FR2931595A1

FR2931595A1 - Charge supply cable and protective fuse dimensioning method for electrical unit of motor vehicle, involves increasing diameter of cable till cable temperature is stabilized below critical destruction temperature of cable

Info

Publication number: FR2931595A1
Application number: FR0853413A
Authority: FR
Inventors: Johann Grandvuillemin; Christophe Tiraby; Vincent Letel; Didier Chamagne; Raynal Glises
Original assignee: Peugeot Citroen Automobiles SA
Current assignee: PSA Automobiles SA
Priority date: 2008-05-26
Filing date: 2008-05-26
Publication date: 2009-11-27
Anticipated expiration: 2028-05-26
Also published as: FR2931595B1

Abstract

The method involves determining a protective fuse (Fi) of an electrical circuit based on an electrical charge current profile of an electrical unit of a motor vehicle. Temperature of a charge supply cable (i) is calculated based on given current (Ii) that passes in the cable, and minimum diameter of the cable. Diameter of the cable is increased till the fuse interrupts an electrical circuit before the temperature of the cable reaches a critical destruction temperature (Tsec) of the cable or till the temperature of the cable is stabilized below the critical temperature.

Description

"Procédé de dimensionnement d'un câble et de son fusible". "Method of dimensioning a cable and its fuse".

L'invention concerne un procédé de dimensionnement d'un câble et de son fusible de circuit électrique pour alimenter un organe de véhicule, notamment de véhicule automobile. On connaît déjà des procédés de modélisation et de dimensionnement d'un réseau électrique reliant une source d'alimentation électrique à un ou plusieurs organes électriques. Dans ce domaine, le document WO2007/006964. On commence par simuler une évolution de température dans un câble en fonction des pertes par effet joule dans le câble et du flux de chaleur échangé avec l'air à temperature ambiante à l'extérieur du câble. On dimensionne alors le câble de façon à ce que sa température, telle qu'elle est simulée, ne dépasse pas une température critique d'endommagement du câble. Dans un deuxième temps, on dimensionne une protection par fusible ou composant électronique, du câble tel qu'il a été dimensionné. En se basant sur cet état de la technique connu, en cas de défaut apparaissant dans les câbles pour des causes non prévues par un modèle de dissipation thermique du câble à l'ambiance, on peut envisager d'abaisser le seuil de la protection pour tenir compte d'une contrainte supplémentaire. Cependant l'abaissement du seuil de protection, voire même un seuil de protection trop bas dès le départ, pose le problème d'un risque de déclenchements intempestifs. Pour remédier aux problèmes de l'état antérieur de la technique, un objet de l'invention est un procédé de dimensionnement d'un câble et d'un fusible de circuit électrique pour alimenter un organe de véhicule, comprenant . - une première étape de détermination du fusible en fonction d'un profil de courant de charge électrique dudit organe ; - une deuxième étape de calcul d'une température du 5 câble en fonction d'un courant donné qui passe dans le câble et d'un diamètre minimal du câble; - une troisième étape d'augmentation du diamètre du câble jusqu'à ce que le fusible coupe le circuit électrique avant que la température du câble n'atteigne 10 une température critique de destruction du câble ou jusqu'à ce que la température du câble se stabilise en deçà de la température critique de destruction du câble. Parmi les apparitions de défaillance possibles, on note typiquement celle d'un court-circuit. 15 Particulièrement, la température du câble est calculée dans au moins l'une de la deuxième et de la troisième étape, en fonction d'une température de confinement. Plus particulièrement, dans la deuxième et/ou la 20 troisième étape, la température du câble et la température de confinement sont calculées par intégration temporelle de l'énergie dissipée par effet joule dans le câble pour une température atmosphérique donnée. Préférentiellement, dans la deuxième et/ou la 25 troisième étape, la température du câble est calculée par une méthode de simulation nodale. Avantageusement, dans la deuxième et/ou la troisième étape, une âme du câble est modélisée par une source de puissance dissipée par effet joule, une 30 capacité thermique et une conductance thermique vers une périphérie de l'âme. Particulièrement, la source de puissance dissipée par effet joule, est calculée pour une valeur de courant nominal. 35 Alternativement, la source de puissance dissipée par effet joule, est calculée pour une valeur de courant de court-circuit. The invention relates to a method of dimensioning a cable and its electric circuit fuse for powering a vehicle member, particularly a motor vehicle. Methods of modeling and dimensioning an electrical network connecting a power source to one or more electrical components are already known. In this field, the document WO2007 / 006964. We start by simulating a temperature evolution in a cable according to the losses due to the Joule effect in the cable and the heat flux exchanged with the air at ambient temperature outside the cable. The cable is then sized so that its temperature, as simulated, does not exceed a critical temperature of cable damage. In a second step, dimensioning a protection by fuse or electronic component, cable as it has been dimensioned. Based on this known state of the art, in the event of a fault appearing in the cables for causes not provided for by a model of heat dissipation of the cable to the environment, it is possible to consider lowering the threshold of the protection to account of an additional constraint. However, the lowering of the protection threshold, or even a threshold of protection too low from the outset, poses the problem of a risk of nuisance tripping. To overcome the problems of the prior art, an object of the invention is a method of dimensioning a cable and an electric circuit fuse for powering a vehicle member, comprising. a first step of determining the fuse as a function of an electric charge current profile of said member; a second step of calculating a temperature of the cable as a function of a given current which passes through the cable and of a minimum diameter of the cable; a third step of increasing the diameter of the cable until the fuse cuts the electrical circuit before the temperature of the cable reaches a critical temperature of destruction of the cable or until the temperature of the cable stabilizes below the critical cable destruction temperature. Among the possible occurrences of failure, there is typically that of a short circuit. In particular, the temperature of the cable is calculated in at least one of the second and third stages, depending on a confining temperature. More particularly, in the second and / or third step, the cable temperature and the confining temperature are calculated by temporally integrating the energy dissipated by the Joule effect in the cable for a given atmospheric temperature. Preferably, in the second and / or third step, the temperature of the cable is calculated by a nodal simulation method. Advantageously, in the second and / or third step, a core of the cable is modeled by a joule-dissipated power source, a thermal capacitance, and a thermal conductance to a periphery of the core. In particular, the power source dissipated by Joule effect is calculated for a nominal current value. Alternatively, the joule dissipated power source is calculated for a short circuit current value.

