INPI-France/Brevets-Francais-2024-Chunked huggingface dataset:
Compte tenu de la formule Q = (1 / R5) × √(L6 / C), on comprend bien que pour obtenir un facteur de qualité Q le plus élevé possible dans les dispositifs de chauffe par induction de l'Etat de la Technique, il faut la valeur de la résistance de l'inducteur doit être la plus faible possible. Cette caractéristique permet en outre d'éviter que l'inducteur surchauffe car c’est une perte de puissance et qui finit par dégrader l’inducteur qui utilise classiquement des matériaux résistants à une température maximale de l'ordre de 220°C.
Concernant le dispositif de chauffe par induction 1 selon l'invention, ce dernier est également configuré pour la valeur f de la fréquence de fonctionnement du courant alternatif utilisé soit sensiblement égale à la valeur fo de sa fréquence de résonnance. Toutefois, contrairement aux dispositifs de chauffe par induction de l'Etat de la Technique, le dispositif de chauffe par induction 1 selon l'invention est configuré pour son facteur de qualité Q de son inducteur 2 soit le plus faible possible, de l'ordre de quelques unités, c'est-à-dire inférieur ou égal à 10. Pour cela, compte tenu de ce qui précède, l'inducteur 2 du dispositif de chauffe par induction 1 est tel notamment que la valeur R5 de sa résistance 5 doit être élevée. Cette caractéristique a alors pour conséquence que le courant électrique traversant ladite résistance 5 de l'inducteur 2 génère une élévation de température de l'inducteur 2 par effet Joule. Cette propriété est alors utilisée pour homogénéiser la chauffe de l'ustensile de cuisson 4. En effet, en plus la chauffe par induction, le dispositif de chauffe par induction 1 utilise l’échauffement de l'inducteur 2. Par ailleurs, il est connu que la résistance d'un matériau va augmenter en fonction de la température, ce qui aura pour conséquence d'améliorer encore la répartition homogène de la chauffe du dispositif de chauffe par induction 1 selon l'invention.
On comprend bien que, pour obtenir un facteur de qualité Q de l'inducteur 2 élevé, la méthode la plus facile est la variation de la valeur R5 de sa résistance 5. Selon de nombreux essais, il apparaît que, pour une fréquence de fonctionnement du générateur de tension 10 ayant une valeur f comprise de manière classique entre 20 kHz et 100 kHz, une valeur R5 de la résistance 5 de l'inducteur 2 supérieure ou égale à 0,5 ohms permet au dispositif de chauffe par induction 1 de chauffer l'objet à chauffer 4 de façon homogène en utilisant non seulement la chauffe par induction mais également l’échauffement de l'inducteur 2. Pour rappel, les extrémités minimales et maximale de la gamme de valeur f de la fréquence de fonctionnement du générateur de tension 10 correspondent respectivement à une valeur de fréquence générant des nuisances sonores pour l'utilisateur et à une valeur de fréquence au-delà de laquelle les composants électroniques, par exemple du type transistor bipolaire à grille isolée (IGBT, de l'anglais Insulated Gate Bipolar Transistor), subissent des dommages irréversibles.
Pour cela, il suffit par exemple de jouer sur la section du conducteur de l'inducteur 2, ou sur le type du matériau utilisé. En effet, le cuivre, traditionnellement utilisé pour réaliser l'inducteur des dispositifs de chauffe par induction de l'Etat de la Technique, a une résistance électrique de l'ordre de 17 µohms par kilomètre, ce qui est très faible et convient à l'obtention d'un facteur Q élevé. Ainsi, pour l'inducteur 2 du dispositif de chauffe par induction 1 selon l'invention, on privilégiera un matériau plus résistif tel que, par exemple, du fer qui a une résistance électrique de l'ordre de 100 µOhms par kilomètre.
Dans ce qui suit, plusieurs modes de réalisation de l'inducteur 2 du dispositif de chauffe par induction 1 selon l'invention vont être décrits.
