EP3111669B1

EP3111669B1 - Dispositif de commande d'un haut-parleur

Info

Publication number: EP3111669B1
Application number: EP15706746.3A
Authority: EP
Inventors: Eduardo MENDES; Pierre-Emmanuel Calmel; Antoine PETROFF; Jean-Loup AFRESNE
Original assignee: Devialet SA
Current assignee: Devialet SA
Priority date: 2014-02-26
Filing date: 2015-02-18
Publication date: 2019-09-18
Anticipated expiration: 2035-02-18
Also published as: WO2015128237A1; CN106165446B; US9924267B2; FR3018024A1; BR112016019790A2; EP3111669A1; JP6628228B2; KR20160126033A; JP2017511090A; KR102267808B1; CN106165446A; FR3018024B1; CA2940980A1; CA2940980C; US20160366515A1

Description

La présente invention concerne un dispositif de commande d'un haut-parleur dans une enceinte comportant :

une entrée pour un signal audio à reproduire ;
une sortie de fourniture d'un signal d'excitation du haut-parleur ;
des moyens pour calculer à chaque instant, le signal d'excitation du haut-parleur en fonction du signal audio.

Les haut-parleurs sont des dispositifs électromagnétiques qui convertissent un signal électrique en un signal acoustique. Ils introduisent une distorsion non linéaire qui peut affecter considérablement le signal acoustique obtenu.
De nombreuses solutions ont été proposées pour commander les haut-parleurs afin de permettre d'éliminer les distorsions du comportement du haut-parleur par une commande appropriée.
Un premier type de solution utilise des capteurs mécaniques, typiquement un microphone, afin de mettre en oeuvre un asservissement qui permet de linéariser le fonctionnement du haut-parleur. L'inconvénient majeur d'une telle technique est l'encombrement mécanique et la non-standardisation des dispositifs ainsi que des coûts élevés.
Des exemples de telles solutions sont décrites par exemple dans les documents EP 1 351 543 , US 6 684 204 , US 2010/017 25 16 , et US 5 694 476 .
Afin d'éviter le recours à un capteur mécanique indésirable, des commandes de type en boucle ouverte ont été envisagées. Elles ne nécessitent pas de capteurs coûteux. Elles n'utilisent éventuellement qu'une mesure de la tension et/ou du courant appliquée aux bornes du haut-parleur.
De telles solutions sont décrites par exemple dans les documents US 6 058 195 et US 8 023 668 .
Ces solutions présentent toutefois des inconvénients en ce sens que l'ensemble des non-linéarités du haut-parleur ne sont pas prises en compte et ces systèmes sont complexes à implanter et n'offrent pas toute liberté pour le choix du comportement corrigé obtenu du haut-parleur équivalent.
Le document US 6 058 195 utilise une technique dite « mirror filter » avec un pilotage en courant. Cette technique permet de supprimer les non-linéarités afin d'obtenir un modèle prédéterminé. L'estimateur E mis en oeuvre produit un signal d'erreur entre la tension mesurée et la tension prédite par le modèle. Cette erreur est utilisée par le circuit de mise à jour des paramètres U. Compte tenu du nombre de paramètres estimés, la convergence des paramètres vers leurs vraies valeurs est hautement improbable en conditions normales de fonctionnement.
US 8 023 668 propose un modèle de commande en boucle ouverte qui compense les comportements indésirables du haut-parleur par rapport à un comportement désiré. Pour cela, la tension appliquée au haut-parleur est corrigée par une tension additionnelle qui annule les comportements indésirables du haut-parleur par rapport au comportement désiré. L'algorithme de commande est réalisé par la discrétisation en temps discret du modèle du haut-parleur. Ceci permet de prédire la position qu'aura la membrane au temps suivant et de comparer cette position avec la position souhaitée. L'algorithme réalise ainsi une sorte d'asservissement à gain infini entre un modèle désiré du haut-parleur et le modèle du haut-parleur afin que le haut-parleur suive le comportement désiré.
Comme dans le document précédent, la commande met en oeuvre une correction qui est calculée à chaque instant et ajoutée au signal d'entrée, même si cette correction dans le document US 8,023,668 ne met pas en oeuvre de boucle fermée de rétroaction.
Les mécanismes de calcul d'une correction ajoutée au signal d'entrée ne prennent pas en compte la structure de l'enceinte lorsque celle-ci n'est pas une enceinte close.
L'invention a pour but de proposer une commande satisfaisante d'un haut-parleur disposé dans une enceinte non close et qui prenne en compte la structure de l'enceinte.
A cet effet, l'invention a pour objet un dispositif de commande d'un haut-parleur du type précité, selon la revendication 1. Suivant des modes particuliers de réalisation, le dispositif de commande comporte l'une ou plusieurs des caractéristiques des revendications 2 à 5.
L'invention sera mieux comprise à la lecture de la description qui va suivre, donnée uniquement à titre d'exemple et faite en se référant aux dessins sur lesquels :