Alternativement encore, la source de puissance dissipée par effet joule, est calculée pour chacune des valeurs possibles de courant électrique. Avantageusement encore, dans la deuxième et ou la troisième étape, un environnement de confinement du câble est modélisé par une capacité thermique, une conductance par convection interne et une conductance par convection externe. L'invention sera mieux comprise à la lecture de la description qui suit et à l'examen des figures qui l'accompagnent. Ces figures ne sont données qu'à titre illustratif et nullement limitatif de l'invention. Elles montrent . - figure 1 : un schéma électrique de circuit de 15 véhicule ; - figure 2 des étapes de procédé conforme à l'invention ; - figure 3 des courbes caractéristiques de fusibles ; 20 - figure 4 : une adaptation de fusible à un profil de courant électrique ; - figure 5 un schéma thermique de câble en environnement confiné. Les éléments identiques conservent la même 25 référence d'une figure à l'autre. En référence à la figure 1, un circuit électrique de véhicule, notamment de véhicule automobile, comprend une batterie 100 et des câbles 1, i, j, n pour alimenter différents organes qui consomment respectivement une 30 charge électrique chi, ch., ch., ch,,, généralement lorsqu'un commutateur associé, non représenté, est mis à un état passant. Pour protéger chaque câble contre l'éventualité d'un court-circuit, on lui associe en tête un fusible respectivement Fi, F., F., F. 35 En référence à la figure 2, un procédé pour dimensionner un câble i d'alimentation d'une charge ch, et son fusible de protection F., commence par un choix du fusible. Cette approche inhabituelle permet de dimensionner le fusible au plus près de la consommation en courant de la charge. Un indice i de désignation du câble est initialisé à 1 dans une étape de départ 101. Alternatively again, the power source dissipated by Joule effect is calculated for each of the possible values of electric current. Advantageously, in the second and third steps, a cable containment environment is modeled by a thermal capacitance, an internal convection conductance and an external convection conductance. The invention will be better understood on reading the description which follows and on examining the figures which accompany it. These figures are given for illustrative and not limiting of the invention. They show . FIG. 1: a circuit diagram of a vehicle circuit; FIG. 2 of the method steps according to the invention; - Figure 3 characteristic curves of fuses; FIG. 4: a fuse adaptation to an electrical current profile; - Figure 5 a cable thermal diagram in a confined environment. Identical elements retain the same reference from one figure to another. With reference to FIG. 1, a vehicle electrical circuit, in particular a motor vehicle circuit, comprises a battery 100 and cables 1, i, j, n for supplying different components that consume an electric charge chi, ch., Ch. , ch ,,, generally when an associated switch, not shown, is set to an on state. To protect each cable against the possibility of a short-circuit, a fuse Fi, F., F., F. is associated with it at the head. With reference to FIG. 2, a method for dimensioning a cable i of FIG. supply of a load ch, and its fuse protection F., begins with a choice of fuse. This unusual approach allows to size the fuse closer to the current consumption of the load. A cable identification index i is initialized to 1 in a departure step 101.

Dans une étape 102, la charge ch, détermine un profil de courant I. en fonction du temps. Comme on peut le voir en référence à la figure 4, un profil 122 commence généralement par une valeur élevée de courant pour ensuite se stabiliser à une valeur nominale plus faible. In a step 102, the load ch determines a current profile I. as a function of time. As can be seen with reference to FIG. 4, a profile 122 generally starts with a high current value and then stabilizes at a lower nominal value.

Parmi les organes inductifs, on connaît les moteurs pour lesquels la valeur élevée correspond au courant de démarrage et la valeur nominale plus faible de courant correspond a un couple généré par une force contre électromotrice, on connaît aussi les bobines d'actionneurs pour les quelles la valeur élevée correspond au courant d'appel et la valeur nominale plus faible au courant de maintien. Parmi les organes résistifs, on sait qu'une résistance à froid a généralement une valeur plus faible qui pour une même valeur de tension à ses bornes, engendre un courant plus fort. Après avoir chauffé, la résistance se stabilise à une valeur plus élevée avec pour effet de diminuer la valeur du courant. En référence à la figure 3, les constructeurs de fusibles caractérisent généralement leurs produits par deux séries de points caractéristiques, dont les valeurs extrêmes sont imposées par des normes ISO. Une première série de points, définit une courbe de durée minimale de déclenchement ou de rupture de circuit en fonction du courant et une deuxième série de points, définit une courbe de durée maximale de déclenchement en fonction du courant. La méthode des splines cubiques, est intéressante pour interpoler chaque courbe de façon à la faire passer par les points caractéristiques. On rappelle que la méthode des splines cubiques consiste à représenter chaque arc limité par deux points, au moyen d'un polynôme de degré 3 dont la tangente en chaque extrémité est de pente identique à celle de l'arc voisin. Among the inductive members, the motors are known for which the high value corresponds to the starting current and the lower rated current corresponds to a torque generated by a counter electromotive force, the actuator coils are also known for which the high value corresponds to the inrush current and the lower nominal value to the holding current. Among the resistive members, it is known that a cold resistance generally has a lower value which for the same voltage value at its terminals, generates a stronger current. After heating, the resistance stabilizes at a higher value with the effect of reducing the value of the current. With reference to Figure 3, fuse manufacturers typically characterize their products by two sets of feature points, the extreme values of which are imposed by ISO standards. A first series of points, defines a curve of minimum duration of tripping or breaking of circuit according to the current and a second series of points, defines a curve of maximum duration of tripping as a function of the current. The method of cubic splines, is interesting to interpolate each curve so as to pass through the characteristic points. It will be recalled that the method of cubic splines consists in representing each arc limited by two points, by means of a polynomial of degree 3, the tangent of which at each extremity is of slope identical to that of the neighboring arc.

