FR2917240A1 - Fuel cell system's air supply controlling system for motor vehicle, has control unit receiving signals corresponding to temperature, pressure and air flow, and calculation unit calculating air flow envisaged for determining air flow - Google Patents
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Abstract
Description
B 07/0930 FR ù AxC/DD Société par actions simplifiée dite : RENAULT s.a.sB 07/0930 EN ù AxC / DD Simplified joint stock company: RENAULT s.a.s
Dispositif et procédé de commande de l'alimentation en air d'un système de pile à combustible. Invention de : LE LAY Vincent ROMANI Nicolas Device and method for controlling the air supply of a fuel cell system Invention of: THE LAY Vincent ROMANI Nicolas
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Dispositif et procédé de commande de l'alimentation en air d'un système de pile à combustible. Device and method for controlling the air supply of a fuel cell system
La présente invention a pour objet un dispositif et un procédé de commande de l'alimentation en air d'un système de pile à combustible, notamment pour véhicule automobile. Les systèmes de pile à combustible de ce type destinés à générer une puissance électrique pour alimenter un moteur de traction d'un véhicule automobile comportent généralement des moyens de compression pilotés pour l'air destiné à alimenter le compartiment cathodique de la pile à combustible ainsi qu'une vanne commandée de régulation de débit montée entre les moyens de compression et la pile à combustible. Cet ensemble permet de fournir un débit d'air contrôlé à la cathode de la pile à combustible et de mettre en pression l'empilement des différentes plaques qui constituent la pile à combustible de façon à améliorer le rendement de celle-ci et faciliter la récupération de l'eau en sortie de la pile à combustible. La pile à combustible peut être alimentée en hydrogène à partir d'un réservoir connecté au compartiment anodique. Il est également possible de prévoir un reformeur alimenté en carburant hydrocarboné afin de générer un gaz riche en hydrogène pour alimenter le compartiment anodique de la pile à combustible Le reformeur peut éventuellement être associé à un brûleur destiné à l'élévation de la température nécessaire aux réactions de reformage. Les moyens de compression peuvent comprendre un ou plusieurs compresseurs, au moins l'un d'entre eux étant entraîné par un moteur électrique. Il est également possible de prévoir une turbine récupérant l'énergie des gaz d'échappement du brûleur et des gaz provenant de la pile à The present invention relates to a device and a method for controlling the air supply of a fuel cell system, in particular for a motor vehicle. Fuel cell systems of this type intended to generate electric power for supplying a traction motor of a motor vehicle generally comprise controlled compression means for the air intended to feed the cathode compartment of the fuel cell as well as a controlled flow control valve mounted between the compression means and the fuel cell. This assembly makes it possible to provide a controlled air flow to the cathode of the fuel cell and to pressurize the stack of the various plates that constitute the fuel cell so as to improve the efficiency thereof and facilitate recovery. water coming out of the fuel cell. The fuel cell can be supplied with hydrogen from a tank connected to the anode compartment. It is also possible to provide a reformer fueled with hydrocarbon fuel in order to generate a hydrogen-rich gas for supplying the anode compartment of the fuel cell. The reformer may optionally be associated with a burner intended to raise the temperature necessary for the reactions. reforming. The compression means may comprise one or more compressors, at least one of them being driven by an electric motor. It is also possible to provide a turbine recovering the energy of the burner exhaust gases and the gases coming from the fuel cell.
3 combustible. La turbine est montée sur le même arbre que le compresseur de façon à participer à l'entraînement de celui-ci. On s'intéressera ici essentiellement à l'alimentation en air du système de pile à combustible et à la commande du compresseur et de la vanne permettant d'assurer un contrôle convenable du débit d'air à l'admission dans le compartiment cathodique de la pile à combustible, dans le reformeur et dans le compartiment anodique de la pile à combustible. Pour commander ce système d'alimentation en air de la pile à combustible, on prévoit généralement différents capteurs de température, de pression et de débit. Parmi l'ensemble de ces capteurs, les capteurs de débit représentent un coût et un risque en matière de fiabilité nécessaire à l'équipement des véhicules automobiles. La demande de brevet japonais JP 2005/327 572 décrit un dispositif de pilotage de l'amenée d'air dans une pile à combustible n'utilisant pas de débitmètre pour mesurer le débit d'air à l'entrée de la pile à combustible. I1 est prévu de rajouter un espace dans lequel la pression est contrôlée. Une chute de pression correspond alors à un débit sortant de cet espace et on utilise cette information pour effectuer la commande d'alimentation. La demande de brevet japonais JP 2003/217 624 (Nissan) prévoit une mesure de courant électrique à la sortie de la pile à combustible et une régulation du débit d'air admis dans la pile à combustible avec une estimation portant sur la déviation par rapport à une valeur standard du débit d'air. Ce dispositif ne prévoit cependant pas de supprimer le débitmètre classique pour des raisons de sûreté de fonctionnement. La présente invention a pour objet de simplifier la commande d'alimentation en air d'un système de pile à combustible en 3 fuel. The turbine is mounted on the same shaft as the compressor to participate in the drive thereof. The main focus will be on the air supply of the fuel cell system and the control of the compressor and the valve to ensure proper control of the air flow at the intake in the cathode compartment of the fuel cell, in the reformer and in the anode compartment of the fuel cell. In order to control this air supply system of the fuel cell, various temperature, pressure and flow rate sensors are generally provided. Among all of these sensors, flow sensors represent a cost and a risk in terms of the reliability required for the equipment of motor vehicles. Japanese patent application JP 2005/327 572 discloses a device for controlling the supply of air into a fuel cell that does not use a flow meter to measure the air flow at the fuel cell inlet. It is planned to add a space in which the pressure is controlled. A pressure drop then corresponds to a flow coming out of this space and this information is used to carry out the feed control. Japanese patent application JP 2003/217 624 (Nissan) provides a measure of electric current at the fuel cell outlet and a regulation of the air flow admitted into the fuel cell with an estimate of the deviation from at a standard value of the air flow. This device however does not provide for deleting the conventional flow meter for reasons of operational safety. The object of the present invention is to simplify the air supply control of a fuel cell system by
