ES2810876T3 - Procedimiento para la identificación de la anisotropía magnética de una máquina eléctrica de campo giratorio - Google Patents

Abstract

Procedimiento para la identificación de la anisotropía magnética de una máquina eléctrica de campo giratorio (1) que comprende un rotor y un estator, controlándose la máquina de campo giratorio (1) mediante tensiones de corte sincronizadas según el procedimiento de modulación por ancho de pulsos, caracterizado por que durante un intervalo de inyección se aplican cuatro vectores de inyección (U1, U2, U3, U4), que en una representación de espacio vectorial, después de la sustracción respectiva del valor promedio común (Ufoc), presentan todos el mismo valor y son ortogonales o antiparalelos entre sí respectivamente por pares, y por que como respuesta a los cuatro vectores de tensión (U1, U2, U3, U4) se determina en cada caso un cambio correspondiente del vector de corriente (Δ2 i us ) y a partir de los cambios respectivos de los vectores de corriente (Δ2 i us) se deducen los componentes de la anisotropía magnética, teniéndose en cuenta los vectores de tensión (U1, U2, U3, U4).

Description

DESCRIPCIÓN

Procedimiento para la identificación de la anisotropía magnética de una máquina eléctrica de campo giratorio La invención se refiere a un procedimiento para la identificación de la anisotropía magnética de una máquina eléctrica de campo giratorio que comprende un rotor y un estator, controlándose la máquina de campo giratorio mediante tensiones de corte sincronizadas según el procedimiento de modulación por ancho de pulsos. La invención se refiere también a un dispositivo para el control y/o la regulación de una máquina de campo giratorio, estando diseñado y configurado un controlador para la ejecución del procedimiento descrito. La invención se refiere también a una máquina de campo giratorio con un estator, un rotor y un dispositivo para su control y/o regulación. La invención se refiere en general al campo técnico de un control y/o una regulación sin codificador de una máquina de campo giratorio, derivándose la posición del rotor o el ángulo del rotor a partir de la anisotropía de la inductividad. Mediante la puesta a disposición de la anisotropía de la inductividad, dependiente de la posición del rotor o del ángulo del rotor, la invención realiza un aporte decisivo para calcular la posición del rotor o el ángulo del rotor de la máquina de campo giratorio. La evaluación de la anisotropía identificada respecto a la posición del rotor no es objeto de la invención.

Como resultado de la creciente electrificación de la vida cotidiana, los motores eléctricos tienen un uso cada vez mayor. Así, por ejemplo, casi todos los movimientos en las aplicaciones domésticas, tales como lavadoras, taladros, reproductores de CD y discos duros, o en las aplicaciones industriales, tales como bombas, ventiladores, transportadores, grúas y robots, se realizan en la actualidad mediante motores eléctricos. Incluso el sector del transporte experimenta un incremento de la electrificación con la electromovilidad. Como motores eléctricos se utilizan cada vez más máquinas de campo giratorio, por ejemplo, máquinas asincrónicas o máquinas sincrónicas, que se controlan electrónicamente mediante onduladores pulsados según el procedimiento de modulación por ancho de pulsos (PWM). El control actual, altamente eficiente, de los motores eléctricos presupone que el ángulo del rotor es conocido en todo momento, es decir, se mide generalmente. Sin este conocimiento se pueden utilizar solo procedimientos de control claramente menos eficientes. La medición se realiza durante el funcionamiento con ayuda de un sensor montado en el árbol del rotor e identificado usualmente como codificador angular o abreviadamente como codificador.

Aunque los codificadores posibilitan el control eficiente deseado de los motores eléctricos, tienen una serie de desventajas, algunas de las que se mencionan a continuación:

a) Costos del sistema: La utilización de un codificador, incluidos los cables, el circuito de evaluación y la puesta en marcha, origina costos adicionales no deseados.

b) Robustez reducida: El codificador es, por lo general, el componente más sensible del sistema e impide la utilización en condiciones adversas, tales como polvo, suciedad, temperatura, presión o sacudidas y vibración. c) Probabilidad de fallo elevada: Debido al codificador, a los cables y al circuito de evaluación aumenta la cantidad de componentes del sistema requeridos para el funcionamiento y, por tanto, la probabilidad de fallo. En particular, esta consideración se centra a menudo en los cables y los conectores.

d) Necesidad de espacio elevada: Un codificador necesita espacio en el extremo del motor y presupone la presencia de un extremo de eje libre. En aplicaciones con un espacio constructivo crítico, por ejemplo, en la técnica automotriz, o en aplicaciones que requieren ambos extremos de eje, por ejemplo, motores de buje de rueda, esto puede resultar el criterio de exclusión para la utilización de procedimientos de control eficientes. Estas y otras desventajas explican el gran interés industrial por obtener la información sobre la posición del rotor o el ángulo del rotor sin la utilización de un codificador y por utilizar dicha información para el control o la regulación eficiente. Los procedimientos, que hacen esto posible, se identifican como procedimientos sin codificador o sin sensor y se dividen en dos clases, a saber, en procedimientos de onda fundamental y en procedimientos basados en la anisotropía.

Los procedimientos de onda fundamental calculan el ángulo del rotor sobre la base de la tensión inducida en movimiento. Estos presentan a menudo una estructura simple, proporcionan una buena calidad de la señal y tienen un cierto uso industrial en aplicaciones adecuadas. Dado que esta tensión desaparece a bajas velocidades, por ejemplo, un ciclo de lavado en lavadoras, y, en particular durante un tiempo de inactividad, por ejemplo, la parada de un ascensor, tales procedimientos permiten solo aplicaciones, cuyo funcionamiento se limite a velocidades altas. Los procedimientos basados en la anisotropía evalúan la dependencia de la posición o del ángulo de la inductividad de la máquina mediante una excitación de alta frecuencia, no necesitándose al respecto la velocidad. Por consiguiente, cubren el intervalo de velocidad inferior, pero son más complejos en comparación con los procedimientos de onda fundamental y tiene un uso industrial aún muy pequeño.

Una cobertura sin codificador de todo el intervalo de velocidad no se ha conseguido aún en la industria. Mientras que otros problemas han encontrado solución entretanto, en particular la complejidad tecnológica y la necesidad de tiempo de cálculo de los procedimientos basados en la anisotropía, siguen estando actualmente entre las razones de su uso poco extendido. Para responder a las necesidades industriales, tales procedimientos se deberían entender sin mucho tiempo de familiarización y se deberían poder implementar en particular también en microcontroladores con otro grado de utilización elevado.

Los procedimientos basados en la anisotropía se pueden subdividir en procedimientos basados en la modulación y procedimientos de tiempo discreto. Además de otras desventajas (limitación de la dinámica y la velocidad, errores por suposiciones implícitas), los procedimientos basados en la modulación, tales como la inyección rotatoria (véase, por ejemplo, P. L. Jansen y R. D. Lorenz, “Transducerless Position and Velocity Estimation in Induction and Salient AC Machines,” IEEE Trans. on Industrial Applications, volumen 31, páginas 240-247, 1995) o la inyección alterna (véase, por ejemplo, M. J. Corley y R. D. Lorenz, “Rotor Position and Velocity Estimation for a Salient-Pole Permanent Magnet Synchronous Machine at Standstill and High Speeds,” IEEE Trans. on Industrial Applications, volumen 34, páginas 784-789, 1998), necesitan operaciones de cálculo trigonométrico y varios filtros (paso banda, paso bajo) y resultan, por consiguiente, comparativamente complejos desde el punto de vista del cálculo. En el caso de los procedimientos de tiempo discreto se han solucionado entretanto distintos problemas (véase, por ejemplo, D. Paulus, P. Landsmann y R. Kennel, “Sensorless Field-oriented Control for Permanet Magnet Synchronous Machines with an Arbitrary Injection Scheme and Direct Angle Calculation,” IEEE Conf. SLED, páginas 41 a 46, 2011; document EPO579694A1; M. Schroedl, “Operation of the permanent magnet synchronous machine without a mechanical sensor,” Conf. Power Electronics and Variable-Speed Drives, páginas 51 a 56, 1990; F. De Belie, T. Vyncke y J. Melkebeek, “Parameterless Rotor Position Estimation in a Direct-Torque Controlled Salient-Pole PMSM ^{without Using Additional Test Signal,” IEEE Conf. ICEM, páginas 1 a} 6^{, 2010; S. Kim, Y.-C. Kwon, S.-K. Sul, J. Park} y S.-M. Kim, “Position Sensorless Operation of IPMSM with Near PWM Switching Frecuency Signal Injection,” IEEE Conf. ICPE-ECCE Asia, páginas 1660 a 1665, 2011).

