FR2498842A1 - Dispositif d'entrainement d'un moteur a recuperation de glissement - Google Patents

Abstract

A.DISPOSITIF D'ENTRAINEMENT D'UN MOTEUR A ROTOR BOBINE. B.DISPOSITIF COMPORTANT UN PONT RBS T1, T6 COMMUTE NATURELLEMENT PAR LE ROTOR RT, UN PONT INV TH1, TH6 COMMUTE PAR LE RESEAU L1, L2, L3, RELIES PAR UNE BOUCLE, DEUX MOYENS WFG GCI POUR COMMANDER LES COMPOSANTS T1, T6 TH1, TH6 DES PONTS ET LES ANGLES DE RETARD AR, AL DE COMMANDE DES GACHETTES DES COMPOSANTS TH1, TH6. C.L'INVENTION CONCERNE LA COMMANDE DES MOTEURS ELECTRIQUES.

Description

La présente invention concerne un dispositif d'entratnement de moteur à rotor bobiné à récupération de glissement. Un dispositif d'entrarnement à récupération de glissement est très efficace, très résistant et très peu coûteux dans le cas d'un rotor bobiné.

Les moyens d'entratnement statiques de récupération de glissement sont connus et sont intéressants pour de nombreuses applications particulières. La technique de récupération de glissement est généralement utilisée dans un moteur à induction, à rotor bobiné. Lorsqu'on ne dispose pas d'une alimentation alternative à fréquence et à tension variables pour le stator, ou ai l'on veut éviter la complexité d'un tel circuit, on peut assurer un entratnement à vitesse variable en réglant le courant dans le rotor. Cette solution qui demande un retour réglé vers le réseau, de l'énergie non consommée dans la charge, est connue et nécessite une machine supplémentaire, par exemple le système
Scherbius ou le système Kramer.Le développement des commutateurs de puissance-de type SCR (redresseurs commandés au silicium), permet de commander le courant dans le rotor et la récupération du glissement par des moyens statiques. Voir par exemple "Principles of Inverter Circuits by B. D. Bedford and R. G
Hoft, page 404, Figure 1154, John Wiley 1964. See also : Proc.

IEE, Vol. 110, No. 8, August 1963, "Switching Drive. ouf Induction Motos by M. S. Erlicki and Y. Wallach, pp. 1441-1450 ; IEEE transactions PAS-85, No. 1, January 1966, '1lnverter Motor Speed
Control With Static Inverters in the Rotor", pp. 76-84 ; and
IEEE transactions IGA-5, No. 1, Jan/Feb., 1969, "Slip Power
Recovery in an Induction Motor by the Use of a Thyristor Inverter" by William Shepherd and Jack Stanway, pp. 74-82.

Les. procédés connus consistent généralement à redresser le courant alternatif de secondaire, induit dans le rotor du moteur et à augmenter dans la boucle de courant continu, une tension contre-électromotrice opposée à la tension continue redressée, en montant un inverseur entre l'alimentation alternative et la boucle continue. Généralement, un transformateur relie la partie alternative de l'inverseur au réseau. Ainsi, par des composants SCR, on assure la commande de la vitesse et celle du couple d'un moteur à rotor bobiné, dont le stator est alimenté à partir d'une source de fréquence fixe et de tension constante.

Le motéur se commande par l'angle d'ouverture ou de déclenchement des thyristors de l'inverseur et ainsi par la force contre-électromotrice induite dans la boucle continue par l'inverseur et en définitive par le courant dans le rotor. En d'autres termes, l'inverseur commande la tension de la boucle continue de façon à régler le courant dans la boucle continue et ainsi le courant alternatif dans le bobinage du rotor, ce qui permet de régler le couple. La régulation de ce système de récupération de glissement comporte deux boucles imbriquées une boucle intérieure de courant et une boucle extérieure de vitesse.

De tels moyens d'entratnement de moteur sont utilisés en particulier pour l'entratnement de pompes et de ventilateurs puisque ces dispositifs travaillent en général au voisinage de leur limite de vitesse supérieure. Toutefois le fonctionnement du moteur n'est pas continu et il y a ainsi un cycle vitesse allant de la vitesse 0 à la vitesse maximale et inversement.

De telles variations brusques par rapport aux conditions normales de fonctionnement sont très gênantes pour diverses raisons.

I1 est connu de commander le fonctionnement d'un moyen d'entratnement d'un moteur à récupération de glissement, à rotor bobiné, pour assurer la commande de la vitesse et du couple en faisant travailler les thyristors avec un angle d'allumage retardé, dans l'inverseur monté entre la boucle continue et l'alimentation principale. A titre d'information, on se reportera au document suivant
Shepherd, W. and Stanway, J., "The Polyphase Induction
Motor Controlled by Fi ring Angle Adjustment of Silicon Controlled Rectifiers", IEEE Intereat Convention Record 1964, (4) pp 135-154.

Toutefois ce type de moyen d'entratnement pose des problèmes qu'il faut résoudre pour benéficier pleinement les avantages propres à cette solution. Par exemple, à l'extérieur de la plage normale de fonctionnement, il faut des moyens pour régler la vitesse, pour augmenter ou pour réduire en douceur et rapidement la vitesse ou encore pour arrêter brusquement en cas d'urgence. Toutefois, il faut éviter de surdimensionner le moteur pour travailler en dehors de la plage de fonctionnement.

Contrairement au mode de commande, ci-dessus, on a proposé de remplacer les composants SCR par des diodes qui forment le caté redresseur du rotor bobiné du moteur et de commander les composants SCR du caté redresseur, simultanément avec des composants SCR de caté du réseau d'alimentation, pour avoir des résultats analogues ou meilleurs.

La solution consistant à remplacer les diodes du pont redresseur du rotor du système de récupération de glissement par des composants SCR est décrite dans le document "Control In Power Electronics and Electrical Drives Proceedings of the Second IFAC Symposium, Dusseldorf, West Germany, 3-5
October 1977 (Program Press 1978) pp. 559-566 in a paper entitled "Supersynchronous Static Converter Cascade" par P. Zimmermann.

Le but de cet art antérieur est de développer la plage de fonctionnement du dispositif d'entratnement à récupération de glissement dans le cas d'un moteur à rotor bobiné, au-delà de la vitesse synchrone, en fait de doubler la plage des vitesses pour le même dimensionnement, de façon que les composants SCR travaillent comme des diodes dans le pont redresseur à l'intérieur de la plage sous-synchrone, et comme inverseur dans le même pont dans la plage sur-synchrone. En outre, dans le document Zimmermann ci-dessus, le pont du rotor travaillant en mode d'inversion est commandé par commutation forcée.

La présente invention a pour but d'assurer un rendement maximum d'un dispositif d'entratnement à récupération de glissement pour un moteur à rotor bobiné, pour les vitesses en-dessous de la plage de fonctionnement à la vitesse normale, et pour permettre d'éteindre rapidement les courants du rotor dans un tel dispositif d'entrainement, en cas d'urgence, ainsi que pour réduire le dimensionnement global du système à récupération de glissement, à rotor bobiné.

