ES2257255T3 - Procedimiento para el control de accionadores electromagneticos para el accionamiento de valvulas de admision y de escape de motores de combustion interna. - Google Patents

Abstract

Un procedimiento para el control de accionadores electromagnéticos para el accionamiento de válvulas de admisión y de escape de motores de combustión interna, en el que un accionador (1, 45), conectado a una unidad de control (10), está acoplado a una válvula respectiva (2, 46) y comprende un elemento móvil (3, 47) accionado magnéticamente, por medio de una fuerza neta (F), a fin de controlar el movimiento de la válvula (2, 46) entre una posición cerrada (ZSUP) y una posición de apertura máxima (ZINF) y un elemento elástico (7, 50) adaptado para mantener la válvula (2, 46) en una posición de reposo, procedimiento que comprende las etapas de: detectar una posición real (Z) y una velocidad real (V) de la válvula (2, 46), determinar una posición de referencia (ZR) y una velocidad de referencia (VR) de dicha válvula (2, 46), calcular aproximadamente fuerzas de perturbación (DeltaF) que actúan en la válvula (2, 46), caracterizado porque comprende las etapas de: determinar, mediante una acción de control por retroalimentación, un valor de fuerza objetivo (FO) de dicha fuerza neta (F) que se va a ejercer en el elemento ferromagnético móvil (3, 47) en función de la posición de referencia (ZR), de la posición real (Z), de la velocidad de referencia (VR) y de la velocidad real (V) a fin de reducir al mínimo las diferencias entre la posición real (Z) y la posición de referencia (ZR) y entre la velocidad real (V) y la velocidad de referencia (VR). calcular una fuerza real (FE) en función del valor de fuerza objetivo (FO) y de dichas fuerzas de perturbación (DeltaF), implementando dicho valor de fuerza real (FE).

Description

Procedimiento para el control de accionadores electromagnéticos para el accionamiento de válvulas de admisión y de escape de motores de combustión interna.

La presente invención se refiere a un procedimiento para el control de accionadores electromagnéticos para el accionamiento de válvulas de admisión y de escape de motores de combustión interna.

Como se sabe, actualmente se están probando unidades impulsoras en las que el accionamiento de las válvulas de admisión y de escape se controla usando accionadores de tipo electromagnético que sustituyen a los sistemas de distribución puramente mecánicos (árboles de levas). Si bien los sistemas convencionales de distribución hacen necesario definir un perfil de carrera de la válvula que represente un equilibrio aceptable entre todas las posibles condiciones de funcionamiento del motor, el uso de un sistema de distribución controlado electromagnéticamente hace posible variar el ajuste de fase en función de la punta del motor a fin de obtener un comportamiento óptimo en cualquier condición de funcionamiento.

El aumento de rendimiento y los ahorros reales como consecuencia del uso de accionadores de tipo electromagnético están estrechamente unidos a los sistemas y procedimientos que se usan para el control de dichos accionadores.

Según procedimientos conocidos, basados, por ejemplo, en sistemas de control de circuito abierto, cuando se abre o se cierra cada válvula, se suministra, a los accionadores correspondientes, corrientes y/o tensiones de un valor tal que garanticen que la válvula, independientemente de la resistencia que encuentre, alcanza la posición deseada en un intervalo de tiempo predeterminado.

Estos procedimientos tienen algunos inconvenientes.

En primer lugar, las válvulas se someten a impactos cada vez que entran en contacto con elementos fijos en la posición de apertura máxima (contacto inferior) o en la posición cerrada (contacto superior). Esto es especialmente crítico dado que las válvulas se someten a una cantidad muy elevada de ciclos de apertura y de cierre y, por lo tanto, se desgastan muy rápidamente.

El hecho de que la potencia eléctrica suministrada siempre deba ser suficiente para reducir la máxima resistencia que puede encontrar la válvula, también es un inconveniente, aun cuando las condiciones de funcionamiento sean tales que la resistencia real que se opone a la válvula es menor. De este modo, se reduce el rendimiento global de la unidad impulsora como consecuencia de la pérdida de potencia eléctrica.

Asimismo, es especialmente importante implementar un control riguroso a fin de permitir que las válvulas de admisión y de escape se accionen según los perfiles de movimiento y de tiempo deseados, independientemente de las perturbaciones que tienen lugar y que hacen que las condiciones reales de funcionamiento se desvíen de las condiciones nominales. La incidencia de una gran variedad de fenómenos puede hacer que varíen en gran medida las condiciones reales de funcionamiento.

Por ejemplo, las variaciones de temperatura del motor provocan dilataciones y contracciones de los materiales, como consecuencia de lo cual puede cambiar la fricción que encuentran las válvulas. Además, dado que la fuerza aplicada a los elementos ferromagnéticos, en los que actúan los electroimanes, depende, de una manera altamente no lineal, de la distancia entre dichos elementos ferromagnéticos y las cabezas polares, se entenderá que las variaciones de volumen que producen los gradientes térmicos pueden tener un efecto negativo en el control. Otras perturbaciones se deben al hecho de que la resistencia que encuentran las válvulas también depende de la presión dentro de la cámara de combustión que varía, por ejemplo, en función de la necesidad de potencia y de par motor del consumidor y de las estrategias de control del motor implementadas.

El documento DE-A-19759840 describe un procedimiento para el control de accionadores electromagnéticos para el accionamiento de válvulas de admisión y de escape de motores de combustión interna según se define en el preámbulo de la reivindicación 1.

El objetivo de la presente invención es proporcionar un procedimiento para el control de accionadores electromagnéticos que no tenga los inconvenientes que se han mencionado anteriormente y, en particular, que tenga una sensibilidad reducida a las perturbaciones, pudiéndose mejorar el rendimiento global de la unidad impulsora.