El documento EP2023479A1 se refiere a un procedimiento para determinar la velocidad y/o la posición de accionamiento eléctrico en un rotor de imán permanente de una máquina eléctrica lineal o rotatoria sin escobillas a partir de una medición de una corriente de estator multifase, en particular para un circuito regulador de accionamiento eléctrico, en el que se aplican seis vectores de tensión. Por tanto, estos no son ortogonales o antiparalelos entre sí y no posibilitan entonces un cálculo eficiente.

A modo de resumen se puede decir que los procedimientos de tiempo discreto para la identificación de la anisotropía constan de dos etapas. Una primera etapa requiere algunas sustracciones que se pueden clasificar como sustracciones con un esfuerzo de cálculo bajo. Procedimientos conocidos se diferencian en una segunda etapa con ^{un esfuerzo de cálculo mayor. El procedimiento menos complejo requiere, entre otros,} 8 ^{multiplicaciones; el} procedimiento más complejo requiere hasta 2 divisiones. Dado que dichas operaciones se han de realizar miles de veces por segundo, los procedimientos de anisotropía conocidos contribuyen desventajosamente a la carga nada despreciable del microcontrolador.

La invención tiene el objetivo de indicar un procedimiento alternativo para la identificación de la inductividad anisotrópica de una máquina eléctrica de campo giratorio que se pueda ejecutar con el menor esfuerzo de cálculo posible. Asimismo, se deben indicar un dispositivo correspondiente para el control y/o la regulación de una máquina de campo giratorio, así como una máquina de campo giratorio correspondiente.

Este objetivo se consigue según la invención mediante el objeto de las reivindicaciones independientes.

En el caso de un procedimiento para la identificación de la anisotropía magnética de una máquina eléctrica de campo giratorio, que comprende un rotor y un estator, controlándose la máquina de campo giratorio mediante tensiones de corte sincronizadas según el principio de la modulación por ancho de pulsos, se aplican durante un intervalo de inyección varios vectores de inyección, al menos cuatro vectores de inyección, que en una representación de espacio vectorial, después de la sustracción respectiva del valor promedio común, presentan todos el mismo valor y son ortogonales o antiparalelos entre sí respectivamente por pares. Como respuesta a los cuatro vectores de tensión se determina en cada caso un cambio correspondiente del vector de corriente y a partir de los cambios respectivos de los vectores de corriente se deducen los componentes de la anisotropía magnética, teniéndose en cuenta los vectores de tensión. Con otras palabras, dentro de un intervalo de inyección se aplican cuatro o más vectores de tensión, de los que al menos cuatro presentan las propiedades mencionadas antes. Por consiguiente, está previsto que cualquiera de los al menos cuatro vectores de tensión sea ortogonal o antiparalelo respecto a cualquiera de los otros cuatro vectores de tensión en la representación de espacio vectorial y después de la sustracción del valor promedio común. Con otras palabras, en los al menos cuatro vectores de tensión no hay un par de vectores de tensión que no sean ortogonales o antiparalelos entre sí en la representación de espacio vectorial y después de la respectiva sustracción del valor promedio común. Los dos vectores de tensión de cualquier par de los al menos cuatro vectores de tensión son ortogonales o antiparalelos entre sí en la representación de espacio vectorial y después de la respectiva sustracción del valor promedio común de los cuatro vectores de tensión.

La invención parte aquí de un procedimiento de tiempo discreto basado en la anisotropía, en el que se inyectan tensiones de alta frecuencia mediante el ciclo PWM y en el que a partir de la respuesta de corriente correspondiente se identifica la inductividad anisotrópica, de modo que su dependencia de la posición del rotor o del ángulo del rotor es accesible y se puede evaluar de manera correspondiente. En el presente caso se aplican durante un intervalo de inyección al menos cuatro vectores de tensión que en una representación de espacio vectorial y después de la sustracción del valor promedio común presentan el mismo valor y son ortogonales o antiparalelos entre sí respectivamente por pares. Bajo esta premisa se pueden identificar los componentes de la anisotropía magnética con un esfuerzo de cálculo más reducido en comparación con los procedimientos de tiempo discreto conocidos, en particular solo con adiciones y sustracciones, como se muestra a continuación. A tal efecto, se determinan los cambios del vector de corriente que corresponden respectivamente a los cuatro vectores de tensión. A partir de estos cambios correspondientes del vector de corriente se determinan los componentes de la anisotropía magnética de la máquina de campo giratorio con la excepción, dado el caso, del valor de escala, teniéndose en cuenta los vectores de tensión.

Dado que la anisotropía magnética de la máquina depende de la posición del rotor, a partir de los componentes determinados se puede deducir en particular también la posición del rotor.

La invención parte primeramente del hecho de que las operaciones con un cálculo más complejo son necesarias para el desglose de la inductividad, porque éste debe establecer la relación entre los vectores de corriente y tensión. En este sentido se utiliza una transformación según coordenadas de tensión o una multiplicación de matriz inversa. La invención se centra precisamente en este punto. La transformación en coordenadas de tensión se simplifica considerablemente desde el punto de vista del cálculo, si las tensiones aplicadas son ortogonales o antiparalelas entre sí en la representación del vector espacial. En una variante particularmente preferida, las tensiones aplicadas son paralelas o antiparalelas respecto a los ejes del sistema de coordenadas utilizado de la representación del vector espacial, en particular respecto a los ejes del sistema de coordenadas del estator que se identifican usualmente como eje a y eje p. La transformación representa entonces solo una transposición con signo asociado de los componentes del vector de corriente. Como se muestra, sin embargo, más adelante, la reducción del esfuerzo de cálculo para el procedimiento indicado va más allá de estas simplificaciones. Si el enfoque se calcula de manera consecuente, entonces en una variante particularmente preferida, la ecuación de resultado para la identificación de la anisotropía, en este caso los componentes de un vector de anisotropía, asciende solo a 2 adiciones y 4 sustracciones. La ecuación de resultado es:

^{ya~Aía0 A}¿01 ^{AÍa2 Aip3}

yp~&ip o Aíai Aip2 Aia3

donde yx identifica los componentes del vector de anisotropía y£ y Aixx, los componentes de la variación de corriente correspondiente, registrada como respuesta a un vector de tensión. Esto es una fracción del esfuerzo de cálculo de todos los procedimientos del estado de la técnica. Un procedimiento de este tipo, que presenta por primera vez solo una etapa de cálculo, se puede implementar también fácilmente, sin necesidad de una familiarización con la teoría de los procedimientos basados en la anisotropía.

El procedimiento indicado está caracterizado en particular también por el hecho de que, por ejemplo, mediante un ondulador pulsado PWM se ajusta un modelo de pulsos reiterado en intervalos cortos de tiempo. Cuatro vectores de tensión, en particular consecutivos, son exactamente ortogonales y antiparalelos entre sí en la representación de vector espacial transformada después de la sustracción de su valor promedio común y tienen el mismo valor. La secuencia de los cuatros vectores de tensión no está definida por la invención. El intervalo de tiempo seleccionado entre los cuatro vectores de tensión deberá ser lo más corto posible para que se siga cumpliendo la suposición de una posición de rotor constante durante el intervalo de inyección, como se muestra asimismo a continuación. No obstante, los cuatro vectores de tensión pueden estar distribuidos en un ciclo de control o regulación de la máquina de campo giratorio. Asimismo, es necesario ejecutar continuamente el procedimiento o el ajuste de los cuatro vectores de tensión durante el funcionamiento de la máquina de campo giratorio. En el marco de la invención se incluye asimismo ejecutar el procedimiento ocasionalmente y en particular con el ciclo o la frecuencia de un regulador de velocidad.

En la representación del vector espacial, las magnitudes electromagnéticas y en particular las magnitudes de corriente y tensión se convierten para una máquina de cambo giratorio mediante una transformación correspondiente en el vector espacial de un sistema de coordenadas bidimensional. Esta conversión de las magnitudes usualmente tridimensionales (en el caso de un sistema trifásico) en magnitudes bidimensionales es posible, porque los componentes en el sistema trifásico no son independientes uno del otro. Por ejemplo, en el caso de una máquina de campo giratorio con una conexión estrella se cumple la condición adicional de que la suma de las corrientes de fase suma cero. Por tanto, al conocerse dos componentes se conoce el tercer componente en el sistema trifásico.