A cet effet, l'invention concerne un dispositif d'entratnement comportant un pont statique formé de composants SCR branchés entre la sortie alternative du rotor du moteur à induction et la boucle continue vers le pont inverseur statique, pour restituer l'énergie du rotor au réseau, en commandant l'angle de déclenchement des composants SCR du pont du rotor de façon telle pendant la commande du pont du réseau en fonction des paramètres de travail de la sortie alternative du moteur, pour des vitesses inférieures à la vitesse de fonctionnement du moteur, pour que la fonction de la boucle continue diminue aux vitesses de glissement élevées, et de supprimer la commande des portes en cas d'urgence, pour pouvoir couper rapidement le courant dans le rotor.

La présente invention sera décrite plus en détail dans les dessins annexés dans lesquels
- la figure 1 est un schéma-bloc d'un dispositif d'entratnement de moteur à récupération de glissement selon l'invention.

- les figures 2A-2F sont des chronogrammes du pont du réseau dans le dispositif à récupération de glissement de la figure 1 dans le domaine de redressement et le domaine d'inversion pour différents angles d'allumage.

- la figure 3 donne la caractéristique courant/vitesse d'un dispositif d'entratnement- d'un moteur à induction, couplé à une charge telle qu'un ventilateur ou une pompe.

- la figure 4 montre la partie réelle et la partie réactive du pont inverseur de la figure 1 lorsque le pont du rotor sur les cas opposés de la boucle continue, est commandé avec un retard de Oo de façon que ses thyristors se comportent comme des diodes.

- les figures SA, 5B, 5C, 5D montrent le sens et la répartition de l'énergie entre le stator, le rotor et la charge, dans le cas de vitesses synchrone, sur-synchrone et soussynchrone avec inversion de couple.

- les figures 6A-6G montrent par des schémas vectoriels, la relation entre le vecteur de tension du pont inverseur de la figure 1 et le vecteur de tension du pont du rotor de la figure 1 pour une accélération à partir de la vitesse nulle (figure 6A), une accélération à partir de 50 % de la vitesse (figure 6B), un contrale pour une vitesse de 100 % (figure 6C), une décélération à partir de 100 % de la vitesse (figure 6D), une décélération à partir de 50 % de la vitesse (figure 6E), un couple inverse à la vitesse nulle (figure 6F) et un contre en sens inverse (figure 6G).

- la figure 7-montre les caractéristiques dynamiques de la tension du rotor en fonction de la vitesse pour différents angles de retard des thyristors du pont de rotor de la figure 1.

- la figure 8 est un ensemble de courbes représentant la tension du rotor à l'entrée du pont de rotor de la figure 1 pour six vitesses respectives différentes.

- les figures 9A-9C représentent trois parties de l'organisation globale d'un système de commande des portes à fréquences étendues, utilisées de façon caractéristique selon l'invention pour commander le pont à rotor de la figure 1.

- la figure 10 est un schéma vectoriel des tensions d'entrée et de la tension de référence de temps, dérivée, utilisée pour définir le moment de l'allumage dans le cas d'un système à commande de portes, à plage de fréquences étendue selon les figures 9A-9C.

- la figure 11 montre l'utilisation du relais et de ses contacts dans le cas de la figure 9A.

CONSIDERATIONS PRELIMINAIRES RELATIVES A LA COMMANDE DES THY
RISTORS DANS LE CONTEXTE DE LA PRESENTE INVENTION :
La présente invention repose sur le fait qu'à l'entrée de la boucle continue du pont du réseau pour restituer au réseau l'énergie de glissement, la commande des redresseurs pour les faire passer du mode de redressement au mode inversion, permet d'obtenir les avantages précis de la plage de vitesse sous-synchrone sans influencer le fonctionnement à grande vitesse dans le cas d'un dispositif d'entratnement d'un moteur à courant alternatif pour un ventilateur ou une pompe. Cette solution est différente de celle du document PESC-77 Record pages 262-267 in an article by S. B. Dewan and J. R.Sylvester entitled "Thyristor Controlled Rectifying Inverting At Unity
Power Factor". Dans ce document, la solution consiste à utiliser le hachage pour modifier la tension et l'intensité dans la boucle continue. Or, il est anormal de travailler sur le redresseur luimaeme pour modifier la boucle continue puisque la sortie alternative du rotor est une sortie triphasée dont la tension et la fréquence varient très fortement lorsque le moteur passade la vitesse nulle à la vitesse maximale et inversement.

Introduire des composants SCR dans le moteur au lieu de diodes permet au pont de travailler en mode d'inversion avec des angles d'allumage particuliers comme cela est connu, par exemple selon le document ci-dessus page 404 et figure 11, 54-2 "Principles of Inverter Circuits" par B. D. Bedford et R. G.

Hoft. Toutefois, la possibilité de variations extrêmes de la tension et de la fréquence du courant à l'entrée de tels inverseurs rend la situation inhabituelle et difficile, pour commander les composants SCR en mode de commutation naturelle.

Pour cela, dans le cadre de l'invention, dans le cas d'un dispositif d'entratnement à récupération de glissement, il a été proposé sur un rotor bobiné, avec des composants SCR montés en pont à la sortie alternative d'améliorer la commande de l'ouverture du dispositif SCR pour autoriser le fonctionnement du pont du rotor soit en mode de redressement, soit en mode d'inversion, par rapport à la liaison continue tout en commandant le pont inverseur pour faire fonctionner le moteur dans une plage comprise entre la vitesse nulle et la vitesse maximale.

L'invention propose également d'assurer la commutation naturelle des composants SCR de deux ponts branchés aux catés opposés de la liaison continue d'un dispositif de récupération de glissement à rotor bobiné, pour toutes les vitesses dans une plage comprise entre la vitesse nulle et la vitesse maximale.

De façon plus particulière, l'invention permet soit une accélération, soit une décélération électrodynamique, ou encore la rotation inverse du moteur à rotor bobiné en fixant des angles d'allumage choisis pour les thyristors remplaçant les diodes d'un pont normalement branché, directement sur le rotor d'un système de récupération de glissement.

Lorsque les thyristors du rotor sont commandes pour un angle de 00, ils fonctionnent en fait comme des diodes.

Toutefois, pour démarrer le moteur, les thyristors sont initialement et de façon caractéristique déclenchés à un angle de-60 *
Il en résulte une réduction de moitié de la tension du moteur, ce qui permet de réduire le dimensionnement global du pont de la ligne d'alimentation (ou pont du réseau) et du transformateur qui détecte la tension de la boucle continue. Puis, pendant l'accélération du moteur, les thyristors sont déclenchés par un angle que l'on retarde progressivement pour le réduire à zéro à ce moment, on atteint la plage de la vitesse normale ; à partir de ce moment, les thyristors fonctionnent comme des diodes. Une commande analogue du pont du rotor à un angle de retard qui, de façon caractéristique, est égal à 1550 permet une décélération totale jusqu'à la vitesse nulle. De plus, lorsque les thyristors du rotor sont commandés avec beaucoup de retard, par exemple 1550, le courant dans le rotor est déphasé par rapport au flux du stator, si bien que le couple du rptor devient négatif. Le dispositif d'entraînement du moteur tourne alors en sens inverse avec, de façon caractéristique, 87 % du couple nominal.

