DE60036679T2

DE60036679T2 - Regelung für eine geschaltete Reluktanzmaschine

Info

Publication number: DE60036679T2
Application number: DE60036679T
Authority: DE
Inventors: Joseph Gerald St.Charles Missouri Marcinkiewicz
Original assignee: Switched Reluctance Drives Ltd
Current assignee: Nidec SR Drives Ltd
Priority date: 1999-12-17
Filing date: 2000-12-05
Publication date: 2008-07-17
Anticipated expiration: 2020-12-06
Also published as: KR20010062523A; GB9929994D0; DE60036679D1; EP1109308A2; EP1109308A3; EP1109308B1; JP2001197777A; KR100745007B1; US20010010453A1

Description

Die vorliegende Erfindung bezieht sich auf die Steuerung bzw. Regelung von elektronisch geschalteten, bürstenlosen Maschinen wie geschalteten Reluktanzmaschinen, Permanentmagnetmaschinen und Hybriden davon.
Eine typische geschaltete Reluktanzmaschine weist zum Beispiel einen Rotorpole festlegenden Rotor, einen Statorpole festlegenden Stator und einen Satz Wicklungen auf, die zur Festlegung einer oder mehrerer Phasen in Bezug auf die Statorpole angeordnet sind. In einer Reluktanzmaschine bewirkt die Bestromung einer oder mehr Phasenwicklungen einen Magnetfluss in den zugehörigen Statorpolen, wodurch der Rotor in eine Position minimaler Reluktanz gedrängt wird. Durch zeitliche Steuerung der sequenziellen Bestromung der Wicklungen entsprechend der Rotorposition wird eine Rotorbewegung induziert. Geschaltete Reluktanzmaschinen sind gut bekannt. Genaueres ist dem Dokument „The Characteristics, Design and Applications of Switched Reluctance Motors and Drives" von Stephenson und Blake zu entnehmen, das anlässlich der 1993er PCIM-Konferenz und Messe in Nürnberg, Deutschland, 21.–24. Juni 1993, präsentiert wurde und hierein durch Bezugnahme inkorporiert ist. Wie im Stand der Technik bekannt, können diese Maschinen als Motoren oder Generatoren betrieben werden, indem einfach die zeitliche Steuerung des Anlegens einer Erregung an den Phasenwicklungen verändert wird.
Wie im obigen Dokument erläutert, unterscheidet sich das Verfahren der Drehmomenterzeugung in einer geschalteten Reluktanzmaschine ziemlich stark von jenem in herkömmlichen Maschinen, z. B. Induktions- oder Synchronmaschinen, die durch rotierende Wellen mit magnetomotorischer Kraft (MMK) betrieben werden und bei denen das Drehmoment durch die Wechselwirkung eines Magnetfelds mit einem in einem Leiter fließenden Strom erzeugt wird. Solche Maschinen sind als „elektromagnetische" Maschinen bekannt und umfassen z. B. so genannte bürstenlose DC-Maschinen, bei denen der Strom in Statorspulen vorhanden ist und das Feld durch Permanentmagneten am Rotor erzeugt wird. Im Gegensatz dazu sind geschaltete Reluktanzmaschinen rein „magnetische" Maschinen, bei denen das Drehmoment einzig und allein durch das Magnetfeld erzeugt wird, wenn sich die Reluktanz des Magnetkreises verändert. Daraus folgt, dass auch die Verfahren zur Steuerung bzw. Regelung der beiden Maschinen typen ziemlich unterschiedlich sind, da die Steuerung bzw. Regelung mit dem Verfahren der Drehmomenterzeugung zusammenhängt. Im allgemeinen eignen sich die für herkömmliche sinusförmig gespeiste Maschinen verwendeten Verfahren kaum für geschaltete Reluktanzmaschinen.
1 zeigt eine typische geschaltete Reluktanzmaschine im Querschnitt. In diesem Beispiel weist der Stator 10 sechs Statorpole 12 und der Rotor 14 vier Rotorpole 16 auf. Jeder Statorpol trägt eine Spule 18. Die Spulen auf diametral gegenüberliegenden Polen sind in Serie geschaltet, um drei Phasenwicklungen zu bilden. Aus Gründen der Klarheit ist nur eine Phasenwicklung gezeigt. Die Steuerung bzw. Regelung der geschalteten Reluktanzmaschine kann auf unterschiedlichste Weise erfolgen. Die Maschine könnte in einem offenem Kreis gesteuert werden, wie es bei Schrittmotoren allgemein üblich ist. Bei dieser Arbeitsweise werden der Reihe nach Impulse an die Phasenwicklungen in der Maschine gesendet, und es wird angenommen, dass sich der Rotor der Reihe nach mit jedem Paar Statorpole einregelt, d. h. in der Position minimaler Reluktanz für die Phase, die erregt wird. Da das System ein offener Kreis ist, gibt es natürlich keine Mittel zur Erkennung, ob sich der Rotor bewegt hat oder nicht. Zur Beseitigung dieser Unsicherheit wird auf herkömmliche Weise irgendein Schema zur Rotorpositionserfassung verwendet, das ein für die Rotorposition stehendes Signal liefert. Die Erregung kann dann entsprechend der Position angelegt werden. Solche Maschinen werden oft als „rotorpositionsgeschaltete Maschinen" bezeichnet.
Da der Strom in den Wicklungen relativ einfach zu messen ist, erfolgt die Stromregelung in einem geschlossenen Regelkreis allgemein durch Überwachen und Regeln des Energieversorgungsstroms in den Wicklungen. Die gewünschte Ausgangsgröße der Maschine ist jedoch üblicherweise das Drehmoment, die Position oder die Geschwindigkeit, und Strom hat zu allen diesen eine höchst nichtlineare Beziehung. Das führt dazu, dass Stromregeltechniken im allgemeinen Ungenauigkeiten in den Ausgangswerten, wie Drehmoment-Welligkeit, Positionsfehler oder Geschwindigkeitsfehler, aufweisen.