Ainsi la courbe passant par la série de points { (xi, t1) , (x,, t2) , (x3, t3) , (x,, t,) , (x,, t,) } est interpolée au moyen de polynômes : ex E [x1,x2lt=a12x3+b12x2+c12x+d12 VxE [x2,x3];t=a23x3+b23x2+c23x+d23 VxE [x3,x4J,t = a34x3 +b34x2 +c34x+d34 dx E [x4, x5I;t = a45x3 +b45x2 + c45x + d45 Avec par exemple pour le deuxième polynôme: 3 +b2 3x22 + c23x2 + d23 t3 = a23x33 + b23x32 + c23x3 + d23 3a12x22 + 2b12x2 + c12 = 3a23x22 + 2b23x2 + c23 3a23x32 + 2b23x3 + c23 = 3a34x32 + 2b34x3 + c23 En procédant de même pour les autres polynômes et en imposant une dérivée à gauche pour le premier et une dérivée à droite pour le dernier, on obtient un système d'équations qui permet de déterminer les valeurs des coefficients. Le fusible F. choisi est celui dont la courbe à durée minimale de déclenchement, telle que déterminée en référence à la figure 3, est l'image de la courbe 121 qui, en référence à la figure 4, enveloppe au plus près la courbe 122 sans la toucher. De la sorte, le fusible ne coupe pas le circuit tant que le profil de courant suit la courbe 122. Le fusible coupe le circuit dès que le courant dépasse nettement les valeurs définies par la courbe 122 au-delà d'une durée déterminée par la courbe 121. En référence à nouveau à la figure 2, à la suite de l'étape 102 qui a permis de dimensionner le fusible F., une étape 105 est activée si l'indice i du câble a atteint le nombre n de fusibles en étape 103. On peut très bien exécuter le procédé dans son ensemble séparément pour chaque câble auquel cas on prend n=1 pour chaque exécution du procédé. Si l'indice i du câble n'a Thus the curve passing through the series of points {(xi, t1), (x ,, t2), (x3, t3), (x ,, t,), (x ,, t,)} is interpolated by means of polynomials: ex E [x1, x2lt = a12x3 + b12x2 + c12x + d12 VxE [x2, x3]; t = a23x3 + b23x2 + c23x + d23 VxE [x3, x4J, t = a34x3 + b34x2 + c34x + d34 dx E [ x4, x5I; t = a45x3 + b45x2 + c45x + d45 With for example for the second polynomial: 3 + b2 3x22 + c23x2 + d23 t3 = a23x33 + b23x32 + c23x3 + d23 3a12x22 + 2b12x2 + c12 = 3a23x22 + 2b23x2 + c23 3a23x32 + 2b23x3 + c23 = 3a34x32 + 2b34x3 + c23 By doing the same for the other polynomials and imposing a derivative on the left for the first and a derivative on the right for the last one, one obtains a system of equations which makes it possible to determine the values coefficients. The selected fuse F. is the one whose curve with minimum duration of tripping, as determined with reference to Figure 3, is the image of the curve 121 which, with reference to Figure 4, envelops as close to the curve 122 without touching it. In this way, the fuse does not cut the circuit as the current profile follows the curve 122. The fuse cuts the circuit as soon as the current clearly exceeds the values defined by the curve 122 beyond a period determined by the curve 121. Referring again to Figure 2, following step 102 which allowed to size the fuse F., a step 105 is activated if the index i of the cable has reached the number n of fuses in Step 103. The process as a whole can be very well executed separately for each cable, in which case n = 1 is taken for each execution of the process. If the cable index i

pas atteint le nombre n de fusibles en étape 103, l'indice i est incrémenté dans une étape 104 pour passer au câble suivant. Dans l'étape 105, on réinitialise l'indice i à 1 pour reprendre le procédé à partir du premier câble. La température TZ d'un environnement dans lequel le câble est confiné, est initialisée à une valeur égale à celle de la température atmosphérique 'atm. En référence à la figure 5, le procédé de dimensionnement repose sur un modèle électrothermique dans lequel chaque objet est discrétisé géométriquement à l'aide de la méthode nodale. Cette méthode dérivée des volumes finis consiste à diviser l'objet en plusieurs blocs isothermes à chacun desquels est associé respectivement un noeud v, w, x, y, z, sur lequel est calculée une température TV, Tw, TX, Ty, TZ . Parmi un nombre n de câbles, un câble d'indice i, i variant de 1 à n, comprend une âme 50 électriquement conductrice et une gaine 51 électriquement isolante. Lorsque n=1, la division géométrique retenue est pour un conducteur unique confiné dans un environnement 70. Un aspect original réside dans le confinement permettant de caractériser l'air clos auquel sont soumis les faisceaux électriques dans l'environnement 70 auquel on associe le noeud z. Ceci permet de prendre en compte une augmentation de la température ambiante TZ par rapport à la température atmosphérique 'atm, qui influence les transferts thermiques à la surface du câble à laquelle est associé le noeud y. not reached the number n of fuses in step 103, the index i is incremented in a step 104 to move to the next cable. In step 105, the index i is reset to 1 to resume the process from the first cable. The temperature TZ of an environment in which the cable is confined is initialized to a value equal to that of the atmospheric temperature atm. With reference to FIG. 5, the sizing process is based on an electrothermal model in which each object is geometrically discretized using the nodal method. This method derived from the finite volumes consists in dividing the object into several isothermal blocks each of which is associated respectively a node v, w, x, y, z, on which a temperature TV, Tw, TX, Ty, TZ is calculated. Among a number n of cables, a cable of index i, i varying from 1 to n, comprises an electrically conductive core 50 and an electrically insulating sheath 51. When n = 1, the geometric division retained is for a single conductor confined in an environment 70. An original aspect lies in the confinement that makes it possible to characterize the enclosed air to which the electrical bundles are subjected in the environment 70 to which the node is associated. z. This makes it possible to take into account an increase in the ambient temperature TZ with respect to the atmospheric temperature 'atm, which influences the heat transfers at the surface of the cable to which the node y is associated.