Por lo tanto, la presente invención se refiere a un procedimiento para el control de accionadores electromagnéticos para el accionamiento de válvulas de admisión y de escape de motores de combustión interna, en el que un accionador, conectado a una unidad de control, está acoplado a una válvula respectiva y comprende un elemento móvil accionado magnéticamente, por medio de una fuerza neta, a fin de controlar el movimiento de la válvula entre una posición cerrada y una posición de apertura máxima y un elemento elástico adaptado para mantener la válvula en una posición de reposo, procedimiento que comprende las etapas de:

detectar una posición real Z y una velocidad real V de la válvula,

determinar una posición de referencia Z_{R} y una velocidad de referencia V_{R} de dicha válvula,

calcular aproximadamente fuerzas de perturbación que actúan en la válvula, caracterizado porque comprende las etapas de:

determinar mediante una acción de control por retroalimentación, un valor de fuerza objetivo de dicha fuerza neta que se va a ejercer en el elemento ferromagnético móvil, en función de la posición de referencia Z_{R}, de la posición real Z, de la velocidad de referencia V_{R} y de la velocidad real V, a fin de reducir al mínimo las diferencias entre la posición real Z y la posición de referencia Z_{R} y entre la velocidad real V y la velocidad de referencia V_{R},

calcular una fuerza real en función del valor de fuerza objetivo y de dichas fuerzas de perturbación, implementando dicho valor de fuerza real F_{E}.

A continuación, se expone la invención más detalladamente en relación con una forma de realización no limitante de la misma, presentada simplemente a modo de ejemplo no limitante y realizada en relación con los dibujos adjuntos, en los que:

la Fig. 1 es una elevación lateral, parcialmente transversal, de un primer tipo de válvula de admisión o de escape y del accionador electromagnético correspondiente,

la Fig. 2 es un diagrama de bloques simplificado relacionado con el procedimiento de control de la presente invención,

la Fig. 3 es un diagrama de bloques detallado de un detalle del diagrama de bloques de la Fig. 2

la Fig. 4 es un primer diagrama de flujo en relación con el presente procedimiento,

la Fig. 5 es un diagrama de bloques simplificado de un sistema dinámico basado en retroalimentación, que implementa el presente procedimiento,

la Fig. 6 es un segundo diagrama de flujo en relación con el presente procedimiento,

la Fig. 7 es un gráfico relacionado con valores de corriente calculados de conformidad con el presente procedimiento,

la Fig. 8 es una elevación lateral, parcialmente transversal, de un segundo tipo de válvula de admisión o de escape y del accionador electromagnético correspondiente.

En la Fig. 1, un accionador electromagnético 1, controlado por un sistema de control de la presente invención, está acoplado a una válvula de admisión o de escape 2 de un motor de combustión interna y comprende un brazo oscilante 3 de material ferromagnético, que tiene un primer extremo engoznado a un soporte fijo 4, a fin de poder oscilar alrededor de un eje horizontal de giro A perpendicular al eje longitudinal B de la válvula 2, y un segundo extremo conectado por medio de un gozne 5 a un extremo superior de la válvula 2, un electroimán de apertura 6a y un electroimán de cierre 6b dispuestos en laterales opuestos del cuerpo del brazo oscilante 3 a fin de poder actuar mediante una orden, simultánea o alternativamente, ejerciendo una fuerza neta F en el brazo oscilante 3 a fin de hacer que el mismo gire alrededor del eje de giro A y un elemento elástico 7, adaptado para mantener el brazo oscilante 3 en una posición de reposo en la que está equidistante de las cabezas polares de los electroimanes de apertura y de cierre 6a y 6b, a fin de mantener la válvula 2 en una posición intermedia entre la posición cerrada (contacto superior, Z_{SUP}) y la posición de apertura máxima (contacto inferior, Z_{INF}) que adopta la válvula 2 cuando el brazo oscilante 3 está dispuesto en contacto con la cabeza polar del electroimán de apertura 6a y con la cabeza polar del electroimán de cierre 6b, respectivamente.

Para simplificar, en la descripción siguiente se hará referencia a una única unidad de accionador-válvula y, además, los electroimanes de apertura y de cierre 6a y 6b se designarán como el electroimán superior e inferior, respectivamente. Obviamente, se entenderá que el procedimiento que se describe se usa para el control simultáneo del movimiento de todas las válvulas de admisión y de escape de una unidad impulsora.

Siempre se hará referencia a la posición de la válvula 2 en una dirección paralela al eje longitudinal B, respecto a la posición de reposo que se toma como posición de inicio. La carrera de apertura se debería entender como un movimiento de la válvula 2 desde la posición cerrada hasta la posición de apertura máxima, mientras que la carrera de cierre se debería entender como una carrera completa en la dirección opuesta.

Además, todas las fuerzas que se analizarán más adelante se considerarán que son positivas cuando actúan de tal manera que cierran la válvula 2 y negativas cuando tienden a abrirla.

Como se muestra en la Fig. 2, una unidad de control 10 comprende un bloque de generación de referencia 11, un bloque de control de fuerzas 12, un bloque de conversión 13 y un bloque de cálculo aproximado 14 y además está conectada con un circuito de guía y medición 15.

El bloque de generación de referencias 11 recibe como entrada una señal de posición objetivo Z_{T}, generada de un modo conocido por medio de la unidad de control, y una pluralidad de parámetros que indican las condiciones de funcionamiento del motor (por ejemplo la carga L y el número de revoluciones RPM).

El bloque de generación de referencias 11 también suministra como salida un perfil de posición de referencia Z_{R} y un perfil de velocidad de referencia V_{R} y los suministra como una entrada al bloque de control de fuerzas 12 que también recibe una medición de la posición real Z, que suministra el circuito de guía y medición 15, y un cálculo aproximado de la velocidad real V de la válvula 2 que se lleva a cabo, como se describe en detalle más adelante, por medio del bloque de observación 14.