Ein typischer geschalteter Reluktanzantrieb ist in 2 dargestellt. In diesem Beispiel entspricht die Maschine 36 der in 1 gezeigten. Die drei Phasenwicklungen A, B und C werden mit Hilfe eines Satzes von Leistungselektronikschaltern 48 an eine Gleichstromspeisung V geschaltet. Die Zeitpunkte, zu denen die Schalter betätigt werden, werden vom Regler 38 bestimmt, der entweder in Hardware oder in der Software eines Mikrocontrollers oder Digitalsignalprozessors implementiert sein kann. Die Zündsignale werden über einen Datenbus 46 an die Schalter gesendet. Die Stromrückkopplung im geschlossenen Regelkreis erfolgt durch Abtasten der Phasenströme mit Hilfe eines oder mehrerer Stromsensoren 44 und Rückkoppeln von Signalen, die proportional zum Phasenstrom sind. Die Regelalgorithmen enthalten oft eine Proportional-(P–), eine Proportional-plus-Integral-(P+I–), eine zeitoptimale, eine Feedbacklinearisierte, eine Proportional/Integral/Differenzial-(PID-)Funktion oder eine von vielen anderen, wie im Stand der Technik gut bekannt. Es ist auch üblich, einen äußeren Regelkreis für die Position oder Geschwindigkeit durch Rückkoppeln eines Rotorpositionssignals von einem Positionsgeber 40 vorzusehen.
Im Betrieb wird eine Stromanforderung i_D über die Leitung 42 an den Regler gesendet, und dadurch wird der Strom in den Wicklungen entsprechend dem jeweils angenommenen Regelschema zur Erzeugung der gewünschten Maschinenleistung geregelt. Der Fachmann ist mit den vielen Variationen von bestehenden Stromreglern vertraut, von denen jeder seine Meriten hat, die aber alle an den Problemen der Nichtlinearität zwischen der Regelgröße und der Maschinenleistung leiden, wie oben beschrieben.
Vom Erfinder wurde erkannt, dass die fundamentalere Regelgröße bei einer geschalteten Reluktanzmaschine der Fluss ist, der bei Bestromung einer Phasenwicklung im Magnetkreis der Maschine erzeugt wird. Der Fluss ist unmittelbar für die Kraft verantwortlich, die auf den Rotor wirkt, um ihn in eine Position minimaler Reluktanz zu zwingen, d. h. den Rotor in Bezug auf die bestromten Statorpole herumzuziehen. Die vorliegende Erfindung nutzt Echtzeitbestimmung im geschlossenen Regelkreis und Flusssteuerung, um eine viel bessere Maschinenleistung zu erzielen als bisher bei einer geschlossenen Stromregelung möglich war.
In der Praxis wurde erkannt, dass die Stromregelung besonders empfindlich auf Veränderungen in der Maschine reagiert. Im Gegensatz dazu wurde gefunden, dass die Flussregelung im wesentlichen nur von der den Fluss bewirkenden Spannung durch die Phasenwicklung(en) abhängt. Sie erweist sich somit als toleranter gegenüber diesen Veränderungen in der Maschine. Viele der praktischen Unsicherheiten aufgrund von Herstellungsvariationen, für die die Stromregelung anfällig ist, werden einfach vermieden.
Im Dokument „Torque Control of Switched Reluctance Drives" von P. G. Barrass und B. C. Mecrow, ICEM-Proceedings 1996, Internationale Konferenz über elektrische Maschinen, 10.–12. September 1996, Vigo, Spanien, Band 1, S. 254–259, wird vorgeschlagen, eine Drehmomentregelung durch Bezugnahme auf Flussverkettungs-Referenzwellenformen unter Verwendung einer Verweistabelle vorzusehen, in der Festwerte von Flussrampen für Koordinaten der Speisespannung, des Phasenstroms und der Rotorposition gespeichert sind. Die Flusswerte und Koordinaten sind spezifisch für einen bestimmten Motor. Die zuvor für den Fluss und das Drehmoment gespeicherten Werte werden zu jedem Zeitpunkt aus Messungen des Phasenstroms und den gespeicherten Maschinendaten gewählt. Es besteht eine feste Relation zwischen den überwachten Variablen und den Werten der Flusswellenformen in der Verweistabelle, die zur Erzeugung einer Leistung für einen bestimmten Motor herangezogen werden.
Das Dokument von Vagati et el. (IEEE Transactions an Industry Applications, IEEE Inc., New York, USA (01.07.1997), 33(4), 983–991) und das Dokument von Fratta et al. (IEEE Transactions an Industry Applications, IEEE Inc., New York, USA (01.07.1992), 28(4), 873–879) offenbaren Systeme für die Vektorregelung von synchronen Reluktanzmotoren auf Fluss- und Strombasis.
Die EP-A-0573198 offenbart ein System und ein Verfahren zum sensorfreien Messen der Rotorposition, bei dem abgetastete Strom- und Flussmessungen verwendet werden, diese Messungen mit gespeicherten Werten verglichen werden und ein Fehlerwert errechnet wird, um den Moment vorherzusagen, zu dem der Rotor die nächste Referenzposition erreichen wird.
Es wurde vom Erfinder erkannt, dass die Spannung an der Phasenwicklung die Betriebscharakteristik der Maschine darstellt, die relativ leicht zu bestimmen ist, und die in direktem Zusammenhang mit dem Fluss steht.
Die Erfindung ist in den Ansprüchen 1 und 16 dargelegt. Optionale Merkmale von erfindungsgemäßen Ausführungsformen sind in den Unteransprüchen angegeben.
Erfindungsgemäß leitet die Maschine, die als Motor oder als Generator betrieben werden kann, das den Fluss angebende Rückkopplungssignal von der den Fluss bewirkenden Spannung ab. Die den Fluss bewirkende Spannung wird von einer Zustandsbeobachteranordnung geschätzt.
Die Spannung an einer Wicklung muss integriert werden, um das tatsächliche Flusssignal abzuleiten, wie nachstehend erläutert. Ein Nachteil dabei besteht darin, dass die Zeit zwischen Rückstellungen des Integrators mit sinkender Rotorgeschwindigkeit zunimmt, was zu Ungenauigkeiten führt, die natürlich nicht tolerierbar werden, insbesondere bei einem Stillstand. Es ist somit auch möglich, den Fluss aus dem Strom in der Phasenwicklung unter Verwendung eines Strommodells der Maschine, beispielsweise entsprechend einer Zustandsbeobachteranordnung, zu schätzen. Es gibt zwar keinen Integral-Term bei der Ableitung des Flusses aus einem Strommodell, und es gibt daher keine Beeinflussung bei niedrigen Geschwindigkeiten, jedoch gibt es einen Bezug zur Winkelposition des Rotors relativ zum Stator, weshalb die Genauigkeit bei höheren Geschwindigkeiten geringer ist.