Le noeud v est associé au volume de l'âme 50 et le noeud w est associé à la surface de séparation entre l'âme 50 et la gaine 51. L'âme 50 en cuivre, en aluminium ou en tout autre matériau électriquement conducteur, est thermiquement modélisé par une capacité calorifique 52 de valeur Cvi et une conductance thermique 53 de valeur guwi• Une puissance dissipée par effet joule d'un courant Ii qui passe dans l'âme 50, a pour valeur Q; =R,I,2 . Les températures 'vi au noeud v et Twi au noeud w, sont liées par 5 la relation : i(TW.-T.)+Q; =C, dam (10) Le noeud x est associé au volume de la gaine 51 et le noeud y est associé à la surface de séparation entre la gaine 51 et l'environnement 70. La gaine 51 en polymère 10 ou en tout autre matériau électriquement isolant, est thermiquement modélisé par une capacité calorifique 55 de valeur CXi, une conductance thermique 54 de valeur g,xi vers le noeud w et une conductance thermique 56 de valeur gyxi vers le noeud y. Les températures 'xi au noeud v, Twi au 15 noeud w et TYi au noeud y, sont liées par la relation : ùTX)+gyxi`Ti ùTxi) = C, da X' (11) L'environnement 70, généralement constitué d'air, est thermiquement modélisé par une capacité calorifique 71 de valeur C, un coefficient d'échange thermique 59 par 20 convection annulaire interne de valeur gyzi vers le noeud y et un coefficient d'échange thermique 72 par convection annulaire externe de valeur gZ vers l'extérieur. On indique que ces coefficients d'échange reposent de préférence sur les formulations empiriques de Kuehn et 25 Golstein. Les températures TZ au noeud z, TYi au noeud y et 'atm à l'extérieur, sont liées en première approximation par la relation : g r yzi `rTyi ù Tz) + g z (Tatm ù Tz) = C z dtZ dT (12) Les trois relations précédentes peuvent être écrites 30 sous la forme : 10 ùg,,iT,i +gvwiTWi +Qi = Cri dTvi (13) gwxiTwi ù`gwxi +gyxi)Txi +gyxiTyi = Cxi dTXi (14) z dt gyziTyi ù (gyzi + gz)Tz +g,Tatm = C, dt (15) D'autre part, l'absence d'accumulation de chaleur à 5 travers chaque surface, permet d'écrire les relations suivantes . gäWi (T i ù Tvi) + g Wxi ( i ùTxi) = 0 (16) gyzi(Tyi ùTxi)+gyzi(Tyi ùTz) = 0 (17) résulte que : gù T + gWxi T. (18) xi gi + g Wxi gi + g ,,xi Tyi = gyxi Txi + gyzi Tz (19) gyzi + gyzi gyzi + gyzi En posant G =G = gvwigwxi , G =G GXZ =Gzx = g vwi + g wxi Gxx.=Gx,.+GXZ., GzZ.=GzX.+g, on peut réécrire les relations précédentes sous forme matricielle : /dT, Dont il gyxigyzi gyzi + gyzi 15 i Qi 0 ,gzTatm/ /- Gvvi Gvxi 0 / TVi Gvxi ù Gxxi Gxzi Txi + O Gxzi ù Gzzi2 Tz J0 0 " 0 C vi 0 0 0 C v; 2 dt dTxi (20) dt dTzi dt Il est dans ce cas facile d'inverser les matrices et de calculer les primitives des températures en fonction du temps de façon à donner la température Txi de la gaine à chaque instant t. 20 Le procédé est amélioré en tenant compte des échanges par conduction et par rayonnement électromagnétique dans l'environnement 70 de confinement. On ajoute alors une conductance thermique 57 et un espace 58 de propagation par rayonnement électromagnétique pour modéliser l'environnement 70. La prise en compte de la convection dans l'air introduit des facteurs linéaires qui viennent simplement modifier les coefficients de la matrice de gauche. On sait que les échanges thermiques par rayonnement sont liés à la puissance quatrième de la température par une relation de la forme : = ca(Ty - Tai ) (21) Où E est l'émissivité en surface de la gaine 51 et 6 est la constante de Stéphan-Boltzmann. La relation 21 modifie essentiellement les relations 14, 15 et 17 où interviennent les températures Tyi et Tatti,. Les relations entre les dérivées des températures par rapport au temps et les températures sont alors des fonctions non linéaires que le calcul numérique sur ordinateur permet d'intégrer progressivement par pas successifs représentant chacun une durée élémentaire dt. Une manipulation mathématique des relations ci-dessus exposées permet d'exprimer les fonctions ddTvi (t) =fvi (Q i ,Tvi (t), Txi (t), Tyi (t), Tz (t), Tai (22) ddt i (t) f xi (Q i , Tvi (t), Txi (t), Tyi (t), Tz (t), Tai (23) The node v is associated with the volume of the core 50 and the node w is associated with the separation surface between the core 50 and the sheath 51. The core 50 made of copper, aluminum or any other electrically conductive material, is thermally modeled by a heat capacity 52 of value Cvi and a thermal conductance 53 of value guwi • A power dissipated by Joule effect of a current Ii which passes through the core 50, has the value Q; = R, I, 2. The temperatures ν at node v and Twi at node w are related by the relation: i (TW.-T.) + Q; = C, dam (10) The node x is associated with the volume of the sheath 51 and the node is associated with the separation surface between the sheath 51 and the environment 70. The sheath 51 made of polymer 10 or any other material electrically insulating, is thermally modeled by a heat capacity 55 of value CXi, a thermal conductance 54 of value g, xi to the node w and a thermal conductance 56 of value gyxi to the node y. The temperatures 'xi at node v, Twi at node w and TYi at node y, are related by the relation: ùTX) + gyxi`Ti ùTxi) = C, da X' (11) The environment 70, generally consisting of air, is thermally modeled by a heat capacity 71 of value C, a heat exchange coefficient 59 by internal annular convection of value gyzi to the node y and a heat exchange coefficient 72 by external annular convection of value gZ vers outside. It is indicated that these exchange coefficients are preferably based on the empirical formulations of Kuehn and Golstein. The temperatures TZ at the node z, TYi at the node y and 'atm outside, are related as a first approximation by the relation: gr yzi `rTyi ù Tz) + gz (Tatm ù Tz) = C z dtZ dT (12) The foregoing three relations can be written in the form: ## EQU1 ## where Txi + gyxiTyi = Cxi dTXi (14) z dt gyziTyi ù (i), gwxiTwi ù gwxi + gyxi gyzi + gz) Tz + g, Tatm = C, dt (15) On the other hand, the absence of accumulation of heat through each surface makes it possible to write the following relations. gäWi (T i ù Tvi) + g Wxi (i ùTxi) = 0 (16) gyzi (Tyi ùTxi) + gyzi (Tyi ùTz) = 0 (17) results that: gù T + gWxi T. (18) xi gi + g Wxi gi + g ,, xi Tyi = gyxi Txi + gyzi Tz (19) gyzi + gyzi gyzi + gyzi By putting G = G = gvwigwxi, G = G GXZ = Gzx = g vwi + g wxx Gxx. = Gx ,. + GXZ., GzZ. = GzX. + G, we can rewrite the previous relations in matrix form: / dT, of which it gyxigyzi gyzi + gyzi 15 i Qi 0, gzTatm / / - Gvvi Gvxi 0 / TVi Gxxi ù Gxxi Gxzi Txi + O Gxzi ù Gzzi2 Tz J0 0 "0 C vi 0 0 0 C v; 2 dt dTxi (20) dt dTzi dt In this case, it is easy to invert the matrices and calculate the primitives of the temperatures as a function of the time of the in order to give the temperature T x 1 of the cladding at each instant t The method is improved by taking into account the exchanges by conduction and by electromagnetic radiation in the confinement environment 70. A thermal conductance 57 and a space 58 of propagation by electromagnetic radiation for model 70. Taking into account convection in the air introduces linear factors that simply modify the coefficients of the left matrix. It is known that heat exchanges by radiation are related to the fourth power of temperature by a relation of the form: = ca (Ty - Tai) (21) Where E is the emissivity at the surface of sheath 51 and 6 is the constant Stephan-Boltzmann. The relationship 21 essentially modifies the relations 14, 15 and 17 where the temperatures Tyi and Tatti occur. The relationships between the derivatives of the temperatures with respect to time and the temperatures are then nonlinear functions that the numerical computation on computer makes it possible to integrate progressively in successive steps representing each one an elementary duration dt. A mathematical manipulation of the above relations allows to express the functions ddTvi (t) = fvi (Qi, Tvi (t), Txi (t), Tyi (t), Tz (t), Tai (22) ddt i (t) f xi (Q i, Tvi (t), Txi (t), Tyi (t), Tz (t), Tai (23)