La descripción de las relaciones físicas y, por consiguiente, los cálculos necesarios para un control y/o una regulación se simplifican en la representación del vector espacial. Por tanto, en procedimientos de regulación modernos para una máquina de campo giratorio se recurre usualmente a la representación del vector espacial y se calcula entre los sistemas bidimensionales y tridimensionales mediante transformaciones correspondientes. Por ejemplo, el valor de ajuste del vector espacial de tensión, determinado mediante el procedimiento de regulación, para el control de un ondulador pulsado se convierte en las tres tensiones de corte o los tres componentes de salida de un sistema trifásico. Para la representación del vector espacial se utilizan generalmente un sistema de coordenadas fijado al estator, cuyos ejes se identifican como eje a y eje p, o un sistema de coordenadas fijado al rotor, cuyos ejes se identifican como eje d y eje q. La transformación de una magnitud tridimensional en el sistema de coordenadas a, p fijado al estator se identifica como transformación de Clarke. La transformación de una magnitud tridimensional en el sistema de coordenadas d, q fijado al rotor se identifica como transformación de Park. Con una matriz de giro se puede cambiar entre los dos sistemas de coordenadas. La representación del vector espacial es conocida en sí y, por tanto, no se describe detalladamente en este caso.

Para la regulación de una máquina de campo giratorio se utiliza a menudo una llamada regulación orientada al campo, determinándose el valor nominal para un vector de tensión como magnitud de ajuste en dependencia del vector de corriente medido como magnitud de guía. El valor nominal del vector de tensión, transformado en las tres tensiones de fase o tensiones de corte, se utiliza a continuación para controlar un ondulador pulsado que ajusta las tensiones correspondientes.

Mientras que el vector de tensión y las respectivas tensiones de fase o corte como magnitudes de cálculo tienen un valor continuo y se interpretan en períodos de tiempo discretos, la conversión real de una tensión en la máquina de campo giratorio es inversa en el caso de un procedimiento de modulación por ancho de pulsos (PMW). El ondulador pulsado proporciona valores de tensión discretos (masa o una tensión de circuito intermedio) durante un ciclo PWM (la mitad del período PWM) en períodos de tiempo continuos. El efecto en la máquina de campo giratorio es el mismo, porque solo la superficie de la tensión en función del tiempo es relevante para la máquina y ésta es igual en ambos casos. Por tanto, el término de una tensión se refiere siempre aquí y a continuación al valor promedio temporal de la tensión, o sea, al valor promedio derivado en un ciclo PWM o en la mitad del período PWM. Esto es válido tanto para los valores de tensión de las tensiones de corte como para los componentes de los vectores de tensión en la representación del vector espacial.

En una configuración preferida, los al menos cuatro vectores de tensión están configurados en cada caso individualmente mediante una adición vectorial del valor promedio común y una de las cuatro tensiones de inyección, siendo las cuatro tensiones de inyección ortogonales o antiparalelas entre sí por pares y presentando las mismas un valor igual. De esta manera se hace referencia a la descripción de un procedimiento discreto basado en la anisotropía que es usual en el estado de la técnica, adicionándose “tensiones de inyección” con el fin de identificar la anisotropía del valor nominal del vector de tensión predefinido respectivamente para la máquina de campo giratorio o para el ondulador pulsado. Ésta es una adición algebraica, emitiéndose en principio el valor de ajuste adicionado mediante el ondulador pulsado o como tensiones de corte para la máquina de campo giratorio y pudiéndose visualizar mediante la técnica de medición. Sin embargo, no se excluye el hecho de que en una variante, las tensiones de inyección se adicionen mediante una adición real al valor de ajuste predefinido del vector de tensión. Los al menos cuatro vectores de tensión pueden estar presentes también en una secuencia de más de cuatro vectores de tensión dentro del intervalo de inyección. En este caso, los “al menos” cuatro vectores de tensión cumplen las condiciones mencionadas antes, no estando predefinidas las características de los vectores de tensión restantes de la secuencia mediante la presente invención, siempre y cuando en las variantes no se requieran o no resulten necesarias propiedades específicas.

Como ya se explicó, una máquina de campo giratorio se controla o se regula usualmente mediante un valor nominal, predefinido de manera constante para un período de tiempo concreto (el ciclo de regulación o control), del vector de tensión de las tensiones de corte. El valor promedio temporal de todos los vectores de tensión, ajustados durante un ciclo de control o regulación, corresponde aquí al valor nominal predefinido para este ciclo. Por tanto, en una variante conveniente del procedimiento, la máquina de campo giratorio se regula y/o se controla como magnitud de ajuste mediante la utilización del vector de tensión de las tensiones de corte, predefiniéndose durante el intervalo de inyección un valor nominal constante para el vector de tensión de las tensiones de corte y correspondiendo el valor promedio común de los al menos cuatro vectores de tensión al valor nominal predefinido de manera constante. Esto permite minimizar el tiempo de ciclo o la duración del intervalo de inyección, porque los cuatro vectores de tensión, necesarios para el procedimiento indicado, pueden ir seguidos uno del otro directamente en el caso indicado. El ciclo de control o regulación comprende en el caso mínimo al menos dos períodos PWM, porque durante un período PWM se ejecutan dos ciclos de ajuste con una tensión ajustada respectivamente en un período de tiempo discreto. Para el ajuste de los cuatro vectores de tensión se requieren al menos cuatro ciclos PWM o dos períodos PWM. El cálculo de un nuevo valor nominal para el vector de tensión en un control y/o una regulación implementados se vuelve a ejecutar solo después de dos períodos PWM o cuatro ciclos PWM.

En otra variante ventajosa del procedimiento, los cuatros vectores de tensión, después de la sustracción de su valor promedio común, son paralelos o antiparalelos en la representación del vector espacial respecto a los ejes ortogonales de un sistema de coordenadas seleccionado para la representación del vector espacial. Mediante esta variante se reduce una vez más considerablemente el esfuerzo de cálculo para la identificación de la anisotropía. Con otras palabras, si las tensiones de inyección adicionadas al valor de ajuste deseado del vector de tensión son paralelas o antiparalelas respecto a los ejes del sistemas de coordenadas, una transformación, necesaria para el cálculo en procedimientos basados en la anisotropía, entre el sistema de coordenadas seleccionado para la representación del vector espacial y un sistema de coordenadas basado en la tensión se reduce a una sustitución de los componentes. Los términos de una matriz de giro presente ambos sistemas de coordenadas se reducen a valores de 0, 1 o -1. Como sistema de coordenadas de la representación del vector espacial se selecciona preferente un sistema de coordenadas fijado al estator.

El intervalo de inyección corresponde convenientemente al menos a dos períodos de la modulación por ancho de pulsos. En este caso se aprovecha al máximo el ciclo posible de la modulación por ancho de pulsos, como ya se mencionó. Las tensiones de inyección se inyectan con el doble de la frecuencia PWM. La duración del intervalo de inyección corresponde convenientemente también como máximo al cociente de la inductividad de fase L y la resistencia de fase R de la máquina de campo giratorio. Este cociente L/R se identifica también como constante de tiempo eléctrica y describe el período de tiempo, en el que se ajusta el sistema de control y/o regulación de la propia máquina de campo giratorio. Una extensión del intervalo de inyección más allá de este valor no resulta lógica, porque debido a un intervalo correspondientemente largo para la especificación de un valor nominal constante no tendría sentido una regulación para la máquina de campo giratorio. En una variante preferida, el límite superior de la duración del intervalo de inyección es como máximo de 16 períodos de la modulación por ancho de pulsos. En este sentido se hace referencia a los procedimientos de control y regulación conocidos, cuyo ciclo de regulación o control se ha reducido en comparación con el ciclo PWM. Con otras palabras, en la variante máxima indicada preferentemente, por ejemplo, un regulador de corriente del sistema de regulación de una máquina de campo giratorio calcula un nuevo valor nominal o de ajuste del vector de tensión solo cada 16 períodos PWM.

La máquina de campo giratorio se sigue controlando y/o regulando preferentemente con un ciclo que comprende al menos 2 períodos de la modulación por ancho de pulsos. En correspondencia con lo expresado antes se selecciona también ventajosamente un límite superior para el ciclo de control y/o regulación en correspondencia con el cociente de la inductividad de fase y la resistencia de fase de la máquina de campo giratorio que es en particular preferentemente de 16 períodos PWM.

En otra variante de realización ventajosa, los cuatro vectores de tensión o las cuatro tensiones de inyección se ajustan en ciclos PWM directamente consecutivos. El intervalo de tiempo entre dos tensiones de inyección consecutivas se minimiza de este modo, por lo que la suposición de una posición de rotor constante dentro del intervalo de tiempo se cumple lo mejor posible.

De manera preferida también, el valor de las tensiones de inyección o el valor de los vectores de tensión se ^{selecciona después de la sustracción del valor promedio común con un valor de al menos} 1 ^{% de una tensión de} ajuste máxima, en particular de 5 V a 100 V. El valor máximo de la tensión de ajuste está presente de manera conocida en el caso de un ondulador pulsado con un circuito intermedio de tensión continua como 2/3 de la tensión del circuito intermedio. Un valor típico de tal tensión máxima es, por ejemplo, un valor de 370 V. Mediante el valor o la amplitud de las tensiones de inyección se puede influir en la calidad de estimación. No obstante, la calidad de estimación real depende en gran medida de la máquina de campo giratorio utilizada realmente y del dispositivo medidor de corriente utilizado. Se puede observar inmediatamente que el nivel de la anisotropía magnética real influye directamente en los resultados de estimación.