Das Strommodell ist nicht empfindlich auf Phasenwiderstand, so dass das Strommodell mit Vorteil angeordnet werden kann, um bei „niedriger Geschwindigkeit" zu dominieren, wenn wenig Spannung notwendig ist, um die erforderliche Flussverkettung zu erzeugen. Ist das System adaptiv, kann der Phasenwiderstand bei niedriger Geschwindigkeit leichter geschätzt werden, während sich der Beobachter auf das Strommodell verlässt. Bei hoher Geschwindigkeit ist das Strommodell weniger genau, weil sich Winkelmessfehler mit zunehmender Geschwindigkeit verstärken. Es ist eine höhere angelegte Phasenspannung erforderlich, um die notwendige Flussverkettung über die kürzere Phasenzykluszeit zu erzeugen. Das Spannungsmodell ist nicht empfindlich auf Winkelmessfehler und ist weniger empfindlich für Phasenwiderstand bei hoher Geschwindigkeit. Das Spannungsmodell (das Zeit-Integral der Differenz zwischen der an eine Phase angelegten Spannung und dem Spannungsabfall an diesem Phasenwiderstand) dient auch als einfaches Modell für komplexe Wirkungen wie Gegeninduktivität zwischen den Phasen. Die Gesamtphasenflussverkettung wird abgeleitet, egal welche Phasen-MMK verantwortlich ist.
Die Erfindung ermöglicht eine direkte Flussregelung der Maschine, was sich als genauer und zugänglicher für eine Online-Adaptierung erwiesen hat als die früher verwendete Regelung auf Strombasis.
Der Flussregler enthält vorzugsweise weiters Mittel zur zeitlichen Steuerung der Regelsignale zur Betätigung der Erregermittel.
Die vorliegende Erfindung kann auf verschiedene Arten in die Praxis umgesetzt werden, wobei nunmehr einige beispielhaft unter Bezugnahme auf die angeschlossenen Zeichnungen beschrieben werden, worin:
1 eine schematische Darstellung einer bekannten geschalteten Reluktanzmaschine ist;
2 eine schematische Darstellung eines bekannten Stromreglers mit geschlossenem Regelkreis für eine geschaltete Reluktanzmaschine ist;
3 ein schematisches Blockschaltbild eines Regelsystems für eine geschaltete Reluktanzmaschine zeigt, in dem eine Ausführungsform der Erfindung inkorporiert ist;
4 eine radiale Querschnittsansicht einer anderen Ausführungsform einer erfindungsgemäßen Reluktanzmaschine ist;
5 ein schematisches Blockschaltbild einer weiteren Ausführungsform eines erfindungsgemäßen Regelsystems ist;
6 ein schematisches Blockschaltbild eines Teils des Systems der 5 gemäß einer speziellen Form der Erfindung ist;
7 ein detaillierteres schematisches Blockschaltbild der 6 für eine Dreiphasenmaschine ist;
8 ein detaillierteres schematisches Blockschaltbild einer alternativen Form der 6 ist; und
9 eine grafische Darstellung der Verstärkung der Stromschätzer-Reglerfunktion mit der Motorgeschwindigkeit ist.
Unter Bezugnahme auf 3 enthält eine erste Ausführungsform eines erfindungsgemäßen geschalteten Reluktanzantriebssystems eine geschaltete Reluktanzmaschine 36 mit einem lamellierten Stator 10 und einem lamellierten Rotor 14, in Bezug auf welche ein Rotorpositionsgeber (RPT – rotor position transducer) 40 angeordnet ist. Ein Flussregler 50 erzeugt Zündsignale zur Betätigung von Leistungselektronikschaltern 48 zur Regelung der Bestromung der dem Stator 10 zugeordneten Phasenwicklungen A, B und C. Die schematisch dargestellte Verbindung von nur einer Phasenwicklung erfolgt aus Gründen der Klarheit, es ist aber jede Phase unabhängig durch Betätigung der Schalter erregbar. In einer alternativen Ausführungsform wird die Erregung für die Wicklungen durch einen Verstärker bekannten Typs vorgesehen. Es ist auch erkennbar, dass jeder Phasenwicklung ihr eigener Stromwandler 44 zugeordnet ist. Aus Gründen der Klarheit ist nur ein einziger gezeigt. Die Eingabe 42' in den Flussregler 50 ist ein Signal, das für den gewünschten Fluss ψ_D in der Maschine steht, um eine gewünschte Ausgangsgröße zu erzeugen. Beim Betrieb der Maschine als Motor ist die gewünschte Ausgangsgröße das Drehmoment, die Geschwindigkeit oder die Position. Beim Betrieb der Maschine als Generator ist die gewünschte Ausgangsgröße die elektrische Leistung. Das Flussanforderungssignal kann einfach in Form einer skalierten Spannungseingabe vorliegen, die (z. B.) für das Drehmoment oder den Geschwindigkeitsbereich der Maschine steht.
Der Flussregler der 3 unterscheidet sich im Betrieb ziemlich vom Regler der 2. Anstelle einer Stromanforderung zur Regelung der Maschine wird die Maschinenleistung direkt von einer Flussanforderung geregelt: anstelle von Strom, der als Hauptparameter zur Korrektur der Leistung rückgekoppelt wird, ist nunmehr der Fluss der wichtigste Regelparameter. Das ist ein ziemlicher Unterschied zu allen bekannten, in der Praxis verwendeten Reglern für geschaltete Reluktanzmaschinen.
Im Flussregler 50 der 3 wird das Kraftfluss-Rückkoppelungssignal ψ mit dem angeforderten Fluss 42' verglichen, um ein Fehlersignal zu erzeugen. Der Flussregler kann einer beliebigen Steuerfunkion wie der zuvor beschriebenen Proportional-, Proportional-plus-Integral-, Proportional/Integral/Differenzial-Funktion, einer zeitoptimalen, Feedbacklinearisierten Aktion, etc. folgen. Die Maschine 36 besitzt auch einen konventionellen RPT 40, dessen Ausgang θ auf herkömmliche Weise Zeitsteuerungsinformationen an den Flussregler 50 liefert. Alternative Ausführungsformen verwenden so genannte sensorfreie Positionsdetektionssysteme, die die Position ausgehend von anderen Parametern der Maschine schätzen, wie aus dem Stand der Technik bekannt. Der Flussregler 50 kann auch ein Stromsignal i vom Stromwandler 44 empfangen, obwohl dieses nicht in der Art und Weise eines herkömmlichen Stromreglers verwendet wird: vielmehr wird es einfach zur Bereitstellung einer globalen Stromüberwachung verwendet, um zu gewährleisten, dass ein vorherbestimmtes Sicherheitsniveau eingehalten wird, und/oder zur Kompensation der Mitkopplung I_n·R_n. Der Flussregler 50 erzeugt Zündsignale für die Schalteinrichtungen 48, die die Bestromung der Phasenwicklungen regeln.