4 supprimant les inconvénients liés à l'utilisation d'un débitmètre placé à l'entrée du compartiment cathodique de la pile à combustible. Dans un mode de réalisation, un dispositif de commande de l'alimentation en air d'un système de pile à combustible, notamment pour véhicule automobile, comprend des moyens pilotés de compression d'air et une vanne commandée de régulation de débit d'air montée entre les moyens de compression et la pile à combustible. Une unité de contrôle électronique reçoit des signaux correspondant à des températures, des pressions et au débit d'air admis dans la pile à combustible et est capable d'émettre des signaux de commande pour les moyens de compression et pour la vanne commandée. Des moyens de calcul de débit d'air sont prévus pour déterminer le débit d'air admis dans la pile à combustible. I1 est alors possible de se passer du capteur de débit d'air habituellement prévu à l'entrée du compartiment cathodique de la pile à combustible, lequel capteur est de structure onéreuse et de fiabilité souvent aléatoire. I1 suffit de disposer de capteurs simples pour des mesures de pression. On peut notamment utiliser un capteur de pression à l'entrée de la vanne, un capteur de pression à la sortie de la vanne et des moyens de détermination de la section de passage de la vanne. Les moyens de calcul de débit d'air peuvent comprendre un estimateur statique capable de déterminer le débit d'air admis dans la pile à combustible à partir de la pression à l'entrée de la vanne, de la pression à la sortie de la vanne et de la section de passage de la vanne. En variante, on peut prévoir en outre un capteur de la température de l'air à l'entrée de la vanne, l'estimateur statique étant capable de déterminer le débit d'air admis dans la pile à combustible à partir de la pression à l'entrée de la vanne, de la pression à la sortie de la vanne, de la section de passage de la vanne et de la température de l'air à l'entrée de la vanne. Un tel ensemble présente l'avantage d'un faible coût et d'une grande simplicité. Les capteurs utilisés sont de type classique, 5 robustes et peu onéreux. Le système peut être facilement embarqué dans un calculateur de véhicule automobile. Si l'on souhaite améliorer la fiabilité de l'estimation dans les phases de fonctionnement transitoires et augmenter la précision, il peut être avantageux que les moyens de calcul de débit d'air comprennent un estimateur dynamique capable de déterminer le débit d'air admis dans la pile à combustible à partir de la pression à l'entrée de la vanne, de la pression à la sortie de la vanne et de la section de passage de la vanne, en tenant compte d'une valeur estimée de la pression à l'entrée de la vanne telle que fournie par un modèle dynamique. Lorsque le système de pile à combustible comprend un reformeur de carburant, le modèle dynamique tient compte, de préférence, des pertes de charge dans le compresseur, dans le compartiment anodique de la pile à combustible et dans le reformeur. 4 eliminating the disadvantages associated with the use of a flow meter placed at the entrance of the cathode compartment of the fuel cell. In one embodiment, a device for controlling the supply of air to a fuel cell system, particularly for a motor vehicle, comprises controlled air compression means and a controlled airflow control valve. mounted between the compression means and the fuel cell. An electronic control unit receives signals corresponding to temperatures, pressures and airflow admitted into the fuel cell and is capable of transmitting control signals for the compression means and for the controlled valve. Air flow calculation means are provided for determining the air flow rate admitted into the fuel cell. It is then possible to dispense with the air flow sensor usually provided at the entrance of the cathode compartment of the fuel cell, which sensor is of expensive structure and reliability often random. It is enough to have simple sensors for pressure measurements. In particular, it is possible to use a pressure sensor at the inlet of the valve, a pressure sensor at the outlet of the valve and means for determining the passage section of the valve. The air flow calculation means may comprise a static estimator capable of determining the flow of air admitted into the fuel cell from the pressure at the inlet of the valve, the pressure at the outlet of the valve and the passage section of the valve. Alternatively, it is possible to further provide an air temperature sensor at the inlet of the valve, the static estimator being capable of determining the flow rate of air admitted into the fuel cell from the pressure to the the inlet of the valve, the pressure at the outlet of the valve, the section of the valve and the temperature of the air at the inlet of the valve. Such an assembly has the advantage of low cost and great simplicity. The sensors used are of the conventional type, robust and inexpensive. The system can be easily embedded in a motor vehicle calculator. If it is desired to improve the reliability of the estimate in the transient operating phases and to increase the accuracy, it may be advantageous for the air flow calculation means to comprise a dynamic estimator capable of determining the flow rate of the intake air. in the fuel cell from the pressure at the inlet of the valve, the pressure at the outlet of the valve and the passage section of the valve, taking into account an estimated value of the pressure at the valve inlet as provided by a dynamic model. When the fuel cell system comprises a fuel reformer, the dynamic model preferably takes into account pressure drops in the compressor, in the anode compartment of the fuel cell and in the reformer.
L'utilisation d'un tel modèle permet de concevoir un système peu onéreux et très simple à embarquer dans un calculateur de véhicule automobile. Dans un autre mode réalisation, le système de pile à combustible comprend plusieurs organes incluant notamment un compresseur piloté, un compartiment anodique, un compartiment cathodique, plusieurs vannes commandées. Les moyens de calcul de débit d'air sont capables de construire un modèle non-linéaire de l'ensemble des organes du système, en fonction des valeurs de pression mesurées à la sortie des compartiments anodique et The use of such a model makes it possible to design an inexpensive and very simple system to board a motor vehicle calculator. In another embodiment, the fuel cell system comprises several members including in particular a controlled compressor, an anode compartment, a cathode compartment, several controlled valves. The air flow calculation means are capable of constructing a non-linear model of all the members of the system, as a function of the pressure values measured at the outlet of the anode compartments and
6 cathodique, de la différence de pression mesurée à l'entrée et à la sortie de la vanne commandée et du débit d'air mesuré à l'entrée des moyens de compression. Un régulateur défini par linéarisation du modèle non-linéaire précité est capable d'émettre des signaux de commande pour piloter les moyens de compression et commander la vanne commandée. Un tel ensemble est également facile à embarquer dans un calculateur de véhicule automobile et permet d'obtenir une régulation robuste autour du point de fonctionnement du système de pile à combustible. Selon un autre aspect, il est proposé un procédé de commande de l'alimentation en air d'un système de pile à combustible, notamment pour véhicule automobile, comprenant des moyens pilotés de compression d'air et une vanne commandée de régulation de débit d'air, montée entre les moyens de compression et la pile à combustible, dans lequel la valeur du débit d'air admis dans la pile à combustible, nécessaire à la commande, est estimée par calcul. L'estimation par calcul utilise de préférence les valeurs mesurées de la pression à l'entrée et à la sortie de la vanne commandée et, éventuellement, la température mesurée à l'entrée de la vanne commandée et le débit d'air mesuré à l'entrée des moyens de compression. L'invention sera mieux comprise à l'étude de quelques modes de réalisation décrits à titre d'exemples nullement limitatifs et illustrés par les dessins annexés, sur lesquels : -la figure 1 représente schématiquement l'architecture générale de l'alimentation en air d'un système de pile à combustible selon un exemple de réalisation ; 6 cathode, the pressure difference measured at the inlet and the outlet of the controlled valve and the air flow measured at the inlet of the compression means. A regulator defined by linearization of the aforementioned non-linear model is capable