Las variaciones correspondientes del vector de corriente se determinan preferentemente en cada caso como vectores diferenciales en la representación del vector espacial. En procedimientos de regulación modernos, los vectores ya están disponibles en la representación del vector espacial, porque el cálculo se realiza de todos modos en la representación del vector espacial. Los vectores de corriente respectivos en la representación del vector espacial se derivan por transformación a partir de las corrientes de fase registradas o medidas. En este sentido no es necesario, como se explicó al inicio, medir todas las corrientes de fase, porque las corrientes de fase no son completamente independientes una de la otra. Asimismo, a partir de los vectores diferenciales se determina también preferentemente la respuesta de corriente anisotrópica en la representación del vector espacial, deduciéndose los componentes de la anisotropía magnética a partir de la respuesta de corriente anisotrópica determinada en la representación del vector espacial. Tal procedimiento requiere una cantidad comparativamente pequeña de operaciones de cálculo. En particular se elimina una respuesta de corriente isotrópica mediante la transformación en coordenadas de sistema, lo que se simplifica esencialmente en el caso de tensiones de inyección paralelas o antiparalelas respecto a los ejes de coordenadas del sistema de vector espacial.

En otra variante de realización preferida, los componentes de la anisotropía magnética se deducen exclusivamente por adiciones y sustracciones, dado el caso, con la excepción de un valor de escala, a partir de las entradas de los vectores de diferencia en la representación del vector espacial. Por consiguiente, el procedimiento representa una ventaja esencial en comparación con procedimientos de tiempo discreto del estado de la técnica, que se basan en la anisotropía. Un factor de escala no es necesario en el caso de un comportamiento de máquina idealmente sinusoidal. En el caso de un comportamiento de máquina no sinusoidal y una amplitud de inyección constante se ha de utilizar un factor de escala constante. Solo al utilizarse amplitudes de inyección variables se ha de utilizar, dado el caso, un factor variable para la escala. Por tanto, el valor de las tensiones de inyección o el valor de los cuatro vectores de tensión se mantiene preferentemente constante después de la sustracción del valor promedio común. Sin embargo, no se excluye el hecho de cambiar el valor de las tensiones de inyecciones durante distintos intervalos de inyección.

En otra realización ventajosa, los componentes de la anisotropía magnética se determinan de manera analógica. Se ha comprobado específicamente, como se explicó antes, que el procedimiento indicado es capaz de deducir directamente los componentes de la anisotropía magnética a partir de la respuesta de corriente medida, en particular a partir de los vectores diferenciales determinados sobre la base de mediciones en la representación del vector espacial, exclusivamente por adiciones y sustracciones y, dado el caso, una multiplicación para el escalado. La transformación de la señal de medición en la representación del vector espacial se puede ejecutar también fácilmente mediante la tecnología analógica, en particular en el caso del sistema de coordenadas fijado al estator. Los componentes de la anisotropía magnética se pueden determinar entonces directamente a partir de una señal analógica obtenida por medición, en particular mediante amplificadores de operación analógicos, sumadores, multiplicadores y restadores. En comparación con los procedimientos digitales actuales, esta realización del procedimiento tiene la gran ventaja de proporcionar una relación de señal/ruido claramente mejorada y posibilita así una reducción de los ruidos resultantes hasta el momento.

Los componentes de la anisotropía magnética, obtenidos de manera analógica, se amplifican como tal para obtener una señal digital, requerida para la regulación y/o el control, por delante de un convertidor A/D, de modo que se puede aprovechar completamente el intervalo de conversión del convertidor A/D y se puede utilizar en particular también un convertidor A/D comparativamente adecuado de baja resolución. En caso de una digitalización de la respuesta de corriente analógica, la relación señal/ruido (SRV) depende del porcentaje de la señal útil en la señal de medición. Dado que la generación de ruidos acústicos debido a la inyección de las tensiones limita en la práctica la aplicación de procedimientos basados en la anisotropía, la inyección se ha de mantener en general lo más pequeña posible, pero al menos con un valor tal que garantice la relación señal/ruido requerida en la señal de anisotropía. La respuesta de inyección como fuente de información es, sin embargo, solo una fracción del intervalo de conversión A/D de la medición de corriente. Si la aplicación requiere, por ejemplo, una relación señal/ruido en la señal de ^{anisotropía de usualmente} 2 ^:1 ^{, esta relación se obtiene con una relación de anisotropía usual de la máquina de} 10 %, un diseño usual del intervalo de conversión del convertidor A/D de 4 veces la corriente nominal de la máquina y una resolución efectiva usual del convertidor A/D de 11 bit (fuente del ruido) solo en caso de una amplitud necesaria de la respuesta de inyección (ondulación de la corriente para la identificación de la anisotropía) de aproximadamente ^{4 % de la corriente nominal de la máquina ( ¿ •} 777^{). En la mayoría de los casos, esto es audible claramente y} resulta, por tanto, molesto.

En caso de una determinación analógica de los componentes de la anisotropía magnética, que es posible solo debido a la simplicidad de las ecuaciones de la invención, la resolución del convertidor A/D se utiliza directamente en la propia señal de anisotropía. La relación señal/ruido en la señal de anisotropía digitalizada proporciona valores claramente superiores a los de un cálculo digital, independientemente del diseño del intervalo de medición de corriente y de la relación de anisotropía al utilizarse también un convertidor A/D adecuado de baja resolución. Por tanto, en una variante ventajosa al respecto se puede seguir reduciendo la amplitud de inyección, específicamente de tal modo que los vectores de tensión se seleccionan, después de la sustracción del valor promedio común, con un valor de al menos 0,1 % del valor de una tensión de ajuste máxima, en particular de 0,5 V a 10 V. En otras palabras, es posible reducir la amplitud de inyección en 90 % en comparación con un procedimiento de determinación puramente digital. La reducción resultante de la generación de ruidos contribuye a eliminar una desventaja esencial de los procedimientos basados en la anisotropía.

La invención se refiere también a un dispositivo para el control y/o la regulación de una máquina de campo giratorio, que comprende un estator y un rotor, con un convertidor PWM controlable para la emisión de tensiones de corte sincronizadas, con un dispositivo para la detección de un número de corrientes de fase y con un controlador para el control del convertidor PWM, que está configurado para la ejecución del procedimiento descrito antes.

La invención se refiere también a una máquina de campo giratorio, que comprende un estator y un rotor, con un dispositivo de este tipo para el control y/o la regulación.

Las ventajas, mencionadas para el procedimiento y sus variantes, se pueden aplicar de manera análoga al procedimiento para el control y/o la regulación de una máquina de campo giratorio y a una máquina de campo giratorio con un dispositivo para el control y/o la regulación diseñado de manera correspondiente.

A continuación se explican detalladamente ejemplos de realización de la invención por medio de la descripción siguiente y por medio de un dibujo. Muestran:

Fig. 1 la relación geométrica entre los vectores de tensión U1-U4 en un sistema de coordenadas cartesianas fijado al estator;

Fig. 2 la rotación del componente anisotrópico de la respuesta de corriente alrededor del componente isotrópico de la respuesta de corriente;

Fig. 3 a partir de un experimento, el perfil de tiempo de los componentes evaluados del vector de anisotropía respecto al perfil de tiempo del ángulo de rotor medido;

Fig. 4 el perfil de tiempo del ángulo de rotor, determinado a partir de los componentes según la figura 3, respecto al perfil de tiempo del ángulo de rotor medido;

Fig. 5 esquemáticamente, un diagrama de regulación para una máquina de campo giratorio; y

^Fig.6 ^{esquemáticamente, un diagrama para una determinación analógica de los componentes de la anisotropía} magnética de una máquina de campo giratorio.

Las ecuaciones indicadas en este documento se basan en la nomenclatura siguiente:

Símbolo Magnitud Indice Significado

u tensión s estator

i corriente r rotor

0 ángulo u tensión

m velocidad a anisotropía

t tiempo I, m valor promedio

R resistencia A diferencia

L inductividad ^A2 ^{diferencia entre diferencias} Y “admitancia”

W concatenación de flujo

Los símbolos con escritura normal describen escalares, es decir, magnitudes unidimensionales. Los símbolos pequeños en cursiva y negrita describen vectores de la dimensión 2x1. Los símbolos grandes en negrita (no cursiva) ^{describen matrices de la dimensión} 2^x2 ^{o superior.}

El superíndice (por encima) indica en qué coordenadas está representada una magnitud multidimensional. El subíndice (por abajo) describe más exactamente la magnitud (por ejemplo, “m” se refiere a un valor promedio o “s”, al devanado del estator).

