The Future of High Power Electronics in Transmission and Distribution Power Systems

Auteurs : Colin C Davidson, Guillaume de Préville

Laboratoire : AREVA T&D (Transmission and Distribution – http://www.areva-td.com)

Parution : congrès epe 2009, Barcelona

Intérêt : Revue des structures des convertisseurs d’électronique de puissance pour les futures applications dans le domaine du transport et de la distribution de l’énergie électrique

Résumé :

Le niveau de la haute tension des liaisons à courant continu (HVDC) utilisant des redresseurs-onduleurs à thyristors est amené à augmenter comme le montre la figure 1, reproduite ci-dessous :

 En parallèle au développement de ces liaisons à courant continu, se développent des applications utilisant des onduleurs-redresseurs de tension, VSC-HVDC, pour Voltage-Sourced Converter HVDC.

Dans l’article, sont décrites quelques solutions pour résoudre le problème de la tenue en tension des IGBT, composants commandables à l’ouverture et à la fermeture, qui sont envisagés pour ces applications.

La première solution consiste en la mise en série des composants dans une structure classique dite à ‘’2 niveaux’’.

La deuxième solution consiste à utiliser une structure dite ‘’à trois niveaux avec diode clampée’’.

Une troisième solution consiste à utiliser des onduleurs de tension multi-niveau modulaires.

Un principe est basé sur la mise en série de cellules indépendantes, comme indiqué à la figure 5, reproduite ci-dessous :

 Une autre possibilité est présentée à la figure 6, reproduite ci-dessous :

 Ensuite sont décrites des applications de ces structures d’onduleur de tension, essentiellement le compensateur statique (d’énergie réactive) nommé le ‘’statcom’’.

Critiques-commentaires

• Article généraliste
• Photo d’un arc lors d’un essai à 800 kV d’un redresseur à thyristors
• La problématique de la régulation des tensions flottante n’est pas abordée

Références bibliographiques

[1] Arrillaga J., High Voltage Direct Current Transmission, ISBN 0 85296 941 4.

[2] Flourentzou N., Agelidis G., Demetriades G.D., VSC-Based HVDC Power Tranmission Systems: An

Overview, IEEE Transactions on Power Electronics, Vol 24, No. 3, March 2009.

[3] Lesnicar A. and Marquardt R.: An innovative modular multi-level converter topology for a wide power range, IEEE Power Tech Conference, Bologna, Italy, June 2003

[4] Knight R.C., Young D.J., Trainer D.R., Relocatable GTO-based Static-Var Compensator for NGC

Substations, CIGRE Session 1998, Paris.

Design Procedure of Bearingless High-speed Switched Reluctance Motors

Auteurs : Li Chen, Wilfried Hofmann

Laboratoire : Department of Electrical Machines and Drives, Technische Universität Dresden

Parution : SPEEDAM 2010, International Symposium on Power Electronics, Electrical Drives, Automation and Motion

Résumé :

Dans cet article, les auteurs présentent la modélisation et la réalisation de la partie active d’un palier magnétique intégré dans la structure d’une machine à réluctance variable. La partie mesure est classique. Le deuxième palier radial est un roulement à billes classique. Les auteurs utilisent une machine à réluctance variable 8-6. Le principe d’alimentation en courant est présenté grâce à la figure 1, ci-dessous :

En plus du courant permettant de crée le couple, deux bobinages (et non pas deux phases) sont alimentés simultanément pour créer une force d’attraction (uniquement) selon deux axes à 90°.

Dans la table 1, reproduite ci-dessus, sont présentées les bobines actives selon la position du rotor.

Les équations donnant le couple et les forces de lévitation sont présentées.

Le principe mécanique est présenté à la figure 4 (ci-dessous) :

On peut voir qu’il y a deux roulements à billes. Celui de gauche est monté sur l’axe du rotor, tandis qu’avec celui de droite un entrefer g_c est autorisé. Compte tenu des caractéristique du roulement à billes de gauche, la valeur de 0,15 mm est choisi pour g_c (0,76 mm au max, car l’angle θ ne peut pas dépasser 16’).

Des éléments pour le dimensionnement électromagnétique sont proposés.