la figure 1 est une vue schématique d'une installation de restitution sonore ;
la figure 2 est une courbe illustrant un modèle désiré de restitution sonore pour l'installation ;
la figure 3 est une vue schématique de l'unité de commande du haut-parleur ;
la figure 4 est une vue schématique détaillée de l'unité d'adaptation structurelle ;
la figure 5 est une vue schématique détaillée de l'unité de calcul des grandeurs dynamiques de référence ;
la figure 6 est une vue d'un circuit représentant la modélisation mécanique du haut-parleur en vue de sa commande dans une enceinte munie d'un évent ;
la figure 7 est une vue d'un circuit représentant la modélisation électrique du haut-parleur en vue de sa commande ;
la figure 8 est une vue schématique d'un premier mode de réalisation de l'unité d'estimation en boucle ouverte de la résistance du haut-parleur ;
la figure 9 est une vue d'un circuit du modèle thermique du haut-parleur ;
la figure 10 est une vue identique à celle de la figure 8 d'une variante de réalisation de l'unité d'estimation en boucle fermée de la résistance du haut-parleur ; et
la figure 11 est une vue identique à celle de la figure 6 d'un autre mode de réalisation pour une enceinte munie d'un radiateur passif.

L'installation de restitution sonore 10 illustrée sur la figure 1 comporte, comme connu en soi, un module 12 de production d'un signal audio, tel qu'un lecteur de disque numérique relié à un haut-parleur 14 d'une enceinte à évent au travers d'un amplificateur en tension 16. Entre la source audio 12 et l'amplificateur 16 sont disposés, successivement en série, un modèle désiré 20, correspondant au modèle désiré de comportement de l'enceinte, et un dispositif de commande 22. Ce modèle désiré est linéaire ou non linéaire.
Suivant un mode particulier de réalisation, une boucle 23 de mesure d'une grandeur physique, telle que la température du circuit magnétique du haut-parleur ou l'intensité circulant dans la bobine du haut-parleur est prévue entre le haut-parleur 14 et le dispositif de commande 22.
Le modèle désiré 20 est indépendant du haut-parleur utilisé dans l'installation et de sa modélisation.
Le modèle désiré 20 est, comme illustré sur la figure 2, une fonction exprimée en fonction de la fréquence du rapport de l'amplitude du signal souhaité notée S_{audio_ref} sur l'amplitude S_audio du signal d'entrée issu du module 12.
Avantageusement, pour des fréquences inférieures à une fréquence f_min, ce rapport est une fonction convergeant vers zéro lorsque la fréquence tend vers zéro, pour limiter la reproduction des fréquences excessivement basses et ainsi éviter des déplacements de la membrane du haut-parleur hors des plages préconisées par le fabricant.
Il en est de même pour les fréquences élevées où le rapport tend vers zéro au-delà d'une fréquence f_max lorsque la fréquence du signal tend vers l'infini.
Suivant un autre mode de réalisation, ce modèle désiré n'est pas spécifié et le modèle désiré est considéré comme unitaire.
Le dispositif de commande 22, dont la structure détaillée est illustrée sur la figure 3, est disposé en entrée de l'amplificateur 16. Ce dispositif est propre à recevoir en entrée le signal audio S_{audio_ref} à reproduire tel que défini en sortie du modèle désiré 20 et à fournir en sortie un signal U_ref, formant un signal d'excitation du haut-parleur qui est fournie pour amplification à l'amplificateur 16. Ce signal U_ref est adapté pour tenir compte de la non-linéarité du haut-parleur 14.
Le dispositif de commande 22 comporte des moyens de calcul de différentes quantités en fonction des valeurs de dérivées ou d'intégrales d'autres quantités définies aux mêmes instants.