Ein alternatives Verfahren zum Ableiten des Flusssignals ψ ist in 4 gezeigt, in der ein oder mehr Statorpol(e) jeder Phasenwicklung 18 eine zusätzliche Wicklung trägt, die als Messspule 62 fungiert. Die Messspule 62 kann unabhängig von der Phasenwicklung gewunden sein, wie schematisch in 4 gezeigt, oder sie kann zusammen mit dieser bifilar gewunden sein. Auf jeden Fall wird in dieser eine Spannung induziert, wenn die Phasenwicklung erregt wird, die, wenn sie in Bezug von einem Integrator 64 zeitlich integriert wird, ein Signal ergibt, das direkt proportional zu dem die Messspule 62 verkettenden Fluss ist. Das integrierte Signal wird als Kraftfluss-Feedbacksignal ψ zum Flussregler 50 rückgekoppelt.
4 zeigt eine Suchspule 62 für die Phasenwicklung, es ist aber erkennbar, dass ein System mit einer Spule an jedem Pol verwendet werden könnte oder die Spule(n) alternativ rund um irgendeinen anderen Teil des Magnetkreises, z. B. rund um das Joch des Statorkerns, auf einem Abschnitt zwischen zwei Statorpolen, angeordnet werden könnte(n), wo sie den Fluss im Magnetkreis der Maschine abfühlen kann.
Es ist erkennbar, dass die in den 3 und 4 gezeigten Ausführungsformen nur zur Veranschaulichung dienen und andere Verfahren zur Erzeugung des Kraftfluss-Rückkoppelungssignals ψ verwendet werden können. Das wichtigste Erfordernis ist, dass das vom Flussregler verwendete Signal ψ proportional zum Fluss in dem der in Erregung versetzten Phasenwicklung zugeordneten Magnetpfad ist.
Aus Obigem ist für den Fachmann erkennbar, dass eine auf dem Kraftfluss basierende Echtzeitregelung mit Vorteil bei jeder geschalteten Reluktanzmaschine mit jeder beliebigen Anzahl von Polen und Phasen eingesetzt werden kann. Demgemäß ist die obige Beschreibung von Ausführungsformen nur beispielhaft und bezweckt keinerlei Einschränkung.
Unter Bezugnahme auf 5 umfasst ein geschalteter Reluktanzantrieb in einer anderen Form der Erfindung eine geschaltete Reluktanzmaschine 110 mit einem Stator 112 und einem Rotor 114, in Bezug auf welchen ein Rotorpositionsgeber (RPT) 116 angeordnet ist. Der RPT 116 liefert Rotorpositionssignale θ an einen Flussregler 118, der Zündsignale zur Betätigung eines Schaltkreises 120 zur Regelung der Bestromung der dem Stator zugeordneten Wicklungen 122 erzeugt. Der Flussregler 118 wird von der Maschine auch mit Strom- und Speisespannungssignalen i und v versehen.
Der Flussregler muss bei gegebenen Spannungs- und/oder Strom- und Rotorpositionsgrößen den Fluss in der Maschine schätzen oder „modellieren" können. Das ist auf mehrere Arten möglich, wobei zwei davon detailliert beschrieben werden. Zum Ersten kann der Fluss aus der Kenntnis der an die Phase gelegten Spannung und der Zeitdauer, über die sie angelegt wird, modelliert werden. Das wird nachstehend als „Spannungsmodell" bezeichnet. Es kann durch die Einführung von sekundären Bedingungen wie Strom- und Wicklungsparametern verfeinert werden, wird aber im wesentlichen durch die angelegte Spannung bewirkt. Zum Zweiten kann der Fluss aus der Kenntnis des Stroms in der Wicklung und der Rotorposition geschätzt werden. Das wird im Folgenden „Strommodell" genannt. Beide Modelle können zwar unterschiedliche analytische oder numerische Formen aufweisen, doch werden nachstehend bevorzugte Ausführungen beschrieben.
Gemäß der vorliegenden Ausführungsform der Erfindung arbeitet der Flussregler 118 zur Modellierung der Flussverkettung mit einem Zustandsbeobachter, wobei der Beobachter sowohl ein Strommodell als auch ein Spannungsmodell des Flusses enthält. Es zeigt sich, dass das Strommodell bei hohen Geschwindigkeiten aufgrund größerer Fehler des Rotorpositionssensors bei hohen Geschwindigkeiten weniger genau wird. Das Spannungsmodell inkludiert die zyklische Integration von Spannung, bezogen auf Zeit, und ist daher anfällig für Fehler bei Null- und niedriger Geschwindigkeit, bei denen die Rückstellung des Integrationsterms zunehmend weniger häufig stattfindet, was zu Drift führt. Die Frequenzantwort des Strommodellteils des den Fluss schätzenden Systems der Ausführungsform ist somit so konzipiert, dass sie bei Null- und niedriger Geschwindigkeit dominant ist, während der Spannungsmodellteil bei hoher Geschwindigkeit dominant ist.
Der Fluss ψ in einer Wicklung ist proportional zum Integral der an die Wicklung angelegten EMK E über die Zeit: ψ = ∫E dt Es wurde gefunden, dass es daher zur genauen Steuerung des Flusses in einer geschalteten Reluktanzmaschine in Echtzeit günstig ist, einen Wert für die den Fluss ψ erzeugende Spannung E abzuleiten. Zu diesem Zweck kann eine Messspule oder eine bifilare Wicklung in Bezug auf jede Phasenwicklung angeordnet werden, wie oben in Bezug auf 4 beschrieben.
Eine alternative Methode besteht in der Erstellung einer Schätzung für die Spannung E, die auf V, i und einem Wärmemodell des Wicklungswiderstands R oder elektrischen Daten für denselben basieren kann. Das ist weniger aufwendig als eine Suchspule oder eine bifilare Wicklung. Da V die an die Phasenwicklung angelegte Spannung, i der Phasenstrom und R der Phasenwiderstand ist, gilt: E = V – iRund daher: ψ = ∫[V – iR]dt
Auch wenn eine Drift des Widerstands der Wicklung R eine Drift des Flusswerts nach sich zieht, ist dies nach wie vor ein nützliches Verfahren zum Schätzen des Flusses, und es kann auf jeden Fall ein Wärmemodell erstellt werden, um jegliche Veränderungen in R nachzuverfolgen. Bei vielen Anwendungen ist es jedoch akzeptabel, einen einzigen Wert für R zu wählen, der beispielsweise einem Satz Standardbetriebsbedingungen oder einem einzigen Betriebspunkt zugeordnet ist. Mit diesem Spannungsmodell werden auch komplexe Wirkungen wie die Gegeninduktivität zwischen Phasen auf einfache Weise in Betracht gezogen. Die Gesamtphasenflussverkettung wird abgeleitet, unabhängig davon, welche Phasen-MMK verantwortlich ist.