La partie V, aborde les simulations par éléments finis faites avec ansys. Tout d’abord l’inductance, mais le plus intéressant est la figure 8, où sont représentés les courants des bobines 1 2 3 4 nécessaires à la création d’une force radiale de 20 N selon l’axe y, tandis que celle selon l’axe x est nulle.  A la figure 9, sont présentés les courants des quatre autres bobines. Un convertisseur bidirectionnel  en courant est nécessaire. A la figure 10, sont présentées les forces radiales, selon les deux axes x et y, simulées.

Critiques :

•  Sujet original
• La partie expérimentale doit suivre
• Quelle est la conséquence des ondulations de couples ?
• Quelle est la conséquence des forces radiales non constantes ?
• 20 N sont ils suffisant ?
• A haute vitesse, 30 000 tr/min, soit 3 kHz électrique, est il possible d’asservir les courants ?

Références bibliographiques

[1] R. Bosch, “Development of a bearingless electric motor,” in Proc. ICEM ’88, vol. 3, pp. 373-375.

[2] C. M. Stephens, “Fault detection and management system for fault tolerant switched reluctance motor drives,” in Conf. Rec. IEEE-IAS Annu. Meeting, 1989, pp. 574–578.

[3] M. Takemoto, H. Suzuki, A. Chiba, T. Fukao, and M. A. Rahman, “Improved analysis of a bearingless switched reluctance motor,” IEEE Trans. Ind. Applicat., vol. 37, pp. 26–34, Jan./Feb. 2001.

[4] L. Chen, W. Hofmann, “Analytically computing winding currents to generate torque and levitation force of a new bearingless reluctance motor,” EPE-PEMC 2006., pp. 1058-1063, Portroz Slovenia, September/Octorber 2006.

[6] T, Schneider, A. Binder, L. Chen, “Design procedure of bearingless high-speed permanent magnet motors,” ISEF 2005, September 2005.

Pour aller plus loin : 
Magnetic Bearings and Bearingless Drives
By
Akira Chiba
Tadashi Fukao
Osamu Ichikawa
Masahide Oshima
Masatugu Takemoto, Tokyo University of Science and Musashi Institute of Technology, Japan
David Dorrell, Senior Lecturer, University of Glasgow, UK

Description
The application of bearingless drives is emerging as an important technique in the areas of high-speed machinery and motion-control, and this book aims to provide a thorough grounding in the principles behind this cutting-edge technology. Basic principles are described in detail with practical examples to aid understanding, and the different types of bearingless drives are introduced, along with coverage of test machines and applications. Aimed at practising electrical and mechanical engineers and advanced students, Magnetic Bearings and Bearingless Drives provides an essential guide to an area of engineering previously only fully covered by large numbers of academic papers. 

Economic and environmental evaluation of compressed-air cars

Si vous vous posez des questions sur les véhicules à air comprimé :

http://iopscience.iop.org/1748-9326/4/4/044011/fulltext#erl323265s7 

Auteurs : Felix Creutzig^1,2, Andrew Papson³, Lee Schipper^4,5 and Daniel M Kammen^1,2,6

¹ Berkeley Institute of the Environment, University of California, Berkeley, USA
² Renewable and Appropriate Energy Laboratory, University of California, Berkeley, USA
³ ICF International, 620 Folsom Ave, Suite 200, San Francisco, CA 94107, USA
⁴ Precourt Energy Efficiency Center, Stanford University, USA
⁵ Global Metropolitan Studies, University of California, Berkeley, USA
⁶ Energy and Resources Group, University of California, Berkeley, USA

Site facebook de la plateforme véhicule électrique de l'IUT de Cachan

Plein d'infos sur les véhicules électriques sur :
http://www.facebook.com/voitureelectrique.iutcachan

Fixation of buried and surface mounted magnets in high-speed permanent magnet synchronous motors

Auteurs : Andreas Binder, Tobias Schneider, Markus Klohr
Laboratoire : Department of Electrical Energy Conversion Darmstadt University of Technology

http://b-dig.iie.org.mx/BibDig/P07-0007/DATA/05IAS_79P4.PDF

Intérêt : Etude de la tenue mécanique des aimants permanents au rotor d’une machine synchrone

Résumé :

Dans cet article, les auteurs présentent les limites mécaniques de 3 rotors de machines synchrones à aimants permanents haute vitesse. Les trois rotors sont présentés aux figures 2, 8 et 10 reproduites ci-dessus.

Différents calculs permettent de déterminer la vitesse de rotation maximale, limitée par la tenue mécanique soit de la frette (époxy ou carbone) soit des tôles magnétiques.