of emitting control signals for controlling the compression means and for controlling the controlled valve. Such an assembly is also easy to embark in a motor vehicle computer and provides a robust control around the point of operation of the fuel cell system. In another aspect, there is provided a method for controlling the air supply of a fuel cell system, in particular for a motor vehicle, comprising controlled air compression means and a controlled flow control valve. air, mounted between the compression means and the fuel cell, wherein the value of the air flow admitted into the fuel cell, required for control, is estimated by calculation. The calculation estimate preferably uses the measured values of the inlet and outlet pressure of the controlled valve and, optionally, the measured temperature at the inlet of the controlled valve and the measured air flow rate. input of the compression means. The invention will be better understood from the study of some embodiments described by way of non-limiting examples and illustrated by the appended drawings, in which: FIG. 1 schematically represents the general architecture of the air supply of a fuel cell system according to an exemplary embodiment;
7 - la figure 2 illustre schématiquement un premier mode de réalisation d'un dispositif de commande comportant un estimateur statique; - la figure 3 illustre schématiquement une variante du premier mode de réalisation comportant un estimateur dynamique ; et - la figure 4 illustre un autre mode de réalisation montrant un régulateur multivariable linéaire. Tel qu'il est illustré sur la figure 1, le système de pile à combustible comprend une pile à combustible formée par un compartiment anodique ou anode 1 et un compartiment cathodique ou cathode 2, un compresseur 3 entraîné par un moteur électrique 4 et un reformeur 5 recevant du carburant en provenance d'un réservoir non illustré sur la figure. Une vanne commandée 6 permet une régulation du débit d'air alimentant le compartiment cathodique 2. La vanne 6 est montée entre le compresseur 3 et la pile à combustible constituée par le compartiment anodique 1 et le compartiment cathodique 2. L'air frais admis dans le compresseur par la conduite d'admission 7 traverse tout d'abord un filtre à air 8. A la sortie du compresseur 3, la conduite d'air comprimé 9 débouche dans un plénum de branchement 10 sur lequel sont branchées une conduite 11 amenant l'air comprimé à l'entrée de la cathode 2 et une conduite 12 amenant l'air comprimé à l'entrée du reformeur 5. La vanne commandée 6 est montée sur la conduite 11 entre la cathode 2 et un échangeur de chaleur 13 placé à la sortie du plénum 10 et destiné à refroidir en partie l'air comprimé avant son entrée dans la cathode 2. Le reformeur 5 est en outre alimenté en carburant, tel que de l'essence ou du méthanol, par la conduite 14. A la sortie du reformeur 5, le gaz riche en hydrogène traverse tout d'abord un condenseur 15 qui permet la récupération d'une partie de l'eau contenue dans le gaz issu du reformeur. Le gaz riche en hydrogène est ensuite amené par la conduite 16 à l'entrée du compartiment anodique 1. Les gaz s'échappant à la sortie de l'anode 1 par la conduite 17 traversent un condenseur 18 avant d'être amenés par la conduite 19 sur une turbine 20. Une vanne de contrôle de pression commandée 21 est placée en aval du condenseur 18 sur la conduite 17 en sortie de l'anode 1. Les gaz s'échappant du compartiment cathodique 2 par une conduite 22 traversent tout d'abord un condenseur 23 avant d'être amenés par la conduite 19 sur la turbine 20. Une vanne de contrôle de pression commandée 24 est également placée en aval du condenseur 23 sur la conduite 22. La turbine 20 est reliée mécaniquement par l'arbre 25 au compresseur 3, de sorte qu'une partie de l'énergie des gaz d'échappement provenant de la pile à combustible et traversant la turbine 20 est récupérée pour l'entraînement du compresseur 3. On notera que l'étage unique de compression constitué par le compresseur 3 illustré sur la figure 1 pourrait être remplacé par un moyen de compression à deux étages, comportant donc deux compresseurs en série. Dans tous les cas néanmoins, l'un de ces compresseurs serait piloté par le moteur d'entraînement 4. La figure 1 ne comporte pas l'ensemble des éléments du système de pile à combustible. Pour simplifier la figure, on n'a en particulier pas indiqué les canalisations qui permettent la circulation de l'eau liquide récupérée par les différents condenseurs 15, 18 et 23 qui transite par un réservoir non illustré sur la figure et peut être amenée par l'intermédiaire d'une pompe de circulation à l'entrée du reformeur 5. On n'a pas non plus représenté les différents conduits véhiculant la vapeur d'eau. FIG. 2 schematically illustrates a first embodiment of a control device comprising a static estimator; FIG. 3 schematically illustrates a variant of the first embodiment comprising a dynamic estimator; and FIG. 4 illustrates another embodiment showing a linear multivariable regulator. As illustrated in FIG. 1, the fuel cell system comprises a fuel cell formed by an anode or anode compartment 1 and a cathode or cathode compartment 2, a compressor 3 driven by an electric motor 4 and a reformer 5 receiving fuel from a tank not shown in the figure. A controlled valve 6 allows a regulation of the air flow supplying the cathode compartment 2. The valve 6 is mounted between the compressor 3 and the fuel cell formed by the anode compartment 1 and the cathode compartment 2. The fresh air admitted into the the compressor via the intake pipe 7 passes firstly through an air filter 8. At the outlet of the compressor 3, the compressed air pipe 9 opens into a branch plenum 10 on which a pipe 11 is connected. compressed air at the inlet of the cathode 2 and a pipe 12 bringing the compressed air to the inlet of the reformer 5. The controlled valve 6 is mounted on the pipe 11 between the cathode 2 and a heat exchanger 13 placed at the outlet of the plenum 10 and intended to partially cool the compressed air before entering the cathode 2. The reformer 5 is further supplied with fuel, such as gasoline or methanol, through the pipe 14. At the output of reformer 5, the Hydrogen-rich az first passes through a condenser 15 which allows the recovery of a portion of the water contained in the gas from the reformer. The hydrogen-rich gas is then fed via the pipe 16 to the inlet of the anode compartment 1. The gases escaping at the outlet of the anode 1 through the pipe 17 pass through a condenser 18 before being conveyed by the pipe 19 on a turbine 20. A controlled pressure control valve 21 is placed downstream of the condenser 18 on the pipe 17 at the outlet of the anode 1. The gases escaping from the cathode compartment 2 through a pipe 22 pass through all of first a condenser 23 before being fed through the pipe 19 to the turbine 20. A controlled pressure control valve 24 is also placed downstream of the condenser 23 on the pipe 22. The turbine 20 is mechanically connected by the shaft 25 the compressor 3, so that a portion of the energy of the exhaust gas from the fuel cell and passing through the turbine 20 is recovered for the drive of the compressor 3. It will be noted that the single stage of compression constituted by the compr 3 shown in Figure 1 could be replaced by a two-stage compression means, thus comprising two compressors in series. In all cases however, one of these compressors would be driven by the drive motor 4. Figure 1 does not include all the elements of the fuel cell system. To simplify the figure, it has in particular not indicated the pipes that allow the circulation of the liquid water recovered by the various condensers 15, 18 and 23 which passes through a tank not shown in the figure and can be brought by the intermediate of a circulation pump at the inlet of the reformer 5. It has also not shown the different conduits carrying the water vapor.