Ainsi, sans aucune modification fondamentale du système d'entratnement à récupération de glissement avec un rotor bobiné, en changeant simplement les diodes du redresseur par des thyristors et en commandant de façon appropriée le déclenchement de ces thyristors, on a un dispositif d'entratnement de moteur à récupération de glissement qui peut fonctionner en mode réversible avec une accélération ou une décélération commandées entre la vitesse nulle et la vitesse maximale. Dans ces conditions de fonctionnement, la commutation naturelle des thyristors demande une plage étendue de fréquences pour le système de commande de déclenchement.

Ainsi, l'invention crée également un système de commande perfectionné des gâchettes des thyristors, et qui convient en particulier pour commander la vitesse dans un système à récupération de glissement pour un rotor bobiné, dans une plage de vitesses, très étendue, comprenant la vitesse nulle et la vitesse maximale, avec un couple direct, ou avec un couple inverse.

Selon la figure 1, le dispositif d'entratnement à moteur à courant alternatif à rotor bobiné comporte une partie
RBS correspondant au pont du rotor et qui comporte des composants SCR, T1 -T6 reliés aux phases R, S, P à la sortie du rotor
RT d'un moteur à induction dont le stator ST est alimenté en courant alternatif par un réseau industriel L1, L2, L3, triphasé. En mode normal, à la sortie de la section RBS du pont du rotor, on a un courant continu qui passe dans la boucle de courant continu DCL comportant une réactance de lissage SR et une résistance de dérivation SH. La boucle continue a une borne de polarité positive A et une borne de polarité négative B. La tension EAB est celle de la boucle continue.Entre les bornes A et B, on a un pont inverseur INV formé de trois thyristors TH3-TH6. La sortie alternative du pont à deux lignes INV avec les phases U, V, W est reliée aux enroulements primaires W1-W3 du transformateur TNF dont les enroulements secondaires sont reliés aux lignes d'alimentation alternatives principales
L1, L2, L3. Pour le shunt SH de la boucle continue, un signal
IAB représentant le courant dans le rotor est appliqué au régulateur CRG du courant de rotor fixé à une valeur de référence
IREF dérivée par la ligne 4 du régulateur de vitesse SRG qui est lui-même commandé par le signal d'erreur entre la vitesse
Vs du rotor, fournie par un tachymètre T et une consigne de vitesse ou signal de référence VREF.

On suppose d'abord que les thyristors T1-T6 de la section RBS du pont du rotor sont déclenchés avec un retard de 00, de sorte que les thyristors fonctionnent alors simplement comme des diodes. Comme pour la puissance de récupération de glissement, connue, cette commande statique est analogue à un dispositif d'entraînement d'un moteur à courant continu. La commande de la vitesse du moteur à rotor bobiné se fait en commandant l'angle d'allumage des thyristors TH1-TH6 du pont INV.

Le régulateur de base formé du régulateur de vitesse SRG et du régulateur d'intensité CRG définit l'angle d'allumage appliqué par la commande de porte GCI. La force contre-électromotrice
EMF dans la boucle continue AB, résultant du pont en mode d'inversion, commande le courant du rotor et ainsi le couple du moteur, c'est-à-dire la vitesse du moteur.

Le pont INV dérive la puissance du rotor sur les phases U, V, W apres redressement des trois phases R, S, T par la section RBS du pont du rotor, et après conversion en puissance alternative par le pont inverseur INV. La puissance fournie sur les phases U, V, W est restituée aux lignes du réseau alternatif L1, L2, L3 par l'intermédiaire du transformateur TNF
En fermant chacun des commutateurs TH 1-TH6 à l'instant approprié, on commande la tension continue moyenne de la boucle continue entre les bornes AB. Lorsque la commande des portes est telle qu'en commutation naturelle le commutateur est fermé pour 0 (figure 2A), la tension continue UAB, de sortie, est maximale. Lorsque l'angle d'allumage est retardé, la tension de sortie diminue (voir figures 2B, 2C).Pour un angle de 900 (figure 2D), la tension de sortie moyenne EAB est nulle. Lorsque l'angle d'allumage défini par la commande de porte GCI dépasse 900, c'est-à-dire correspond à plus ou moins de retard, la tension de sortie devient négative et augmente en valeur absolue jusqu'à atteindre la tension négative -E dont la valeur absolue est maximale pour un retard de 1800. Pour une tension de sortie négative, le courant passe seulement si la source de tension continue vue de la section RBS du pont du rotor est supérieure à la sortie du pont de ligne. Dans ce cas, de l'énergie est restituée par le côté rotor du moteur à travers le pont de ligne INV travaillant en mode d'inversion, pour transformer le courant continu en un courant alternatif, et par le transformateur TNF, pour être restitué aux lignes alternatives L1, L2, L3.Cela constitue la technique de récupération de glissement, bien connue, pour un moteur à induction à rotor bobiné. I1 apparaît également que le pont de ligne INV peut être soit un convertisseur, soit un inverseur suivant le sens de passage de l'énergie.

Si l'on considère maintenant l'ensemble de la section
RBS du pont à rotor, étant donné que selon l'invention, les thyristors T1-T6 remplacent les diodes de l'art antérieur, on constate que la section du pont de rotor suivant l'angle d'allumage commandant les thyristors T1-T6, peut être en mode de conversion ou en mode d'inversion en commutation naturelle, pour les trois lignes d'entrée R, S, T du rotor RT.

Selon la figure 1, les six thyristors T1-T6 de la section RBS du pont du rotor sont commandés par six lignes parallèles respectives 12 qui sont les lignes de sortie d'un circuit de commande de porte WFG travaillant dans une plage étendue de fréquences.

La relation fonctionnelle entre le pont du rotor RBS et le pont du réseau INV sera examinée ci-après à l'aide de la figure 1 dans laquelle les deux ponts pnt des composants SCR commandés pour être passants en commutation naturelle, l'un par le générateur d'impulsions de porte WFG qui commande l'angle de retard.( R des thyristors T1-T6 et l'autre par le génétateur d'impulsions de porte GC1 qui commande l'angle de retard des thyristors TH1-TH6. On suppose à titre d'exemple que le moteur à induction est couplé sur une charge telle qu'un ventilateur ou une pompe, c'est-à-dire une charge dont la caractéristique intensité/vitesse correspond à la figure 3. Entre une vitesse de O % et une vitesse de 100 % (ou vitesse synchrone), le couple augmente à partirde la valeur nulle suivant le carré de la vitesse. Dans les mêmes conditions, la figure 4 montre la partie réelle et la partie réactive du courant du pont de ligne lorsque le pont RBS du rotor est commandé pour un angle nul (sans retard), c'est-à-dire, comme indiqué précédemment, si les thyristors T1-T6 se comportent comme des diodes.