Ainsi, selon un premier mode de réalisation, l'inducteur 2 est réalisé à partir d’une tôle métallique d’épaisseur de l'ordre d'un millimètre (c'est-à-dire comprise entre 0 et 5 millimètres), la forme en spirale à plat dudit inducteur 2 étant obtenue par découpage, poinçonnage ou encore emboutissage. La fonction isolation électrique de la spirale est avantageusement réalisée par une feuille de matériau électriquement isolant du type mica, par exemple.
Selon un second mode de réalisation, l'inducteur 2 est obtenu en déposant, par sérigraphie par exemple, une fine couche de métal électriquement conducteur selon une forme de spirale sur un substrat isolant supportant des températures élevées (supérieures à 300°C) comme, par exemple, du mica, du polymère à base d'imide, de la céramique, ou encore de la silicone.
Selon un troisième mode de réalisation, l'inducteur 2 est réalisé sur un circuit imprimé avec une couche d'aluminium haute température (supérieures à 300°C) en forme de spirale.
Selon un quatrième mode de réalisation, l'inducteur 2 est en forme de bobinage d’un fil ou feuillard en métal électriquement conducteur tel que, par exemple, de l'aluminium anodisé.
Selon un dernier mode de réalisation, l'inducteur 2 est obtenu à partir d'un tube en métal électriquement conducteur tel que, par exemple, de l'acier, cintré en forme de spirale.
On comprend bien que tous les modes de réalisation précédemment décrits sont particulièrement faciles et peu onéreux à mettre en œuvre.
L'homme du Métier saura, quel que soit le mode de réalisation de l'inducteur 2 du dispositif de chauffe par induction 1 selon l'invention, choisir la forme, les dimensions et le type de matériau à mettre en œuvre pour que la valeur R5 de la résistance 5 de l'inducteur 2 soit suffisante pour obtenir, lorsque la valeur f de la fréquence de fonctionnement du générateur de puissance électrique 10 est égale à la valeur fo de la fréquence de résonnance du dispositif de chauffe par induction 1, un facteur de qualité Q faible, c'est-à-dire inférieur ou égal à 10.
Par conséquent, on comprend bien que le dispositif de chauffe par induction 1 selon l'invention va à l'encontre des enseignements des dispositifs de chauffe par induction de l'Etat de la Technique, en étant configuré de sorte à, d'une part, avoir un facteur de qualité faible et, d'autre part, garantir une chauffe homogène en utilisant l'élévation de température de l'inducteur 2 par effet Joule.
Le dispositif de chauffe par induction 1 conforme à l'invention trouve une application particulière dans un usage domestique. Toutefois, il est évident que le dispositif de chauffe par induction 1 peut être adapté, pour avoir par exemple un inducteur 2 en une forme de cylindre, afin d'être utilisé pour un usage industriel.
Enfin, il va de soi que les exemples de dispositif de chauffe par induction 1 conformes à l'invention qui viennent d'être décrits ne sont que des illustrations particulières, en aucun cas limitatives de l'invention.
Inducteur pour four à induction La présente description concerne de façon générale un inducteur pour un four à induction, et en particulier un inducteur refroidi par un fluide de refroidissement.
Le principe de l’invention repose sur une mesure de l’induction à l’aide d’un second enroulement secondaire pour compenser son influence sur Rf et Lμ. En utilisant ce second enroulement secondaire dont la tension en sortie est la dérivée du flux magnétique comme indicateur de flux AC, un courant proportionnel est réinjecté dans l’enroulement primaire pour compenser le flux AC perturbateur créé par le courant à mesurer circulant dans la boucle de mesure, sans avoir à interrompre la mesure.
On peut noter qu’un capteur à effet Hall ou fluxgate ou une boucle de Rogowski aurait aussi permis une telle mesure de l’induction parasite produite par le courant de fuite AC circulant dans la boucle de mesure.
La illustre le schéma de principe de cette compensation du courant alternatif circulant dans la boucle de mesure (ci-après courant de fuite AC).