On a en revanche représenté sur la figure 1 une unité de contrôle électronique UCE qui reçoit les signaux des différents capteurs et émet des signaux de commande. A cet égard, l'unité de contrôle électronique 26 est reliée à un capteur de débit total 27 qui mesure le débit d'air à l'entrée du compresseur 3, soit Qcomp, le signal correspondant étant amené à l'unité de contrôle électronique 26 par la connexion 28. Un capteur de pression 29 branché dans la conduite 9 à la sortie du compresseur 3 mesure la pression de sortie du compresseur Pcomp amenée à l'unité de contrôle électronique 26 par la connexion 30. Un capteur de température 31 monté dans la conduite 9 mesure la température de l'air en sortie du compresseur 3, soit Tco,,,p. Il est relié par la connexion 32 à l'unité de contrôle électronique 26. Un capteur 33 est monté entre l'entrée et la sortie de la vanne 6 qui contrôle le débit d'air admis dans le compartiment cathodique 2. Le capteur 33 mesure la différence de pression Al), entre l'entrée et la sortie de la vanne 6. Le signal de mesure est amené par la connexion 34 à l'unité de contrôle électronique 26. Un capteur 35 monté dans la conduite 17 à la sortie du compartiment anodique 1 mesure la pression Pan à la sortie de l'anode 1. Il est relié par la connexion 36 à l'unité de contrôle électronique 26. Un capteur 37 est monté dans la conduite 22 afin de mesurer la pression des gaz à la sortie du compartiment cathodique 2, soit Pcat• Il est relié par la connexion 38 à l'unité de contrôle électronique 26. L'unité de contrôle électronique 26 reçoit par la connexion 39 un signal de mesure de la vitesse de rotation du moteur 4 entraînant le compresseur 3. L'unité de contrôle électronique 26 pilote le compresseur 3 en agissant sur la commande du moteur électrique 4 par une connexion 40. La vanne 6 est commandée par l'unité de contrôle électronique à laquelle elle est reliée par une connexion de commande 41. Enfin, les On the other hand, FIG. 1 shows an electronic control unit UCE which receives the signals from the different sensors and transmits control signals. In this regard, the electronic control unit 26 is connected to a total flow sensor 27 which measures the air flow at the inlet of the compressor 3, ie Qcomp, the corresponding signal being fed to the electronic control unit 26 by the connection 28. A pressure sensor 29 connected in the line 9 at the outlet of the compressor 3 measures the output pressure of the compressor Pcomp supplied to the electronic control unit 26 via the connection 30. A temperature sensor 31 mounted in line 9, the temperature of the air at the outlet of the compressor 3, namely Tco ,, p. It is connected by the connection 32 to the electronic control unit 26. A sensor 33 is mounted between the inlet and the outlet of the valve 6 which controls the air flow admitted into the cathode compartment 2. The sensor 33 measures the pressure difference A1), between the inlet and the outlet of the valve 6. The measurement signal is fed through the connection 34 to the electronic control unit 26. A sensor 35 mounted in the pipe 17 at the outlet of the anode compartment 1 measures the pressure Pan at the outlet of the anode 1. It is connected by the connection 36 to the electronic control unit 26. A sensor 37 is mounted in the pipe 22 in order to measure the pressure of the gases at the output of the cathode compartment 2, Pcat • It is connected by the connection 38 to the electronic control unit 26. The electronic control unit 26 receives via the connection 39 a measurement signal of the rotational speed of the motor 4 causing the compressor 3. The unit of cont electronic role 26 controls the compressor 3 by acting on the control of the electric motor 4 by a connection 40. The valve 6 is controlled by the electronic control unit to which it is connected by a control connection 41. Finally, the
10 deux vannes de contrôle de pression 21 et 24 montées respectivement en sortie de l'anode 1 et en sortie de la cathode 2 sont commandées par l'unité de contrôle électronique par l'intermédiaire des connexions de contrôle 42 et 43. Two pressure control valves 21 and 24 respectively mounted at the outlet of the anode 1 and at the outlet of the cathode 2 are controlled by the electronic control unit via the control connections 42 and 43.
L'unité de contrôle électronique 26 comprend des moyens non illustrés sur la figure et permettant de connaître la section de passage de la vanne 6 en fonction du signal de commande émis par la connexion 41. L'unité de contrôle électronique qui peut être le calculateur embarqué dans le véhicule automobile et être utilisée pour d'autres fonctions, comporte des moyens de calcul du débit d'air admis dans le compartiment cathodique 2 de la pile à combustible, cette valeur estimée étant ensuite utilisée par l'unité de contrôle électronique pour commander le compresseur 3 par l'intermédiaire de son moteur 4 et la position de la vanne 6. The electronic control unit 26 comprises means not shown in the figure and making it possible to know the passage section of the valve 6 as a function of the control signal transmitted by the connection 41. The electronic control unit which may be the calculator embedded in the motor vehicle and be used for other functions, comprises means for calculating the air flow admitted into the cathode compartment 2 of the fuel cell, this estimated value is then used by the electronic control unit for control the compressor 3 by means of its motor 4 and the position of the valve 6.