Comme cela est connu de façon générale, on peut réaliser une commande continue de vitesse par l'introduction à l'aide du pont de ligne INV d'une force contre-électromotrice
EMF dans la boucle continue du circuit du rotor, pour récupérer l'énergie de glissement par la boucle de réaction en passant par le transformateur TNF. Ainsi la force contre-électromotrice dans l'inverseur constitue une source de tension alternative qui s' oppose au passage du courant. Le couple développé est proportionnel à la composante réelle (composante en phase) du courant dans le rotor.Comme le courant dépend de la différence entre la tension aux bornes du rotor pour un glissement particulier et la tension de l'inverseur, la relation couple/intensité est constante pour un angle d'allumage fixe du pont du rotor.
Un système de commande de moteur peut fonctionner entre la vitesse nulle jusqu'à la vitesse synchrone ou même à des vitesses dépassant la vitesse synchrone. Le moteur fonctionne comme un moteur en-dessous de la vitesse synchrone alors que l'arbre absorbe de la puissance au-dessus de la vitesse synchrone.

Lorsque le rotor fonctionne en frein, la puissance est réinjectée dans le réseau par l'inverseur INV à partir du stator et de l'axe.

La figure 5A montre le cas d'une vitesse de 60 % de la vitesse synchrone ; dans ce cas, 40 % de la puissance traverse le pont RBS du rotor comme énergie de récupération de glissement pour passer dans le pont du réseau INV et 60 % de la puissance est fournie à la charge par l'arbre.

La figure 5B montre le cas d'une vitesse dépassant la vitesse synchrone (vitesse sur-synchrone) avec 100 % de puissance du stator, 40 % de la puissance du rotor (le pont RBS fonctionne en mode d'inverseur du fait des thyristors T1-T6) et l'arbre fournit 140 % de la puissance.

La figure 5C montre le cas d'un pont RBS qui donne 100 % de la puissance pour le rotor à la vitesse synchrone alors que le stator fournit 100 % de la puissance pour un total de puissance sur l'arbre égal à 200 %, ce qui permet le même rendément pour une diminution de moitié des dimensions normales.

La figure 5D donne le couple inverse lorsque le système travaille en régénérateur à 60 % de la vitesse synchrpne avec 40 % de puissance fournie par le rotor à travers le pont
RBS en mode d'inversion, le stator en recueillant en sortie 100 % de la puissance.

Le fonctionnement du pont RBS et du pont inverseur
INV sous la commande de l'angle d'allumage fourni par les géné
rateurs d'impulsions de porte WFG (αP) et GCI (αL) sera décrit ci-après à l'aide des figures 6A-6G.

En partant d'une vitesse nulle, le dispositif de
commande du moteur selon la figure 1 accélère jusqu'à 100 % de
la vitesse par la commande de déclenchement du pont RBS à Oo
(mode de redressement) tout en abaissant l'angle de déclenchement des thyristors TH1-TH6 du pont de ligne INV de l'angle de
retard αL = 180 jusqu'à #L = 90 . En fait, un angle de 180 n'est pas réalisable et en pratique le retard maximum sera αL = 155 .

Les figures 6A et 6C montrent les relations vectorielles entre le vecteur de tension OI du pont de ligne INV et
le vecteur de tension OR du pont de rotor RBS (αR = 0 ) pour des valeurs de αL = respectivement à 155 (angle qui correspond plus à la pratique que l'angle de 180 ), 117 et 80 . Le vecteur OR est en fait un vecteur dont l'amplitude est imaginaire ; ce vecteur est figuré pour donner une position angulaire.

L'angle αL = 155 étant le retard maximum réalisable en pratique dans le cas de thyristors montés en pont pour former un inverseur, la valeur de la tension OV du moteur qui est de 100 % pour la vitesse nulle et un angle de 1550, dépend du coefficient de proportionnalité K = cos a L/cos 1550. Comme
représenté à la figure 6B, la tension OV correspond à 50 X pour
Ct = 1170, puisque K = cos 1170/cos 1550 = 0,5. Pour 900, la
L vitesse de 100 %, on a K = cos 900/cos 1550 = O. La tension sur le moteur sera pratiquement nulle.

On suppose que le moteur tourne maintenant à la vitesse synchrone (100 %), et que les thyristors T1-T6 du pont
RBS du rotor sont commandés suivant l'invention pour décélérer
le moteur. D'abord l'angle αL est fixé légèrement en-dessous de 900, à savoir 890 (figure 6D). Entre 1800 et 900, le pont du réseau INV travaille en mode d'inversion. En mettant αL endessous de 90 , le pont du réseau INV se met en mode de conversion, suffisamment pour dépasser la tension de la boucle conti
nue et forcer le courant dans cette boucle continue. En même temps, comme le pont de rotor RBS est commandé pour αR = 155
et qu'il transforme la tension de boucle continue en intensité traversant le rotor, le moteur consomme de la puissance et fixe un couple de freinage.La valeur de la tension OV est toujours très faible (source K = cos 89 /cos 155 = -0,02 (figure 5D).

Selon la figure 6E, la décélération se fait jusqu'à environ 50 % de la vitesse, en général lorsque les thyristors
TH1-TH6 du pont INV sont commandés avec un angle de retard L= 65,6 . On a dans ces conditions
K = cos 65,6 /cos 155 = -0,455. La tension OV est réduite pra tiquement de moitié. On atteint la vitesse nulle pourd L = 300.

La figure 6F montre le cas d'une vitesse nulle pour L = 344
Dans ces conditions, R = cos 34,40/cos 55 = -0,91. Au moment où le couple inverse commence à s'établir et que l'on passe en rotation inverse (figure 6G), si αL = 25 , comme cos 25 /cos 155 = -1,0, le moteur fonctionne de nouveau comme moteur.

La figure 7 montre les caractéristiques dynamiques du système de commande de moteur selon l'invention pour différentes valeurs de l'angle àalpha;R. Dans un but de simplification, on suppose que les caractéristiques sont linéaires, la tension
V du rotor est tracée en fonction de la vitesse S. Ainsi, chaque pente correspond à un angle de retard R particulier commandé par le générateur WFG de la figure 1 pour les thyristors T1-T6 du pont de rotor RBS.Pour un angle nul, le couple moteur se déplace le long de la ligne CD ; C est l'ordonnée pour la vitesse nulle, à savoir 100 % de la tension du moteur et D est le point de fonctionnement pour une tension de moteur nulle et une vitesse de 100 %. De façon caractéristique, le ligne DF représente le couple moteur pour un angle αR R = 600 avec
OC/OF = cos 0 /cos 600 = 1/0,5 = 2. F est un point d'ordonnée correspondant à 50 % de la tension du rotor. La ligne DG correspondant à un retard de 300, coupe l'axe des ordonnées au point
G de façon que OC/OG = cos 0 /cos 300 = 1/0,86 t G correspond ainsi à 86 % de la tension du rotor.

Comme déjà indiqué à propos des figures 5A-5C, on peut faire accélérer le moteur de la vitesse nulle jusqu'à la vitesse de 100 % en commandant l'angle /α L c'est-à-dire l'angle de retard à l'aide du circuit GCI de la figure 1 en agissant sur les thyristors TH1-TH6 du pont du réseau INV, avec un angle compris entre 1550 et 90 tout en conservant dans la partie RBS un angle αR = 0 pour le circuit WFG. Le couple moteur pendant l'accélération correspond ainsi à la ligne CD de la figure 7.