El bloque de control de fuerzas 12 calcula y suministra como salida un valor de fuerza objetivo F_{O} que indica la fuerza neta F que se va a aplicar al brazo oscilante 3 por medio de los electroimanes 6a y 6b a fin de reducir al mínimo las desviaciones de la posición real Z y de la velocidad real V de los perfiles de posición de referencia Z_{R} y de velocidad de referencia V_{R}, respectivamente.

El valor de fuerza objetivo F_{O} se suministra como entrada al bloque de conversión 13 que también recibe valores de fuerza nominal superior e inferior F_{SUP} y F_{INF} aplicados al brazo oscilante 3 por medio de los electroimanes superior e inferior 6a y 6b, respectivamente, en condiciones nominales, y un cálculo aproximado de fuerzas de perturbación \DeltaF. Los valores de las fuerzas nominales superior e inferior F_{SUP} y F_{INF} y el cálculo aproximado de las fuerzas de perturbación \DeltaF se suministran por medio del bloque de observación 14, como se describirá en detalle más adelan-
te.

El bloque de conversión 13 suministra como salida un par de valores de corriente objetivo superior e inferior I_{OSUP} e I_{OINF} que hay que aplicar al electroimán superior 6a y al electroimán inferior 6b, respectivamente, a fin de generar el valor de fuerza objetivo F_{O}.

El circuito de guía y medición 15, de tipo conocido, recibe como entrada los valores de corriente objetivo I_{OSUP} e I_{OINF} y hace que se suministre a los electroimanes superior e inferior correspondientes 6a y 6b las corrientes reales respectivas I_{SUP} e I_{INF}.

Además, está conectada a un detector de posición 16 de tipo conocido adaptado para detectar la posición de la válvula 2 o, de un modo equivalente, del brazo oscilante 3. El detector de posición 16 suministra una señal V_{Z}, que indica la posición real Z de la válvula 2, al circuito de guía y medición 15 que, a su vez, suministra la medición de la posición real Z y los valores respectivos de corriente medida I_{MSUP} e I_{MINF} de las corrientes reales I_{SUP} y I_{INF} a la unidad de control 10 y, en particular, al bloque de observación 14.

A partir de las mediciones de la posición real Z y de los valores de corriente medida I_{MSUP} e I_{MINF} y según procedimientos que se describen en detalle más adelante, el bloque de cálculo aproximado 14 calcula y suministra como salida un cálculo aproximado de la velocidad real V, que se suministra al bloque de control de fuerzas 12, un cálculo aproximado de las fuerzas de perturbación \DeltaF y los valores de las fuerzas nominales F_{SUP} y F_{INF} que ejercen en el brazo oscilante 3 los electroimanes superior e inferior 6a y 6b, respectivamente.

Más detalladamente, el bloque de cálculo aproximado 14 comprende, como se muestra en la Fig. 3, un bloque de cálculo 20 que recibe como entrada las mediciones de la posición real Z y los valores de corriente medida I_{MSUP} e I_{MINF} y suministra como salida los valores de las fuerzas nominales F_{SUP} y F_{INF} que representan salidas desde el bloque de cálculo aproximado 14.

La medición de la posición real Z también se suministra como entrada a un bloque de inicialización 21 que suministra como salida una señal de inicialización RS, de tipo lógico, y un vector de inicialización X_{1}, cuya estructura se explicará más adelante.

Un bloque de observación 22 recibe como entrada la medición de la posición real Z, los valores de las fuerzas nominales F_{SUP} y F_{INF} y el vector de inicialización X_{1}. Un cálculo aproximado del vector de estado X'(t), que representa una salida desde el bloque de observación 22, se calcula en función dichas entradas.

El bloque de cálculo aproximado 14 comprende, además, un bloque selector 23, controlado por medio del bloque de inicialización 21 mediante de la señal de inicialización RS. En particular, el bloque selector 23 está adaptado para conectar una entrada de un bloque de extracción 24 alternativamente con la salida del bloque de inicialización 21, cuando la señal de inicialización asume un primer valor lógico ("VERDADERO"), o con la salida del bloque de observación 22, cuando la señal de inicialización RS asume un segundo valor lógico ("FALSO").

El bloque de extracción 24 obtiene, del vector de inicialización X_{1} o del cálculo aproximado del vector de estado X'(t), dependiendo del valor que asuma la señal de inicialización RS, cálculos aproximados de la velocidad real V y de las fuerzas de perturbación \DeltaF y los suministra como salidas del bloque de cálculo aproximado 14.

Durante el funcionamiento del motor, la unidad de control 10, usando estrategias conocidas, determina los momentos de apertura y de cierre de la válvula 2. A la vez, ajusta la señal de posición objetivo Z_{T} a un valor que representa la posición que debería adoptar la válvula 2. A la señal de posición objetivo Z_{T} se le asigna, en particular, un valor superior Z_{SUP} correspondiente al contacto superior o un valor inferior Z_{INF} correspondiente al contacto inferior, dependiendo de si la unidad de control 10 ha suministrado una orden para abrir o cerrar la válvula 2.

A partir de los valores de la señal de posición objetivo Z_{T}, de la carga L y del número de revoluciones RPM, el bloque de generación de referencias 11 determina el perfil de posición de referencia Z_{R} y el perfil de velocidad de referencia V_{R} que, respectivamente, representan la posición y la velocidad que, en función del tiempo, se desea aplicar a la válvula 2 durante su desplazamiento entre las posiciones de apertura máxima y de cierre. Dichos perfiles se pueden calcular, por ejemplo, a partir de la señal de posición objetivo Z_{T} por medio de un filtro no lineal de dos estados, implementado de un modo conocido por medio del bloque de generación de referencias 11 o sacado de tablas preparadas en la etapa de calibración.