On va maintenant décrire plus en détail quelques modes de réalisation des moyens de calcul qui peuvent être prévus dans l'unité de contrôle électronique 26 afin d'estimer le débit d'air admis dans le compartiment cathodique 2. Selon un premier mode de réalisation illustré sur la figure 2, les moyens de calcul comprennent un estimateur statique permettant d'estimer le débit d'air traversant la vanne 6 en se basant uniquement sur une mesure de la pression différentielle OPä fournie par le capteur 33. On obtient le débit d'air estimé Qest en appliquant l'équation : Qest = a(S). JP ùP ou ce qui revient au même Qest ù a(u) ~v(équation 1) (équation la)30 dans lesquelles : Qest est le débit d'air admis dans la cathode 2 en kg/s Pe est la pression à l'entrée de la vanne 6 en Pa Ps est la pression à la sortie de la vanne 6 en Pa OPä est la pression différentielle entre l'entrée et la sortie de la vanne 6 en Pa et a(S) est un coefficient qui dépend de la section d'ouverture S de la vanne 6. La figure 2 montre schématiquement la réalisation du moyen de calcul. La mesure de la pression différentielle, OPä est amenée sur l'entrée 44. La racine carrée est calculée dans le bloc 45. La détermination du degré d'ouverture de la vanne 6 est amenée à l'entrée 46, ce qui permet, dans le bloc 47, la détermination du coefficient a. La sortie du multiplicateur 48 fournit la valeur recherchée du débit d'air estimé Qest. On notera que le coefficient a est lié à la section de passage S du flux d'air dans la vanne 6. I1 dépend de la position du clapet de cette vanne et donc du signal de commande. I1 peut être aisément identifié sur un banc d'essais équipé d'un débitmètre au moyen de quelques essais préalables de routine. On en déduit des courbes d'échantillonnage fournissant le coefficient a en fonction du signal de commande. Dans le cas où la température Te à l'entrée de la vanne 6 subit des modifications importantes, il est possible de remplacer l'équation 1 par la formule de Barré St-Venant qui permet de calculer le débit d'air traversant la vanne 6 en fonction non seulement des mesures de pression mentionnées ci-dessus, mais en outre de la température à l'entrée de la vanne 6, température qui est mesurée par un capteur, non représenté sur la figure, cette mesure pouvant être également utilisée pour le pilotage du circuit de refroidissement, non représenté sur la figure. Some embodiments of the calculating means that may be provided in the electronic control unit 26 in order to estimate the flow of air admitted into the cathode compartment 2 are described in more detail. According to a first illustrated embodiment in FIG. 2, the calculation means comprise a static estimator making it possible to estimate the flow rate of air passing through the valve 6 based solely on a measurement of the differential pressure OPa supplied by the sensor 33. estimated air Qest by applying the equation: Qest = a (S). JP ùP or what amounts to the same Qest ù a (u) ~ v (equation 1) (equation la) 30 in which: Qest is the flow rate of air admitted into the cathode 2 in kg / s Pe is the pressure at 1 the inlet of the valve 6 in Pa Ps is the pressure at the outlet of the valve 6 in Pa OPa is the differential pressure between the inlet and the outlet of the valve 6 in Pa and a (S) is a coefficient which depends on the opening section S of the valve 6. FIG. 2 schematically shows the realization of the calculation means. The measurement of the differential pressure, OPa, is fed to the inlet 44. The square root is calculated in the block 45. The determination of the degree of opening of the valve 6 is brought to the inlet 46, which allows, in block 47, determining the coefficient a. The output of the multiplier 48 provides the desired value of the estimated airflow Qest. Note that the coefficient a is related to the passage section S of the air flow in the valve 6. I1 depends on the position of the valve of this valve and therefore the control signal. It can be easily identified on a test bench equipped with a flowmeter by means of some preliminary routine tests. Sampling curves providing the coefficient a as a function of the control signal are deduced therefrom. In the case where the temperature Te at the inlet of the valve 6 undergoes significant modifications, it is possible to replace the equation 1 by the Barre St-Venant formula which makes it possible to calculate the flow of air passing through the valve 6 according to not only the pressure measurements mentioned above, but also the temperature at the inlet of the valve 6, which temperature is measured by a sensor, not shown in the figure, this measurement can also be used for the control of the cooling circuit, not shown in the figure.
La formule utilisée est alors : Qest u (équation 2) ( i 1 P avec Te est la température à l'entrée de la vanne 6 en K. y est le coefficient isentropique, c'est-à-dire le rapport des chaleurs spécifiques à pression constante et à volume constant (qui est égal à 1,405 pour l'air à pression atmosphérique). r est la constante des gaz parfaits en J/kg/ K. The formula used is then: Q is u (equation 2) (i 1 P with Te is the temperature at the inlet of the valve 6 in K. y is the isentropic coefficient, that is to say the ratio of the specific heats at constant pressure and constant volume (which is equal to 1.405 for air at atmospheric pressure) r is the perfect gas constant in J / kg / K.
A partir de la valeur de débit d'air admis ainsi estimé Qest, il est possible d'utiliser dans l'unité de contrôle électronique 26 une loi de commande de type classique pour fournir un signal de commande à la vanne 6 et au compresseur 3 et commander ainsi l'ensemble du système d'alimentation en air de la pile à combustible. Le fait que l'on utilise uniquement des capteurs de pression et de température de type classique, permet d'obtenir un ensemble particulièrement peu onéreux. Les calculs effectués sont également simples et faciles à intégrer dans l'unité de contrôle électronique embarquée dans le véhicule. Le dispositif ainsi décrit présente cependant une certaine sensibilité aux variations de température, au vieillissement de la vanne 6. De plus, la précision obtenue peut être insuffisante lors des fonctionnements transitoires de la pile à combustible. Une variante de ce mode de réalisation permet d'améliorer la précision et la robustesse de l'estimation et est illustré sur la figure 3. From the value of admitted air flow thus estimated Qest, it is possible to use in the electronic control unit 26 a control law of conventional type to provide a control signal to the valve 6 and the compressor 3 and thereby control the entire air supply system of the fuel cell. The fact that only pressure and temperature sensors of conventional type are used makes it possible to obtain a particularly inexpensive set. Calculations are also simple and easy to integrate into the electronic control unit embedded in the vehicle. The device thus described, however, has a certain sensitivity to temperature variations, the aging of the valve 6. In addition, the accuracy obtained may be insufficient during transient operations of the fuel cell. A variant of this embodiment makes it possible to improve the accuracy and the robustness of the estimate and is illustrated in FIG.