Selon une caractéristique importante de l'invention, le système de commande du moteur de la figure 1 est réalisé de façon que la commande de vitesse entre la vitesse nulle et la vitesse maximale ne suive pas la ligne CD qui demanderait une tension de moteur maximale à la vitesse nulle ; on utilise de préférence la courbe FED, c'est-à-dire la partie FE entre la vitesse nulle jusqu'à la vitesse de 50 % (figure 7) puis la partie ED entre la vitesse de 50 % et la vitesse de 100 %. De cette façon, on réduit de moitié le dimensionnement global de l'inverseur. I1 en résulte que la tension EAB de la boucle continue est également très réduite et que le dimensionnement du transformateur TNF est réduit dans les mêmes proportions.On préfère la partie de ligne EF car elle rend maximum le gain représenté par la surface EFC en réduisant le dimensionnement, la surface OFED représentant une condition de dimensionnement constante. En fait, le point de fonctionnement E peut se choisir plus près du point D que du point C pour réduire le mode de récupération de glissement normal à une plage de vitesse plus étroite et réduire encore le dimensionnement. Pour faire dévier la caractéristique par rapport à la ligne CD, on ne déclenche plus toujours les thyristors T -T sans retard comme cela serait le cas pour les figures 6A et 6B s'il n'y avait que des diodes.

Au lieu de cela, pour forcer le point de fonctionnement M à suivre la courbe FE et non la courbe CE, tout en augmentant la vitesse jusqu'à 50 % (point E), le générateur d'impulsions de porte est commandé de façon à augmenter la pente de la courbe
DF, progressivement en fonction de la vitesse de travail 8M jusqu'à ce que la courbe DF atteigne le segment DE. L'angle dR qui correspond à l'angle de retard des thyristors T1-T6 est ainsi abaissé de 60 (pour DF) à 00 (pour DE).Le circuit de commande de la figure 1 assure la correction automatique de toute erreur E qui apparaît lorsque le point de fonctionnement
M est au-dessus (6 > O si M1 au-dessus de DM) ou en-dessous (g < O pour M2 en-dessous de DM) du niveau VL attribué, qui correspond à un point de fonctionnement sur FE en général à la moitié de la tension maximale(OC)du rotor dans l'exemple choisi.

Ainsi le circuit détecte l'erreur VM-VL et commande la référence
VR appliquée au générateur WFG pour faire la correction sur l'angle d R pour que la pente de DM corresponde toujours à la vitesse SM. Lorsque SM arrive à l'abscisse Se ou une vitesse de 50 %, la valeur de l'angle &alpha;R doit être réduite à O et les thyristors T1-T6 se comportent alors comme des redresseurs. Pendant tout le procédé d'accélération, comme cela est expliqué à l'aide des figures 6A-6C, l'angle de retard ckL L appliqué par le générateur d'impulsions de porte GCI aux thyristors TH1-TH6 du pont du réseau INV passe de la valeur initiale de 180 (en pratique un angle de 155' > ) jusqu'à la valeur c(L = 90 .

Si la charge est un ventilateur ou une pompe, le fonctionnement normal sera la plupart du temps au voisinage de la vitesse synchrone ou légèrement en-dessous. A titre d'exemple, on suppose que la plage de vitesse normale s'étend entre les vitesses de 50 % et 100 %, c'est-à-dire suivant la ligne
ED de la figure 7.

Pour décélérer jusqu'à la vitesse nulle (comme cela a été vu en relation aux figures 6D, 6E), on commande les thyristors T1-T6 du pont du rotor RBS par le circuit WFG pour avoir un angle Ct = 155 155 , et le circuit GCI définit pour les
R thyristors TH1-TH6 du pont inverseur INV un angle de retard i
L qui commence à 890 (et non à 900 pour vaincre la chute de tension des dispositifs statiques dans la boucle continue) et diminue progressivement jusqu'à 60 . Selon la figure 7, cela correspond à une pente suivant DC" (155 ) plutat qu'à la pente descendante maximale de DC' (180 ) qui ne correspond pas à une caractéristique réalisable en pratique.En mode d'accélération, la présente invention offre l'avantage de pouvoir forcer le point de fonctionnement G pour suivre une ligne horizontale en partant de E' (vitesse de 50 %) jusqu'à F' (vitesse nulle) pour réduire ainsi la tension maximale du rotor nécessaire lorsqu'on décélère le moteur.

La commande de l'angle de rotor &alpha; L du pont de ligne
INV par le générateur d'impulsions de porte GCI dans le contexte de l'invention ne crée aucune difficulté particulière car le pont INV est couplé par le transformateur TNF aux lignes d'ali-mentation qui ont toujours une fréquence et une tension définies et la commande de l'angle de retard R des thyristors T1 -T6 n'est pas influencée de façon habituelle pour les raisons suivantes
La figure 8 représente la tension du rotor pour diverses vitesses : les courbes a ... f correspondent respectivement à des vitesses de O % ; 20 % ; 40 % ; 60 % ; 80 % et 100 %
Pour une vitesse de O %, la sortie de rotor est maximale et la fréquence est de 60 HZ par seconde si le stator ST est relié à une alimentation d'une fréquence de 60 HZ par les lignes L1,
L2, L3. Pour une vitesse de 20 %, la fréquence est réduite à 48 Hz et la tension à 80 % de son amplitude.Pour une vitesse de 40 %, la fréquence est de 36 Hz et l'amplitude est abaissée à 60 % etc. I1 apparatt que, pour une vitesse de 80 %, la fréquence de la sortie du rotor est de 12 Hz et une amplitude de tension égale à 20 % ; la fréquence et l'amplitude sont nulles pour une vitesse de 100 %. I1 est clair que pour une telle entrée de tension et de fréquence variables, appliquée au pont par le rotor, la commande des composants SCR en commutation naturelle est anormale et ne se compare pas à une alimentation alternative classique.

Selon les figures 9A, 9B, 9C, le générateur d'impulsions de fréquence large WFG de la figure 1 est branché sur les trois phases R, S, T du rotor RT. Le générateur WFG comporte trois parties : une section de mode de commande accélération/ décélération (figure 9A), une section de mode de commande de retour de phase (figure 9B) définissant un niveau de tension de rotor (commandé dans une plage de vitesse choisie, comme cela a été expliqué à propos de la figure 7 ; et une section de commande de porte (figure 9C) qui coopère avec l'une ou les deux sections précédentes pour appliquer dans le temps, les impulsions de commande de porte sur les sux lignes parallèles
G1-G6 aux électrodes de commande respectives des composants
SCR T1-T6 de la section RBS du pont du rotor.