Le transformateur 10 est illustré par son tore 12, l’enroulement primaire 14 de Np spires, l’enroulement secondaire 16 à spire unique Ns formé par la boucle de mesure de l’impédance Zx et le second enroulement secondaire 18 de Na spires. De préférence, le rapport entre les nombres de spires à l’enroulement primaire Np et au second enroulement secondaire Na est égal à un sans toutefois que ce rapport ne soit limitatif (il peut en effet être supérieur ou inférieur à 1). Le courant injecté dans l’enroulement primaire 14 et dont l’amplitude est fixée par une résistance de shunt 19 est issu d’un convertisseur tension-courant 20, typiquement à amplificateur opérationnel, disposé en sortie d’un additionneur 22 destiné à ajouter un signal de compensation au signal de mesure (destiné à minimiser la valeur moyenne non nulle de l’induction alternative dans le tore) et recevant donc d’une part la tension alternative de mesure Vp correspondant à la tension utile pour mesurer Zx et d’autre part une tension Ucomp qui correspond à l’asservissement mis en place pour compenser le courant de fuite AC, et qui est prise en sortie d’un intégrateur 24 nécessaire pour retrouver un courant représentant le champ magnétique issu de ce courant de fuite AC et recevant lui-même le signal de sortie d’un filtre passe-bas 26 dont l’entrée est reliée aux bornes du second enroulement secondaire 18, de préférence au travers d’un commutateur à deux positions 28. Le filtre passe-bas 26 suivi de l’intégrateur 24 forme un module de traitement de la tension de sortie Ub.
On pourra noter qu’en mettant l’additionneur de tension avant le convertisseur, on évite d’avoir à recourir deux fois à la « fonction » de conversion tension-courant.
On pourra noter également que si fonctionnellement, additionneur et convertisseur ont été séparés, ils ne forment en pratique qu’un seul composant matériel.
Avec l’invention, le courant de fuite AC est annulé sans annuler le courant de mesure injecté pour la mesure de l’impédance de boucle Zx. En effet, le courant de mesure Ip injecté sur l’enroulement primaire Np ne doit pas être impacté par l’asservissement du courant de fuite AC, d’où la présence du filtrage passe-bas dans le signal de compensation du courant de fuite AC pour que cette compensation n’annule pas le courant de mesure. Enfin, le signal de démagnétisation du tore étant à basse fréquence, le commutateur d’activation/désactivation de la compensation permet si nécessaire d’arrêter la compensation du courant de fuite AC.
Procédé pour estimer la durée d’utilisation d’au moins une capacité pour un chargeur embarqué. L’invention concerne le domaine du véhicule électrique et plus précisément un procédé d’estimation de la durée d’utilisation d’au moins une capacité pour un chargeur embarqué d’un véhicule électrique.
Le chargeur électrique embarqué 10 comprend également, un module DCLINK 40 disposé entre le circuit correcteur de facteur de puissance 30 et un convertisseur continu-continu DC/DC 50 adapté pour charger la batterie haute tension 60.
Le bras supérieur 41 est plus court que le bras inférieur 42, mais les points d’articulation B et C des bras 41, 42 sur le baquet 20 sont positionnés de telle sorte que le baquet 20 soit vertical avant crash, pour assurer en particulier le confort de l’occupant du baquet 20.
Pendant un crash, le point d’articulation B se déplace sur une trajectoire circulaire 48 de centre A et de rayon AB, le point B se rapprochant du caisson 30, jusqu’à ce qu’il atteigne le point B’ en fin de crash.
Dans le même temps, le point C se déplace sur une trajectoire circulaire 49 de centre D, de rayon CD, plus grand que AB, le point C se rapprochant du caisson 30, jusqu’à ce qu’il atteigne le point C’ en fin de crash.
En raison de la différence de rayon des trajectoires respectives 48, 49 des points B et C, le baquet ne suit pas un pur mouvement de translation mais une translation combinée avec une rotation. En choisissant des longueurs et des angles adaptés, l’homme du métier peut facilement obtenir un basculement du baquet 20 vers le caisson 30, comme illustré sur le schéma de la [ }. Ce basculement du baquet 20 en direction du caisson 30 a pour pour effet d’éloigner la tête de occupant des éléments latéraux de structure de la cabine 14 situés de son côté.