dTZi (t) = f zi (Q i , Tvi (t), Txi (t), Tyi (t), Tz (t), Tai ( 2 4) Tyi (t) = f yi (Q i , Tvi (t), Txi (t), Tz (t), Tatm) (2 5) A partir de températures disponibles en mémoire d'un ordinateur pour un instant t précédent, il est possible de calculer les températures à l'instant t+dt par les formules . Tvi (t + dt) = Tvi (t) +fvi (Q i , Tvi (t), Txi (t), Tyi (t), Tz (t), Tatm )dt (26) Txi (t + dt) = Txi (t) + f xi (Q i , Tvi (t), Txi (t), Tyi (t), Tz (t), Tahn `)dt (27) Tzi (t + dt) = Tzi (t) +Ç (Q i , Tvi (t), Txi (t), Tyi (t), Tz (t), Tatm )dt (28) Tyi(t+dt)=fyi(Qi,Tvi(t+dt),Txi(t+dt),Tz(t+dt),Tatn) (29) On peut modéliser indépendamment un câble d'indice j avec une âme 60, une gaine d'isolation 61 dans le même environnement 70. Des capacités thermiques 62, 65, des conductances 63, 64, 66, 68, un coefficient de convection 69, un espace 67 a priori identique à l'espace 57 et une puissance Q. dissipée par effet joule d'un courant I. conduit alors de façon identique aux équations (t + dt) = (t) + (Q; (t), Tx; (t), Ty; (t), Tz (t), Tatm kit (30) Tx; (t + dt) = Tx; (t) + fx; (Q; (t), Tx; (t), Ty; (t), Tz (t), Tan )dt (30) Tz; (t + dt) = Tz; (t) + fz; (Q; , T,; (t), Tx; (t), Ty; (t), Tz (t), Tatm )dt (30) Tyr(t+dt)=fyj(Q.,T,j(t+dt),Tx~(t+dt),Tz(t+dt),Tai (29) Dans lesquelles on remarque que le noeud z est commun aux deux câbles. On peut calculer l'évolution de température indépendamment pour chaque câble en considérant un courant nul dans l'autre ou les autres câbles. On peut aussi combiner les équations de façon à tenir compte d'une influence du ou des courants dans d'autres câbles pour calculer une évolution de température dans un câble. En référence à nouveau à la figure 2, à la suite de l'étape 105, un diamètre Diam, du câble i, est initialisé à une valeur minimale D, dans une étape 106. Divers possibilités existent pour choisir la valeur minimale D, de diamètre. Elle peut être choisie égale à la plus petite valeur parmi celles des câbles disponibles ou égale à une valeur compatible avec la chute de tension à froid admissible, compte tenu du courant consommé. Dans une étape 107, à un instant initial t=0, le câble est considéré froid en raison d'une absence de courant ayant traversé l'âme du câble précédemment à l'instant t. Les températures T,., T,., Tx., I. dans la section du câble sont alors toutes initialisées à la température de confinement Tz. Dans une étape 108, la valeur du courant I.(t) est donnée en fonction de paramètres introduits dans une étape 115. Des paramètres fixant une valeur constante I;(t), égale au courant nominal ou au courant de court- circuit, permettent de dimensionner la tenue en température du câble, au courant nominal ou respectivement au courant de court-circuit. Des paramètres fixant une valeur constante I.(t), successivement égale à chaque valeur de courant possible, permettent de dimensionner la tenue en température du câble, à tous les courants. On peut aussi faire évoluer le courant à des valeurs suivant à chaque instant t, le profil représenté en figure 4. dTZi (t) = f zi (Qi, Tvi (t), Txi (t), Tyi (t), Tz (t), Tai (2 4) Tyi (t) = f yi (Qi, Tvi (t) ), Txi (t), Tz (t), Tatm) (2 5) From temperatures available in a computer memory for a previous instant t, it is possible to calculate the temperatures at time t + dt by the formulas Tvi (t + dt) = Tvi (t) + fvi (Qi, Tvi (t), Txi (t), Tyi (t), Tz (t), Tatm) dt (26) Txi (t + dt) = Txi (t) + f xi (Q i, Tvi (t), Txi (t), Tyi (t), Tz (t), Tahn `) dt (27) Tzi (t + dt) = Tzi (t) t) + ((Qi, Tvi (t), Txi (t), Tyi (t), Tz (t), Tatm) dt (28) Tyi (t + dt) = fyi (Qi, Tvi (t + dt) ), Txi (t + dt), Tz (t + dt), Tatn) (29) One can independently model a cable of index j with a core 60, an insulation sheath 61 in the same environment 70. Capacities 62, 65, conductances 63, 64, 66, 68, a convection coefficient 69, a space 67 a priori identical to the space 57 and a Q power dissipated by the Joule effect of a current I. then leads to identical to the equations (t + dt) = (t) + (Q; (t), Tx; (t), Ty; (t), Tz (t), Tatm kit (30) Tx; (t + dt) = Tx; (t) + fx; (Q; (t), Tx; (t), Ty; (t), Tz (t), Tan) dt (30) Tz; (t + dt) = Tz; (t) + fz; (Q;, T,; (t), Tx; (t), Ty; (t), Tz (t), Tatm) dt (30) Tyr (t + dt) = fyj (Q., T, j ( t + dt), Tx ~ (t + dt), Tz (t + dt), Tai (29) In which we notice that the node z is common to both cables, we can calculate the evolution of temperature independently for each cable considering a current of zero in the other or the other cables One can also combine the equations so as to take into account an influence of the currents or currents in other cables to calculate a temperature evolution in a cable. again in FIG. 2, following step 105, a diameter Diam, of the cable i, is initialized to a minimum value D, in a step 106. Various possibilities exist for choosing the minimum value D, of diameter. It can be chosen equal to the smallest value among those of the available cables or equal to a value compatible with the admissible cold voltage drop, taking into account the current consumed. initial t = 0, the cable is considered cold due to an absence of current having passed through the core of the cable previously at time t. The temperatures T.sub.1, T.sub.1, T.sub.1, I.sub.1 in the section of the cable are then all initialized at the confinement temperature T.sub.Z. In a step 108, the value of the current I. (t) is given as a function of parameters introduced in a step 115. Parameters setting a constant value I; (t), equal to the nominal current or the short-circuit current, allow the cable temperature resistance, the rated current or the short-circuit current to be dimensioned. Parameters setting a constant value I. (t), successively equal to each possible current value, make it possible to dimension the temperature resistance of the cable, to all the currents. It is also possible to change the current to values at each moment t, the profile shown in FIG.