Selon la figure 9A, le réseau de résistances en série entre les lignes de phase R et T comporte un potentiomètre central P1 monté entre deux résistances égales. De même, entre les lignes de phase R et S, on a un potentiomètre P2. Le potentiomètre P3 est branché entre les lignes de phase S et T. Deux résistances égales (R1, R'1) sont branchées en série et forment un diviseur entre la ligne de phase S et la ligne de neutre N. De même, des résistances égales (R2 R'2) sont branchées entre la ligne de phase T et la ligne de phase N , les résistances égales (R3, R'3) forment un diviseur branché entre la ligne de phase
S et le neutre N.

Trois amplificateurs opérationnels CAlt GA2, OA3 sont associés aux phases respectives de la manière suivante la ligne 21 du potentiomètre P1 passe par les contacts CT'1, pour aller à la jonction J1 à laquelle est également relié le point milieu des résistances (R1, R'1) par l'intermédiaire des contacts CT1. La jonction J1 est reliée par la ligne 41 à une entrée de l'amplificateur opérationnel CA1. La ligne de neutre
N est reliée par la ligne 51 et par une résistance non référencée, à la seconde entrée de l'amplificateur opérationnel OA1.

Le. même montage est prévu pour l'amplificateur opérationnel OA2 (contacts CT'2, CT2) pour la jonction J2 à partir du potentiomètre P2 et par les résistances (R2, R'2); le point J2 est relié par la ligne 42 à une entrée de 1'amplificateur opérationnel
OA2, comme pour l'amplificateur opérationnel OA3 (contacts CT'3, CT3 > jusqu'à la jonction J3 en partant du potentiomètre P3 et par les résistances (R31 R'3) reliées respectivement au point
J3 par la ligne 43 jusqu'à une entrée de l'amplificateur opérationnel OA3 La ligne du neutre N est reliée par la ligne 52 et par une resistance non référencée à la seconde entrée de l'amplificateur opérationnel CA2 ; cette ligne du neutre est reliée par la ligne 53 et par une résistance non référencée à la seconde entre de l'amplificateur opérationnel OA3. Les amplificateurs opérationnels ont des entrées différentielles pour donner deux signaux de sortie de même amplitude, mais de polarité opposée.

Un relais CT (figure 11) commande simultanément les contacts CT1, CT'1, CT21 CT'2, CT3, CT'3 de façon que lorsque les contacts CT1, CT2, CT3 sont ouverts, les contacts CT'1, CT'2 et
CT'3 sont fermés et inversement.

Les amplificateurs opérationnels OA1 OA2, OA3 géne- rent sur les paires de lignes respectives (GS4, GS5), (GS6, GS3) et (GS2, GS5) les impulsions de synchronisation qui mettent en oeuvre les canaux correspondants dans la section de commande des portes (figure 9C) pour appliquer les impulsions de commande de porte G1-G6 aux thyristors respectifs T1 -T6 comme cela sera expliqué à l'aide du diagramme vectoriel de la figure 10.

La figure 10 montre les vecteurs de tension des trois phases R, S, T qui sont supposés tourner en sens inverse des aiguilles d'une montre de façon que lorsqu'entre la phase R et la phase T, le vecteur R passe au-dessus du vecteur T (figure 10) cela correspond à l'instant vrai de la commutation naturelle du thyristor T1 de la ligne R pour commander la porte avec un retard nul (voir figures 6A, 6B, 6C) en général lorsque le moteur accélère de la vitesse nulle à la vitesse maximale (au même moment, les thyristors TH1-TH6 de l'inverseur sont déclenchés avec un angle de-retard commençant à 1550 (angle correspondant à un cas pratique)) pour passer à un angle de 900 pour une vitesse de 100 %. Néanmoins, la commande dans le temps d'un tel angle d'allumage avec retard nul nécessite un passage à zéro de référence sur la courbe de référence de temps.Toutefois, pour des lignes de phase dont la fréquence et la tension varient de façon tellement importante (voir figure 8), la dérivation classique de la courbe de référence de temps (voir B. R. Kelly "Thyristor Phase-Controlled Converters and Cycle Converters" 1971, chapitre 9, pages 229-247) ne s'applique pas. On suppose d'abord que l'angle de retard nul est défini par le relais CT qui ferme les contacts CT'1, CT'2, CT'Q et ouvre les contacts CT1, CT2, CT3 (figure 11). On se propose maintenant (figure 9A), de dériver d'abord un signal représentant le vecteur S qui est placé symétriquement par rapport aux vecteurs R et T (figure 10).

Cela se réalise par les entrées différentielles de l'amplificateur opérationnel tAl. L'une des entrées est dérivée suivant le chemin P1, 21, J1, 41. En seconde lieu, l'amplificateur opérationnel QA1 transforme ce signal d'entrée différentielle en deux signaux de polarité opposée représentant l'intégrale du vecteur SC' à savoir les vecteurs +Ils et -IlS pour 900 et 1800 (figure 10). Les deux signaux de sortie sont appliqués par les lignes de sortie GS1 et G84 de l'amplificateur opérationnel aux aux thyristors T1, T4 respectifs.L'examen de la figure 2A montre que si le retard du vecteur S correspond à une courbe en cosinus, symétrique par rapport aux courbes R et T, l'intégrale
S est une courbe décalée de 900. C'est pourquoi, il n'y a pas de point de passage à zéro exactement à l'instant tl lorsqu'au point de fonctionnement a, la tension de la phase R dépasse la tension de la phase T. Cette situation doit ainsi coTncider avec le blocage du thyristor T5 et la fermeture du thyristor T1 (figure 2A).On obtient ce résultat à l'aide du signal de transition sur la ligne GS1 au point d'intersection tl de SS'c. De même, au point de fonctionnement b (instant t4) la tension de la phase R dépasse la tension de la phase T dans la direction négative (après 1800 à partir de la position représentée par les vecteurs R, S, T à la figure 2A). Ainsi un signal de transition selon la ligne G84 ferme le thyristor T4 (état conducteur) et ouvre le thyristor T2 (coupure-de ltétat conducteur).La même rematque s'applique pour les instants t3 et t6 à propos du vecteur T'c (non représenté) et de +fT'c et fT'c tels que ces grandeurs sont fournies par l'amplificateur opérationnel OA2. La même observation peut se faire pour l'amplificateur opérationnel OA3 à propos du vecteur R'c (non représenté) et pour les instants t2 et t5. Le tableau donné en fin de texte résume la relation chronologique pour le retard de 00 des signaux transitoires aux instants t -t des lignes de sortie GS1-GS6 par rapport aux thyristors T1-T6 aux lignes de phase R, S, T et aux amplificateurs opérationnels OA1-OA3.

On suppose maintenant que le relais CT (figure 11) a été mis de façon manuelle ou par tout autre moyen dans sa seconde position. Les contacts CT'1, CT'2, CT'3 sont alors ouverts et les contacts CT1, CT2, CT3 sont fermés. Dans ce cas (figure 9A) chaque ligne d'entrée 41, 42, 43 dérive en sortie pour l'am- plificateur opérationnel correspondant OA1, GA2, CA3 un signas représentant la position du curseur du potentiomètre (P1, P2,
P3).Selon la figure 10, si chaque bras mobile est décalé par exemple de 250 par rapport à sa position médiane, correspondant en général à une position en mi-chemin entre les lignes d phase adjacentes, le potentiomètre P1 fournit un vecteur tel que
S'I ; de la même manière, on obtient le vecteur R'I pour le potentiomètre P3 et le vecteur T'I pour le potentiomètre P2 (ces vecteurs ne sont pas représentés à la figure 10. dans un but de simplification) ; dans l'exemple envisagé, le vecteur présente un retard de 1550 par rapport au vecteur S'C (degré O).