On notera que la dissymétrie de positionnement des bras 41, 42 par rapport à l’horizontale, illustrée sur la , peut être combinée avec une différence de longueur des bras 41, 42 telle qu’illustrée sur la , pour une cinématique résultante particulière, répondant à des objectifs et/ou des contraintes particulières.
Variante de bras avec tube de torsion La montre une vue en perspective d’une variante du bras inférieur 42, comportant un tube de torsion 51 destiné à rigidifier ledit bras en torsion. Cette disposition permet au bras inférieur 42 de reprendre l’intégralité des moments autour de la direction d’élévation Z et ainsi de simplifier et d’alléger le bras supérieur 41, qui n’a plus à contribuer à la reprise desdits moments.
Dans cet exemple de réalisation, le bras inférieur 42 comporte, un longeron postérieur 50, dont l’extrémité proximale est liée à la ferrure inférieure 34 du caisson 30 par l’axe de pivotement 44 autour d’une direction longitudinale X, et dont l’extrémité distale est liée à une ferrure 24 intégrée au dossier 22 au moyen de l’axe de pivotement 46 d’orientation longitudinale X, un longeron antérieur 51, dont l’extrémité proximale est liée à la ferrure inférieure 34 du caisson 30 par l’axe de pivotement 44 autour d’une direction longitudinale X, et dont l’extrémité distale est liée à l’assise 21 du siège 20 au moyen d’un axe de pivotement, non représenté sur la , coaxial avec l’axe 46’. un tube 50 rigide en torsion, reliant rigidement les extrémités proximales respectives des deux longerons 41, 42. Ledit tube 49 réduit considérablement le gauchissement du bras 42 dû aux fortes charges longitudinales exercées sur le dossier 22 par son occupant lors d’un crash, et réduit par conséquent la rotation du baquet 20 vers l’avant ou l’arrière.
Dans une autre réalisation, le tube 51 peut être remplacé par une barre, les moyens de liaison au caisson 30 et aux longerons 50 et 52 étant adaptés en conséquence.
Variante avec absorbeur rotatif La montre schématiquement l’intégration d’un absorbeur d’énergie rotatif 60 dans l’agencement 70 de siège anti-crash. Le stator 61 de l’absorbeur 60 est rigidement lié, dans cet exemple de réalisation, à la ferrure inférieure 34 du caisson 30, tandis que le rotor 62 de l’absorbeur 60 est rigidement lié au bras inférieur 42 par un boulon 63, l’axe de rotation de l’absorbeur 60 étant coaxial avec l’axe de pivotement 44.
Dans une autre réalisation, l’axe de rotation de l’absorbeur 60 peut être décalé par rapport à l’axe de pivotement 44, mais la liaison du rotor 62 doit alors être coulissante sur le bras 42.
Dans d’autres réalisation, le stator 61 et le rotor 62 peuvent être fixés sur n’importe lesquels des éléments parmi le caisson 30, le bras supérieur 41, le bras inférieur 42 ou le baquet 20, la seule contrainte étant que le stator 61 et le rotor 62 soient fixés respectivement sur deux éléments différents, de sorte que la déformation du quadrilatère ABCD pendant le crash provoque un mouvement relatif du stator 61 et du rotor 62.
On notera que dans une réalisation particulièrement avantageuse, l’absorbeur rotatif 60 de la variante illustrée sur la peut être intégré dans le tube de torsion 51 d’un bras inférieur 42 tel que décrit dans la variante illustrée sur la .
Naturellement, la présente invention est sujette à de nombreuses variations quant à sa mise en œuvre. Par exemple et de façon non limitative: les liaisons pivotantes peuvent être réalisées par des chapes de conformation inverse de celles décrites dans les et , c’est-à-dire avec les ailes 35, 36, 37, 38 aménagées sur les bras 41, 42 et non pas sur les ferrures 33, 34. les chapes larges selon l’invention peuvent être remplacées par des paires de chapes plus étroites ou des paires de rotules, suffisamment distantes l’une de l’autre pour passer les moments exercés par le baquet 20 autour de la direction d’élévation Z.