Wie bei jedem Messsystem mit einem Integrator muss darauf geachtet werden, dass entweder eine langfristige Drift im Integrator verhindert oder in Abhängigkeit von seinem Ausgang vermieden wird, wenn eine Drift zu einem Problem werden kann. In diesem speziellen Fall ist es bei einer Maschinengeschwindigkeit von null oder fast null höchst bedenklich, weil der Integrator einen signifikanten Zeitraum zwischen Integrator-Rückstellungen, während welchem es zu einer Drift kommen kann, und keinerlei Rückstellung bei Null-Geschwindigkeit aufweist.
Es ist daher vorzuziehen, sich nicht auf die vom Spannungsmodell bei niedriger Geschwindigkeit erfolgte Schätzung zu verlassen, sondern zu veranlassen, dass ein verlässlicheres Strommodell verwendet wird.
Da ψ = ∫V – iR dt,ist der Fluss Φ = (Ni)/R (worin R die Reluktanz des Magnetkreises und N die Anzahl der Windungen in der Phasenwicklung ist) d/dt (Flussverkettung ψ) = V – iR
Somit ist Φ = (l/N)·∫(V – iR)dtund i = R·Φ/N Φ = ∫[(V/N) – R·Φ·R/N2]dt
die Ableitung der Flussschätzung, bezogen auf die Zeit.

R·R/N² variiert mit dem Rotorwinkel und der Temperatur
V/N ist die echte Stellgröße für den Motor.

Unter Verwendung einer Kombination von Spannungs- und Strommodellen kann eine Flussschätzungsgleichung wie folgt geschrieben werden:
worin Kobs die „Beobachterverstärkung" für das Strommodell ist, nämlich eine Funktion der Rotor-Winkelgeschwindigkeit ω.
R·Φ ^·R/N² verschwindet bei Verwendung einer Messspule oder einer bifilaren Wicklung.
Nun ist Kobs eine in der Zeitdomäne nichtlineare Funktion, die schwierig abzuleiten ist, doch geht bei hoher Geschwindigkeit der Wert von Kobs Richtung Null, wogegen der Φ ^ -Term bei niedriger Geschwindigkeit weniger beiträgt. Kobs wird bei niedriger Geschwindigkeit hoch und dominiert den Beobachter, da Kobs seine Grundlage in der Rotorwinkeldomäne hat. Diese Ausführungsform der Erfindung entkoppelt somit die Bedingungen der Zeit- und Winkeldomäne durch Aufteilen des Schätzers zwischen einem Strom- und einem Spannungsmodell und gestattet, dass bei verschiedenen Maschinengeschwindigkeitsbereichen jeweils eines davon dominiert.
Diese grundlegende Technik der Verwendung beider Modelle bei einem geschlossenen Regelkreis ist in 6 gezeigt, worin ein Strommodell 130 als Eingangsgrößen den Phasenstrom i und die Rotorposition θ hat. Die Gesamtheit des Schätzers ist in 6 aufgezeigt. Der Ausgang des Strommodells 130 ist eine Schätzung des Flusses Ψ_i, die einer Summierverbindung 32 zugeführt wird, in der sie mit der Flussschätzung Ψ ^ kombiniert wird, um einen Differenzwert εΨ_i zu erzeugen, der einer Verstärkungsmatrix 134 zugeführt wird. In dieser Ausführungsform ist die Verstärkungsmatrix 134 eine Proportional-plus-Integral-(P+I–)-Beobachter-Verstärkungsmatrix (Fehlerkonvergenzfunktion). Die Beobachter-Verstärkungsmatrix (Fehlerkonvergenzfunktion) kann auch andere Formen annehmen, wie die eines PD-, PID-, Hysterese- oder Prädiktorreglers, wie dem Fachmann klar sein wird.
Der Block 138 empfängt Eingaben der Phasenspannung V, des Phasenstroms i und des geschätzten Wicklungswiderstands R und berechnet den Schätzwert für die EMK E. (Es sei erwähnt, dass dieser Block genau genommen nur ein Teil des Spannungsmodells ist). Da E = d/dt(ψ), kann zu diesem Wert von E der Wert von d/dt(ψ₁), der Ausgangsgröße der Verstärkungsmatrix 134, in der Summierverbindung 35 addiert werden, um d/dt(Ψ ^) zu erhalten. Dieses Signal wird dann einem Integrator 136 zugeführt, um die Flussschätzung Ψ ^ zu erhalten. Die Flussschätzung Ψ ^ wird dann zusammen mit dem Kraftflussanforderungssignal ψ_ref an einen Komparator 140 angelegt, um ein Kraftflussfehlersignal ψ_e zu erhalten, das an Reglerfunktionen 121 angelegt wird, um den Schaltkreis 120 der 5 zu regeln.
In 6 wird das Spannungsmodell 138 für die den Kraftfluss erzeugende EMK E von der Phasenspannungs-, Phasenstrom- und Phasenwiderstands-Schätzung abgeleitet. Es kann ein Wärmemodell zur Bestimmung des Phasenwiderstands R ^ durch Schätzung oder eine elektrische Messung des Phasenwiderstands R oder eine Kombination aus beiden verwendet werden. Eine zweckmäßige Form der elektrischen Messung wäre mittels eines Temperaturgebers wie eines Thermoelements. Ein solcher Messwertgeber braucht üblicherweise ein Filter, um das Rauschen zu dämpfen, das ansonsten zu Fehlern in den Messungen führen würde.
Dem Fachmann ist klar, dass 6 einen Regler für eine Phase der Maschine darstellt. Ist die Maschine mehrphasig, dann hat jede Phase im wesentlichen einen Regler wie in 6 gezeigt, auch wenn in der Praxis aus wirtschaftlichen Gründen irgend eine gemeinschaftliche Nutzung von Schaltungen vorgesehen sein wird.