Los procedimientos de anisotropía de tiempo discreto se basan en una forma de tiempo discreto de la ecuación de tensión de la máquina, que se indica aquí a modo de ejemplo para una máquina sincrónica de imán permanente (PM)

⁽1 ⁾

En este caso, us es la tensión (u) en el devanado del estator (subíndice s) en las coordenadas del estator (superíndice s, es decir, el vector con dos dimensiones), Rs es la resistencia del devanado del estator, l s, la corriente del estator en las coordenadas del estator y y/pm, la concatenación de flujo PM en las coordenadas del estator y Ai, ^{el tiempo de exploración.}14⁽0^{) es la inductividad del devanado del estator en las coordenadas del estator y debido a} su anisotropía, dependiente de la posición, constituye la fuente de información en caso de velocidades pequeñas. Para la evaluación de la anisotropía se considera la respuesta de corriente a una excitación de tensión de alta ^{frecuencia (la llamada inyección) y a tal efecto, la ecuación de tensión (}1 ^{) se transpone en dependencia de la} respuesta de corriente

⁽2 ⁾

En este caso, en vez de la inductividad Y |, se utiliza el producto de sus inversas y del tiempo de exploración At, que ^{(al igual que} 14^{) es una matriz} 2^x2 ^{con tres componentes variables (la conservación de la energía exige} componentes de acoplamiento iguales)

Esta magnitud Y |, identificada a menudo como “admitancia”, presenta la misma dependencia de posición que 14 y se puede utilizar, por consiguiente, para la estimación del ángulo. En todos los procedimientos fundamentales se adopta especialmente la variante más simple posible para la dependencia de posición de los componentes de Y|

(⁴)

y \ í 0] , y [eos 20 se n 20

_{r íLo 1.1 ’ A Lsen 20 - e o s 20.} (⁵)

En este caso, L^d es la inductividad en dirección del imán permanente (PM) y L^q, la inductividad en transversal al imán permanente, YE = es la admitancia promedio y es el valor de la anisotropía. Para la matriz ^ts°n20 ^{-s“ 2?e] se utiliza a continuación también la abreviatura S(9). El término YaS(9) se identifica aquí y a} continuación, y como es usual en la técnica, como la anisotropía magnética. En caso de una inductividad anisotrópica se aplica L^d * L^q o Y ^a * 0. El ángulo 9 es el ángulo de anisotropía y es igual al ángulo del rotor en el caso ideal. Mediante dos componentes de la anisotropía magnética, por ejemplo, su vector de columna izquierdo, identificado más adelante también como vector de anisotropía Y„, se puede determinar de manera unívoca el ángulo de anisotropía.

El requisito algorítmico de los procedimientos basados en la anisotropía consiste entonces en desglosar la ecuación de tensión (2) de tal modo que se pueda determinar el ángulo ⁹ oculto en la inductividad. En todos los procedimientos conocidos, esto se realiza mediante al menos dos etapas de cálculo que se analizan a continuación por separado. Se pueden producir diferencias entre el ángulo de anisotropía y el ángulo del rotor por saturación (desplazamiento del ángulo bajo carga) o por geometría (desviación armónica durante el giro del rotor), lo que no es relevante, sin embargo, para las demás consideraciones.

Primera etapa: Eliminación de la onda fundamental

Para identificar la inductividad se han de eliminar todos los términos restantes de la ecuación de tensión (2). En este sentido se asume que tales términos, identificados como onda fundamental, varían dentro del período de tiempo relevante (mayormente un intervalo de inyección) solo en una medida insignificante. Estos se consideran entonces como términos constantes y se eliminan mediante sustracción.

El resultado de esta primera etapa es, por consiguiente, la relación directa entre tensión y respuesta de corriente descrita exclusivamente mediante la admitancia anisotrópica Y*.

Segunda etapa: Desglose de la inductividad/admitancia

El punto de partida de la segunda etapa es la relación directa entre tensión y respuesta de corriente

^A2^{í* = Y |(}0^{)Am|. (}10 ⁾ Dado que Y* contiene tres incógnitas según (3)-(5), tal ecuación de vector bidimensional está subestimada. La admitancia Y* se puede desglosar entonces siempre solo a partir de al menos 2 respuestas de corriente. En este punto se diferencian los procedimientos según el estado de la técnica.

INFORM:

En el método para una detección indirecta del flujo mediante la medición de reactancia online según el documento EP0579694A1, propuesto por Prof. Schroedl en 1988, o M. Schroedl, “Operation of the permanent magnet synchronous machine without a mechanical sensor,” Conf. Power Electronics and Magnitud-Speed Drives, páginas 51 a 56, 1990; F. De Belie, T. Vyncke y J. Melkebeek, “Parameterless Rotor Position Estimation in a Direct-Torque ^{Controlled Salient-Pole PMSM without Using Additional Test Signal”, IEEE Conf. ICEM, páginas 1 a} 6^{, 2010} (abreviado, INFORM), 3 impulsos en las tres direcciones de los ejes de fase provocan la excitación de la tensión Aus. Para el desglose de la admitancia, la respuesta de corriente se considera en dirección de fase (es decir, en dirección de la tensión) y se descompone en un componente paralelo y transversal. A continuación, los dos componentes se adicionan por separado vectorialmente en coordenadas del estator y dan como resultado respectivamente un vector orientado en el ángulo 29

Este vector de resultado de anisotropía bidimensional se puede evaluar directamente en el caso ideal mediante la función atan2(). En el caso de un componente de máquina más complicado, éste forma la magnitud de entrada para procedimientos de desacoplamiento harmónicos.

El esfuerzo de cálculo de INFORM radica esencialmente en las multiplicaciones requeridas para la transformación de la respuesta de corriente según las coordenadas de tensión y a la inversa.

TEOREMA DE THALES:

Después de que los expertos se habían enfocado durante décadas en procedimientos basados en modulación según INFORM, Frederik De Belie publicó en el año 2010 un enfoque que utilizaba el teorema de Thales para calcular directamente el ángulo de anisotropía a partir de dos respuestas de corriente en coordenadas de tensión (véase al respecto: F. De Belie, T. Vyncke y J. Melkebeek, “Parameterless Rotor Position Estimation in a Direct-^{Torque Controlled Salient-Pole PMSM without Using Additional Test Signal,” IEEE Conf. ICEM, páginas 1 a} 6^{, 2010;} documento US20100327789A1).

A diferencia de INFORM, este enfoque puede calcular también el ángulo de anisotropía 0 sobre la base de un modelo de impulsos no predefinido fijamente, pero necesita adicionalmente al respecto el ángulo de tensión 0u. En relación con el esfuerzo de cálculo, tal enfoque necesita una transformación en cualquier coordenada de tensión. Mientras que las transformaciones en coordenadas fijas se pueden realizar con factores constantes calculados previamente, una transformación requiere al menos una división adicional. Las divisiones forman parte de las operaciones de cálculo más largas y se encuentran en el mismo orden de magnitud que el cálculo adicional del ángulo de tensión.

Asimismo, este enfoque es adecuado solo para el cálculo del ángulo de anisotropía y no para procedimientos de desacoplamiento subsiguientes, porque el vector de anisotropía necesario al respecto no está disponible como resultado intermedio.

INVERSIÓN DE MATRIZ:

Un enfoque propuesto por Prof. Sul (véase, por ejemplo, S. Kim, Y.-C. Kwon, S.-K. Sul, J. Park y S.-M Kim, “Position Sensorless Operation of IPMSM with Near PWM Switching Frecuency Signal Injection,” IEEE Conf. ICPE-ECCE Asia, páginas 1660 a 1665, 2011) busca otra posibilidad para solucionar la subdeterminación de la ecuación (10). Se ^concatenan 2 ^{tensiones consecutivas para formar la matriz Uf y las respuestas de corriente correspondientes para} formar la matriz / f

^{Uf = [Auf Aufj. (}11 ⁾

^{If = [A2íf A}2^{ífj. (}12 ⁾

Dado que para las dos tensiones existe aproximadamente el mismo ángulo de rotor, ^{Y f} forma la relación entre ambos vectores columna de U ^f y ^{/ f} y proporciona una multiplicación de matriz no subdeterminada

If = ^{Y f} (9) ^{U f} . (13)

Mediante la inversión de matriz, (13) se puede transponer según ^{Y f}

^{Yf (}0^{) = If Uf - 1 (14)} y se puede recurrir directamente a los componentes de Y^f que dependen de la posición. Según (3), las sustracciones

^{Yaa - Ypp =} 2 ^{} ¿ cos}20 ⁽¹⁵⁾

^{Yae+ YPa =} 2^{Ya sen} 20 ⁽¹⁶⁾ ys =

* a 2[Yag+Yga\ (17) proporcionan el vector de anisotropía para procedimientos de desacoplamiento, que en el caso simple se puede ^{evaluar por componentes mediante la función atan}2^().

