INPI-France/Brevets-Francais-2024-Chunked huggingface dataset:
La tension prédite est égale à la tension maximale v smax autorisée par définition, La variable de fonctionnement corrigée VAR corr évolue dans le sens de l’augmentation de tension de commande. Si la variable de fonctionnement corrigée VAR corr est le régime, le régime corrigé diminue. Le calcul des consignes i d sp et i q sp par le modèle de contrôle MCO, obtenu via la variable de fonctionnement corrigée VAR corr , évolue dans le sens de la diminution du défluxage, à iso consigne de couple de commande (Cem* constant). La tension de commande appliquée augmente effectivement, puisque le régime réel est fixe. La tension prédite , qui est calculée à l’aide de la variable corrigée, n’augmente pas. Si la variable corrigée est le régime, sa diminution compense la hausse de tension due au défluxage moins important. La tension de commande converge vers la tension prédite, et la correction n’évolue plus. La tension prédite étant restée égale à la tension maximale autorisée, la tension de commande est maintenant égale à la tension maximale autorisée v smax . Le couple Cem* est maintenu tout au long du processus.
Ces étapes se traduisent sur la figure 5 par la flèche qui va du point blanc Ci (consigne initiale) au point noir Cf (consigne finale), sur une courbe de couple constant, avec une diminution de l’angle de défluxage δ, et avec une augmentation de la tension de commande .
Pour l’exemple de la figure 6, la tension de commande obtenue est supérieure à la tension prédite , en régime de saturation de tension. Ainsi, dans les étapes du procédé selon l’invention, on obtient :
La tension de commande est égale à la tension maximale v smax autorisée, La norme de courant i 0 est égale à la consigne, mais l’angle de défluxage δ n’est pas asservi, La tension prédite est inférieure à la tension maximale v smax obtenue, cela signifie que l’angle de défluxage δ est supérieur à celui attendu, le couple obtenu est donc inférieur à celui attendu, La variable de fonctionnement corrigée VAR corr évolue dans le sens de la diminution de tension de commande. Si la variable de fonctionnement corrigé VAR corr est le régime, le régime corrigé augmente. Le calcul des consignes i d sp et i q sp par le modèle de contrôle MCO, obtenu via la variable de fonctionnement corrigée VAR corr , évolue dans le sens de l’augmentation du défluxage, à iso consigne de couple de commande (Cem* constant), ce qui entraîne aussi une augmentation de la consigne de la norme de courant. La consigne de norme de courant étant asservie, la norme du courant obtenu augmente ainsi que le défluxage δ mais à iso amplitude de la tension de commande Iso-Vabs, Structurellement pour toutes les machines électriques synchrones assistés d’aimants, les trajectoires d’évolution de l’angle de défluxage à iso-couple et à iso-amplitude de la tension de commande se rejoignent, Lorsque les angles de défluxage de consigne et obtenus sont égaux, la tension prédite est égale à la tension maximale autorisée v smax , puisqu’elle est déterminée à l’aide de la variable de fonctionnement corrigée VAR corr , ainsi le système se stabilise, Enfin, les consignes de norme de courant (asservie) et d’angle de défluxage sont égales aux valeurs obtenues, ce qui permet d’obtenir la consigne de couple Cem*.
Ces étapes se traduisent sur la par la flèche qui va du point blanc Ci (consigne initiale) au point noir Cf (consigne finale), sur une courbe de couple constant, et par la flèche qui va du point gris mes (mesure) au point noir Cf (mesure finale) sur une courbe de tension constante, et avec une augmentation de l’angle de défluxage δ. Les deux flèches se rejoignent donc en unique point, qui montre la convergence du procédé selon l’invention.
Pour l’exemple de la figure 7, la tension de commande obtenue est inférieure à la tension prédite , en régime de saturation de tension. Ainsi, dans les étapes du procédé selon l’invention, on obtient :
L’invention concerne également une soufflante pour turbomachine comprenant un ensemble de fixation tel que précité.
est une vue schématique en perspective d’une soufflante non carénée, équipée de deux rotors contrarotatifs.
est une vue en perspective d’un socle d’une attache comprenant une alvéole d’attache.
est une vue en perspective d’un carter selon un premier mode de réalisation de l’invention comportant des logements vides et des logements dans lesquels sont logés des éléments de roulements tronconiques.
est une vue en perspective d’une cale selon l’invention à monter sur le carter de la .
est une vue en coupe transversale d’une cale et d’un carter à éléments de roulement selon l’invention.
est une vue en coupe schématique du premier mode de réalisation d’une cale en appui sur un carter dans un plan (Y, Z) en position de repos.