Pour les nécessités de calcul, les valeurs des quantités non connues à l'instant n sont prises égales aux valeurs correspondantes de l'instant n-1. Les valeurs de l'instant n-1 sont de préférence corrigées par une prédiction à l'ordre 1 ou 2 de leurs valeurs à l'aide des dérivées d'ordres supérieurs connues à l'instant n-1.
Selon l'invention, le dispositif de commande 22 met en oeuvre une commande utilisant pour partie le principe de la platitude différentielle qui permet de définir un signal de commande de référence d'un système différentiellement plat à partir de trajectoires de référence suffisamment lisses.
Comme illustré sur la figure 3, le module de commande 22 reçoit en entrée le signal audio S_{audio_ref} à reproduire issu du modèle désiré 20. Une unité 24 d'application d'un gain de conversion d'unité, dépendant de la tension crête de l'amplificateur 16 et d'une atténuation variable entre 0 et 1 contrôlée par l'utilisateur, assure le passage du signal audio de référence S_{audio_ref} à un signal γ₀, image d'une grandeur physique à reproduire. Le signal γ₀ est, par exemple, une accélération de l'air en regard du haut-parleur ou encore une vitesse de l'air à déplacer par le haut-parleur 14. Dans la suite, on suppose que le signal γ₀ est l'accélération de l'air mis en mouvement par l'enceinte.
En sortie de l'unité d'amplification 24, le dispositif de commande comporte une unité 25 d'adaptation structurelle du signal à reproduire en fonction de la structure de l'enceinte dans laquelle est utilisé le haut-parleur. Cette unité est propre à fournir une grandeur de référence A_ref souhaitée à chaque instant pour la membrane du haut-parleur à partir d'une grandeur correspondante, ici le signal γ₀, pour le déplacement de l'air mis en mouvement par l'enceinte comportant le haut-parleur.
Ainsi, dans l'exemple considéré, la grandeur de référence A_ref, calculée à partir de l'accélération de l'air à reproduire γ₀, est l'accélération à reproduire pour la membrane du haut-parleur afin que le fonctionnement du haut-parleur impose à l'air une accélération γ₀.
Sur la figure 4 est illustré un détail de l'unité d'adaptation structurelle 25. L'entrée γ₀ est reliée à une unité d'intégration bornée 27 dont la sortie est elle-même reliée à une autre unité d'intégration borné 28.
Ainsi, en sortie des unités 27 et 28 sont obtenues respectivement l'intégrale première v₀ et l'intégrale seconde x₀ de l'accélération γ₀.
Les unités d'intégration bornées sont formées d'un filtre passe-bas du premier ordre et sont caractérisées par une fréquence de coupure F_OBF.
L'utilisation d'unité d'intégration bornée permet que les grandeurs utilisées dans le dispositif de commande 22 ne soient les dérivées ou les intégrales les unes des autres que dans la bande passante utile, c'est-à-dire pour les fréquences supérieures à la fréquence de coupure F_OBF. Ceci permet de contrôler l'excursion en basse fréquence des grandeurs considérées.
En fonctionnement normal, la fréquence de coupure F_OBF est choisie de manière à ne pas influencer le signal dans les basses fréquences de la bande passante utile.
La fréquence de coupure F_OBF est prise inférieure au dixième de la fréquence f_min du modèle désiré 20.
Dans le cas d'une enceinte à évent dans laquelle le haut-parleur est monté dans un boitier ouvert par un évent, l'unité 25 produit l'accélération de référence désirée pour la membrane A_ref par la relation suivante : $A_{ref} = γ_{D} = γ_{0} + \frac{K_{m 2}}{R_{m 2}} v_{0} + \frac{K_{m 2}}{M_{m 2}} x_{0}$
Avec :

R _m2 : coefficient de fuites acoustiques de l'enceinte ;
M _m2 : inductance équivalente à la masse d'air dans l'évent ;
K _m2 : raideur de l'air dans l'enceinte.
x ₀ : position de l'air total déplacé par la membrane et l'évent
$v_{0} = \frac{{dx}_{0}}{dt} :$
vitesse de l'air total déplacé par la membrane et l'évent
$γ_{0} = \frac{{dv}_{0}}{dt} :$
accélération de l'air total déplacé.