Dans ce mode de réalisation, les moyens de calcul du débit d'air estimé comprennent un estimateur dynamique. A cet effet, on introduit dans l'équation 1 un signal d'erreur qui est estimé à partir de la pression de sortie du compresseur, soit P est. On utilise alors l'équation suivante : Qest ù aVPe ù Ps -d (équation 3) avec d =P ùP est La pression Pest est estimée à l'aide d'un modèle dynamique intégrant une constante d'observation k selon l'équation : _r Pe _ est v Tcamp (Qcomp ù Qcat ù Qan) + ko (Pe ù Pe est ) (équation 4) dans laquelle : Tcomp est la température de sortie du compresseur (en K) Qcomp est le débit d'entrée du compresseur (en kg/s) Qcat est le débit d'entrée de la cathode (en kg/s) Qan est le débit d'entrée de l'anode (en kg/s) On notera qu'il est possible de considérer que la pression à l'entrée de la vanne 6, soit Pe est égale à la pression de sortie du compresseur Pcomp• On utilise donc pour l'estimation de Pe, uniquement les mesures de débit de pression et de température indispensables au fonctionnement et à la sécurité du compresseur 3. On obtient le débit à l'entrée de la cathode, soit Qcat à partir de l'équation 1 ou de l'équation la indiquées précédemment. On estime le débit à l'entrée de l'anode, soit Qan par les 20 équations de pertes de charge suivantes : Qan = KYe Pc ù ,.e = K011. re (équations 5) n dans lesquelles : 25 Pro est la pression à la sortie du reformeur (en Pa) Pan est la pression à la sortie de l'anode (en Pa) Les indices re et an renvoient respectivement au reformeur 5 et au compartiment anodique 1. Ainsi, le coefficient KTe représente une modélisation de la perte de charge lors de la traversée du reformeur 5 30 par l'air comprimé et Kan représente une modélisation de la perte de charge lors de la traversée du compartiment anodique 1. Les différentes équations 5 peuvent être combinées entre elles, de façon à déterminer une variable unique K qui s'écrit : (équation 6) Ainsi, à partir des équations 1, 5 et 6 et des mesures du débit Qcomp à la sortie du compresseur, de la pression Pcomp à la sortie du compresseur et de la température TC01rip à la sortie du compresseur, et de la pression Pan à la sortie de l'anode 1, on peut procéder à une estimation de la pression Pe à l'entrée de la vanne 6 au moyen d'un estimateur statique. L'écart d entre cette pression Pe et la valeur estimée Pe_est permet de corriger cette estimateur statique de façon à parvenir à une estimation dynamique. La constante d'observation k0 est fixée de manière empirique à partir des règles suivantes : plus la valeur de k0 est grande, plus la pression estimée Pe_ est converge vers la pression Pe à l'entrée de la vanne 6. Toutefois, la valeur de k0 ne doit pas être trop grande, car dans ce cas l'erreur d convergerait vers 0 et l'estimateur dynamique ne donnerait pas un résultat différent de l'estimateur statique. plus la valeur de k0 est petite, plus la pression estimée Pe-est est prise en compte. Toutefois, si k0 est trop proche de 0, d'autres erreurs, notamment celles portant sur la variable K, deviennent trop prépondérantes. La figure 3 illustre schématiquement une réalisation d'un tel estimateur dynamique. On retrouve sur la figure 3 une partie des éléments figurant déjà sur la figure 2. Les références de ces éléments ont été reprises sans modification. L'élément de calcul 49 reçoit sur ses différentes entrées : le débit d'air traversant la cathode Qcat issu du bloc de calcul 48 ; le débit d'air Qcotnp pénétrant dans le compresseur par l'entrée 50 ; la pression Pcomp à la sortie du compresseur par l'entrée 51 ; la température Tcomp à la sortie du compresseur par l'entrée 52 ; la pression Pan à la sortie de l'anode 1 par l'entrée 53. Le bloc 54 réalise le premier membre de l'équation 4 auquel est ajouté K= K,-,Kan .,Ke2+K 2 an dans le bloc 54a, le deuxième membre de l'équation 4. Le bloc 55 intègre l'ensemble pour donner la valeur estimée Pe_est selon l'équation 4. Cette valeur est ramenée sur l'entrée négative du bloc 56 qui reçoit par ailleurs sur son entrée positive la valeur de la pression Pe à l'entrée de la vanne 6 qui est considérée comme égale à la pression Peomp à la sortie du compresseur 3. La constante d'observation ko sert de multiplicateur dans le bloc de gain 57. Le bloc de calcul 58 détermine la valeur de l'erreur d qui est amenée à l'entrée négative du bloc 59, lequel reçoit sur son entrée positive la pression différentielle mesurée OP,,. Après extraction de racine carrée dans le bloc 60 et multiplication par le coefficient a dans le bloc 61, on obtient sur la sortie 61a la valeur estimée Qest du débit d'air alimentant le compartiment cathodique 2. Comme précédemment, cette valeur estimée peut ensuite être utilisée avec tout type de loi de commande approprié pour piloter la vanne 6 et le moteur électrique 4 d'entraînement du compresseur 3. Un autre mode de réalisation illustré sur la figure 4 permet d'améliorer encore la robustesse de l'observateur en utilisant un modèle plus complexe du système d'alimentation en air. Le modèle fait ensuite l'objet d'une linéarisation permettant d'utiliser les techniques classiques d'automatique linéaire pour les systèmes multivariables. Ce mode de réalisation peut être appliqué à tout type de régulateur basé sur une structure observateur-retour d'état. On construit tout d'abord un modèle non linéaire du système d'alimentation en air illustré sur la figure 1. On s'appuie à cet égard sur les équations pneumatiques d'un volume déterminé : dm_ dt ù Qin. ù Qin,. (équation 7 dl ut _ Qm nTin _ y 1 outQmo (équation 8) dans lesquelles : m est la masse de gaz dans le volume considéré (en kg) Qm,,, est le débit massique entrant dans le volume (en kg/s) Qm ut est le débit massique sortant du volume (en kg/s) Pont est la pression de sortie du volume (en Pa) V est la capacité du volume considéré en m3 Tin est la température à l'entrée dans le volume (en K) Les autres grandeurs ont les significations indiquées précédemment. On peut ensuite exprimer les débits d'air à l'entrée et à la sortie pour chaque volume en utilisant pour chacun des volumes considérés présents dans le système d'alimentation illustré sur la figure 1, les équations appropriées. Ainsi, pour une vanne, on déterminera le débit qui la traverse au moyen d'une équation similaire à l'équation 1 : Q = OvKv Pe ù P (équation 9) dans laquelle : Oä est l'ouverture de la vanne, et K, est une caractéristique de la géométrie de la vanne. In this embodiment, the means for calculating the estimated air flow include a dynamic estimator. For this purpose, an error signal is introduced into equation 1 which is estimated from the outlet pressure of the compressor, ie P is. We then use the following equation: Qest ù aVPe ù Ps -d (equation 3) with d = P ùP is The Pest pressure is estimated using a dynamic model integrating an observation constant k according to the equation : _r Pe _ is v Tcamp (Qcomp ù Qcat ù Qan) + ko (Pe ù Pe est) (equation 4) where: Tcomp is the compressor output temperature (in K) Qcomp is the compressor input flow rate (in kg / s) Qcat is the input rate of the cathode (in kg / s) Qan is the anode inlet flow (in kg / s) Note that it is possible to consider that the pressure at the inlet of the valve 6, ie Pe is equal to the outlet pressure of the compressor Pcomp • Therefore, for the estimation of Pe, only the pressure and temperature measurements required for operation and safety are used. compressor 3. The flow rate at the cathode inlet is obtained, ie Qcat from equation 1 or from equation la indicated previously. The flow at the inlet of the anode, Qan, is estimated by the following load loss equations: Qan = KYe Pc ù, .e = K011. Re (equations 5) n in which: Pro is the pressure at the outlet of the reformer (in Pa) Pan is the pressure at the outlet of the anode (in Pa) The indices re and an refer respectively to the reformer 5 and Anode compartment 1. Thus, the coefficient KTe represents a modeling of the pressure drop when the reformer passes through the compressed air and Kan represents a modeling of the pressure drop during the crossing of the anode compartment 1. different equations 5 can be combined with each other, so as to determine a single variable K which is written: (equation 6) Thus, from equations 1, 5 and 6 and measurements of the flow rate