Der Schätzer auf Basis des Strommodells im geschlossenen Regelkreis fixiert eine Drift bei niedriger und Null-Geschwindigkeit unter Vermeidung einer Verzerrung der Flussschätzung durch die Verwendung des Strommodells anstelle des Spannungsmodells. Die P+I-Verstärkungsmatrix 134 hat eine ausreichend niedrige Verstärkung und eine derartige Ansprechcharakteristik, dass die Flussschätzung auf Basis des Strommodells von der Matrix 134 bei hohen Geschwindigkeiten, wo das Spannungsmodell 138 dominant ist, keinen Einfluss nimmt, wogegen die Schätzer-Reglerfunktion gestattet, dass das Strommmodell bei niedriger Geschwindigkeit dominiert. Somit besteht ein Aspekt der Regelstrategie darin, dass der Flussschätzer je nach Maschinengeschwindigkeit zwischen der Strommodell- und der Spannungsmodell-Regelungstechnik hin- und herschaltet.
Der Flussregler im geschlossenen Regelkreis hat daher eine hohe „Strommodellverstärkung" bei niedriger Geschwindigkeit, so dass das Strommodell dominiert, und eine niedrige oder Null-Strommodellverstärkung bei hoher Geschwindigkeit, wo sich das Spannungsmodell besser eignet (wenn die Spannungsmodellverstärkung null ist, sollten die Integratoren auf bekannte „Nullfluss"-Intervalle zurückgesetzt werden). Das Strommodell (130 der 6) könnte eine Verweistabelle oder eine Funktionsbeschreibung in Form eines Algorithmus sein. Der Vorteil einer Funktionsbeschreibung liegt darin, dass sie sich für eine Adaption über einen adaptiven Mechanismus eignet. Die Funktionsbeschreibung kann linear in den Koeffizienten sein, die sich durch Adaption verändern. Auch ohne adaptiven Mechanismus wird bei dem System sowohl das Strom- als auch das Spannungsmodell zur Schätzung der Flussverkettung verwendet. Ist das System ein adaptives, wird der Phasenwiderstand bei niedriger Geschwindigkeit korrigiert, wogegen bei hoher Geschwindigkeit das „Strom modell" und gegebenenfalls der Phasenwiderstand korrigiert werden. Das Ergebnis ist im wesentlichen keine Wechselwirkung des adaptiven Mechanismus mit dem Flussbeobachter.
Zusammenfassend: das Spannungsmodell wird mit abnehmender Motorgeschwindigkeit in Richtung Null immer ungenauer, weil:

• der Integrationsprozess des offenen Kreises Driften und zufälligen Bewegungen über längere Intervalle zwischen Rücksetzungen ausgesetzt ist (wobei die Unsicherheit mit der Zeit infolge der Integration eines ein Rauschen enthaltenden Signals wächst);
• die angelegte Spannung bei niedriger Geschwindigkeit in erster Linie durch den Phasenwiderstand absinkt, der sich mit der Temperatur verändert. Die Auswirkungen der sich mit dem Winkel verändernden Induktivität sind bei niedrigen Geschwindigkeiten sehr gering, was zu einem schlechten Signal-Rausch-Verhältnis führt;
• wenn ein Tiefpassfilter zur Approximation eines Integrators bei hohen Geschwindigkeiten verwendet wird, der Fehler zwischen der Tiefpassfilterung und der echten Integration mit sinkender Motorgeschwindigkeit steigt. Bei Wechselstromsignalen mit einem Mittelwert Null kann ein Tiefpassfilter allein verwendet werden. Haben die Signale einen Gleichstromanteil, muss eine Rücksetzfunktion vorhanden sein, oder k_obs muss eine ausreichend hohe Verstärkung aufweisen.

Bei hoher Geschwindigkeit ist das Spannungsmodell genau und gleichzeitig sehr einfach. Das Spannungsmodell ist genauer bei höheren Geschwindigkeiten, weil:

• die Zeit zwischen Rücksetzungen kürzer ist, was zu weniger Drift und zufälligen Bewegungen führt;
• bei hohen Geschwindigkeiten die Spannung in erster Linie durch die den Winkel verändernde Induktivität sinkt, was einen geringeren Schätzfehler aufgrund von Veränderungen des Phasenwiderstands verursacht;
• bei Verwendung einer Approximationsintegration (z. B. eines Tiefpassfilters) die Differenz zwischen der echten Integration und der Tiefpassfilterung bei hoher Geschwindikeit für Wechselstromsignale vernachlässigbar wird.

Das Spannungsmodell ist eine Berechnung von V – i·R (der den Fluss bewirkenden EMK E), woraus der Fluss durch eine Rücksetz- Integration oder Tiefpassfilterung abgeleitet wird. Alle komplexen welchselseitigen Auswirkungen sind in dieser Berechnung mit eingeschlossen, unabhängig davon, welche Phasen-MMK den Fluss treibt. Eine komplexe Verweistabelle oder die Berechnung einer komplexen Funktion, die sämtliche Motorphasenströme und Rotorpositionen berücksichtigt, kann rechnerisch sehr aufwendig sein und mit zunehmender Motorgeschwindigkeit immer mehr Rechenleistung erfordern. Das ist ein weiterer Grund, warum das Strommodell bei hohen Geschwindigkeiten nicht verwendet werden soll. Somit kann das Spannungsmodell zur Durchführung der Flussschätzung bei hohen Geschwindigkeiten allein verwendet werden. Beim Spannungsmodell wird zur momentanen Schätzung der Flussverkettung nicht die Winkelstellung verwendet. Die mit zunehmender Motorgeschwindigkeit zunehmend ungenauer werdenden Messungen/Schätzungen der Winkelstellung (Berechnungsverzögerungen, Signalfilterungsverzögerungen, Verlust der Auflösung etc.) kümmern das Spannungsmodell nicht.
In Situationen, in denen eine weniger genaue Regelung der geschalteten Reluktanzmaschine akzeptiert werden kann oder in denen die Flussregelung nur bei ausreichend hohen Geschwindigkeiten erforderlich ist, besteht die Möglichkeit, nur das Spannungsmodell zu verwenden und nicht das Strommodell bei der Flussregelung einzusetzen. Das liefert jedoch keine Genauigkeit bei Null- und niedriger Geschwindigkeit.
7 zeigt in größerem Detail ein Dreiphasenbeispiel des in 6 beschriebenen Flussregelsystems. Für gleichartige Teile wurden in den 6 und 7 die gleichen Bezugszeichen verwendet. Es sei bemerkt, dass jede Phase separate Eingänge und Ausgänge in Bezug auf die verschiedenen Strom-, Spannungs- und Kraftflusswerte hat.