Dans ce cas, l'accélération de référence désirée pour la membrane A_ref est corrigée des grandeurs dynamiques structurelles x_o, v_o de l'enceinte, ces dernières étant différentes des grandeurs dynamiques relatives à la membrane du haut-parleur.
Cette grandeur de référence A_ref est introduite dans une unité de calcul 26 des grandeurs dynamiques de référence propre à fournir, à chaque instant, la valeur de la dérivée par rapport au temps de la grandeur de référence notée dA_ref/dt ainsi que les valeurs des intégrales première et seconde par rapport au temps de cette grandeur de référence notée respectivement V_ref et X_ref.
L'ensemble des grandeurs dynamiques de référence est noté dans la suite G_ref.
Sur la figure 5 est illustré un détail de l'unité de calcul 26. L'entrée A_ref est reliée à une unité de dérivation 30 d'une part et à une unité d'intégration bornée 32 d'autre part dont la sortie est elle-même reliée à une autre unité d'intégration bornée 34.
Ainsi, en sortie des unités 30, 32 et 34 sont obtenues respectivement la dérivée de l'accélération dA_ref/dt, l'intégrale première V_ref et l'intégrale seconde X_ref de l'accélération.
Les unités d'intégration bornées sont formées d'un filtre passe-bas du premier ordre et sont caractérisées par une fréquence de coupure F_OBF.
L'utilisation d'unité d'intégration bornée permet que les grandeurs utilisées dans le dispositif de commande 22 ne soient les dérivées ou les intégrales les unes des autres que dans la bande passante utile, c'est-à-dire pour les fréquences supérieures à la fréquence de coupure F_OBF. Ceci permet de contrôler l'excursion en basse fréquence des grandeurs considérées.
En fonctionnement normal, la fréquence de coupure F_OBF est choisie de manière à ne pas influencer le signal dans les basses fréquences de la bande passante utile.
La fréquence de coupure F_OBF est prise inférieure au dixième de la fréquence f_min du modèle désiré 20.
Le dispositif de commande 22 comporte, dans une mémoire, une table et/ou un ensemble de polynômes de paramètres électromécaniques 36 ainsi qu'une table et/ou un ensemble de polynômes des paramètres électriques 38.
Ces tables 36 et 38 sont propres à définir, en fonction des grandeurs dynamiques de référence G_ref reçues en entrée, les paramètres électromécaniques P_méca et électriques P_élec respectivement. Ces paramètres P_méca et P_élec sont obtenus respectivement à partir d'une modélisation mécanique du haut-parleur telle qu'illustrée sur la figure 6, où le haut-parleur est supposé installé dans une enceinte à évent, et d'une modélisation électrique du haut-parleur telle qu'illustrée sur la figure 7.
Les paramètres électromécaniques P_méca incluent le flux magnétique capté par la bobine noté BI produit par le circuit magnétique du HP, la raideur du haut-parleur notée K_mt(x_D), les frottements mécaniques visqueux du haut-parleur notés R_mt, la masse mobile de l'ensemble du haut-parleur notée M_mt, la raideur de l'air dans l'enceinte notée K_m2, les fuites acoustiques de l'enceinte notées R _m2 et la masse d'air dans l'évent notées M _m2 .
La modélisation de la partie mécanico-acoustique du haut-parleur placé dans une enceinte à évent illustrée sur la figure 6 comprend, dans un circuit en boucle fermée unique, un générateur 40 de tension BI(x_D, i).i correspondant à la force motrice produite par le courant i circulant dans la bobine du haut-parleur. Le flux magnétique BI(x_D, i) dépend de la position x_D de la membrane ainsi que de l'intensité i circulant dans la bobine.
Cette modélisation prend en compte le frottement mécanique visqueux R_mt de la membrane correspondant à une résistance 42 en série avec une bobine 44 correspondant à la masse mobile d'ensemble M_mt de la membrane, la raideur de la membrane correspondant à un condensateur 46 de capacité C_mt (x_D) égale 1/K_mt (x_D). Ainsi, la raideur dépend de la position x_D de la membrane.
Pour tenir compte de l'évent, les paramètres R_m2, C_m2 et M_m2 suivant sont utilisés :

R _m2 : coefficient de fuites acoustiques de l'enceinte ;
M _m2 : inductance équivalente à la masse d'air dans l'évent ;
$C_{m 2} = \frac{1}{K_{m 2}} :$
compliance de l'air dans l'enceinte.

Dans la modélisation de la figure 6, ils correspondent respectivement à une résistance 47, une bobine 48 et un condensateur 49 montés en parallèle.
Dans cette modélisation, la force issue de la réluctance du circuit magnétique est négligée.
Les variables utilisées sont :

$v_{D} = \frac{{dx}_{D}}{dt} :$
vitesse de la membrane du haut-parleur
$γ_{D} = \frac{{dv}_{D}}{dt} :$
accélération de la membrane du haut-parleur
v_L : vitesse de l'air des fuites d'air
v_p : vitesse l'air en sortie de l'évent (port)
$v_{0} = \frac{{dx}_{0}}{dt} = v_{D} + v_{L} + v_{P} :$
vitesse de l'air total déplacé par la membrane et l'évent
$γ_{0} = \frac{{dv}_{0}}{dt} :$
accélération de l'air total déplacé.