Les trois machines sont présentées avec leurs dimensions.

Les formulations et les calculs par EF sont utilisables et permettent de comprendre pour quel raisons la MS avec AP ‘’burried’’ possède une vitesse de rotation limite (»20 000 tr/min), alors que la M1, cette vitesse est d’environ de 35 000 tr/min et pour la M2, elle est de 48 000 tr/min.

Il est à noter qu’une température du rotor de 150 °C est la limite supérieure pour la frette et pour les aimants (démagnétisation).

Références bibliographiques 

[1] TENAX FIBRES: Product Properties, Wuppertal, Germany, 1998

[2] Klohr, M.; Binder, A.: Design of Carbon Fiber Bandages for High Speed Permanent Magnet Rotors, Proceedings of the Symposium SPEEDAM-2002, Ravello, Italy.

[4] Binder, A.; Klohr, M.; Schneider, T.: Losses in High Speed Permanent Magnet Motor with Magnetic Levitation for 40000/min, 40 kW, Proc. ICEM-2004, Krakow, Poland, Vol.1, p. 93-94.

[5] Lovelace, E.; Jahns, T.; Keim, T.; Lang, J.: Mechanical Design Considerations for Conventionally Laminated, High-Speed, Interior PM Synchronous Machine Rotors, IEEE Transactions on Industry

Applications, Vol. 40, No. 3, p. 806 – 812, May/June 2004

[7] Honda, Y.; Yokote, S.; Higaki, T.; Takeda, Y: Using the Halbach Magnet Array to Develop an Ultrahigh-Speed Spindle Motor for Machine Tools, IAS Annual Meeting, October 5-9 1997, p. 56-60.

Hybrid Drive System of an Industrial Truck Using a Three-Phase DC-DC Converter Feeding Ultra-Capacitors

Auteurs : Christian Rudolph

Laboratoire : STILL GmbH,  Hamburg, Germany

Parution : Conférence epe2009 Barcelona

Intérêt : hacheur entrelacé pour super-condensateurs avec convertisseur triphasé et inductance couplée

La figure 1 (ci-dessous) présente la chaine de conversion dans son ensemble :



La figure 3 (ci-dessous) présente le convertisseur DC-DC avec l’inductance couplée :

Pour l’inductance couplée, il est utilisé le circuit magnétique d’un transformateur triphasé ‘’classique’’.

La commande du convertisseur est une commande classique de hacheur entrelacé (cf. fig.4 de l’article).

Il y a deux boucles imbriquées. Une boucle de courant et une boucle de tension. Pour la régulation du courant dans les super-condensateurs, il n’est mesuré que le tiers du courant avec i_V.  Il est mesuré aussi i_U-i_V et i_V-i_W.

Le fonctionnement du convertisseur triphasé associé à l’inductance couplée est mis en équations.

Le principe de contrôle est présenté.

Des résultats expérimentaux sont présentés.

Critiques :

·         La présentation et la description du système est intéressante

·         L’utilisation d’un convertisseur triphasé et d’un transformateur triphasé est ingénieuse

·         L’étude électromagnétique de l’inductance couplée est superficielle. Que se passe-t-il lorsque les trois phases sont parcourues par un même courant continu ?

·         Il n’y a pas d’informations sur les transferts d’énergie

Références bibliographiques

[1] Steiner, M.; Klohr, M.; Pagiela, S.: Energy Storage System with UltraCaps on Board of Railway Vehicles, EPE’07 Aalborg, 2007

[2] Mohan, M.; Undeland, T. M.; Robbins, W. P.: Power Electronics – Converters, Applications, and

Design, 3rd edition, John Wiley & Sons Inc., 2003

[3] Camara, M. B.; Gustin, F.; Gualous, H.; Berthon, A.: Supercapacitors and Battery Power Management for Hybrid Vehicle Applications Using multi Boost and Full Bridge Converters, EPE’07 Aalborg, 2007

[4] Cheng, Y.; Van Mierlo, J.; Lataire, P.; et. al.: Method of Identifying Voltage Difference of Super

Capacitors and Principle of Voltage Balancing, EPE’07 Aalborg, 2007

[5] Li, J.; Sullivan, C. R.; Schultz, A.: Coupled-Inductor Design Optimization for Fast-Response Low-