est une vue en coupe du premier mode de réalisation d’une cale et d’un carter dans un plan (Y, Z) en position active.
est une vue en coupe schématique d’un deuxième mode de réalisation d’une cale en appui sur un carter dans un plan (Y, Z) en position de repos.
est une vue en coupe d’un deuxième mode de réalisation d’une cale et d’un carter dans un plan (Y, Z) en position active.
est une vue en coupe longitudinale d’une extrémité d’un ensemble de fixation.
est une vue en perspective d’une alvéole d’attache comprenant un carter selon l’invention, mais dans lequel les éléments de roulement ont été retirés.
est une vue en perspective d’une alvéole d’attache comprenant un carter selon l’invention, mais dans lequel les éléments de roulement sont présents.
est une vue en perspective d’une alvéole d’attache comprenant un carter et une cale selon l’invention.
est une vue en perspective d’une alvéole d’attache comprenant un carter, une cale selon l’invention et un pied d’aube.
illustre un diagramme représentant une courbe de l’accélération potentielle brute déterminée par un système de régulation de vitesse du véhicule de la en fonction de la vitesse du véhicule de la , selon un exemple de réalisation particulier et non limitatif de la présente invention ;
Selon un exemple particulier et non limitatif de réalisation de la présente invention, le contrôle de l’accélération d’un véhicule, par exemple par un système de régulation de vitesse embarqué dans le véhicule, comprend la réception d’une information représentative d’une vitesse de consigne pour le système de régulation de vitesse. Cette consigne de vitesse est par exemple paramétrée par le conducteur du véhicule par l’intermédiaire d’une interface homme-machine, dite IHM. Le système détermine un coefficient de pondération à appliquer à une valeur d’accélération maximale déterminée du système de régulation de vitesse (laquelle correspond par exemple à un paramètre défini du système) en fonction d’une vitesse courante du véhicule. Un tel coefficient de pondération diminue avantageusement lorsque la vitesse du véhicule augmente. Une valeur d’accélération potentielle brute est alors déterminée en fonction du coefficient de pondération et de la valeur d’accélération maximale déterminée. Enfin, l’accélération du véhicule est déterminée en fonction de la valeur d’accélération potentielle brute, en vue de réguler la vitesse du véhicule en fonction de la vitesse de consigne.
L’accélération potentielle brute correspond par exemple à une consigne d’accélération déterminée ou calculée par le système de régulation de vitesse, avant un éventuel filtrage pour améliorer par exemple le confort ou la sécurité des passagers du véhicule.
L’accélération potentielle brute représente ainsi le maximum d’accélération que le système de régulation peut appliquer pour contrôler l’accélération du véhicule.
Un tel procédé permet de filtrer ou réduire l’accélération maximale fixée dans le système de régulation de vitesse en fonction de la vitesse courante du véhicule. Cette réduction est telle que l’accélération maximale est d’autant plus réduite que la vitesse du véhicule augmente. Ainsi, lorsque la vitesse du véhicule est faible (par exemple par rapport à la vitesse de consigne) alors l’accélération maximale déterminée par le système de régulation de vitesse est importante et cette valeur d’accélération maximale diminue au fur et à mesure que la vitesse du véhicule augmente, jusqu’à ce que la vitesse du véhicule atteigne la vitesse de consigne par exemple.
L’inconvénient majeur de cette technologie est le volume des échangeurs à air. En effet, les coefficients d’échanges thermiques avec l’air étant faibles, les volumes et les surfaces nécessaires des échangeurs à air sont très importants, et les performances d’extraction thermiques sont très dépendantes des conditions météorologiques.
Par exemple, le PRHR du VVER TOI est dimensionné pour pourvoir retirer une puissance résiduelle égale à 2% de la puissance nominale thermique du réacteur, soit une puissance de 64 MWth. Pour atteindre une telle puissance, il a fallu installer un nombre de 16 unités d’une surface d’échange équivalente à plusieurs milliers de mètres carrés, situées en partie haute de l’installation nucléaire.
Comme mentionné ci-avant, l’évacuation de la puissance résiduelle nécessaire pour assurer le refroidissement du cœur d’un réacteur REP peut être assurée par un condenseur à eau, tel qu’illustré schématiquement en . Le cœur de réacteur 1 est relié à un générateur de vapeur 2 (GV) et l’évacuation de la puissance résiduelle est assurée par une boucle fermée de circulation naturelle passive 3 qui comprend le GV à un condenseur à eau 4 immergé dans une réserve d’eau ou piscine 5 placée en hauteur. Ainsi, cette boucle 3 permet de transmettre les calories du GV à la réserve d’eau 5. Lors de l’évacuation de la puissance résiduelle, cette réserve 5 monte en température jusqu’à ébullition de l’eau. L’eau s’évapore dans l’air à la pression atmosphérique avec une certaine cinétique.
