superposant mécaniquement des actionneurs indépendants, ce qui est difficile à réaliser, mais en superposant les motifs d’électrodes qui reçoivent les signaux de commande.
Par ailleurs, il convient de noter que dans les applications visées, les tensions d’alimentation et amplitudes des signaux de commande restent suffisamment faibles pour considérer les recouvrements comme linéaires. Dans ce cas, l’amplitude de vibration est localement proportionnelle à la tension de commande et le champ de vibrations produit par plusieurs actionneurs qui se recouvrent résulte localement de la somme des contributions individuelles des signaux qui les commandent.
De façon optionnelle, les actionneurs sont disposés en un double pavage de leurs surfaces actives circulaires de même rayon R : un premier pavage matriciel dans lequel chaque surface active touche sa ou ses voisine(s) en un point ; un deuxième pavage matriciel identique mais superposé au premier par décalage d’une distance égale au rayon R dans les deux directions en lignes et colonnes du premier pavage matriciel.