Voltage DC-DC Converters, IEEE APEC, 2002

[6] Zumel, P.; Garcia, O.; Cobos, J. A.; Uceda, J.: Magnetic Integration for Interleaved Converters,

IEEE APEC, 2003

[7] Bausière, R.; Labrique, F.; Séguier, G.: Power Electronic Converters – DC-DC Conversion, Springer-

Verlag Berlin, 1993

[8] Leonhard, W.: Control of Electrical Drives, 2nd edition, Springer-Verlag Berlin, 1996

Hybrid Drive System of an Industrial Truck Using a Three-Phase DC-DC Converter Feeding Ultra-Capacitors

Image d'électronique de puissance (Fabien Adam)

Soutenance de la thèse de Judicaël AUBRY

Optimisation du dimensionnement d'une chaîne de conversion électrique directe incluant un système de lissage de production par supercondensateurs. Application au houlogénérateur SEAREV

Le mémoire sera bientôt disponible en téléchargement sur la base TEL <http://tel.archives-ouvertes.fr/>.

Résumé_ :
Le travail présenté dans cette thèse porte sur l'étude du dimensionnement d'une chaine de conversion électrique en entrainement direct d'un système direct de récupération de l'énergie des vagues (Searev). Cette chaine de conversion est composée d'une génératrice synchrone à aimants permanents solidaire d'un volant pendulaire, d'un convertisseur électronique composé de deux ponts triphasés à modulation de largeur d'impulsion, l'un contrôlant la génératrice, l'autre permettant d'injecter l'énergie électrique au réseau. En complément, un système de stockage de l'énergie (batterie de supercondensateurs) est destiné au lissage de la puissance produite.

Le dimensionnement de tous ces éléments constitutifs nécessite une approche d'optimisation sur cycle, dans un contexte de fort couplage multi-physique notamment entre les parties hydrodynamique et électromécanique.

Dans un premier temps, l'ensemble génératrice-convertisseur, dont le rôle est d'amortir le mouvement d'un volant pendulaire interne, est optimisé en vue de minimiser le coût de production de l'énergie (coût du kWh sur la durée d'usage). Cette optimisation sur cycle est réalisée en couplage fort avec le système houlogénérateur grâce à la prise en compte conjointe de variables d'optimisation relatives à l'ensemble convertisseur-machine mais aussi à la loi d'amortissement du volant pendulaire. L'intégration d'une stratégie de défluxage, intéressante pour assurer un fonctionnement en écrêtage de la puissance, permet, dès l'étape de dimensionnement, de traiter l'interaction convertisseur-machine.

Dans un second temps, la capacité énergétique du système de stockage de l'énergie fait l'objet d'une optimisation en vue de la minimisation de son coût économique sur cycle de vie. Pour ce faire, nous définissons des critères de qualité de l'énergie injectée au réseau, dont un lié au flicker, et nous comparons des stratégies de gestion de l'état de charge tout en tenant compte du vieillissement en cyclage des supercondensateurs dû à la tension et à leur température.

Dans un troisième temps, à partir de données d'états de mer sur une année entière, nous proposons des dimensionnements de chaines de conversion électrique qui présentent les meilleurs compromis en termes d'énergie totale récupérée et de coût d'investissement.


Mots-clés_ :
Énergie des vagues, houlogénérateur direct, couplages multi-physiques, optimisation bi-objectif par essaims particulaires, dimensionnement, chaine de conversion électrique, entrainement direct, machine à aimants permanents, cycle de fonctionnement, coût de l'énergie, optimisation système, qualité de l'énergie, flicker, lissage de production électrique, stockage d'énergie, supercondensateurs, vieillissement, cycle de vie.


Jury_ :
M. Christophe CHABERT /de DCNS/
M. Jean-Frédéric CHARPENTIER /de l'Ecole Navale, IRENAV/
M. Alain CLEMENT /de l'Ecole Centrale de Nantes, LMF/
M. Christophe ESPANET /de l'Université de Franche-Comté, FEMTO-ST/
M. Paul LETELLIER /de Jeumont Electric/
M. Pascal VENET /de l'Université Claude Bernard Lyon 1, AMPERE/
M. Hamid BEN AHMED Directeur de thèse
M. Bernard MULTON Co-Directeur de thèse

Post-it : Quelle est la puissance maximale convertible par une machine synchrone associée à son convertisseur d’électronique de puissance ayant une valeur de la tension du bus DC limitée ?