Das Dreiphasen-SR-Beispiel der in 7 beschriebenen Ausführungsform enthält einen Regelkreis-Flussbeobachter mit dem Spannungsmodell und dem Strommodell 130 des Phasenflusses der SR-Maschine, die den Fluss für jede Phase als Funktion der Rotorposition θ vorhersagen. Die jeweiligen Modelle werden an den Summierverbindungen 135', 135'' und 135''' in den Beobachter summiert.
Wie oben ausgeführt, kann das Strommodell auf vielerlei Art gestaltet sein, von einer Verweistabelle bis zu einer Funktionsbeschreibung des Stroms in Form des in Echtzeit verarbeiteten Strommodells. Nachstehend sind Beispiele für zu verwendende Strommodelle angeführt:
Strommodell #1 kann in Form einer Strom-Produkt-Beziehung dargestellt werden: ψin = (a1in + a2in 2 + a3in 3 + ...) + (b1in + b2in 2 + b3in 3 + ...)cos(θen) + (c1in + c2in 2 + c3in 3 + ...)sin(θen) + (d1in + d2in 2 + d3in 3 + ...)cos(2θen)etc.,
worin θ der elektrische oder mechanische Winkel und n die Phasenanzahl ist. Mit 0 ≤ θ_en ≤ 2π für die Phase n. Der mechanische Winkel wird im Modell verwendet, wenn elektrische Subharmonische im Modell inkludiert werden sollen. Bei jedem Winkel ist der Fluss eine Funktion des Stroms. Die Koeffizienten einer solchen Beziehung hängen jedoch vom Winkel ab. Eine derartige Beziehung kann unter Verwendung der oben dargestellten Strom-Produkt-Beziehung beschrieben werden. Mathematisch ist eine derartige Beziehung äußerstenfalls wahr bis zur willkürlichen Genauigkeit aufgrund der Natur der trigonometrischen und polynomischen Funktionen, die wegen ihrer Fähigkeit, jede kontinuierliche Funktion zu approximieren, verwendet werden. Elektrische Subharmonische sind typisch das Ergebnis von Herstellungsabweichungen bei einer SR-Maschine. Die Form des Strommodells #1 gestattet, dass sich jede Harmonische einer Phasenflussverkettung auf willkürliche, „gleichmäßige", nichtlineare Weise als Funktion dieses speziellen Phasenstroms verändert. Gegenseitige Auswirkungen sind im Strommodell #1 nicht berücksichtigt.
Beim Strommodell #2 wird eine hyperbolische Tangentenform verwendet. Die Generierung des Flusses aus Strom erfolgt über das physikalische Medium des Motoreisens. Dieses Material weist eine Beziehung zwischen Strom und Fluss auf, die mit der hyperbolischen Tangentenfunktion stark angenähert werden kann. Eine solche Expansion verhält sich auch gut in Bezug auf nicht in den Bereich fallende Werte: sie zeigt ein limitierendes Verhalten. Somit erzeugen nicht in den Bereich fallende Werte für die Objektvariablen kein abnormes oder pathologisches Verhalten im Beobachtermodell.
Die hyperbolische Tangentenfunktion kann folgende Form haben: ψin = (a0in + a1tanh(in) + a2tanh(in 2) + ... + aptanh(in p)) + (b1tanh(in) + b2tanh(in 2) + ... + bptanh(in p))·cos(θen) + (c1tanh(in) + c2tanh(in 2) + ... + cptanh(in p))·sin(θen) + (d1tanh(in) + d2tanh(in 2) + ... + dptanh(in p))·cos(2θen) + (e1tanh(in) + e2tanh(in 2) + ... + eptanh(in p))·sin(2θen) + ...alternativ: ψin = (a0in + a1tanh(in) + a2tanh(2·in) + ... + aptanh(p·in)) + (b1tanh(in) + b2tanh(2·in) + ... + bptanh(p·in))·cos(θen) + (c1tanh(in) + c2tanh(2·in) + ... + cptanh(p·in))·sin(θen) + (d1tanh(in) + d2tanh(2·in) + ... + dptanh(p·in))·cos(2θen) + (e1)tanh(in) + e2tanh(2·in) + ... + eptanh(p·in))·cos(2θen) + ...oder jede Mischung der obigen zwei Modellformen. Die obigen zwei Modellformen ziehen keine gegenseitigen Auswirkungen in Betracht.
Zweckmäßig kann der Komplikationsfaktor, die Wirkung der gegenseitigen Induktivität zwischen Phasen, durch den Einsatz von Messdaten oder eine andere Funktionsform enthaltenden Verweistabellen entsprechend berücksichtigt werden.
Zurückkommend auf die K_obs-Beobachter-Verstärkungsmatrix 134 der 6 oder 7 kann jede Funktion gewährleisten, dass während des Betriebs bei niedriger und Null-Geschwindigkeit εΨ null wird, wenn die Zeit (t) gegen unendlich geht (εΨ_n ist der Schätzungsfehler zwischen der Strommodell-Schätzung der Phasenflussverkettung Ψ ^_In und der Gesamtschätzung der Phasenflussverkettung Ψ ^_n). Während des Hochgeschwindigkeitsbetriebs kann K_obs auf null gestellt werden mit der Maßgabe, dass die Integratoren zurückgesetzt werden. Die Tiefpassfilteroption kann mit Wechselstromsignalen mit einem Mittelwert Null für die Fluss bewirkende Spannung verwendet werden.
Das in 7 gezeigte Beispiel für eine 3-Phasen-Maschine basiert auf der Diagonalmatrix
worin K₁, K₂ und K₃ von der Winkelgeschwindigkeit (ω) des Rotors abhängen oder konstante Verstärkungen sind. Konstante Verstärkungen würden nur bei einer vereinfachten Implementierung mit reduzierter Leistung verwendet. K_obs kann bei dieser Version des Flussbeobachter-Strommodells diagonal sein, um die Berechnung von K_obs zu vereinfachen.