Bien que plusieurs modes de réalisation aient été décrits, on comprend bien qu’il n’est pas possible de décrire tous les modes de réalisation possibles. L’invention peut ainsi être réalisée par des moyens équivalents sans sortir du cadre de la présente invention.
Une telle valeur de décélération dépend du type de véhicule 10, de sa masse, de sa vitesse et de son coefficient de trainée ou de pénétration dans l’air. Elle dépend également du type de route 11 sur lequel se déplace le véhicule 10, de la pente et de l’interface entre le véhicule 10 et la route 11 comme les pneumatiques et le diamètre des roues. La détermination de la deuxième valeur de décélération est, par exemple, déterminée à l’aide d’un ou plusieurs modèles définissant les différents efforts résistants s’appliquant sur le véhicule 10 tel que présenté dans le document « Test Procedure - Driving Resistance » édité par la société Green NCAP® en février 2019. Par exemple, un modèle pour la résistance mécanique est fonction de coefficients notés A, B et C d’un polynôme de degré 2 ou 3 comme une fonction de la vitesse, les coefficients étant par exemple déterminés de manière empirique pour différents types de route. Le coefficient de trainée est par exemple modélisé sous la forme d’un polynôme de degré 4 comme une fonction de l’angle de lacet.
Ces données sont connues, par exemple, par détermination du type de route et par apprentissage d’un modèle supervisé. Ainsi, la deuxième valeur de décélération est connue en permanence de façon à anticiper tout freinage.
Dans une cinquième étape 25, la première valeur de décélération est comparée à la deuxième valeur de décélération, ce qui permet d’évaluer ici le besoin d’activer ou non le système de freinage afin d’atteindre la valeur de décélération cible, c’est-à-dire la première valeur de décélération calculée.
Dans une sixième étape 26, le système de freinage est alors contrôlé en fonction d’un résultat de la comparaison. Le système de freinage est engagé lorsque la première valeur de décélération est supérieure à la deuxième valeur de décélération. Dans le cas contraire, le système de freinage n’est pas engagé.
Ainsi, le contrôle du système de freinage du véhicule 10 sera réalisé de manière à amener la vitesse du véhicule 10 à une valeur nulle lorsque le véhicule 10 atteint la position du point d’arrêt 12.
Bien entendu, la présente invention ne se limite pas aux exemples de réalisation décrits ci-avant mais s’étend à un procédé de contrôle d’un système de freinage embarqué dans un véhicule se déplaçant sur une route, qui inclurait des étapes secondaires sans pour cela sortir de la portée de la présente invention. Il en serait de même d’un dispositif configuré pour la mise en œuvre d’un tel procédé.
CONTRÔLE PRÉCIS DE LA CONSIGNE DE COUPLE D’UN GMP D’UN VÉHICULE TERRESTRE PENDANT UNE PHASE DE CONTRÔLE DE VITESSE ASSISTÉ Domaine technique de l’invention L’invention concerne les véhicules terrestres comprenant un groupe motopropulseur (ou GMP) et au moins une fonction de contrôle de vitesse, et plus précisément le contrôle de la consigne de couple qui est destinée à un tel GMP pendant une phase de contrôle de vitesse assisté.
- un groupe motopropulseur (ou GMP) propre à fournir un couple pour leurs roues motrices en fonction d’une consigne de couple, et
- au moins une fonction de contrôle de vitesse propre, en cas d’activation, à générer cette consigne de couple en fonction d’une consigne de vitesse devant être respectée.
Comme le sait l’homme de l’art, actuellement une fonction de contrôle de vitesse détermine, pendant une phase de contrôle de vitesse assisté, une consigne de couple (pour le GMP) en fonction d’une consigne d’accélération qu’elle a déterminée en fonction de l’écart entre la consigne de vitesse à respecter et la vitesse en cours de son véhicule et d’accélérations minimale et maximale qui sont fonction de cet écart. Plus cet écart de vitesse est important, plus la consigne d’accélération est importante. On comprendra que les accélérations minimale et maximale sont destinées à éviter de trop fortes variations de la consigne d’accélération.