Beaucoup de projets actuels utilisent l’eau comme source froide du PRHR, parmi lesquels on peut notamment citer :
- le projet AP-600 et AP-1000 de l’entreprise américaine Westinghouse ;
- le projet Hualong-1 des entreprises chinoises China General Nuclear Power Corporation (CGNPC) et la Compagnie nucléaire nationale chinoise (CNNC) ;
- le projet VVER1200 de l’entreprise russe ROSATOM, dans la version de condenseurs passifs de sûreté avec de l’eau en source froide.
Ce système d’évacuation de la puissance résiduelle présente des inconvénients majeurs.
Tout d’abord, la présence d’une source d’eau en hauteur complexifie et alourdit le génie civil du fait du besoin pour cette source froide de sûreté de garder une structure intacte en cas d’agression extrême de type séisme majoré ou collision par un avion.
De plus, par effet d’évaporation de l’eau, le temps de refroidissement du générateur de vapeur est directement lié au volume de la piscine : plus le volume d’eau est important, plus la durée de refroidissement est grande. A titre d’exemple, le réacteur HPR1000, d’une puissance thermique nominale de 3060 MW, comprend un PRHR dont le dimensionnement a été conçu pour permettre un refroidissement pendant 72h, ce qui implique un volume de piscine de 2300 m 3 : [3].
Ainsi, la problématique de ce système réside dans un compromis nécessaire entre les contraintes de génie civil de la piscine et la durée de refroidissement assurée, typiquement 72h au minimum.
Il existe exactement la même problématique pour l’évacuation de la puissance résiduelle d’un réacteur à eau bouillante (REB), ce qui a notamment conduit à la fusion du cœur de plusieurs tranches de la centrale de Fukushima Daiichi. Dans ce cas-là, ce n’est plus de la vapeur issue du circuit secondaire d’un générateur de vapeur (GV), mais directement de la vapeur issue de la cuve de réacteur qu’il faut alors refroidir et condenser pour évacuer la puissance résiduelle du cœur. La source froide nécessaire à la condensation de la vapeur primaire et son refroidissement se doivent également d’être en hauteur vis-à-vis du cœur du réacteur, et en volume important. Le dimensionnement de cette source froide, dans le cas des réacteurs à eau bouillante impliqués dans la catastrophe de Fukushima, ne permettait pas d’atteindre des autonomies de fonctionnement passif de 72 heures, comme il est souhaité majoritairement actuellement.
Suivant les procédures accidentelles mises en place, cela peut être également le système de refroidissement et de dépressurisation d’enceinte de confinement du réacteur à eau pressurisée ou bouillante, qui servira alors de moyen d’évacuation de puissance résiduelle, notamment en cas de circuit primaire ouvert de façon volontaire (configuration dite de « gavé-ouvert » en scénario ultime) ou pas (situation de perte de réfrigérant primaire consécutive à un accident de type brèche primaire). On parle alors de source froide ultime celle dédiée à l’évacuation de la puissance résiduelle associée à un tel moyen de refroidissement.
Dans les deux situations précédemment citées, ces deux types de condenseurs passifs de sûreté ne peuvent fonctionner sur une longue période qu’à la condition où une source froide en eau de quantité suffisante permet de recueillir la puissance thermique nécessaire au refroidissement du cœur de réacteur.
De même que pour l’application concernant les réacteurs à eau pressurisée, cette source froide doit se situer en hauteur par rapport à l’ensemble formé par la cuve de réacteur et son enceinte de confinement, afin d’établir une circulation naturelle permettant l’évacuation de la puissance thermique depuis le cœur du réacteur ou le centre de l’enceinte de confinement.
De façon générale, la circulation naturelle d’un fluide monophasique ou diphasique est possible dès lors que la source froide augmentant la densité du fluide se situe à une altimétrie plus élevée que la source chaude abaissant la densité de ce même fluide. Dans le cas contraire, il y a stratification thermique et blocage de la circulation naturelle.
Selon une option de réalisation, la méthode d’asservissement peut être choisie parmi une méthode d’asservissement complet et une méthode d’asservissement à tension fixe. On appelle méthode d’asservissement, l’asservissement qui permet de déterminer les consignes de tension à partir des consignes de courant. La méthode d’asservissement peut mettre en œuvre au moins un régulateur, notamment un régulateur proportionnel intégral (PI).