Qcomp at the outlet of the compressor, the pressure Pcomp at the outlet of the compressor and the temperature TC01rip at the outlet of the compressor, and the pressure Pan at the outlet of the anode 1, it is possible to estimate the pressure Pe at the inlet of the valve 6 using a static estimator than. The difference d between this pressure Pe and the estimated value Pe_est makes it possible to correct this static estimator so as to arrive at a dynamic estimate. The observation constant k0 is set empirically from the following rules: the larger the value of k0, the more the estimated pressure Pe_ converges towards the pressure Pe at the inlet of the valve 6. However, the value of k0 should not be too large, because in this case the error d would converge to 0 and the dynamic estimator would not give a different result than the static estimator. the smaller the value of k0, the more the estimated pressure Pe-est is taken into account. However, if k0 is too close to 0, other errors, especially those concerning the variable K, become too important. Figure 3 schematically illustrates an embodiment of such a dynamic estimator. We find in Figure 3 some of the elements already shown in Figure 2. The references of these elements were taken without modification. The computing element 49 receives on its various inputs: the air flow through the Qcat cathode from the calculation block 48; the air flow Qcotnp entering the compressor through the inlet 50; the pressure Pcomp at the outlet of the compressor via the inlet 51; the temperature Tcomp at the outlet of the compressor via the inlet 52; the pressure Pan at the exit of the anode 1 by the input 53. The block 54 realizes the first member of the equation 4 to which is added K = K, -, Kan., Ke2 + K 2 year in the block 54a , the second member of equation 4. Block 55 integrates the set to give the estimated value Pe_est according to equation 4. This value is brought back to the negative input of block 56 which also receives on its positive input the value of the pressure Pe at the inlet of the valve 6 which is considered equal to the pressure Peomp at the outlet of the compressor 3. The observation constant ko serves as a multiplier in the gain block 57. The calculation block 58 determines the value of the error d which is brought to the negative input of the block 59, which receives on its positive input the measured differential pressure OP ,,. After extraction of the square root in the block 60 and multiplication by the coefficient a in the block 61, the estimated value Qest of the air flow supplying the cathode compartment 2 is obtained on the output 61a. As previously, this estimated value can then be used with any type of appropriate control law to drive the valve 6 and the electric drive motor 4 of the compressor 3. Another embodiment illustrated in FIG. 4 makes it possible to further improve the robustness of the observer by using a more complex model of the air supply system. The model is then linearized to use conventional linear automatic techniques for multivariable systems. This embodiment can be applied to any type of regulator based on an observer-state return structure. First of all, a non-linear model of the air supply system illustrated in FIG. 1 is constructed. In this respect, the pneumatic equations of a given volume are used: dm_dt ù Qin. ù Qin ,. (equation 7 dl ut_Qm nTin_ y 1 outQmo (equation 8) in which: m is the mass of gas in the volume under consideration (in kg) Qm ,,, is the mass flow entering the volume (in kg / s ) Qm ut is the mass flow out of the volume (in kg / s) Bridge is the outlet pressure of the volume (in Pa) V is the capacity of the volume considered in m3 Tin is the temperature at the inlet to the volume (in K) The other quantities have the meanings indicated above, then the inlet and outlet airflows can be expressed for each volume using for each of the volumes considered present in the feed system illustrated in FIG. For a valve, we will determine the flow through it by means of an equation similar to equation 1: Q = OvKv Pe ù P (equation 9) where: O is the opening of the valve, and K, is a characteristic of the geometry of the valve.
Pour un élément entraînant une simple perte de charge, le débit est déterminé par l'équation : Q=Kdp P ùP (équation 10) dans laquelle Kdp est le coefficient de perte de charge. Pour un compresseur, le débit est déterminé par l'équation : Q = Ktweomp + K27 (équation 11) dans laquelle KI et K2 sont identifiés dans une cartographie du compresseur en question c0c mp est la vitesse de rotation du compresseur en tr/min est le rapport de compression, c'est-à-dire le rapport entre la pression de sortie et la pression d'entrée du compresseur. Le système d'alimentation en air illustré sur la figure 1 peut alors être modélisé sous la forme d'un ensemble de différents volumes et en particulier, le volume du plenum de branchement 10, le volume du compartiment anodique 1, le volume de l'échangeur de chaleur 13 et le volume du compartiment cathodique 2, soit au total quatre volumes pour lesquels le débit peut être estimé en fonction de la perte de charge au moyen de l'équation 10. Le système comprend par ailleurs trois vannes, référencées 6, 21 et 24 sur la figure 1, pour lesquelles l'équation 9 peut être utilisée. Enfin, pour le compresseur 3, on utilisera l'équation 11. Le modèle complet comprend alors douze états, c'est-à-dire deux états par volume et un pour chacun des actionneurs constitués par les vannes et le compresseur. Un tel modèle peut ensuite être linéarisé autour d'un point de fonctionnement du système d'alimentation, le modèle étant basé sur les variables suivantes : - des états notés X, constitués par la masse de gaz et la pression dans les quatre volumes, la vitesse du compresseur et le degré d'ouverture des trois vannes ; - des entrées notées U, constituées par la commande du compresseur et la commande des trois vannes ; - des sorties mesurées notées Y, comprenant le débit total Qcomp, la différence de pression Ope, aux bornes de la vanne 6 et les pressions de sortie de l'anode Pan et de la cathode Pcat , - et des sorties à contrôler constituées par le débit d'air total Qcomp, le débit d'air alimentant la cathode Qcat et lespressions à la sortie de l'anode Pan et à la sortie de la cathode Pcat. For an element causing a simple pressure drop, the flow rate is determined by the equation: Q = Kdp P ùP (equation 10) in which Kdp is the coefficient of pressure drop. For a compressor, the flow is determined by the equation: Q = Ktweomp + K27 (equation 11) in which K1 and K2 are identified in a map of the compressor in question c0c mp is the speed of rotation of the compressor in rpm is the compression ratio, i.e. the ratio of the outlet pressure to the compressor inlet pressure. The air supply system illustrated in FIG. 1 can then be modeled in the form of a set of different volumes and in particular the volume of the plenum of branching 10, the volume of the anode compartment 1, the volume of the heat exchanger 13 and the volume of the cathode compartment 2, ie a total of four volumes for which the flow rate can be estimated as a function of the pressure drop by means of equation 10. The system furthermore comprises three valves, referenced 6, 21 and 24 in Figure 1, for which equation 9 can be used. Finally, for the compressor 3, the equation 11 will be used. The complete model then comprises twelve states, that is to say two states per volume and one for each of the actuators constituted by the valves and the compressor. Such a model can then be linearized around an operating point of the feed system, the model being based on the following variables: - states marked X, constituted by the mass of gas and the pressure in the four volumes, the compressor speed and the degree of opening of the three valves; inputs denoted U, constituted by the compressor control and the control of the three valves; measured outputs denoted Y, including the total flow rate Qcomp, the pressure difference Ope, across the valve 6 and the outlet pressures of the anode Pan and the cathode Pcat, and the outputs to be controlled constituted by the total airflow Qcomp, the air flow feeding the cathode Qcat and thepressions at the outlet of the anode Pan and the output of the cathode Pcat.