La pression acoustique totale à 1 mètre est donnée par : $p = \frac{ρ . S_{D}}{n_{str} π .} γ_{0}$

où S_D : section efficace du haut-parleur, n_str = 2 : angle solide d'émission.
L'équation mécanico-acoustique correspondant à la figure 10 est la suivante : $Bl (x_{D}, i) i = M_{mt} \frac{{dv}_{D}}{dt} + R_{mt} v_{D} + K_{mt} (x_{D}) x_{D} + K_{m 2} x_{0}$
La relation suivante lie les différentes grandeurs : $γ_{0} = γ_{D} - \frac{K_{m 2}}{R_{m 2}} v_{0} - \frac{K_{m 2}}{M_{m 2}} x_{0}$

La modélisation de la partie électrique du haut-parleur est illustrée par la figure 7.
Les paramètres électriques P_élec incluent l'inductance de la bobine L_e, la para-inductance L₂ de la bobine et l'équivalent perte-fer R₂.
La modélisation de la partie électrique du haut-parleur illustrée sur la figure 7 est formée d'un circuit en boucle fermée. Il comporte un générateur 50 de force électromotrice u_e relié en série à une résistance 52 représentative de la résistance R_e de la bobine du haut-parleur. Cette résistance 52 est reliée en série avec une inductance L_e(x_D, i) représentative de l'inductance de la bobine du haut-parleur. Cette inductance dépend de l'intensité i circulant dans la bobine et de la position x_D de la membrane.
Pour tenir compte des pertes magnétiques et des variations d'inductance par effet des courants de Foucault, un circuit parallèle RL est monté en série en sortie de la bobine 54. Une résistance 56 de valeur R₂(x_D, i) dépendant de la position de la membrane x_D et de l'intensité i circulant dans la bobine est représentative de l'équivalent perte-fer. De même, une bobine 58 d'inductance L₂(x_D, i) dépendant également de la position x_D de la membrane et l'intensité i circulant dans le circuit est représentative de la para-inductance du haut-parleur.
Sont également montés en série dans la modélisation, un générateur de tension 60 produisant une tension BI(x_D, i).v représentative de la force contre-électromotrice de la bobine en mouvement dans le champ magnétique produit par l'aimant et un seconde générateur 62 produisant une tension g(x_D,i).v avec $g (x_{D}, i) = i \frac{{dL}_{e} (x_{D}, i)}{{dx}_{D}}$
représentative de l'effet de la variation dynamique de l'inductance avec la position.
De manière générale, on remarque que, dans cette modélisation, le flux BI capté par la bobine, la raideur K_mt et l'inductance de la bobine L_e dépendent de la position x_D de la membrane, l'inductance L_e et le flux BI dépendent également du courant i circulant dans la bobine.
De préférence, l'inductance de la bobine L_e, l'inductance L₂ et le terme g dépendent de l'intensité i, en plus de dépendre du déplacement x_D de la membrane.
A partir des modélisations explicitées en regard des figures 6 et 7, les équations suivantes sont définies : $u_{e} = R_{e} i + L_{e} (x_{D}, i) \frac{di}{dt} + R_{2} (i - i_{2}) + Bl (x_{D}, i) v_{D} + i \underset{g (x_{D}, i)}{\underset{︸}{\frac{{dL}_{e} (x_{D}, i)}{{dx}_{D}}}} v_{D}$
$L_{2} \frac{{di}_{2}}{dt} = R_{2} (i - i_{2})$
$Bl (x_{D}, i) i = R_{mt} v_{D} + M_{mt} \frac{{dv}_{D}}{dt} + K_{mt} (x_{D}) x_{D} + K_{m 2} x_{0}$
Le module de commande 22 comporte en outre une unité 70 de calcul du courant de référence i_ref et de sa dérivée di_ref/dt. Cette unité reçoit en entrée les grandeurs dynamiques de référence G_ref, les paramètres mécaniques P_méca, et les grandeurs x₀ et v₀. Ce calcul du courant de référence I_ref et de sa dérivée dI_ref/dt satisfont les deux équations : $G_{1} (x_{ref}, i_{ref}) i_{ref} = R_{mt} v_{ref} + M_{mt} A_{ref} + K_{mt} (x_{ref}) x_{ref} + K_{m 2} x_{0}$
$\frac{d}{dt} (G_{1} (x_{ref}, i_{ref}) i_{ref}) = R_{mt} A_{ref} + M_{mt} {dA}_{ref} / dt + K_{mt} (x_{ref}) v_{ref} + K_{m 2} v_{0}$
avec $G_{1} (x_{ref}, i_{ref}) = Bl (x_{ref}, i_{ref}) - \frac{1}{2} i_{ref} \frac{{dL}_{e} (x_{ref}, i_{ref})}{dx} .$