On appelle la méthode d’asservissement complet (appelée aussi méthode d’asservissement à deux dimensions ou méthode d’asservissement à deux degrés de liberté), l’asservissement des composantes « directe » et « en quadrature » des courants simultanément, par exemple par la mise en œuvre de deux régulations, l’une portant sur les grandeurs dites « directes », et l’autre portant sur les grandeurs dites « en quadrature », afin de déterminer les tensions « directe » et « en quadrature ». La méthode d’asservissement complet peut par exemple être mise en œuvre par deux régulateurs proportionnel intégral PI.
On appelle méthode d’asservissement à tension fixe (également appelée méthode d’asservissement à une dimension ou méthode d’asservissement à un degré de liberté), l’asservissement d’une seule des composantes des courants, la deuxième composante (non asservie) est alors non pilotée. Cette méthode d’asservissement est dite à tension fixe, car une seule des deux composantes des tensions de commande est obtenue via l’asservissement de la seule composante des courants pilotée. La deuxième composante des tensions de commande est liée à la première par une contrainte de tension fixe, en l’occurrence la tension limite, et est donc obtenue par un calcul direct Ainsi, cette mise en œuvre garantit l’utilisation de la tension maximale par les consignes de tension déterminées. Selon un mode de réalisation de l’invention, on peut asservir via la consigne de tension en quadrature, et on peut déduire la consigne de tension directe en fonction de la tension limite et de la composante de tension en quadrature. Alternativement, on peut asservir via la composante de tension directe et on peut déduire la consigne de tension en quadrature. La méthode d’asservissement à tension fixe peut par exemple être mise en œuvre par un unique régulateur proportionnel intégral PI. La mise en œuvre d’un unique régulateur proportionnel intégral assure en régime de saturation de tension une commande plus robuste de la machine électrique, ce qui se traduit par une plus grande stabilité du couple mécanique fourni par la machine tournante.
Selon un aspect de l’invention, on peut déterminer une méthode d’asservissement à mettre en œuvre par comparaison d’un indice de modulation cible à un seuil prédéterminé. En effet, on peut écrire l’équation suivante : avec U smax l’amplitude de la tension maximale entre les phases de la machine électrique, V DC la tension de bus, et m l’indice de modulation de la modulation de largeur d’impulsion (MLI) utilisé. Il en résulte que l’indice de modulation cible peut être représentatif du régime de fonctionnement souhaité.
Selon un mode réalisation de l’invention, l’indice de modulation cible peut être calculé au moyen d’au moins une stratégie de contrôle qui relie ladite consigne de couple, la variable de fonctionnement corrigée au moyen dudit paramètre de correction et les variables de fonctionnement à l’indice de modulation cible.
Par exemple, si l’indice de modulation cible est supérieur au seuil prédéterminé qui peut correspondre à l’entrée en régime de surmodulation, on peut appliquer la méthode d’asservissement à tension fixe. Dans le cas contraire on peut appliquer l’asservissement complet.
Ainsi, l’invention permet une utilisation optimale de la tension de bus, ce qui assure une amélioration du rendement de la machine électrique et/ou de la performance maximale de la machine électrique, y compris en cas de détermination imparfaite de consignes de courant, grâce à la correction d’une variable de fonctionnement. Le système et le procédé selon l’invention permettent aussi une amélioration de la précision de couple réalisé grâce à l’obtention d’un binôme de composantes directe et en quadrature des courants de stator, quand la méthode d’asservissement est à tension fixe.
Avantageusement, pour la méthode d’asservissement à tension fixe, on peut mettre en œuvre un unique régulateur PI. En particulier, on peut calculer la consigne de tension en quadrature selon la formule suivante : avec la consigne de tension en quadrature, K’ p,q et K’ i,q des coefficients prédéterminés de l’unique régulateur proportionnel intégral, i 0 une grandeur définie par , i ref une grandeur définie par t 0 un instant initial prédéterminé, t f un instant final prédéterminé ultérieur à l’instant initial, i d et i q respectivement un courant direct mesuré et un courant en quadrature mesuré, , respectivement une consigne de courant direct et une consigne de courant en quadrature.
De plus, dans ce cas de figure, on peut déterminer la consigne de tension directe au moyen de la formule : avec la consigne de tension directe, v smax est une tension limite définie par la formule pour une machine électrique pour laquelle les bobinages des phases sont montés en étoile, ou par la formule pour une machine électrique pour laquelle les bobinages des phases sont montés en triangle, U smax étant défini par avec m ledit indice de modulation prédéterminé de l’onduleur et V DC la tension de bus continue alimentant ledit onduleur.
La grandeur i 0 définie ci-dessus est la norme d’un vecteur (noté i 0 ) égal à la somme vectorielle, dans le repère tournant, du courant direct mesuré i d et du courant en quadrature mesuré i q .