C'est pourquoi les amplificateurs opérationnels CAlt OA2, t3 répondent maintenant chacun à un retard de 1550 et les signaux de sortie d'intégration (##R'I, ##S'I et ##T'I) définissent les points d'intersection à 900 pour les vecteurs correspondants (S'I, T'I et R
Le tableau donné en fin de texte montre clairement que les résultats peuvent se transposer lorsque le relais CT est dans son second état pour définir les instants d'allumage tels que t1-t6 correspondant à un retard de 1550 pour les thyristors T1-T6 en fonction des signaux fournis en sortie sur les lignes GS1-GS6 à la figure 9A. Ainsi, le mode de commande du circuit WFG (figure 1) correspond maintenant aux figures 6D1 6E, 6F, 6G suivant l'angle de retard &alpha; L imposé par le circuit INV (figure 1). On a ainsi : &alpha;L = 89 pour commencer la décéléra- tion à partir d'une vitesse de 100 % : -&alpha;L = 65,6 pour décéler d'une vitesse de 50 % ; -4L = 34,40 pour exercer un couple inverse à la vitesse nulle ; -&alpha;L = 25 lorsque la commande du moteur se fait en sens inverse.

Selon la figure 9C, le circuit-de commande de porte est formé de six amplificateurs opérationnels OA4 ; un amplificateur opérationnel est prévu chaque fois dans l'un des six canaux pour être commandé par l'une des six lignes de sortie
GS1-GS6 des amplificateurs opérationnels OA1-OA3 tfigure 9A).

En réponse aux impulsions de synchronisation, les amplificateurs opérationnels OA4 donnent des impulsions de porte G1-G6 ; une impulsion de porte est appliquée à chacune des électrodes de commande des thyristors T1-T6.

On constate que les amplificateurs opérationnels OA1-CA3 donnent un signal de transition suffisamment précis et bien défini aux instants T1-T6 indépendamment de l'amplitude des vecteurs (R'c, R'I), (S'C, S'I) ou (T'C, T'I) et la fréquence de rotation. Cela appar att plus clairement à l'examen de la figure 8. Lorsque la vitesse augmente, la tension du rotor (RC, SC, TC) diminue et de même la fréquence diminue. Lorsque la fréquence diminue, le signal appliqué à l'entrée de l'un des amplificateurs opérationnels OA1, OA2, OA3 tend normalement à augmenter. Toutefois, les signaux d'entrée tendent également à diminuer avec la vitesse.C'est pourquoi, les deux effets se compensent par l'effet de l'intégration et le signal de sortie + + #Sc, + #Tc) reste pratiquement constant. C'est pour- quoi le problème de l'accélération et de la décélération dans une plage étendue de tension et de fréquence (courbes, figure 8) n'existe plus. En fait, la commande par le circuit WFG est possible dans une plage de fréquence étendue allant d'une fréquence de 60 Hz jusqu'à quelques cycles seulement.

Les figures 9B, 9C montrent la commande des amplificateurs OA4 de la section 9C ; un signal de retour de phase PBS est fourni par les contacts CT4 de la ligne 60 et le potentiomètre P4 de l'amplificateur opérationnel OA5. Le signal PBS est ajouté au signal de porte des lignes G1-G6, de sorte que chaque signal de porte des lignes G1-G6 est synchronisé par une polarisation définie par l'amplitude du signal de retour de phase. On peut ainsi modifier le retard des thyristors T1-T6.Dans le mode de réalisation de l'invention, le signal PBS sur la ligne 60 est fourni par un générateur de rampe composé d'un amplificateur opérationnel OA5 monté comme comparateur pour que le courant variable IAB qui représente la tension V dérivée du capteur de tension VS de la figure 1 soit appliqué à la jonction d'entrée
J5 par la ligne 61 en même temps que le courant IL représentant
par L la tension V4 dérivée du potentiomètre P5 par la ligne 62. Les contacts CT4 du relais CT font partie de la boucle de dérivation entre la sortie et l'entrée.Lorsque les contacts CT4 sont fermés, ils coupent le générateur de signal de rampe formé des condensateurs C6 et de la résistance R6 dans la boucle de réaction de l'amplificateur opérationnel QA5. Une diode D6 est montée entre les contacts CT4 et la sortie de l'amplificateur OA5 pour éviter que le signal de sortie ne devienne négatif lorsque la tension -VAB est inférieure à la polarisation du potentiomètre P5. Dans ce cas, lorsque la tension de la boucle continue est inférieure à la polarisation du potentiomètre P51 le signal de retour de phase PBS est verrouillé à O par la diode D6.Si toutefois la tension -VAB dépasse le point de polarisation, le signal de retour de phase PBS peut augmenter suivant une rampe positive jusqu'à ce que VAB devienne égal au niveau de polarisation. I1 apparatt que le fonctionnement du circuit de la figure 9B autorise le système d'entraînement du moteur à accélérer tout en faisant changer automatiquement la caractéristique de commande d'un angle de 600 à un angle de 0 comme cela est exposé précédemment en relation avec la figure 7, en général lorsque la vitesse détectée sur la ligne 61 (figure 9B) passe de la valeur
O à une valeur correspondant à 50 % de niveau limite VL (figure 7) déterminé par la polarisation de la ligne 62 (figure 9B).

Ainsi, le point de fonctionnement M tout en changeant suivra principalement la ligne FE figure 7).

Selon un autre mode de réalisation de l'invention, la commande des portes ou gâchettes des thyristors T1-T6 de la section de pont du rotor RBS (figure 1) est coupée en cas d'urgence lorsque le pont du rotor travaille en mode de conversion, en général lorsque l'angle d est compris entre O et 900. Pour
R cela, un relais d'urgence SW est déclenché par un signal d'alarme sur la ligne 60. Lorsque cela se produit, les thyristors T1-T6 fonctionnent immédiatement comme des interrupteurs ouverts sur chaque ligne du pont et le système d'entratnement du moteur passe à l'arrêt. Cela se traduit par une réduction significative du coût puisqu'on évite le coût d'un disjoncteur d'urgence sur les lignes principales.