A la vez, el bloque de cálculo aproximado 14 suministra los valores de las fuerzas nominales superior e inferior F_{SUP} y F_{INF}, de las fuerzas de perturbación \DeltaF y de la velocidad real V. Las fuerzas de perturbación \DeltaF representan la diferencia entre el valor de fuerza objetivo F_{O} y la fuerza neta F que realmente se aplica al brazo oscilante 3. Esta diferencia se debe a las variaciones que, como se ha analizado anteriormente, tienen lugar respecto a las condiciones de funcionamiento nominal y que afectan al movimiento de la válvula 2.

Detalladamente, como se muestra en la Fig. 3, el bloque de cálculo 20 suministra los valores de las fuerzas nominales superior e inferior F_{SUP} y F_{INF}. Para simplificar, en relación únicamente con el electroimán superior 6a, el valor de la fuerza nominal superior F_{SUP} se calcula a partir de las ecuaciones siguientes:

(1)F_{SUP} = \alpha (D_{SUP}) I_{SUP}{}^{2} \hskip1.9cm I_{SUP} < I_{SAT} (D_{SUP})

(2)F_{SUP} = \alpha (D_{SUP}) I_{SAT}{}^{2} (D_{SUP}) \hskip1cm I_{SUP} \geq I_{SAT} (D_{SUP})

En las ecuaciones (1) y (2), D_{SUP} representa una distancia entre la cabeza polar del electroimán superior 6a y el brazo oscilante 3, \alpha es un coeficiente de proporcionalidad e I_{SAT} es una corriente de saturación. En particular, cuando se suministra una corriente real I_{SUP} igual a la corriente de saturación I_{SAT} al electroimán superior 6a, se alcanza la fuerza superior nominal máxima F_{SUP} que el electroimán superior 6a es capaz de ejercer en el brazo oscilante 3. Para valores de corriente real I_{SUP} superiores a la corriente de saturación I_{SAT}, la fuerza nominal superior F_{SUP} se mantiene sustancialmente_{ }sin cambios. El coeficiente de proporcionalidad \alpha y la corriente de saturación I_{SAT} dependen, de un modo conocido, de la distancia D_{SUP} y se pueden obtener por interpolación de tablas respectivas. La fuerza nominal inferior F_{INF} se puede obtener de un modo completamente análogo a partir de las ecuaciones (1) y (2), en las que se debería hacer uso de la corriente real I_{INF} y de una distancia D_{INF} entre la cabeza polar del electroimán inferior 6b y el brazo oscilante 3, en lugar de la corriente real I_{SUP} y la distancia D_{SUP}.

Respecto a los cálculos aproximados de la velocidad real V y de las fuerzas de perturbación \DeltaF, que lleva a cabo el bloque de observación 22, el procedimiento se basa en un sistema dinámico de tiempos discretos S descrito por medio de las siguientes ecuaciones matriciales:

(3)X (t+1) = AX (t) + BU (t)

(4)Y (t) = CX (t)

en las que t es un número entero que representa un momento genérico de muestreo actual y t+1 es un momento de muestreo justo posterior a éste.

Mostrando en detalle los vectores X (t+1) y X (t) y las matrices A, B y C, las ecuaciones (3) y (4) son, respectivamente, equivalentes a las ecuaciones:

1

2

En particular, en las ecuaciones (3) a (6), X(t) y X(t+1) son vectores de estado del sistema dinámico S en el momento de muestro actual t y en el momento de muestreo consecutivo t+1, U(t) es una entrada que representa la fuerza nominal total F_{T} dada por la suma de las fuerzas nominales superior e inferior F_{SUP} y F_{INF}, Y(t) es una salida que representa la posición real Z, A es una matriz de transición, B es una matriz de entrada y C es una matriz de salida. Además, X_{1}, X_{2}, X_{3} y X_{4} son variables de estado del sistema dinámico S correspondientes, respectivamente, a la posición real Z, a la velocidad real V, a las fuerzas de perturbación \DeltaF y a las variaciones de las fuerzas de perturbación \DeltaF, K es una constante elástica, R es una constante viscosa, M es una masa total equivalente y \Deltat es un período de muestreo.

Como entenderá un experto en la materia, el sistema dinámico S, como consecuencia de la estructura de las matrices de transición y de salida A y C, se puede observar completamente y, por lo tanto, se puede calcular aproximadamente el vector de estado X(t+1) a partir de la salida Y(t) y a partir de la entrada U(t) por medio de un observador S' que se describe por medio de las siguientes ecuaciones matriciales:

(7)X' (t+1) = A'X' (t) + B'U' (t)

(8)Y' (t) = CX' (t)

En las ecuaciones (7) y (8), X'(t) y X'(t+1) son cálculos aproximados de los vectores de estado X(t) en el momento t y, respectivamente X(t+1) en el momento consecutivo t+1, Y'(t) es un cálculo aproximado de la salida Y(t) y U'(t) es un vector de salida del observador S'. En particular, el vector de entrada U't es un vector de columna que tiene la entrada U(t) como el primer elemento y la salida Y(t) como el segundo elemento. Además, A' es una matriz de transición del observador S', dada por la ecuación:

(9)A' = A + LC

en la que L es una matriz de ganancia (en este caso un vector de columna con cuatro elementos) que se puede obtener mediante técnicas muy conocidas de posicionamiento de polos, a fin de garantizar que converge el observador S'. La matriz de entrada B' del observador S' comprende un primer bloque formado por la matriz de las entradas del sistema dinámico S y por un segundo bloque formado por la matriz de ganancia L y se puede representar por medio de la ecuación siguiente:

(10)B' = [B | L]

En funcionamiento, el cálculo aproximado del vector de estado X'(t) suministrado por medio del observador S' coincide con el vector de estado X(t) del sistema dinámico S y, por consiguiente, los elementos X'_{2}(t) y X'_{3}(t) representan cálculos aproximados de la velocidad real V y de las fuerzas de perturbación \DeltaF en el momento t, respectivamente.