En relación con el esfuerzo de cálculo, la propia matriz de inversión no es crítica, porque en el caso de una matriz 2x2 se trata solo de una transposición con signo asociado de los componentes. El escalado con la determinante inversa se puede omitir sencillamente en el caso de un cálculo fácil del ángulo. El esfuerzo de cálculo se deriva, por ^{tanto, primeramente de las} 8 ^{multiplicaciones y las 4 adiciones que son necesarias para la multiplicación de matriz} en (14). Este procedimiento se encuentra entonces entre los procedimientos menos complejos desde el punto de vista del cálculo, que se han descrito hasta el momento.

INYECCIÓN ARBITRARIA:

El enfoque sobre la “inyección arbitraria” proviene de la regulación predictiva del par de giro según P. Landsmann, D. Paulus, P. Stolze y R. Kennel, “Saliency based encoderless predictive torque control without signal injection,” IEEE Conf. IPEC, páginas 3029 a 3034, 2010 y se aplicó en 2011 a la regulación orientada al campo según D. Paulus, P. Landsmann y R. Kennel, “Sensorless Field oriented Control for Permanent Synchronous Machines with an Arbitrary Injection Scheme and Direct Angle Calculation,” IEEE Conf. SLED, páginas 41 a 46, 2011. El procedimiento no paramétrico, basado en el modelo, se desarrolló con el objetivo de aprovechar cualquier excitación de tensión (incluido el regulador de tensión) para la estimación de posición basada en la anisotropía a fin de evitar en gran medida la utilización de inyección. A tal efecto se introduce el llamado error de predicción esprd como magnitud intermedia para eliminar el componente isotrópico de la respuesta de corriente

eS_{p r d} A2H - Y r Ausq (18)

y TCOS20 s e n 20

A L sen 2 _{- e o s 29} ]A«s. (19)

A partir de la doble dependencia angular del error de predicción (19) se puede calcular tanto el vector de anisotropía

^{yS = |utteg-UBeBl}

"a [uaep+upea\ uj+ 1u| ⁽20⁾

como el ángulo de anisotropía para el caso simple

Í uaefj+Uf;ea\

0 = - 2 atan \ u a e a ~ u p e p J ⁽21 ⁾

La multiplicación por el cuadrado inverso del valor de la tensión en (20), que requiere una división, no es necesaria para la evaluación simple del ángulo (21), pero es necesaria para el cálculo de Ye. Para el cálculo de Ye existen variantes con un esfuerzo de cálculo distinto que dependen de las suposiciones que se pueden hacer con respecto a la inyección. En cualquier caso es necesaria una transformación según las coordenadas de tensión y en el caso más desfavorable, una segunda división.

Por tanto, la inyección arbitraria con una o dos divisiones necesarias es el procedimiento más complejo desde el punto de vista del cálculo, lo que resulta desventajoso para sus propiedades relativas a la libertad de inyección.

Para un ejemplo de realización de la invención descrita aquí, el modelo de inyección se define como cuadrado. La secuencia temporal real del modelo de inyección es irrelevante. Solo es importante la presencia de las cuatro tensiones. En caso de una frecuencia invertida se han de invertir solo los términos para la evaluación. Este modelo se puede observar en la figura 1. Los cuatro vectores de tensión U1, U2, U3, U4 se ajustan sucesivamente. En la representación del vector espacial, estos cuatro vectores de tensión se han seleccionado de manera que todos presentan el mismo valor después de la sustracción de su valor promedio común y son antiparalelos u ortogonales entre sí respectivamente por pares. Con otras palabras, se obtiene así una inyección cuadrada. Los cuatro vectores de tensión definen un cuadrado en la representación del vector espacial después de la sustracción vectorial del valor promedio común. El valor promedio común corresponde al valor nominal, predefinido para el intervalo de inyección mediante un control o una regulación, del valor de tensión de las tensiones de corte. Los vectores, que definen el cuadrado, corresponden entonces a las tensiones de inyección. En este caso, estas cuatro tensiones de inyección son incluso paralelas o antiparalelas respecto a los ejes del sistema de coordenadas que se ha seleccionado como sistema de coordenadas fijado al estator.

Con los cuatro vectores de tensión descritos antes, las cuatro tensiones de inyección se pueden escribir en el sistema de coordenadas fijado al estator como

^l _U ^l _i ^s _nj ^{= í} _Lo 110

^{lo que da como resultado según (}2 ^{) y en el supuesto de términos de onda fundamental, casi constantes dentro de un} intervalo de inyección, los aumentos de corriente siguientes

Ais = Y|Ufnj Y| (u}oc - Rsi¡ - J w y Y j [ 1111 ] (23)

^{= AI„ A ÍU} 1 1 1 1 ^{] (24)}

íAÍ«0 Aí«l Aí«2 Aí«31

LAÍ[30 AÍ0l AÍ02 AÍ03 J

La respuesta de corriente se registra o se describe como variación correspondiente del vector de corriente para cada tensión de inyección. Los componentes columna respectivos representan la respuesta de corriente respectiva a la tensión de inyección correspondiente.

Dado que el modelo de inyección no tiene valor promedio, la onda fundamental se puede calcular mediante la determinación del valor promedio

A ^¿s _ ^{I rAÍa0+ Aia l Aia 2 Aia 3} Alma

m 4 L AÍBo+ AiBl+ AiB2 aí B3 AimB- AÍ _{■ fm} (26)

y se sustrae de la respuesta de corriente total para la determinación de la respuesta de inyección Ai*

^{AI* = A I * - A & Í} 1 1 1 11 ⁽²⁷⁾

^{= (YE+YAS}(0^{a))[ J ° "o _ > ¡n; (28)}

^{— lAíuao Aíuai A*ua2 Aiua3}

L _{Aíu 0o AÍU01 AÍU02 A U^03} J 1 _' (29)

Ésta es la relación directa entre la inyección de tensión y la respuesta de corriente. El subíndice u describe la referencia directa a la tensión. Dado que todas las tensiones de inyección están situadas directamente en los ejes de coordenadas del estator, los componentes de la matriz de giro, que transforma en coordenadas del sistema, tienen un valor de 0,1 o -1. El aumento de la corriente en coordenadas de tensión A/£ se obtiene entonces mediante la simple transposición de los componentes.

AIuU ^{+ Aiuao Aiupi _Aiua2 _Aiup 3}

_{• Aiu 0o _Aiuai _Aiu02 + Aiua3} (30)

y, por tanto, el aumento de la corriente promedio en coordenadas de tensión como

^{AjU _¿r+AÍuao Aiupi _Aiua _AiuP Í£xl (31)}

4 [ aÍu3o _A ^rA

S iual _AiuB22 4 aÍu«331 ^_

J LaÍexJ

Este aumento promedio de la corriente Aí“ representa el componente isotrópico de la respuesta de inyección A /„, alrededor de la que se configura la rotación, dependiente de la posición, del vector de anisotropía. Esto se observa geométricamente en la figura 2. En la adición de vector, el componente anisotrópico de la respuesta de corriente rota alrededor del componente isotrópico de la respuesta de corriente.

Por consiguiente, mediante la sustracción orientada de la respuesta de corriente isotrópica en coordenadas del estator se puede calcular la respuesta de corriente anisotrópica en coordenadas del estator

A J S _ rAiuao_ A i Ex Aiua l+AiIy Aiua2+AiEx Aiua3_AiEy

a LAiueo- A i Iv AiuBi_Ai£x AiuB2+AiEv AiuB3+AiEx- (32)

^{aBo aB aB aB}

Para obtener ahora un vector de doble rotación se puede evaluar solo la primera columna o se pueden adicionar de manera correspondiente los términos iguales de todas las columnas para aprovechar óptimamente la relación señal/ruido (SNR)

^{lAiaaol _ Y í+cos} LAiaBoJ A L se n2200^a a, ^ i n j y a ^ i n j (36)

AíaaoAíaaiA*aa2+Aiaa3

4 y a ^ i n j _{.A ía0o A i a 0 i _ A ía02 —A ía03} (37)

De esta manera, los componentes del vector de anisotropía y sa y, por tanto, de la anisotropía de la inductividad de la máquina de campo giratorio se identifican de acuerdo con la ecuación (5). Los vectores según la ecuación (36) y (37) se pueden evaluar también en el caso ideal mediante la función atan2() o se pueden someter a un procedimiento de desacoplamiento en caso de máquinas más complejas. Para la evaluación mediante un procedimiento de desacoplamiento no es necesaria una división por el valor de la tensión, sino como máximo un escalado con el factor constante — u^ in¡ o 4 —u in¡ .