High Voltage IGBTs and Medium Frequency Transformer in DC-DC Converters for Railway Applications

Auteurs : Holger Hoffman, Bernhard Piepenbreier

Laboratoire : Friedrich-Alexander-University of Erlangen-Nuremberg, Germany

Parution : Conférence speedam 2010, Pisa, Italy

Intérêt : étude expérimentale du transformateur d’un convertisseur dc-dc à résonance

Résumé :

Le nombre d’étage est choisi en fonction du niveau de tension (cf. Weigel J., Nagel A., Hoffmann H.; High Voltage IGBTs in Medium Frequency Traction Power Supply; EPE 2009, Barcelona, Spain). 
Avec des IGBT 6.5 kV, N ≥ 7 est nécessaire pour 15 kV.

Pour la résonance série, c'est l’inductance de fuite du transformateur qui est utilisée.

Cette structure a été présentée par : A. Esser, H.-Ch. Skudelny dans :'' A New Approach to Power Supplies for Robots''; IEEE IAS; 1990

La première manip a consisté à comparer deux HV-IGBT.

La deuxième manip a consisté à comparer différents modes de commande.

Le transformateur possède des bobinages imbriqués (2 primaires et 2 secondaires). De l’huile sert pour l’isolation. Les conducteurs sont des barres creuses en aluminium avec de l’eau dé-ionisée pour le refroidissement. Le circuit magnétique est constitué de matériau nanocristallin.

Une étude paramétrique est menée afin de trouver un compromis entre le meilleur rendement et le minimum de masse. La fréquence de résonance et la disposition des conducteurs sont les deux principaux paramètres.

Critiques :

·         Aucune information sur les deux igbt testés

·         Il n’y a aucun modèle de pertes

·         On ne sait pas si l’étude a été faite sur de véritables transformateurs

·         Le choix du mode de commande est intéressant

Références bibliographiques

[1] Diekerhoff S., Bernet S., Krug D.;  Power Loss-Oriented Evaluation of High Voltage IGBTs and Multilevel Converters in Transformerless Traction Applications. IEEE Transactions on power electronics, Vol. 20, No. 6, November 2005

[2] Hugo, N.; Stefanutti, P.; Pellerin, M.; Akdag, A.; Power electronics traction transformer;

Power Electronics and Applications, 2007 European Conference on; 2007

[6] B. Engel, M. Victor, G. Bachmann, A. Falk; 15 kV / 16.7 Hz energy supply system with medium frequency transformer and 6.5 kV IGBTs in resonant operation, EPE 2003, Toulouse, France

[7] A. Esser, H.-Ch. Skudelny; A New Approach to Power Supplies for Robots; IEEE IAS; 1990

[8] Weigel J., Nagel A., Hoffmann H.; High Voltage IGBTs in Medium Frequency Traction Power Supply; EPE 2009, Barcelona, Spain

[10] P. L. Dowell; Effects of Eddy Currents in Transformer Windings, Proceedings IEE (UK), Vol. 113, No.8, August, 1966, pp. 1387-1394.

[12] Duerbaum, Th. and Albach M.; Core Losses in Transformers with an Arbitrary Shape of the Magnetizing Current; EPE Roc., Vol. 1, p. 1.171-1.176, Sevilla (Spain), 1995.

Drive train design for medium-sized zero emission electric vehicles

Auteurs : P. Morrison, A. Binder, B. Funieru, C. Sabirin

Laboratoire : Darmstadt, Institute of Electrical Energy Conversion

Parution : conférence EPE-2009 Barcelona
Intérêt : Simulation appliquée d’un véhicule 100% électrique

Dans cet article, les auteurs ont simulé avec matlab-simulink un véhicule 100% électrique, la Smart Fortwo. 
Il y a beaucoup de valeurs numériques intéressantes. 
La modélisation de la motorisation prend en compte quatre forces : resistance to rolling, air drag, the inertia and road grade resistance.