Además, como se introduce una restricción unilateral cuando la válvula 2 está al final de su carrera en la posición cerrada o en la posición de apertura máxima, en estas condiciones el observador S' no es capaz de proporcionar cálculos aproximados correctos del estado X(t) del sistema dinámico S. A fin de mantener la coherencia del estado X(t) y evitar corrientes momentáneas de convergencia que comprometerían la eficacia del control, el bloque de inicialización 21 lleva a cabo un procedimiento de inicialización, que se describirá más adelante en relación con la Fig. 4.

En detalle, se lleva a cabo una prueba para comprobar si la válvula 2 está en una sección libre de carrera, evaluando si la posición real Z está totalmente entre el contacto superior Z_{SUP} y el contacto inferior Z_{INF} (bloque 100). Si se cumple esta condición (salida SÍ desde el bloque 100), se asigna a la señal de inicialización RS el valor lógico "FALSO" (bloque 110) y se termina el procedimiento (bloque 120). Sin embargo, si la posición real Z corresponde al contacto superior Z_{SUP} o al contacto inferior Z_{INF} (salida NO desde el bloque 100), la señal de inicialización RS se ajusta al valor lógico "VERDADERO" (bloque 130) y se impone que el cálculo aproximado del vector de estado X'(t) del observador S' sea igual a un vector de inicialización X_{1} dado por la expresión:

3

Por lo tanto, se termina el procedimiento (bloque 120).

El bloque de control de fuerzas 12 usa el perfil de posición de referencia Z_{R} y el perfil de velocidad de referencia V_{R}, junto con la medición de la posición real Z y de la velocidad real V, para determinar el valor de fuerza objetivo F_{O} de la fuerza neta F que hay que aplicar al brazo oscilante 3, según la ecuación siguiente:

(12)F_{O} = (N_{1} Z_{R} + N_{2} V_{R}) - (K_{1} Z_{ }+ K_{2} V)

En (12), N_{1}, N_{2}, K_{1} y K_{2} son ganancias que se pueden calcular aplicando técnicas muy conocidas de control riguroso a un sistema dinámico reducido S'', que se muestra con el número 30 en la Fig. 5, que representa el movimiento de la válvula 2 y que se describe por medio de las ecuaciones matriciales:

4

5

En particular, en las ecuaciones (13) y (14), X_{1}'' y X_{2}'' son variables de estado del sistema dinámico reducido S'' calculadas en el momento t y en el momento consecutivo t+1 y correspondientes a la posición real Z y a la velocidad real V, respectivamente, U''(t) es una entrada que representa la fuerza neta F e Y''(t) es una salida del sistema dinámico reducido S'' representada por la posición real Z.

Por lo tanto, el bloque de control de fuerza 12 lleva a cabo, respecto al sistema dinámico reducido S'', la función de un controlador por retroalimentación, que se muestra con el número 31 en la Fig. 5, que usa la fuerza neta F como la variable de control a fin de imponer que la variable controlada, es decir, la posición real Z, tenga un recorrido que sea lo más parecido posible a un recorrido predeterminado dado por el perfil de posición de referencia Z_{R}.

Como se ha mencionado anteriormente, el bloque de conversión 13 usa el valor de fuerza objetivo F_{O} calculado por el bloque de control de fuerzas 12 y los valores de las fuerzas nominales superior e inferior F_{SUP} y F_{INF} para determinar, según un procedimiento de control conocido como "conmutación", que se explicará más adelante en relación con la Fig. 6, los valores de corriente objetivo I_{OSUP} e I_{OINF} de las corrientes respectivas I_{SUP} e I_{INF} que hay que suministrar a los electroimanes superior e inferior 6a y 6b. Se entenderá que todas las fuerzas que se han mencionado en la descripción se consideran positivas cuando actúan de tal manera que cierran la válvula 2 y negativas cuando actúan de tal manera que la abren. Por consiguiente, la fuerza nominal superior F_{SUP} siempre es positiva (o posiblemente cero), la fuerza nominal inferior F_{INF} siempre es negativa y la fuerza nominal F, la fuerza objetivo F_{O} y las fuerzas de perturbación \DeltaF pueden ser tanto positivas como negativas.

En detalle, al principio del procedimiento para determinar los valores de corriente objetivo I_{OSUP} e I_{OINF}, se calcula un valor de fuerza real F_{E} que es necesario suministrar a fin de ejercer una fuerza neta F en el brazo oscilante 3 de un valor igual al valor de fuerza objetivo F_{O}. A tal efecto, también se deben tener en cuenta las fuerzas de perturbación \DeltaF, restándolas del valor de fuerza objetivo F_{O} (bloque 200). Por lo tanto, se controla la implementación de la fuerza real F_{E}. Posteriormente, se lleva a cabo una prueba en la que se compara la fuerza real F_{E} y la fuerza nominal superior F_{SUP} (bloque 210). Si la fuerza real F_{E} es superior a la fuerza nominal superior F_{SUP} (salida SÍ desde el bloque 210), se calcula un valor de corriente de accionamiento I_{ON} (bloque 215) y el valor de corriente objetivo superior I_{OSUP} se ajusta a dicho valor de accionamiento I_{ON} (bloque 220). Si no (salida NO desde el bloque 210), se calcula un valor de corriente de exclusión I_{OFF} (bloque 225) y el valor de corriente objetivo superior I_{OSUP} se ajusta a dicho valor de exclusión I_{OFF} (bloque 230). El valor de accionamiento I_{ON} y el valor de exclusión I_{OFF} se calculan en función de la distancia entre las cabezas polares de los electroimanes 6a y 6b y el brazo oscilante 3, como se explica más adelante.