Mediante la detección de la respuesta de corriente a los cuatro vectores de tensión o tensiones de inyección en coordenadas del estator según las ecuaciones (23) o (25) se pueden deducir con un pequeño esfuerzo por concepto de operaciones de cálculo los componentes de la anisotropía de la inductividad. En la definición existente hasta el momento se utilizaban exclusivamente adiciones, sustracciones y multiplicaciones con ^ (que se pueden implementar en operaciones de coma fija mediante un doble desplazamiento hacia la derecha) para el cálculo del vector de anisotropía y sa.

Según otro ejemplo de realización, el cálculo del vector de anisotropía y sa se puede seguir simplificando claramente, si se escriben los términos introducidos Aiaxx y Aiuxx.

En otra etapa se escribe Aiaxx en (37) según su definición en (32)

|"Aiuao Aiu0i Aíu a 2+ Aíupsl I" aÍex— a E^x+ aÍex— aÍex1

LAíu0o+ Aiuai- A i u02- AiuasJ l AiEy“ AiEy+ AiEy“ AiEyJ (39)

[Aiuao- Aiu0i- A iua2+ Aiu03l

LAiu3o+ Aiuai- A i u02- AiuasJ (40)

La parte isotrópica de la respuesta de corriente se acorta automáticamente de manera implícita, por lo que no es necesario un cálculo separado de Aí“ y se puede trabajar directamente con los componentes de la respuesta de inyección AI* transpuestos de manera correspondiente.

En una segunda etapa se escribe Aiuxx en (40) según su definición en (27)

_ _

Por tanto, el vector de anisotropía bidimensional y sa (escalado con 4 unj) se puede calcular en la inyección cuadrada mediante la regla de sustracción (43) directamente a partir de la respuesta de corriente (sin el ajuste EMF y sin el cálculo de la parte isotrópica). Por primera vez se necesita solo una etapa de cálculo compuesta de únicamente cuatro sustracciones y dos adiciones. La identificación de los componentes de la anisotropía de la inductividad requiere entonces solo una fracción del esfuerzo de cálculo e implementación de los procedimientos según el estado de la técnica.

0^{r -a ta n f¿ipo+¿igl~¿ip2~¿S} (44)_{2 \}¿_iao- ¿_ipl-¿_ia2+ ¿_ip3/

EXPERIMENTO:

El procedimiento descrito antes se comprobó en un banco de pruebas con un sistema de cálculo en tiempo real, basado en DSP, un convertidor de 7,5 kW y una máquina sincrónica de imán permanente (PWSM) de 1,6 kW. La ^{frecuencia de conexión del convertidor era de} 8 ^{kHz, lo que posibilita la determinación de la tensión y la medición de} la corriente con 16 kHz. En caso de una inyección cuadrada, la frecuencia de inyección y del regulador de corriente es, por consiguiente, de 4 kHZ (la mitad de la frecuencia PWM).

La inductividad de la máquina era en el eje d Ld = 8.3 mH y en el eje q Lq = 7.1 mH. La relación de anisotropía es ^{solo Lq+Ld ~} 8 ^{%' lo que corresponde a un valor relativamente pequeño que provoca que la utilización de} procedimientos basados en la anisotropía sea muy exigente. Los resultados de medición se obtuvieron con una amplitud de inyección de 11 V (en presencia de una tensión máxima de 370 V).

En la figura 3 está representado en el tiempo (en segundos) en el gráfico superior el perfil del ángulo de rotor medido como magnitud de comparación. En el gráfico central se encuentra el componente a y en el gráfico inferior, el componente p del vector diferencial de resultado filtrado 4 ulniy sa (en cada caso en mA) que se puede evaluar a continuación mediante la función atan2() o un procedimiento de desacoplamiento. Debido al ruido de medición de corriente, todos los procedimientos basados en la anisotropía necesitan un filtro digital simple (por ejemplo, PT1) para suprimir el ruido, que no depende del procedimiento y no se ha de incluir, por tanto, en el esfuerzo de cálculo. El esfuerzo de cálculo asciende en el caso más favorable a 2 adiciones y una operación de desplazamiento de bit.

Para la máquina relativamente sinusoidal investigada se puede seleccionar la evaluación simple atan2(), cuyo resultado se ha indicado en el tiempo (en segundos) en la figura 4. La gráfica superior muestra nuevamente el ángulo de rotor medido como magnitud de comparación, debajo del que se encuentra el ángulo de anisotropía calculado mediante la función atan2() en la gráfica central. En la gráfica inferior está representado adicionalmente el error de estimación, es decir, la desviación entre el ángulo de anisotropía estimado y el ángulo de rotor medido (en grado eléctrico). El error muestra una banda de ruido usual que se puede reducir con el incremento de la amplitud de inyección, si es necesario. Asimismo, en el ángulo de rotor calculado se muestra una variación periódica doble, que se puede explicar mediante una anisotropía fijada al estator y se puede observar como desplazamiento en la figura 3; y una ligera variación periódica séxtuple, que se puede encontrar en muchas máquinas y tiene causas geométricas. El error muestra así una característica usual para la máquina y se mantiene en una banda relativamente estrecha.

En la figura 5 está representado esquemáticamente un diagrama para la regulación de una máquina de campo giratorio 1. Se puede observar el ondulador pulsado PWM 2 que acciona la máquina de campo giratorio 1 mediante tensiones de corte ajustadas en cada caso. A partir de las corrientes de fase medidas por un sensor adecuado 3 se deriva un vector de corriente que representa aquí la magnitud de realimentación de la regulación. En dependencia de la magnitud de realimentación, un microcontrolador 4 calcula el valor nominal respectivo para los vectores de tensión a ajustar. La electrónica de potencia 5 se controla de una manera respectiva después de una transformación correspondiente en el sistema trifásico de tensión de corte. El microcontrolador 4 está diseñado y configurado adicionalmente de acuerdo con la ejecución del procedimiento descrito antes.

En el ejemplo siguiente se hace referencia a la determinación analógica de los componentes de la anisotropía magnética:

El procedimiento descrito antes posibilita una determinación particularmente simple de los componentes de la anisotropía magnética. En particular, es posible por primera vez utilizar la ecuación de resultado (43) para calcular los componentes de la anisotropía magnética en la tecnología analógica. Esta variante de realización ventajosa proporciona, como se explica a continuación, una calidad de señal claramente elevada y posibilita así también una reducción evidente de los ruidos acústicos que se generan usualmente con los procedimientos de inyección.

Todos los procedimientos para la identificación de la anisotropía están sujetos a un conflicto de intereses entre calidad de señal y carga acústica, ya que la señal de inyección produce una vibración ligera de alta frecuencia en la máquina de campo giratorio o el motor y, por consiguiente un ruido acústico no deseado con frecuencia de inyección. Sin embargo, si no se consigue una relación señal/ruido determinada (SRV) durante la identificación de la anisotropía, la señal de ángulo no se puede utilizar para la regulación. Esta relación determina el volumen acústico mínimo necesario, resultante de lo anterior.

El ruido en la señal de corriente se origina principalmente durante la conversión analógica-digital (A/D). Un sensor de corriente utilizado genera primero una tensión proporcional a la corriente, que se transforma después en un valor numérico digital mayormente en la entrada del controlador (número de referencia 4 en la figura 5) mediante un convertidor A/D integrado. Este valor numérico se puede utilizar a continuación para regular la corriente o calcular la anisotropía mediante operaciones de cálculo digitales dentro del controlador.

Debido a la cuantificación y al ruido asociado durante el proceso de conversión, los convertidores A/D tienen una determinada relación señal/ruido (SRV) limitada, por ejemplo, 11 bit, es decir, 2048:1. En este caso, tal relación se refiere al intervalo de medición, posible de representar en comparación con la media cuadrática (Root-Mean-Square, RMS) del contenido de ruido presente después de la conversión A/D. Aunque esta relación 2048:1 para una regulación de corriente es suficiente (más que suficiente), representa un desafío para la identificación de la anisotropía por la siguiente razón:

Mientras que el intervalo de medición de corriente está diseñado, por ejemplo, para cuatro veces la corriente nominal de la máquina por razones de la capacidad de sobrecarga, una amplitud de la respuesta de inyección AI* (27) superior al 4 % de la corriente nominal puede generar un ruido molesto. A partir de esta relación se obtiene una relación señal/ruido (SRV) de solo 25:1 en la respuesta de inyección AI* (27). La máquina tiene entonces, por ^{ejemplo, una relación de anisotropía usual de , lo que provoca que solo el} 10 ^{% de la respuesta de inyección} anterior AI* (27) dependa realmente del ángulo. Por tanto, para la respuesta de corriente anisotrópica AI* (27) se obtiene finalmente una relación señal/ruido (SRV) de solo 2,5:1. Este valor SRV resultaría demasiado pequeño para aplicaciones de regulación muy exigentes.