Une étape 109 teste si le temps écoulé à l'instant t après l'instant initial, est supérieur à une durée tF dont l'atteinte provoque une rupture du fusible. Si l'abscisse t du point dont l'ordonnée est égale à I.(t), est supérieure à l'abscisse du point de même ordonnée sur la courbe 121, un résultat positif du test déclenche une étape 114. Dans le cas contraire, un résultat négatif du test déclenche une étape 110. Une activation de l'étape 114, est représentative d'un diamètre Diam, de câble pour lequel, au courant électrique I.(t) considéré en étape 108, le premier défaut apparu est une rupture du fusible. Le câble de diamètre Diam, est donc correctement protégé par le fusible pour les paramètres de courant considérés en étape 108. S'il existe d'autres paramètres de courant pour lesquels il est prévu de vérifier la tenue du câble, ces paramètres sont introduits en étape 115 de façon à réactiver au moins les étapes 107 à 109 pour ces nouvelles valeurs de paramètres de courant. S'il n'existe pas d'autres paramètres de courant pour lesquels il est prévu de vérifier la tenue du câble, une étape 116 vérifie si le câble d'indice i est le dernier câble à dimensionner. Une vérification affirmative de l'étape 116 active une étape 118 de fin du procédé pour laquelle les diamètres de câble(s) calculé(s) correspond(ent) à une bonne tenue en température. Une vérification négative de l'étape 116 active une étape 117 dans laquelle l'indice i de câble est incrémentée de façon à réitérer le procédé à partir de l'étape 106 pour le câble suivant. L'étape 110 est ordonnancée pour calculer la température T. de la gaine du câble a partir de la puissance Q. dissipée par effet joule en fonction du courant I.(t) et du diamètre Diam, au quel est liée la résistance électrique linéique du câble. Les formules énoncées précédemment en référence à la figure 5, sont utilisées à cet effet. A step 109 tests whether the elapsed time at time t after the initial instant is greater than a duration tF whose achievement causes the fuse to break. If the abscissa t of the point whose ordinate is equal to I. (t), is greater than the abscissa of the point of the same ordinate on the curve 121, a positive result of the test triggers a step 114. In the opposite case a negative result of the test triggers a step 110. An activation of the step 114, is representative of a diameter Diam, cable for which, to the electric current I. (t) considered in step 108, the first defect appeared is a rupture of the fuse. The cable of diameter Diam, is thus correctly protected by the fuse for the current parameters considered in step 108. If there are other current parameters for which it is intended to check the resistance of the cable, these parameters are introduced in step 115 so as to reactivate at least steps 107 to 109 for these new current parameter values. If there are no other current parameters for which it is intended to check the resistance of the cable, a step 116 checks whether the cable of index i is the last cable to be dimensioned. An affirmative verification of step 116 activates a step 118 end of the process for which the cable diameters (s) calculated (s) corresponds (ent) a good temperature resistance. Negative verification of step 116 activates a step 117 in which the cable index i is incremented to reiterate the method from step 106 for the next cable. Step 110 is sequenced to calculate the temperature T. of the sheath of the cable from the Q power dissipated by the Joule effect as a function of the current I. (t) and the diameter Diam, to which the linear electrical resistance is related. cable. The formulas set out above with reference to FIG. 5, are used for this purpose.