Por lo tanto, se lleva a cabo una prueba para comprobar si la fuerza real F_{E} es inferior a la fuerza nominal inferior F_{INF} (bloque 240). Si es así (salida SÍ desde el bloque 240), se calcula un valor de corriente de accionamiento I_{ON} (bloque 245) y el valor de corriente objetivo inferior I_{OINF} se ajusta a dicho valor de accionamiento I_{ON} (bloque 250). Si no (salida NO desde el bloque 240), se calcula un valor de corriente de exclusión I_{OFF} (bloque 255) y el valor de corriente objetivo inferior I_{ OINF} se ajusta a dicho valor de exclusión I_{OFF} (bloque 260).

Por lo tanto, se termina el procedimiento (bloque 270).

La dependencia de los valores de corriente de accionamiento y de exclusión I_{ON} e I_{OFF} de la distancia entre las cabezas polares de los electroimanes 6a y 6b y el brazo oscilante 3 se analizarán nuevamente, a continuación, únicamente en relación con el electroimán superior 6a, sin entrar en detalles superfluos.

En el gráfico de la Fig. 7, la distancia D_{SUP} se muestra en la abscisa y la curva de los valores de corriente de accionamiento I_{ON} se muestra con una línea continua, mientras que los valores de corriente de exclusión I_{OFF} se muestran con líneas de trazos. Para valores bajos de la distancia D_{SUP}, la corriente de accionamiento I_{ON} es parecida a la corriente de saturación I_{SAT}, cuando aumenta la distancia D_{SUP} la corriente de accionamiento I_{ON} primero se aleja de la corriente de saturación I_{SAT}, posteriormente disminuye hasta que es sustancialmente cero pasada una distancia D_{MAX}. No obstante, la corriente de exclusión I_{OFF} es máxima cuando la distancia D_{SUP} es cero y disminuye gradualmente hasta que se compensa, sin exceder la corriente de accionamiento I_{ON}.

Los valores de corriente de accionamiento y de exclusión I_{ON} e I_{OFF} se pueden sacar de tablas. En particular, a fin de optimizar dichos valores, se pueden usar tablas independientes para cada uno de los electroimanes superior e inferior 6a y 6b, así como para las carreras de apertura y de cierre dependiendo de si la acción de dichos electroimanes es para fomentar o combatir el movimiento de la válvula 2.

Se debería enfatizar que tanto el electroimán superior como el inferior 6a y 6b se pueden alimentar durante una misma carrera de apertura o de cierre de la válvula 2, para permitir que la fuerza neta F que se ejerce en el brazo oscilante 3 tenga un valor igual al valor de fuerza objetivo F_{O}. Por ejemplo, si durante una carrera de cierre, en la que la válvula 2 se mueve entre la posición de apertura máxima y la posición cerrada, la velocidad real V de la válvula 2 supera la velocidad de referencia V_{R}, el bloque de control de fuerzas 12 puede generar un valor de fuerza objetivo F_{O}, a fin de ejercer una acción de frenado en dicha válvula 2. Por lo tanto, dicha acción de frenado se obtiene desactivando el electroimán superior 6a y alimentando al electroimán inferior 6b mientras la válvula 2 se sigue moviendo hacia el contacto superior Z_{SUP}. Al revés, durante una carrera de apertura, en la que la válvula 2 se está moviendo entre la posición cerrada y la posición de apertura máxima, el electroimán superior 6a se usa para frenar la válvula 2, mientras que el electroimán inferior 6b puede acelerar la válvula 2.

Las etapas de alimentación y desactivación de los electroimanes 6a y 6b a fin de acelerar o frenar la válvula 2, como se ha descrito anteriormente, se repiten en secuencia varias veces durante cada carrera de apertura y de cierre, preferentemente con una frecuencia de, aproximadamente, 20 kHz, a fin de reducir al mínimo las desviaciones de la posición real Z y de la velocidad real V de la válvula 2 del perfil de posición de referencia Z_{R} y del perfil de velocidad de referencia V_{R}, respectivamente.

El procedimiento que se ha descrito anteriormente tiene las siguientes ventajas.

En primer lugar, el uso del cálculo aproximado de perturbaciones de fuerza \DeltaF permite imponer un control riguroso y reducir su sensibilidad a variaciones imprevisibles de las condiciones de funcionamiento, tales como las que ya se han descrito y provocadas por gradientes térmicos, a diferentes condiciones de presión de los gases del interior de la cámara de combustión, o producidas por el desgaste. En particular, el cálculo aproximado de las fuerzas de perturbación \DeltaF permite simplemente tener en cuenta el efecto global de todas las perturbaciones que actúan en la válvula 2. Por consiguiente, se puede hacer que las válvulas sigan exactamente los recorridos de velocidad y posición deseados y moderar la velocidad en las secciones de final de carrera, de manera que el contacto entre las válvulas y los elementos fijos se produce suavemente. Esto permite obtener un denominado "contacto suave", evitando impactos que reducirían sustancialmente la duración de las válvulas y harían problemático el uso de sistemas de accionamiento electromagnético para vehículos fabricados en serie.

Además, el cálculo aproximado de la velocidad real V, que es un parámetro clave para la eficacia del control, se lleva a cabo por medio del observador S'. De este modo, dicho cálculo aproximado es muy exacto y tiene una sensibilidad muy baja a las perturbaciones.