El problema del ruido se puede simplificar claramente, si la conversión A/D en la cadena de señal descrita se mueve a un punto posterior. Dado que las ecuaciones para determinar la anisotropía magnética mediante la regla de cálculo presentada (37) son por primera vez tan simples que se componen solo de adiciones y sustracciones y no necesitan una transformación o una inversión de matriz, es posible implementarlas aún en la señal analógica, por ejemplo, mediante amplificadores diferenciales.

^{Como aparece representado en la figura} 6 ^{, en esta cadena de señal se utiliza primero, por ejemplo, un elemento de muestreo y retención (Sample & Hold)} 6 ^{que retiene las tensiones de señal analógica, medidas como respuestas de} corriente a partir de pasos de tiempo diferentes (en correspondencia con las tensiones de ajuste o inyección). Los ^{valores iniciales del elemento de muestro y retención} 6 ^{se procesan a continuación después de una ejecución} analógica de la transformación de Clarke mediante un circuito de cálculo analógico 7, compuesto, por ejemplo, de una disposición de amplificadores diferenciales, mediante la regla de cálculo simple (37). Por tanto, como resultado del circuito de cálculo 7, los componentes escalados, dado el caso, de la anisotropía magnética están disponibles ^{como señal analógica que se transforma a continuación en una señal digital mediante un convertidor A/D} 8^{. Si en este punto se utiliza solo un convertidor A/D muy favorable de} 8 ^{Bit (256:1), la relación señal/ruido (SRV) resultante de la anisotropía magnética identificada en este ejemplo de cálculo analógico es} 100 ^{veces mayor que en el ejemplo de un cálculo digital descrito antes.}

A modo de resumen se puede decir que la presente invención permite eliminar por primera vez la causa del problema de ruido durante la realización del cálculo analógico. La relación señal/ruido (SRV) completa del convertidor A/D está disponible siempre esencialmente de manera independiente de la amplitud de inyección al ajustarse de manera correspondiente las amplificaciones de los amplificadores diferenciales en la señal de anisotropía. Dado que solo las fuentes de error restantes, claramente pequeñas (por ejemplo, errores de sensor de corriente, corrientes parásitas, tiempo muerto de conexión, etc.) siguen afectando la identificación de la anisotropía, se puede conseguir la misma calidad de señal de anisotropía durante un cálculo de anisotropía según variantes del procedimiento descrito antes mediante la tecnología analógica con una amplitud de inyección reducida claramente respecto a los procedimientos actuales y digitales y, por consiguiente, un ruido acústico claramente reducido. Tal procesamiento analógico resulta posible debido a la simplicidad de las ecuaciones para la evaluación, si los vectores de tensión se configuran de la manera descrita antes, en particular se configuran como cuadrado, lo que se identifica también como inyección cuadrada.

Claims (18)

REIVINDICACIONES

1. Procedimiento para la identificación de la anisotropía magnética de una máquina eléctrica de campo giratorio (1) ^{que comprende un rotor y un estator, controlándose la máquina de campo giratorio (}1 ^{) mediante tensiones de corte} sincronizadas según el procedimiento de modulación por ancho de pulsos, caracterizado por que durante un intervalo de inyección se aplican cuatro vectores de inyección (U1, U2, U3, U4), que en una representación de espacio vectorial, después de la sustracción respectiva del valor promedio común (Ufoc), presentan todos el mismo valor y son ortogonales o antiparalelos entre sí respectivamente por pares, y por que como respuesta a los cuatro vectores de tensión (U1, U2, U3, U4) se determina en cada caso un cambio correspondiente del vector de corriente ^(A2^{í“ )y a partir de los cambios respectivos de los vectores de corriente (A}2^{í“ ) se deducen los componentes de la} anisotropía magnética, teniéndose en cuenta los vectores de tensión (U1, U2, U3, U4).

2. Procedimiento según la reivindicación 1, caracterizado por que los cuatro vectores de tensión (U1, U2, U3, U4) se han obtenido en cada caso individualmente mediante una adición vectorial del valor promedio común (Ufoc) y de una de las cuatro tensiones de inyección, siendo las cuatro tensiones de inyección ortogonales o antiparalelas entre sí respectivamente por pares y presentando las mismas un valor igual.

3. Procedimiento según la reivindicación 1 o 2, caracterizado por que la máquina de campo giratorio (1) se regula y/o controla como magnitud de ajuste mediante la utilización del vector de tensión de las tensiones de corte, predefiniéndose durante el intervalo de inyección un valor nominal constante para el vector de tensión de las tensiones de corte y correspondiendo el valor promedio común (Ufoc) de los cuatro vectores de tensión (U1, U2, U3, U4) al valor nominal predefinido de manera constante.

4. Procedimiento según una de las reivindicaciones precedentes, en el que los cuatros vectores de tensión (U1, U2, U3, U4), después de la sustracción de su valor promedio común (Ufoc), son paralelos o antiparalelos en la representación del vector espacial respecto a los ejes ortogonales de un sistema de coordenadas (Ualpha, Ubeta) seleccionado para la representación del vector espacial.

5. Procedimiento según una de las reivindicaciones precedentes, caracterizado por que la duración del intervalo de inyección corresponde al menos a dos períodos de la modulación por ancho de pulsos.

6^{. Procedimiento según una de las reivindicaciones precedentes, caracterizado por que la duración del intervalo de} inyección corresponde como máximo al cociente de la inductividad de fase y la resistencia de fase de la máquina de ^{campo giratorio (}1 ^{), en particular como máximo a 16 períodos de la modulación por ancho de pulsos.}

^{7. Procedimiento según una de las reivindicaciones 2 a} 6^{, caracterizado por que la máquina de campo giratorio (1)} se controla y/o se regula con un ciclo que comprende al menos dos períodos de la modulación por ancho de pulsos y cuya duración corresponde como máximo al cociente de la inductividad de fase y la resistencia de fase de la máquina de campo giratorio (1), en particular como máximo a 16 períodos PWM.

8^{. Procedimiento de acuerdo con una de las reivindicaciones precedentes, caracterizado por que los cuatro} vectores de tensión (U1, U2, U3, U4) se ajustan en ciclos PWM directamente consecutivos.

9. Procedimiento según una de las reivindicaciones precedentes, caracterizado por que los vectores de tensión (U1, U2, U3, U4) se seleccionan con un valor después de la sustracción del valor promedio común (Ufoc) de al menos 1 % del valor de una tensión de ajuste máxima, en particular de 5 V a 100 V.

10. Procedimiento según una de las reivindicaciones precedentes, caracterizado por que los cambios ^{correspondientes del vector de corriente (A}2^{í“ ) se determinan respectivamente como vectores diferenciales en la} representación del vector espacial.

11. Procedimiento según la reivindicación 10, caracterizado por que la respuesta de corriente anisotrópica en la representación del vector espacial se determina a partir de los vectores diferenciales en la representación del vector ^{espacial (A}2^{í“ ) y por que los componentes de la anisotropía magnética se deducen de la respuesta de corriente} anisotrópica determinada en la representación del vector espacial.

12. Procedimiento según la reivindicación 10, en la que los componentes de la anisotropía magnética se deducen exclusivamente por adiciones y sustracciones, exceptuando un factor de escala, a partir de los componentes de los ^{vectores diferenciales en la representación del vector espacial (A}2^{í“ ).}

13. Procedimiento según la reivindicación 11 o 12, caracterizado por que el ángulo de rotor se deduce a partir de los componentes de la anisotropía magnética.

14. Procedimiento según una de las reivindicaciones precedentes, caracterizado por que un sistema de coordenadas ortogonal, fijado al estator, se selecciona para la representación del vector espacial.

15. Procedimiento según una de las reivindicaciones precedentes, caracterizado por que los componentes de la anisotropía magnética se determinan de manera analógica.

16. Procedimiento según con la reivindicación 15, caracterizado por que los componentes de la anisotropía magnética se determinan de manera analógica, seleccionándose los vectores de tensión (U1, U2, U3, U4) con un valor después de la sustracción del valor promedio común (Ufoc) de al menos 1 % del valor de una tensión de ajuste máxima, en particular de 0,5 V a 10 V.

17. Dispositivo para el control y/o la regulación de una máquina de campo giratorio (1), que comprende un estator y un rotor, con un convertidor PWM (5) controlable para la salida de tensiones de corte sincronizadas, con un dispositivo para la detección de un número de corrientes de fase y con un controlador (4) para el control del convertidor PWM (5), que está diseñado y configurado para la ejecución del procedimiento de acuerdo con una de las reivindicaciones precedentes.

18. Máquina de campo giratorio (1), que comprende un estator y un rotor, con un dispositivo para el control y/o la regulación de acuerdo con la reivindicación 17.