Une étape 111 teste alors si la température calculée est supérieure à une température de sécurité dont un franchissement est considéré se rapprocher d'une température qui provoque une détérioration du câble. Un résultat de test négatif en étape 111, déclenche une étape 112 pour réitérer au moins les étapes 108 et 109 à un instant t+dt plus tard. Un résultat de test positif en étape 111, indique un risque de détérioration du câble sans protection par rupture du fusible, au diamètre Diam, de câble considéré. Une étape 113 est alors prévue pour réitérer le procédé à partir de l'étape 107 avec un diamètre Diam, supérieur. Une augmentation de diamètre de câble a plusieurs effets bénéfiques sur la tenue en température du câble. Un câble de diamètre supérieur, a une âme de diamètre supérieur et par conséquent une résistance électrique linéique inférieure dont il résulte une puissance Q. dissipée par effet joule plus faible. Un câble de diamètre supérieur, a une surface périphérique de la gaine plus grande qui facilite l'évacuation de chaleur dans l'air de l'environnement de confinement, notamment par convection annulaire et rayonnement électromagnétique. Un câble de diamètre supérieur contient également plus de matière électriquement conductrice. Il en résulte une plus grande capacité thermique et donc une augmentation de la température moins rapide. A step 111 then tests whether the calculated temperature is greater than a safety temperature of which a crossing is considered to approach a temperature which causes a deterioration of the cable. A negative test result in step 111 triggers a step 112 to repeat at least steps 108 and 109 at a time t + dt later. A positive test result in step 111 indicates a risk of deterioration of the cable without protection by rupture of the fuse, Diam diameter, cable considered. A step 113 is then provided to repeat the process from step 107 with a larger Diam diameter. An increase in cable diameter has several beneficial effects on the temperature resistance of the cable. A cable of greater diameter has a larger diameter core and consequently a lower linear electrical resistance which results in a Q power dissipated by Joule effect lower. A larger diameter cable has a larger peripheral surface of the sheath that facilitates heat removal into the air of the confinement environment, including annular convection and electromagnetic radiation. A larger diameter cable also contains more electrically conductive material. This results in greater heat capacity and therefore a slower temperature increase.