Ainsi, le courant i_ref et sa dérivée di_ref/dt sont obtenus par un calcul algébrique à partir des valeurs des vecteurs entrés par un calcul analytique exacte ou une résolution numérique si nécessaire en fonction de la complexité de G₁(x,i).
La dérivée du courant di_ref/dt est ainsi obtenue de préférence par un calcul algébrique ou sinon par dérivation numérique.
Pour éviter les déplacements excessifs de la membrane du haut-parleur, un déplacement X_max est imposé au module de commande. Ceci est rendu possible par l'utilisation d'une unité 26 séparée de calcul des grandeurs dynamiques de référence et d'une unité 25 d'adaptation structurelle.
La limitation du débattement s'effectue par un dispositif de « mur virtuel » qui empêche la membrane du haut-parleur de dépasser une certaine limite liée à X_max. Pour ce faire, à mesure que la position x_ref s'approche de son seuil limite, l'énergie nécessaire pour que la position s'approche du mur virtuel devient de plus en plus grande (comportement non linéaire) pour être infinie sur le mur avec la possibilité d'imposer un comportement asymétrique. Pour cela, le frottement mécanique visqueux R_mt 42 est augmenté non linéairement en fonction de la position x_ref de la membrane.
Suivant encore un mode de réalisation, pour la limitation du débattement, l'accélération A_ref est maintenue dynamiquement dans des limites minimum et maximum qui garantissent que la position x_ref de la membrane ne dépasse pas X_max.
Dans le cas où, suivant le mode de réalisation, le débattement X_ref de la membrane est limité à X_{ref_sat}, et l'accélération de la membrane A_ref à A_{ref_sat}, les grandeurs x₀ et v₀ sont recalculées à l'instant n par l'algorithme suivant : $γ_{0 sat} (n) = A_{ref sat} (n) - \frac{K_{m 2}}{R_{m 2}} v_{0 sat} (n - 1) - \frac{K_{m 2}}{M_{m 2}} x_{0 sat} (n - 1)$
$v_{0 sat} (n) = intégrateur borné de γ_{0 sat} (n) (identique à 32)$
$x_{0 sat} (n) = intégrateur borné de v_{0 sat} (n) (identique à 34)$
$v_{ref sat} (n) = intégrateur borné de A_{ref sat} (n) (identique à 32)$
Le calcul du courant de référence I_ref et de sa dérivée dI_ref/dt satisfont alors les deux équations suivantes : $G_{1} (x_{ref_sat}, i_{ref}) i_{ref} = R_{mt} v_{ref_sat} + M_{mt} A_{ref_sat} + K_{mt} (x_{ref_sat}) x_{ref_sat} + K_{m 2} x_{0_sat}$
$\frac{d}{dt} (G_{1} (x_{ref_sat}, i_{ref}) i_{ref}) = R_{mt} A_{ref_sat} + M_{mt} {dA}_{ref_sat} / dt + K_{mt} (x_{ref_sat}) v_{ref_sat} + K_{m 2} v_{0_sat}$
$G_{1} (x_{ref_sat}, i_{ref}) = Bl (x_{ref_sat}, i_{ref}) - \frac{1}{2} i_{ref} \frac{{dL}_{e} (x_{ref_sat}, i_{ref})}{dx} .$
En outre, le dispositif de commande 22 comporte une unité 80 d'estimation de la résistance R_e du haut-parleur. Cet unité 80 reçoit en entrée les grandeurs dynamiques de référence G_ref, l'intensité des courants de référence i_ref et sa dérivée di_ref/dt et, suivant le mode de réalisation envisagé, la température mesurée sur le circuit magnétique du haut-parleur notée T_{m_mesurée} ou l'intensité mesurée au travers de la bobine notée I_{_mesurée}.
En l'absence de mesure du courant circulant, l'unité d'estimation 80 est de la forme illustrée sur la figure 8. Il comporte en entrée un module 82 de calcul de la puissance et de paramètres et modèle thermique 84.
Le modèle thermique 84 assure le calcul de la résistance R_e à partir des paramètres calculés, de la puissance déterminée et de la température mesurée T_{m_mesurée}.
La figure 9 donne le schéma général utilisé pour le modèle thermique.
Dans ce modèle, la température de référence est la température de l'air interne de l'enceinte T_e.
Les températures considérées sont :

T_b [°C] : température du bobinage ;
T_m [°C] : température du circuit magnétique ; et
T_e [°C] : température interne de l'enceinte supposée constante ou, idéalement, mesurée.