Le modèle ainsi obtenu peut s'écrire sous la forme : X=AX+BU (équations 12) Y=CX The model thus obtained can be written in the form: X = AX + BU (equations 12) Y = CX
dans lesquelles A, B et C sont les matrices d'état du système. where A, B and C are the state matrices of the system.
L'utilisation des techniques classiques d'automatique linéaire permet de faire la synthèse du régulateur sur le modèle linéaire. On peut ainsi utiliser un contrôle d'état standard pour calculer les gains de l'observateur (Ko) et du retour d'état (Ke) ou d'autres techniques de synthèse linéaires quadratiques. La structure du régulateur ainsi obtenue est illustrée sur la figure 4. The use of conventional linear automatic techniques makes it possible to synthesize the regulator on the linear model. Thus, a standard state control can be used to calculate the observer's gain (Ko) and the state return (Ke) or other quadratic linear synthesis techniques. The structure of the regulator thus obtained is illustrated in FIG. 4.
Les équations sont les suivantesThe equations are as follows
XQ=AQXQ+BQU+K0(Y sùY) Y^ =CaXQ U = K: XQ + Ke zY ns Les deux équations 13 et 14 sont celles de l'observateur. L'indice a indique que les matrices représentant le système (X, A, B et C) ont été augmentées de quatre états intégrateurs pour assurer la convergence des états estimés vers les valeurs de consigne. Ces intégrateurs peuvent être explicites sur l'écart entre les valeurs de consigne Yeons et les valeurs mesurées Ymes. Ils peuvent également être implicites lorsqu'on utilise un contrôle d'état standard. Dans ce cas, on ajoute quatre états di, d2, d3 et d4 en sortie ou en entrée du système. (équation 13) (équation 14) (équation 15) L'observateur s'écrit alors : /A 0 /B o 0 + o JU + Ko (Ymes ù Y) (équation 16) X" d (équation 17) dans lesquelles on a : 'dlv d2 d d3 d4) et I est la matrice unité de dimension 4. XQ = AQXQ + BQU + K0 (YyuY) Y ^ = CaXQ U = K: XQ + Ke zY ns The two equations 13 and 14 are those of the observer. The index a indicates that the matrices representing the system (X, A, B and C) have been increased by four integrating states to ensure the convergence of the estimated states towards the set values. These integrators can be explicit about the difference between Yeons setpoints and Ymes measured values. They can also be implicit when using a standard state control. In this case, four states di, d2, d3 and d4 are added at the output or input of the system. (equation 13) (equation 14) (equation 15) The observer then writes: / A 0 / B o 0 + o JU + Ko (Ymes ù Y) (equation 16) X "d (equation 17) in which we have: 'dlv d2 d d3 d4) and I is the unit matrix of dimension 4.
10 L'équation 15 donnant U est l'équation du retour d'état qui permet de déterminer les grandeurs de commande en fonction de l'état estimé et des valeurs de consigne de référence Ycons. On notera qu'avec un vecteur de dimension 12 comme dans l'exemple indiqué ci-dessus, Ko est une matrice 16x4, tandis que la matrice de retour d'état Equation 15 giving U is the state return equation which makes it possible to determine the control quantities as a function of the estimated state and the reference reference values Ycons. Note that with a vector of dimension 12 as in the example shown above, Ko is a matrix 16x4, while the state return matrix
15 Kcl est une matrice 4x16 et la matrice de retour d'état Kc2 est une matrice 4x4. Kcl is a 4x16 matrix and the Kc2 state return matrix is a 4x4 matrix.
En se reportant à la figure 4, on note que le bloc de calcul 62 reçoit sur ses différentes entrées les valeurs de consigne du débit total Qcomp sur l'entrée 63, du débit cathodique Qcat sur l'entrée 64, de la Referring to FIG. 4, it is noted that the calculation block 62 receives on its various inputs the setpoint values of the total flowrate Qcomp on the input 63, the cathodic flowrate Qcat on the input 64, the
20 pression à la sortie de l'anode Pan sur l'entrée 65 et de la pression à l'entrée de la cathode Pcat sur l'entrée 66. Ces valeurs de consignes sont filtrées par les différents blocs 67. I1 en résulte, à la sortie du bloc de calcul 62, les gains de retour d'état Kcz utilisés dans le bloc 68. 20 pressure at the outlet of the anode Pan on the input 65 and the pressure at the input of the cathode Pcat on the input 66. These setpoint values are filtered by the different blocks 67. I1 results, at the output of the calculation block 62, the Kcz state feedback gains used in the block 68.
25 La modélisation du système complet référencée 69 tient compte des valeurs mesurées Pan, Pcat, Al', et Qcomp qui sont amenées sur le bloc de calcul 70 par les entrées 71. Les équations 13 et 14 sont utilisées par le bloc 72 pour établir le gain de retour d'état Kcl utilisé Y=(C I)5 dans le bloc 72a. Les matrices des états estimés XQ et des valeurs de consigne Ycons affectées des gains respectifs Kcl et Kc2 sont additionnées dans l'additionneur 74 qui fournit la matrice des entrées U amenée au bloc de calcul 75. Celui-ci fournit les signaux d'entrée aux blocs de saturation 73 qui émettent les signaux de commande pour le compresseur, la vanne 6 et les deux vannes de contrôle de pression 21 et 24 qui sont amenées sur le modèle du système 69 par les connexions 73a et à l'entrée du bloc de calcul 70 par les connexions 74. The modeling of the complete system referenced 69 takes into account the measured values Pan, Pcat, Al ', and Qcomp which are fed to the calculation block 70 by the inputs 71. The equations 13 and 14 are used by the block 72 to establish the feedback gain Kcl used Y = (CI) 5 in block 72a. The matrices of the estimated states XQ and setpoints Ycons assigned respective gains Kcl and Kc2 are added in the adder 74 which supplies the matrix of the inputs U brought to the calculation block 75. This provides the input signals to the saturation blocks 73 which emit the control signals for the compressor, the valve 6 and the two pressure control valves 21 and 24 which are fed to the system model 69 via the connections 73a and to the input of the calculation block 70 through the connections 74.
Un tel régulateur multivariables linéaire permet d'obtenir une commande robuste autour du point de fonctionnement du système d'alimentation d'air. Such a linear multivariable regulator provides robust control around the point of operation of the air supply system.
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