Plus la consigne d’accélération est importante, plus il y a un risque qu’elle induise dans la boîte de vitesses du véhicule un rétrogradage (de rapport). Or, un tel rétrogradage induit un changement de régime qui dégrade le confort acoustique et l’agrément de conduite et provoque une augmentation de la consommation d’énergie (et donc de la pollution lorsque le GMP comprend une machine motrice thermique).
L’accélération globale ressentie par les passagers d’un véhicule étant égale à la somme de l’accélération provoquée par le GMP et de l’accélération de gravité (fonction de la pente de la voie de circulation empruntée), lorsque le véhicule circule sur une pente sa consigne d’accélération est fréquemment mal adaptée à la situation du fait que l’accélération de gravité n’est actuellement pas prise en compte. En d’autres termes, lorsque le véhicule circule sur une pente, il arrive fréquemment que les consignes d’accélération déterminées provoquent des rétrogradages qui, en réalité, ne sont pas nécessaires.
Procédé itératif de reconstruction de la topologie d’un réseau de câbles L’invention concerne le domaine de l’analyse technique et la surveillance de réseaux de câbles complexes. Plus précisément, elle porte sur un procédé de reconstruction de la topologie d’un réseau de câbles. L’invention vise à proposer une méthode permettant de déterminer la topologie d’un réseau, c'est-à-dire les points de jonctions entre plusieurs câbles, le nombre de câbles connectés en chaque point ainsi que leurs longueurs respectives mais également les impédances des charges en fin de câble. La méthode proposée est basée sur l’exploitation d’un réflectogramme temporel obtenu par une injection d’un signal maitrisé dans le réseau de câbles puis par une mesure du signal réfléchi sur les différentes discontinuités d’impédance du réseau. Ainsi, l’invention concerne plus largement le domaine des méthodes dites de réflectométrie qui visent à fournir des informations sur un câble ou un réseau de câbles à partir d’un réflectogramme.
Les câbles sont omniprésents dans tous les systèmes électriques, pour l’alimentation ou la transmission d’information à l’intérieur de bâtiments ou de véhicules tels que des aéronefs. Ces câbles sont soumis aux mêmes contraintes que les systèmes qu’ils relient et peuvent être sujets à des défaillances. Il est donc nécessaire de pouvoir analyser leur état et d’apporter des informations sur la détection de défauts, mais aussi leur localisation et leur type, afin d’aider à la maintenance. Les méthodes de réflectométrie usuelles permettent ce type de tests.
Les méthodes de réflectométrie utilisent un principe proche de celui du radar : un signal électrique, le signal de sonde ou signal de référence, qui est le plus souvent de haute fréquence ou large bande, est injecté en un ou plusieurs endroits du réseau à tester. Le signal se propage dans le câble ou le réseau et renvoie une partie de son énergie lorsqu’il rencontre une discontinuité électrique. Une discontinuité électrique peut résulter, par exemple, d’une jonction ou d’une charge en fin de câble ou plus généralement d’une rupture des conditions de propagation du signal dans le câble.
L’analyse des signaux renvoyés au point d’injection permet d’en déduire des informations sur la présence et la localisation de ces discontinuités correspondant aux points caractéristiques de la topologie du réseau. Une analyse dans le domaine temporel ou fréquentiel est habituellement réalisée. Ces méthodes sont désignées par les acronymes TDR venant de l’expression anglo-saxonne « Time Domain Reflectometry » et FDR venant de l’expression anglo-saxonne « Frequency Domain Reflectometry ».
L’invention s’applique à tout type de réseaux de câbles, notamment des câbles électriques, en particulier des câbles de transmission d’énergie ou des câbles de communication, dans des installations fixes ou mobiles. Les câbles concernés peuvent être coaxiaux, bifilaires, en lignes parallèles, en paires torsadées ou autre, pourvu qu’il soit possible d’y injecter un signal de réflectométrie en un point du réseau de câble et de mesurer sa réflexion au même point ou en un autre point.