La puissance thermique considérée est :
P_Jb [W] : puissance thermique apportée au bobinage par effet Joule ;
Le modèle thermique comporte, comme illustré sur la figure 9, les paramètres suivants :

C_tbb [J/K] : capacité thermique du bobinage ;
R_thbm [K/W] : résistance thermique équivalente entre le bobinage et le circuit magnétique ; et
R_thba [K/W] : résistance thermique équivalente entre le bobinage et la température interne de l'enceinte ;

Les résistances thermiques équivalentes tiennent compte de la dissipation de chaleur par conduction et convection.
La puissance thermique P_Jb apportée par le courant circulant dans le bobinage est donnée par : $P_{Jb} (t) = R_{e} (T_{b}) i^{2} (t)$
où R_e(T_b) est la valeur de la résistance électrique à la température T_b : $R_{e} (T_{b}) = R_{e} (20 ° C) \times (1 + {4.10}^{- 3} (T_{b} - 20 ° C))$
où R_e(20°C) est la valeur de la résistance électrique à 20°C.
Le modèle thermique donné par la figure 9 est le suivant : $C_{thb} \frac{{dT}_{b}}{dt} = \frac{1}{R_{thbm} (X_{ref})} (T_{m} - T_{b}) + \frac{1}{R_{thba} (V_{ref})} (T_{e} - T_{b}) + P_{Jb}$
Sa résolution permet d'obtenir la valeur de la résistance R_e à chaque instant.
En variante, comme illustré sur la figure 10, lorsque le courant i circulant dans la bobine est mesuré, l'estimation de la résistance R_e est assurée par un estimateur en boucle fermée, par exemple de type proportionnel intégral. Ceci permet d'avoir un temps de convergence rapide grâce à l'utilisation d'un correcteur proportionnel intégral.
Enfin, le dispositif de commande 22 comporte une unité 90 de calcul de la tension de sortie de référence U_ref, à partir des grandeurs dynamiques de référence G_ref, du courant de référence i_ref et de sa dérivée di_ref/dt, des paramètres électriques P_élec et de la résistance R_e calculée par l'unité 80. Cette unité de calcul de la tension de sortie de référence met en oeuvre les deux équations suivantes : $u + \frac{L_{2} (x_{ref}, i_{ref})}{R_{2} (x_{ref}, i_{ref})} \frac{{du}_{2}}{dt} = L_{2} (x_{ref}, i_{ref}) \frac{{di}_{ref}}{dt}$
$u_{ref} = R_{e} i_{ref} + L_{e} (x_{ref}, i_{ref}) \frac{{di}_{ref}}{dt} + u_{2} + Bl (x_{ref}, i_{ref}) v_{ref} + \underset{g (x_{ref}, i_{ref})}{\underset{︸}{i_{ref} \frac{{dL}_{e} (x_{ref}, i_{ref})}{dt}}} v_{ref}$
Dans le cas où l'amplificateur 16 est un amplificateur en courant et non en tension comme décrit précédemment, les unités 38, 80 et 90 du dispositif de commande sont supprimées et l'intensité de sortie de référence i_ref commandant l'amplificateur est prise en sortie de l'unité 70.
Dans le cas d'une enceinte comportant un radiateur passif formé d'une membrane, le modèle mécanique de la figure 6 est remplacé par celui de la figure 11 dans laquelle les éléments identiques à ceux de la figure 6 portent les mêmes numéros de référence. Ce module comporte en série avec la bobine M_m2 48, correspondant à la masse de la membrane du radiateur passif, une résistance 202 et un condensateur 204 de valeur $C_{m 3} = \frac{1}{K_{m 3}}$
correspondant respectivement aux pertes mécaniques R _m2 du radiateur passif et à la raideur mécanique K_m3 de la membrane du radiateur passif. L'accélération de référence de la membrane A_ref est donnée par : $A_{ref} = γ_{0} + \frac{K_{m 2}}{R_{m 2}} v_{0} + \frac{K_{m 2}}{M_{m 2}} x_{0 R}$
avec x _0R donné par filtrage par un filtre passe-haut de x₀ : $x_{0 R} = \frac{s^{2}}{s^{2} + \frac{R_{m 3}}{M_{m 2}} s + \frac{K_{m 3}}{M_{m 2}}} x_{0}$
Ainsi, la structure d'adaptation structurelle 25 comportera en série deux intégrateurs bornés pour l'obtention de v ₀ et x ₀ à partir de γ ₀, puis le calcul de x _0R à partir de x₀ par filtrage passe-haut avec les paramètres supplémentaires R _m3 et K _m3 qui sont respectivement, la résistance de pertes mécaniques et la constante de raideur mécanique de la membrane du radiateur passif.