El uso de un procedimiento de control de "conmutación", como ventaja, permite determinar las corrientes objetivo I_{OSUP} e I_{OINF} de manera eficaz con una entrada de cálculo baja.

Otras ventajas se deben al cálculo de los valores de corriente de accionamiento y de exclusión I_{ON} e I_{OFF} según las curvas trazadas. De este modo, el electroimán que se acciona recibe valores de corriente elevados si el brazo oscilante 3 está cerca de su cabeza polar y, por consiguiente, hay una gran rapidez de respuesta. Además, en las condiciones anteriores se suministran valores de corriente de exclusión I_{OFF} que no son cero. Esto impide una absorción inicial debido a corrientes parásitas y se mejora aún más el tiempo de respuesta. No obstante, si la distancia entre la cabeza polar del electroimán y el brazo oscilante 3 fuera elevada, sería necesario suministrar corrientes muy elevadas incluso para ejercer fuerzas de un valor moderado que prácticamente no tienen efecto. Por lo tanto, se suministran valores de corriente de accionamiento I_{ON} bajos o cero y se excluye el electroimán correspondiente, obteniendo de manera ventajosa un ahorro considerable.

Por lo tanto, se entenderá que el procedimiento propuesto permite, de manera ventajosa, reducir el consumo de corriente y mejorar sustancialmente el comportamiento global de la unidad impulsora. Por otro lado, como consecuencia de la menor absorción de corriente existe menos riesgo de que se estropeen las bobinas de los electroimanes como consecuencia del recalentamiento.

Además, el procedimiento propuesto también se puede usar para el control de unidades de accionamiento de válvulas distintas de las que se han descrito en relación con la Fig. 1. Por ejemplo, como se muestra en la Fig. 8, un accionador 45 coopera con una válvula de admisión o de escape 46 y comprende un anclaje de material ferromagnético 47 unido rígidamente a un vástago 48 de la válvula 46 y dispuesto en perpendicular a su eje longitudinal C, un par de electroimanes 49a y 49b al menos delimitando parcialmente el vástago 48 de la válvula 46 y dispuestos en laterales opuestos respecto al anclaje 47 a fin de poder actuar, mediante una orden, alternativa o simultáneamente, ejerciendo una fuerza neta F en el anclaje 47 a fin de hacer que el mismo se mueve en traslación paralelo al eje longitudinal C y un elemento elástico 50 adaptado para mantener el anclaje 47 en una posición de reposo en la que está equidistante de las cabezas polares de los dos electroimanes 49a y 49b, a fin de mantener la válvula 46 en una posición intermedia entre la posición cerrada (contacto superior) y la posición de apertura máxima (contacto inferior) que adopta la válvula 46 cuando el anclaje 47 está dispuesto en contacto con la cabeza polar del electroimán superior 49a y, respectivamente, con la cabeza polar del electroimán inferior 49b.

Se entenderá que se pueden realizar modificaciones y variaciones a la descripción anterior sin aparatarse del alcance de la presente invención.

Claims (13)

1. Un procedimiento para el control de accionadores electromagnéticos para el accionamiento de válvulas de admisión y de escape de motores de combustión interna, en el que un accionador (1, 45), conectado a una unidad de control (10), está acoplado a una válvula respectiva (2, 46) y comprende un elemento móvil (3, 47) accionado magnéticamente, por medio de una fuerza neta (F), a fin de controlar el movimiento de la válvula (2, 46) entre una posición cerrada (Z_{SUP}) y una posición de apertura máxima (Z_{INF}) y un elemento elástico (7, 50) adaptado para mantener la válvula (2, 46) en una posición de reposo, procedimiento que comprende las etapas de:

detectar una posición real (Z) y una velocidad real (V) de la válvula (2, 46),

determinar una posición de referencia (Z_{R}) y una velocidad de referencia (V_{R}) de dicha válvula (2, 46),

calcular aproximadamente fuerzas de perturbación (\DeltaF) que actúan en la válvula (2, 46),

caracterizado porque comprende las etapas de:

determinar, mediante una acción de control por retroalimentación, un valor de fuerza objetivo (F_{O}) de dicha fuerza neta (F) que se va a ejercer en el elemento ferromagnético móvil (3, 47) en función de la posición de referencia (Z_{R}), de la posición real (Z), de la velocidad de referencia (V_{R}) y de la velocidad real (V) a fin de reducir al mínimo las diferencias entre la posición real (Z) y la posición de referencia (Z_{R}) y entre la velocidad real (V) y la velocidad de referencia (V_{R}),

calcular una fuerza real (F_{E}) en función del valor de fuerza objetivo (F_{O}) y de dichas fuerzas de perturbación (\DeltaF), implementando dicho valor de fuerza real (F_{E}).

2. Un procedimiento según la reivindicación 1, caracterizado porque la etapa de calcular aproximadamente las fuerzas de perturbación comprende la etapa de:

proporcionar un cálculo aproximado (X') de un estado (X) de un sistema dinámico (S) por medio de un observador (S'), formándose una primera variable de estado (X_{2}) de dicho sistema dinámico (S) por medio de dichas fuerzas de perturbación (\DeltaF).

3. Un procedimiento según la reivindicación 2, caracterizado porque la etapa de proporcionar dicho cálculo aproximado (X') comprende la etapa de:

hacer un cálculo aproximado (X'(t+1)) en un momento de muestreo consecutivo ((t+1)) en función de un cálculo aproximado (X'(t)) en un momento de muestreo actual ((t)).