Une cartographie du rendement du réducteur est proposée. 
Le moteur électrique, de référence Brusa HSM 6.17.12, est une machine synchrone à AP de 85Nm-40kW-4500tr/min. Sa masse est de 53 kg son diamètre externe de 270mm, la longueur totale est de 245mm. 
Pour le calcul des pertes cuivre sont prises en compte les pertes supplémentaires dues au flux de fuite. 
Pour la vitesse nominale (stator frequency fs = 175 Hz), les pertes cuivre sont augmentées de 3.6% et pour la vitesse maximale 11000 tr/min (fs = 510 Hz) de 31%. 
Les pertes fer sont séparées en des pertes par hystérésis (1,3W/kg-1T-50Hz ; k_h2=50) et en des pertes par courants de foucault (0,4W/kg-1T-50Hz ; α_p=0,062). 
C’est la valeur crête de l’induction dans les dents et dans la culasse, qui est utilisée, dans un modèle sinus, avec une augmentation des pertes de 80% (dent) et de 50% (culasse) en raison des détériorations des tôles lors de la réalisation de la machine. 
Les pertes dans les roulements sont proportionnelles à la vitesse (264W@11000tr/min), ce qui se traduit par un couple de frottement sec de 0,12 Nm par pallier. 
Les pertes aérodynamiques sont aussi précisées (4W@4000tr/min; 45W@11000tr/min).

La modélisation thermique, par réseau de résistances, permet de vérifier que le point chaud, situé dans les bobinages, ne dépasse pas la valeur de 155°C, car les isolants sont de classe F. Mais aucune indication sur le refroidissement de la carcasse.  
Pour l’onduleur, les pertes de conduction sont estimées à partir d’un modèle résistance-tension pour les transistors igbt et de la formulation (13). Pour les pertes de commutation : règle de trois avec E_on et E_off. Idem pour les diodes. Pour le point nominal 40kW-4500tr/min : I_N = 96.8 A, U_N = 187 V, f = 175 Hz (f_d=12 kHz). Les pertes sont (igbt_conduction, igbt_découpage, diode_conduction, diode découpage) : P_T,C = 50.8 W, P_T,S = 18.7 W, P_D,C = 10.7 W, P_D,S = 48.8 W et de 774 W au total.  
La puissance demandée par les auxiliaires est estimée à 150W. Rien pour le confort (chauffage-clim) de l’habitacle, alors que la puissance demandée pour atteindre 5-8 kW. Le modèle de la batterie est U₀-R_i (fig 4-a).

Les auteurs indiquent qu’une msap est meilleure qu’une mas lorsque l’utilisation est à faible charge. De plus, la msap a une plus grande capacité de surcharge.

L’ensemble des modélisations permet de simuler l’autonomie du véhicule. Le résultat est de 121 miles, soit 17,2 fois un cycle FTP-72. 

L’effet de la récupération d’énergie est simuler et le gain est quantifier .

La puissance de pointe demandée à la batterie est simulée.

Des simulations à vitesses constantes (120 et 150 km/h) et des simulations d’accélération sont proposées.

Critiques :

· Modèle pertes fer : quid des inductions non sinus ?

· Impact des erreurs des modèles sur les simulations globales. Simulations avec prises séparées des différentes pertes.

·  La récupération d’énergie se fait ‘’tranquillement’’.  Quid du conducteur de la smart ?

·  Pour la modélisation thermique, le point initial est à 25°C. Une estimation de la température du liquide de refroidissement doit être faite.

Références bibliographiques

[1] California Environmental Protection Agency, Air Resources Board: “The California Low-Emission Vehicle

Regulations”, with amendments effective January 4, 2008.

[2] Delphi Corporation: “Worldwide Emissions Standards”, 2008.

[3] Robert Bosch GmbH:“Automobile Handbook“ (in German): “Kraftfahrtechnisches Taschenbuch”, 25.

Auflage, Friedr. Vieweg & Sohn Verlag, 2004.

[6] www.smart.com

[7] M. Mitschke „Dynamic of cars“ (in German) „Dynamik der Kraftfahrzeuge“, Springer 2002.

[8] P.v.d. Bossche „Assessment of the sustainability of battery technologies through the SUBAT project“, 2005, http://etecmc10.vub.ac.be/publications/2005VandenBossche216.pdf

[9] Infineon Technical information FS200R06KE3, 2006.

[10] A. J,.Allen, R. Beardmore, R. Nash, “Generic Integrated Systems Modelling for Low Carbon, Zero Emission and Concept, Whole Vehicle, Simulation” Hybrid and Eco-Friendly Vehicle Conference, 2008. IET HEVC 2008, Warwick, UK

[11] D. Schroeder, “Electrical Drives” (in German) “Elektrische Antriebe”, Springer Verlag, 1994