Claims

Dispositif de commande d'un haut-parleur (14), le haut-parleur (14) étant un dispositif électromagnétique propre à convertir un signal électrique en un signal acoustique, le haut-parleur (14) étant utilisé dans une enceinte, le dispositif de commande comportant :
- une entrée pour un signal audio (S_{audio_ref}) à reproduire ;

- une sortie de fourniture d'un signal d'excitation du haut-parleur (14), dit signal d'excitation ;

- des moyens (26, 36, 38, 70, 80, 90) pour calculer le signal d'excitation, dits premiers moyens (26, 36, 38, 70, 80, 90), les premiers moyens calculant le signal d'excitation à chaque instant ;
caractérisé en ce que le dispositif comporte des moyens (24, 25) de calcul d'une première grandeur dynamique (A_ref), dits deuxièmes moyens (24, 25), la première grandeur dynamique (A_ref) étant une grandeur dynamique désirée de la membrane du haut-parleur (14), les deuxièmes moyens (24, 25) calculant la première grandeur dynamique (A_ref) en fonction du signal audio (S_{audio_ref}) à reproduire et de la structure de l'enceinte, les deuxièmes moyens (24, 25) étant en amont des premiers moyens (26, 36, 38, 70, 80, 90), les deuxièmes moyens comprenant une unité d'adaptation structurelle (25) étant propre à fournir, à chaque instant, la première grandeur dynamique (A_ref) en fonction d'une grandeur (γ ₀) obtenue à partir du signal audio (S_{audio_ref}) à reproduire et de la structure de l'enceinte, la structure d'enceinte étant une structure choisie parmi : une structure d'enceinte à évent et une structure d'enceinte à radiateur passif, l'unité d'adaptation structurelle (25) étant propre à appliquer une correction sur la grandeur (γ ₀) obtenue à partir du signal audio (S_{audio_ref}), la correction étant différente de l'identité, la correction tenant compte de deuxièmes grandeurs dynamiques (x_o, v_o), les deuxièmes grandeurs dynamiques (x_o, v_o) étant des grandeurs structurelles de l'enceinte différentes des seules grandeurs dynamiques relatives à la membrane du haut-parleur (14), les deuxièmes grandeurs dynamiques (x_o, v_o) comportant une dérivée d'ordre prédéterminée de la position (x_o) de l'air déplacé par l'enceinte, et en ce que les premiers moyens (26, 36, 38, 70, 80, 90) sont propres à calculer le signal d'excitation en fonction de la première grandeur dynamique (A_ref).
Dispositif selon la revendication 1, caractérisé en ce que les deuxièmes grandeurs dynamiques (x_o, v_o) comportent la position de l'air (x_o) déplacé par l'enceinte.
Dispositif selon la revendication 1 ou 2, caractérisé en ce que les deuxièmes grandeurs dynamiques (x_o, v_o) comportent la vitesse (v_o) de l'air déplacé par l'enceinte.
Dispositif selon l'une quelconque des revendications précédentes, caractérisé en ce que l'enceinte est une enceinte à évent et la correction tient compte d'au moins un des paramètres suivants :
- coefficient de fuites acoustiques de l'enceinte (R _m2)

- inductance équivalente à la masse d'air dans l'évent (M _m2)

- compliance de l'air dans l'enceinte $(C_{m 2} = \frac{1}{K_{m 2}}) .$
Dispositif selon l'une des revendications 1 à 3, caractérisé en ce que l'enceinte est une enceinte à radiateur passif et la correction tient compte d'au moins un des paramètres suivants :
- coefficient de fuites acoustiques de l'enceinte (R _m2)

- inductance équivalente à la masse de la membrane du radiateur passif (M _m2)

- compliance de l'air dans l'enceinte $(C_{m 2} = \frac{1}{K_{m 2}})$

- pertes mécaniques du radiateur passif (R _m3)

- compliance mécanique de la membrane $(C_{m 3} = \frac{1}{K_{m 3}}) .$