En outre, la grandeur i ref définie ci-dessus est la norme d’un vecteur (noté i ref ) égal à la somme vectorielle, dans le repère tournant, de la consigne de courant direct et de la consigne de courant en quadrature .
Avantageusement, les coefficients K’ p,q et K’ i,q peuvent être dynamiquement adaptés en fonction d’une ou plusieurs variables de fonctionnement, par exemple de sorte que la valeur de la consigne de tension en quadrature calculée au moyen de la relation soit bornée, en particulier inférieure ou égale à la tension limite v lim .
Selon un mode de réalisation de l’invention, les coefficients K’ p,q et K’ i,q peuvent être dynamiquement adaptés en fonction de la fréquence électrique du moteur.
Ces formules assurent que la machine électrique fonctionne à la puissance maximale disponible pour une tension de commande maximale définie. En outre, la première formule conduit au calcul d’une consigne de tension qui se traduit par une injection de courant dans les bobinages du stator de la machine électrique conduisant à un défluxage de la machine électrique. De plus, la composante en quadrature de la puissance consommée par la machine électrique étant prédominante devant la composante directe, il est avantageux que la première formule soit mise en œuvre sur la tension en quadrature, afin que l’action de l’unique régulateur proportionnel intégral soit optimale. Une autre raison pour laquelle il est avantageux que cette formule soit mise en œuvre sur la tension en quadrature et non pas sur la tension directe est que la valeur de la tension en quadrature est susceptible de changer de signe au cours du fonctionnement de la machine électrique, de sorte qu’il n’existe pas de bijection entre la tension directe et le vecteur i 0 .
De manière avantageuse, pour la méthode d’asservissement complet, on peut mettre en œuvre deux régulateurs de type proportionnel intégral. Dans ce cas, on peut déterminer la consigne de tension directe et la consigne de tension en quadrature en mettant en œuvre les formules suivantes :
Avec K p,q et K i,q les coefficients prédéterminés du correcteur proportionnel-intégral associé à la consigne de tension en quadrature (non nécessairement identiques aux coefficients dans le cas de la méthode d’asservissement à tension fixe), K p,d , et K i,d les coefficient prédéterminés du correcteur proportionnel intégral associé à la consigne de tension directe, t 0 un instant initial prédéterminé, t f un instant final prédéterminé ultérieur à l’instant initial, i d et i q respectivement un courant direct mesuré et un courant en quadrature mesuré, , respectivement une consigne de courant direct et une consigne de courant en quadrature.
Classiquement, le conducteur du véhicule détermine, en actionnant la pédale d’accélérateur, une consigne d’accélération du véhicule. A partir de la consigne d’accélération et du régime du moteur, un calculateur définit une consigne de couple du moteur à obtenir pour atteindre cette consigne d’accélération. La consigne de couple est traduite en une consigne de débit massique d’air Qair, en une valeur d’avance à l’allumage optimisant généralement le rendement, et en une consigne de richesse généralement égale à 1, qui correspond au débit du carburant qu’il faut brûler dans les proportions stœchiométriques pour obtenir le couple tout en faisant fonctionner un catalyseur de dépollution du moteur dans sa plage de fonctionnement catalytique dans laquelle il est apte à traiter les hydrocarbures imbrûlés, le monoxyde de carbone et les oxydes d’azote.
Par ailleurs, lorsque le véhicule est doté d’un circuit de recirculation partielle des gaz d’échappement à l’admission du moteur, on définit aussi une consigne de débit massique de gaz recyclés Qegr à l’admission qui correspond au taux de recyclage à appliquer pour respecter la consommation de carburant visée. Ce taux de recyclage des gaz d’échappement ou taux d'EGR (« exhaust gas recirculation » en anglais) est défini comme le rapport entre la masse de gaz d’échappement réinjectés entrant par unité de temps dans le circuit d’admission et la masse totale de gaz entrant par unité de temps dans les chambres de combustion du moteur.
La somme du débit d’air Qair et du débit de gaz d’échappement recyclés Qegr représente le débit massique gazeux total Qmot entrant dans le moteur, qui est généralement réglé en ajustant la position d’un boîtier-papillon dans le circuit d’admission d’air du moteur de manière à obtenir une valeur de pression Pcol dans le collecteur d’admission du moteur correspondant au débit total recherché.
Un calculateur du moteur utilise un modèle de remplissage en air, qui permet de déterminer la valeur de la pression minimale du collecteur d’admission pour répondre à la consigne de couple du moteur.
Ce modèle de remplissage suit l’équation suivante :