4. Un procedimiento según la reivindicación 3, caracterizado porque la etapa de hacer dicho cálculo aproximado (X'(t+1)) en dicho momento de muestreo consecutivo ((t+1)) comprende la etapa de:

hacer dicho cálculo aproximado (X'(t+1)) en un momento de muestreo consecutivo ((t+1)) según la ecuación matricial:

X'(t+1) = A'X'(t) + B'U'(t)

siendo A' una primera matriz de transición, siendo B' una primera matriz de entrada y siendo U'(t) un vector de entrada del observador (S').

5. Un procedimiento según la reivindicación 4, caracterizado porque la etapa de hacer el cálculo aproximado (X'(t+1)) según la ecuación matricial comprende la etapa de:

calcular dicha primera matriz de transición A' según la ecuación matricial:

A' = A + LC

siendo A una segunda matriz de transición, siendo C una matriz de salida del sistema dinámico (S) y siendo L una matriz de ganancia del observador (S').

6. Un procedimiento según una cualquiera de las reivindicaciones precedentes, caracterizado porque la etapa de calcular una fuerza real (F_{E}) comprende la etapa de:

restar las fuerzas de perturbación (\DeltaF) del valor de fuerza objetivo (F_{O}).

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7. Un procedimiento según una cualquiera de las reivindicaciones precedentes, en el que el accionador (1, 45) comprende además al menos un primer y un segundo electroimán (6a, 6b, 49a, 49b) dispuestos en laterales opuestos respecto al elemento móvil (3, 47) y en el que la válvula (2, 46) recorre una carrera de apertura cuando se mueve desde la posición cerrada (Z_{SUP}) hasta la posición de apertura máxima (Z_{INF}) y una carrera de cierre cuando se mueve desde la posición de apertura máxima (Z_{INF}) hasta la posición cerrada (Z_{SUP}), procedimiento que se caracteriza porque la etapa de implementar el valor de fuerza real (F_{E}) comprende la etapa de:

alimentar tanto al primer como al segundo electroimán (6a, 6b, 49a, 49b) al menos una vez durante cada carrera de apertura y de cierre de la válvula (2, 46).

8. Un procedimiento según la reivindicación 7, caracterizado porque la etapa de alimentar tanto al primer como al segundo electroimán (6a, 6b, 49a, 49b) al menos una vez sigue a la etapa de:

calcular en función de la posición real (Z) y de valores respectivos de corriente medida (I_{MSUP}, I_{MINF}) un primer y un segundo valor de fuerza nominal (F_{SUP}, F_{INF}) que ejercen el primer y el segundo electroimán (6a, 6b, 49a, 49b), respectivamente, en el elemento móvil (3, 47).

9. Un procedimiento según la reivindicación 7, caracterizado porque la etapa de alimentar tanto al primer como al segundo electroimán (6a, 6b, 49a, 49b) al menos una vez comprende la etapa de:

calcular al menos un primer y un segundo valor de corriente objetivo (I_{OSUP}, I_{OINF}) en función del valor de fuerza objetivo (F_{O}) y

alimentar al primer y al segundo electroimán (6a, 6b, 49a, 49b) con una primera y una segunda corriente (I_{SUP}, I_{INF}) que tienen valores iguales al primer y al segundo valor de corriente objetivo (I_{OSUP}, I_{OINF}), respectivamente.

10. Un procedimiento según la reivindicación 8, caracterizado porque la etapa de calcular al menos un primer y un segundo valor de corriente objetivo (I_{OSUP}, I_{OINF}) comprende la etapa de:

calcular, tanto para el primer electroimán como para el segundo (6a, 6b, 49a, 49b), al menos un valor de corriente de accionamiento (I_{ON}) y al menos un valor de corriente de exclusión (I_{OFF}) (215, 225, 245, 255) en función de distancias respectivas (D_{SUP}, D_{INF}) del elemento móvil (3, 47) desde el primer electroimán (6a, 49a) y desde el segundo electroimán (6b, 49b).

11. Un procedimiento según las reivindicaciones 8 y 10, caracterizado porque la etapa de calcular al menos un primer y un segundo valor de corriente objetivo (I_{OSUP}, I_{OINF}) comprende además las etapas de:

ajustar dicho primer valor de corriente objetivo (I_{OSUP}) a dicho valor de accionamiento (I_{ON}) si la fuerza real (F_{E}) es superior a la primera fuerza nominal (F_{SUP}),

ajustar dicho primer valor de corriente objetivo (I_{OSUP}) a dicho valor de exclusión (I_{OFF}) si la fuerza real (F_{E}) es inferior a la primera fuerza nominal (F_{SUP}),

ajustar dicho segundo valor de corriente objetivo (I_{OINF}) a dicho valor de accionamiento (I_{ON}) si la fuerza real (F_{E}) es inferior a la segunda fuerza nominal (F_{INF}),

ajustar dicho segundo valor de corriente objetivo (I_{OINF}) a dicho valor de exclusión (I_{OFF}) si la fuerza real (F_{E}) es superior a la segunda fuerza nominal (F_{INF}).

12. Un procedimiento según la reivindicación 1, caracterizado porque la etapa de detectar la posición real (Z) y la velocidad real (V) comprende la etapa de:

calcular aproximadamente la velocidad real (V).

13. Un procedimiento según la reivindicación 5, en el que una segunda variable de estado (X_{2}) del sistema dinámico (S) está formada por la velocidad real (V), caracterizado porque la etapa de calcular aproximadamente la velocidad real (V) comprende las etapas de:

proporcionar un cálculo aproximado (X') de un estado (X) de un sistema dinámico (S),

hacer un cálculo aproximado ((X'(t+1)) en un momento de muestreo consecutivo ((t+1)),

hacer dicho cálculo aproximado ((X'(t+1)) en dicho momento de muestreo consecutivo ((t+1)) según la ecuación matricial:

X'(t+1) = A'X'(t) + B'U'(t),

calcular la primera matriz de transición A' según la ecuación matricial:

A' = A + LC