Le diamètre de câble qui convient pour éviter les détériorations thermiques du câble, est celui de plus petite valeur parmi celles pour lesquelles la température de sécurité ou température critique 'Sec n'est jamais atteinte en étape 111, soit à cause d'une rupture de fusible détectée en étape 109 avant d'atteindre la température de sécurité ou température critique 'Sec en étape 111, soit à cause d'une stabilisation de température en deçà de la température de sécurité ou température critique TSec. Pour éviter que le procédé ne boucle indéfiniment en étape 112, il existe plusieurs solutions. On peut citer par exemple la solution qui consiste à tester en étape 109 si la durée écoulée à l'instant t depuis l'instant d'origine, est supérieure à une tmax pouvoir inférieure à tF mais suffisamment grande pour considérer que tF ne sera jamais atteinte. En effet, la courbe 121 de déclenchement du fusible a été choisie pour ne jamais déclencher pour les courants compatibles avec le profil 122. On peut encore citer la solution qui consiste à tester en étape 111 si la température s'est stabilisée avant d'avoir atteint la température critique. Une réponse positive à l'un ou l'autre des deux tests, active alors l'étape 114 pour passer à un autre profil de courant, à un autre câble ou terminer le dimensionnement du câble. Le procédé qui vient d'être exposé permet, en mode nominal, de s'assurer que le courant stabilisé n'engendre aucun dépassement thermique de l'isolant vis-à-vis de sa température critique. Le cas échéant, la section du conducteur ou éventuellement la classe de l'isolant sera augmentée afin de satisfaire ce critère thermique. L'une des étapes 106, 113 ou 114 est agencée pour vérifier que la chute de tension engendrée par la ligne est conforme à la tension minimale de fonctionnement de l'organe. Si la tension aux bornes de l'organe est insuffisante, les mêmes méthodes de correction peuvent être employées, à savoir, incrémenter la section du conducteur ou la classe de l'isolant. Le procédé qui vient d'être exposé permet aussi de s'assurer que le conducteur est dimensionné de façon à supporter transitoirement le courant de défaut. Ce courant peut avoir pour origine un court-circuit franc (coupure d'un câble par exemple), un court-circuit résistif (infiltration d'eau dans un optique par exemple) ou alors une surcharge ponctuelle (épaisseur de givre sur une vitre faisant croître le courant consommé par l'actionneur). Dans tous les cas, la solution qui consisterait à abaisser le calibre du fusible est à proscrire puisqu'elle serait en contradiction avec l'étape 102 et provoquerait inévitablement des déclenchements intempestifs. 25 The cable diameter which is suitable for preventing thermal deterioration of the cable, is that of smaller value among those for which the safety temperature or critical temperature 'Sec is never reached in step 111, either because of a failure of fuse detected in step 109 before reaching the safety temperature or critical temperature 'Sec in step 111, either because of a temperature stabilization below the safety temperature or critical temperature TSec. To prevent the process from looping indefinitely in step 112, there are several solutions. For example, the solution consists in testing in step 109 whether the time elapsed at time t from the instant of origin is greater than a power tmax less than tF but large enough to consider that tF will never be reached. Indeed, the fuse tripping curve 121 has been chosen never to trigger for the currents compatible with the profile 122. One can also mention the solution which consists in testing in step 111 whether the temperature has stabilized before having reaches the critical temperature. A positive response to one or the other of the two tests then activates step 114 to switch to another current profile, to another cable or to terminate the sizing of the cable. The process just described allows, in nominal mode, to ensure that the stabilized current does not cause any thermal overflow of the insulation vis-à-vis its critical temperature. If necessary, the conductor section or possibly the class of insulation will be increased to meet this thermal criterion. One of the steps 106, 113 or 114 is arranged to verify that the voltage drop generated by the line is in accordance with the minimum operating voltage of the member. If the voltage across the body is insufficient, the same correction methods can be employed, namely, incrementing the conductor section or the insulation class. The process just described also makes it possible to ensure that the conductor is dimensioned so as to temporarily withstand the fault current. This current can originate from a short-circuit (a cut of a cable for example), a resistive short-circuit (infiltration of water in an optic for example) or a point overload (thickness of frost on a window making increase the current consumed by the actuator). In all cases, the solution that would reduce the size of the fuse is to be avoided since it would be in contradiction with step 102 and inevitably cause inadvertent tripping. 25

Claims

REVENDICATIONS1. A method of dimensioning a cable (i) and an electric circuit fuse (Fi) for powering a vehicle body (Chi), comprising: a first fuse determining step (102) according to a profile an electric charge current of said member; a second step (110) of calculating a temperature (Ti) of the cable as a function of a given current (Ii) which passes through the cable and of a minimum diameter of the cable; a third step (113) of increasing the diameter of the cable until the fuse cuts the electrical circuit before the temperature (Ti) of the cable reaches a critical temperature (Tsec) of destruction of the cable or until the temperature (Ti) of the cable stabilizes below the critical temperature (Tsec) of destruction of the cable. 20

2. Method according to claim 1, characterized in that in the second (110) and / or the third step (113), the temperature (Ti) of the cable is calculated as a function of a temperature (Tz) of confinement.

3. Method according to claim 2, characterized in that in the second (110) and / or the third step (113), the temperature (Ti) of the cable and the temperature (Tz) of confinement are calculated by temporal integration of the energy dissipated by joule effect in the cable for a given reference temperature (Tatm). 30

4. Method according to one of the preceding claims, characterized in that in the second (110) and / or the third step (113), the temperature (Ti) of the cable is calculated by a nodal simulation method.

5. Method according to one of the preceding claims, characterized in that in the second (110) and / or the third step (113), a core (50) of the cable is modeled by a power source dissipated by joule effect, a thermal capacity (52) and a thermal conductance (53) to a periphery of the core.

6. Method according to claim 5, characterized in that the power source dissipated by Joule effect in nominal mode is calculated for a nominal current value.

7. Method according to claim 5, characterized in that the power source dissipated by the effect Joule in failure mode is calculated for a short circuit current value.

8. Method according to one of claims 5 to 7, characterized in that the power source dissipated by Joule effect is calculated for each of the possible values of electric current.

9. Method according to one of the preceding claims, characterized in that in the second step (110), a cable confinement environment (70) is modeled by a heat capacity (71), an internal convection conductance (59) and an outer convection conductance (72).