TABLEAU
Commande à zéro degré par WFG
(Contacts CT'1, CT'2, CT'3 fermés)
t1 t2 t3 t4 t5 t6
Polarité positive
Thyristor conducteur T5 T1 T1 T3 T3 T5 T5
Phase de conduction T R R S S T T
Polarité négative
Thyristor conducteur T6 T6 T2 T2 T4 T4 T6
Phase de conduction S S T T R R S
Transition
#R'c x (OA3, GS5)
Transition #R'c x (OA3, GS2)
Transition #S'c x (OA1, GS1)
Transition 481c x (OA1, GS4)
Transition ST' x
-c (OA2, GS3)
Transition #T'c x (OA2, GS6)

Claims (15)

REVENDICATIONS

10) Dispositif d'entraînement d'un moteur à rotor bobiné, à récupération de glissement, dispositif comportant un moteur à courant alternatif ayant un stator et un rotor, une ligne d'alimentation alternative pour alimenter en courant électrique le stator, le rotor entraînant une charge, dispositif caractérisé en ce qu'il comporte un premier pont (RBS) de composants (SCR) (T1, T6) commutés naturellement par le rotor (RT), un second pont (INV) de composants (SCR) (TH1, TH6) commutés naturellement par le réseau d'alimentation alternative (Li, L2, L3), une boucle continue entre le premier et le second pont (RBS - INV), un premier moyen (wEG) pour commander les composants (SCR) (T1, T6) du premier pont et définir un angle de retard xt R, un second moyen (GCI SRG) pour commander les gâchettes des composants SCR du second pont pour définir un angle de retard -R L les angles R et &alpha; &alpha; L étant commandés en fonction de la vitesse pour faire travailler le premier (RBS) et le second (INV) ponts en opposition pour le mode de conversion et le mode d'inversion.

20) Dispositif selon la revendication 1, caractérisé en ce que le stator (ST), le rotor (RT) et les lignes d'alimentation alternatives (L1, L2, L3) sont triphasés, le premier (RBS) et le second (INV) ponts comportant six composants (SCR) (T1-T6, THl-T116) et le premier moyen de déclenchement comporte un moyen pour dériver un premier, un second et un troisième signal représentant les tensions de phases respectives du rotor (RT), un premier, un second et un troisième intégrateurs coopérant avec l'un des premiers, seconds et troisièmes signaux pour générer trois paires respectives de signaux impulsionnels (G1, G6) de synchronisation de porte, les signaux de synchronisation de chaque paire étant de même amplitude mais de polarité opposée, les six composants (SCR) (T1, T6) du premier montage en pont (RBS) étant commandés par porte en synchronisme avec les impulsions de porte respectives, de façon que le premier montage en pont soit commandé par un angle de retard nul (&alpha;R = 0).

30) Dispositif selon la revendication 2, caractérisé en ce que le moyen de polarisation recevant les signaux impulsionnels de synchronisation de porte répond à la vitesse du moteur pour additionner le retard aux signaux impulsionnels de synchronisation de porte en fonction de la vitesse.

40) Dispositif selon la revendication 3, caractérisé en ce que le second pont (INV) est commandé pour accélérer le moteur jusqu'à une vitesse de travail prédéterminée en commandant le retard par les moyens de polarisation.

50) Dispositif selon la revendication 4, caractérisé en ce qu'il comporte un moyen pour fournir une 4e, un 5e et un 6e signal représentatif des trois vecteurs de tension, chacun étant retardé d'un angle de retard prédéterminé par rapport à l'une des tensions de phase correspondantes du rotor (RT) et le premier, le second et le troisième intégrateurs (OAl, OA2, OA3) répondent sélectivement à l'un des deux groupes de signaux, un premier groupe étant composé du le, du 2e et du 3e signal et un second groupe étant composé du Se 5e et 6e signal.

60) Dispositif selon la revendication 1, caractérisé en ce que l'angle &alpha;R est égal à 0 et l'angle &alpha;L est réglé à partir d'une valeur essentiellement voisine de 180 jusqu'à 900 pour accélérer le moteur entre la vitesse nulle et la vitesse maximale.

70) Dispositif d'entraînement d'un moteur à rotor bobiné à récupération de glissement, caractérisé par un moyen (sw) pour couper le premier moyen de commande de porte en cas d'urgence lorsque l'angle -isR R est dans la plage comprise entre 0 et 900, pour assurer la protection du dispositif d'entratnement du moteur.

80) Dispositif selon la revendication l, caractérisé en ce que l'angle de rotor &alpha;L, L prédéterminé, choisi, définit une caractéristique de réponse à la décélération entre la tension du rotor (RT) et la vitesse du moteur.

9 ) Dispositif selon la revendication 8, caractérisé en ce que le stator (ST), le rotor (RT) et les lignes d'alimentation alternatives (Li, L2, L3) sont triphasées et le premier (RBS) et le second (INV) pont se composent chacun de six composants SCR (T1-T6, THl-TH6), le premier moyen de commande de porte (WFG) comportant un moyen pour dériver un 1er, un 2e et un 3e signal représentant les tensions de phase respectives du rotor (RT) le ler, le 2e et le 3e intégrateurs (OA1, OA2, OA3) répondant à l'un des 1er, 2e et 3e signaux pour générer trois paires respectives de signaux impulsionnels (G1, G6) de synchronisation de porte, les signaux de synchro nisation de chaque paire étant de même amplitude et de polarité opposée, et les six composants (SCR) (T1, T6) du ler montage en pont (RBS) sont déclenchés en synchronisme avec les impulsions de porte respectives, de façon que le ler pont (RBS) soit commandé avec un angle de retard prédéterminé R.

100) Dispositif selon la revendication 9, caractérisé en ce que le moyen de polarisation est couplé aux signaux impulsionnels de synchronisation de portes et répond à la vitesse du moteur pour soustraire le retard des signaux impulsionnels de synchronisation de porte en fonction de la vitesse.

110) Dispositif selon la revendication 9, caractérisé en ce que le 2e pont (INV) est commandé pour décélérer le moteur jusqu'à une vitesse de travail prédéterminée sous le retard 2gL commandé par le moyen de polarisation.

120) Dispositif selon la revendication 11, caractérisé en ce que le moyen pour dériver un 4e, un 5e et un 6e signal représentant les trois vecteurs de tension respectifs retardés chacun d'un autre angle de retard prédéterminé par rapport à l'une des tensions de phase du rotor, le ler, le 2e et le 3e intégrateurs répondant sélectivement à l'un des deux groupes de signaux, un ler groupe comprenant le ler, le 2e et le 3e signal et le 2e groupe comprenant le 4e, le 5e et le 6e signal.

130) Dispositif selon la revendication 12, caractérisé en ce que l'angle de retard prédéterminé est égal à 155 .

140) Dispositif selon la revendication 13, caractérisé en ce que l'intégrateur est réglé pour répondre au 2e groupe de signaux et le 2e pont est commandé avec un retard A L égal ou inférieur à un angle de 900.

150) Dispositif selon la revendication 8, caractérisé en ce que l'angle R est fixé à un angle de retard pratiquement voisin de 1800 et 'L L est commandé pour être réduit à partir d'une valeur pratiquement voisine de 900, de façon à décélérer le moteur de la vitesse maximale à la vitesse nulle.

160) Dispositif selon la revendication 15, caractérisé en ce que l'angle SL est suffisamment réduit pour obtenir un couple inverse à la vitesse nulle du rotor (RT).

170) Dispositif selon la revendication 8, caractérisé en ce que l'angle &alpha; L est suffisamment réduit pour obtenir une rotation inverse.