Es sei bemerkt, dass wechselseitige Auswirkungen in den Flussbeobachtermodellen der 6 und 7 berücksichtigt werden. Das Strommodell 130 schätzt jede Phasenflussverkettung als Funktion jedes Phasenstroms und -winkels. Daneben wird die Gesamtphasen(spulen)spannung vom Spannungsmodellteil des Flussbeobachters verwendet. Der Integrator für die oder jede Phase im Spannungsmodell-Flussbeobachter wird während bekannter Perioden mit Nullstrom (oder möglichst Nullstrom) im Phasenzyklus zurückgesetzt. Bei hohen Geschwindigkeiten könnte jeder Integrator auch so adaptiert sein, dass er als Tiefpassfilter (beispielsweise mit Zeitkonstanten, die etwa 10 Mal länger als die Grundfrequenz der Motorphasenschaltperiode sind) fungiert, wenn die Versorgung der Maschine eine Wechselstromcharakteristik mit Mittelwert Null aufweist oder ein unipolares Signal in eine Wechselstromdarstellung mit Mittelwert Null übergeführt wird.
Das Strommodell #1 wird in der Summierform wie folgt geschrieben:
ψ_x – I_x_tot = ψ_I_x_cos(i_x, θ, harm_max, poly_max) + ψ_I_x_sin(i_x θ, harm_max, poly_max) (3)worin harm_max die höchste Harmonische des in Betracht gezogenen Phasenflussverkettungsprofils und poly_max die höchste in Betracht gezogene polynomische Kraft ist. Das ist der Ausdruck für das oben gezeigte Strommodell #1, aber in der Summationsschreibweise.
In einer symmetrischen Maschine, die aufgrund von Wirkungen wie Lamellen-kornausrichtung im Rotor- und Statormaterial keine signifikanten Remanenzeigenschaften aufweist, sollte ψ_I_x_tot nur ungerade polynomische Kräfte haben. Mit anderen Worten, die selbstinduzierte Flussverkettung sollte dasselbe Vorzeichen wie der Strom haben, der sie erzeugt hat.
Die Wirkung der gegenseitigen Induktivität oder Kopplung zwischen den Phasen muss neben der vom Phasenstrom und seiner Selbstinduktivität erzeugten Phasenflussverkettung bei der Bestimmung der Gesamtphasenflussverkettung in Betracht gezogen werden. Der Stahl einer geschalteten Reluktanzmaschine ist ein nichtlineares Medium für den Kraftfluss. Somit ist eine allgemeine Modellform für die gegenseitige Flussverkettung zwischen den Phasen erforderlich. Um das Beispiel einer Dreiphasenmaschine zu nennen, kann die allgemeine Form des obigen Ausdrucks modifiziert und wie folgt geschrieben werden:
Wenn keine Magneten oder auch keine signifikanten Remanenzeffekte anwesend sind (was im allgemeinen der Fall bei geschalteten Reluktanzmaschinen ist), gilt: ψ_x_I_x_I_y_I_z_cos0,0,0,n = 0 and ψ_x_I_x_I_y_I_z_sin0,0,0,n = 0 (6) & (7)
Somit kann dann die Gesamtflussverkettung in jeder Phase wie folgt geschrieben werden: ψ_x_tot = ψ_x_I_x_I_y_I_z_cos + ψ_x_I_x_I_y_I_z_sin (8)
Da die Gleichungen (4) bis (7) sowohl die gegeninduzierten Flussverkettungen, die von MMK-Polaritäts-abhängigen Magnetpfadveränderungen beeinflusst werden können, als auch die selbstinduzierten Flussverkettungen enthalten, kann, was die polynomischen Exponenten betrifft, keine Verallgemeinerung getroffen werden, wie sie für die selbstinduzierten Flussverkettungen isoliert gemacht werden kann.
Die obigen Gleichungen (4) und (5) enthalten sowohl die selbstinduzierte Flussverkettung als auch die gegeninduzierte Flussverkettung in einer bestimmten Phase. Soll die selbst induzierte Flussverkettung vom gegenseitigen Fluss getrennt werden, können die Gleichungen (4) und (5) mit anderen Randbedingungen wie folgt geschrieben werden:
Die gegeninduzierte Gesamtflussverkettung kann dann wie folgt geschrieben werden: m_x_I_x_I_y_I_x tot = m_x_I_x_I_y_I_z_cos + m_x_I_x_I_y_I_z_sin (12)
Die Gleichungen (9) bis (12) enthalten die gesamte in der Phase x erzeugte Flussverkettung, die nicht auf I_x allein begründet ist, mit anderen Worten sämtliche Gegeninduktivitäten. Da die Gleichungen (9) bis (12) die gegeninduzierten Flussverkettungen beschreiben, die durch MMK-Polaritäts-abhängige Magnetpfadveränderungen beeinflusst werden können, kann, was die polynomischen Exponenten betrifft, keine Verallgemeinerung getroffen werden, wie sie für die selbstinduzierten Flussverkettungen isoliert gemacht werden kann.
Die Gesamtflussverkettung in einer bestimmten Phase würde dann wie folgt geschrieben: ψ_x_tot(i_x_i_y_i_z, θ) = ψ_x_I_tot + m_x_I_x_I_y_I_z_tot (13)
Unter Verwendung von Gleichungen der Form von (4) bis (7) kann die Stromabhängigkeit der Flussverkettungen wie folgt verallgemeinert werden:
Wenn keine Magnete oder keine signifikanten Remanenzeffekte vorliegen (was im allgemeinen der Fall bei der geschalteten Reluktanzmaschine ist), gilt: ψ_x_I_I_y_I_z_cos0,0,0,n = 0 (16) ψ_x_I_I_y_I_z_sin0,0,0,n = 0 (17)
Ein Beispiel für die Form der Funktionen von Strom in den Gleichungen (14) und (15) ist die hyperbolische Tangente:
Die hyperbolische Tangente ist nur eine aus einer großen Anzahl von Funktionen, die gewählt werden können. Andere sind Glättungsbeschreibungen, Exponentialfunktionen etc. Die entscheidende Eigenschaft der beschriebenen Gleichungen besteht darin, dass die Gleichungen linear in den Koeffizienten für jeden polyharmonischen Produktausdruck sind (jeder polyharmonische Ausdruck in den Gleichungen (14) und (15) ist linear abhängig vom entsprechenden ψ_x_l_x_l_y_l_z_sin_k_m_h-Koeffizient). Da die Gleichungen linear in ihren Koeffizienten sind, ist eine Parameter-Schätzung mit kleinstem quadratischem Fehler möglich. Die Schätzung von Parametern auf Basis des kleinsten quadratischen Fehlers ist eine gut erprobte Methode zur Adaptierung von Systemmodellen in einer eingebetteten Anwendung.
Die Erstellung von Systemfunktionsbeschreibungen, die linear in den Koeffizienten sind, gestattet die Anwendung der Theorie von linearen Systemen, d. h. Parameterschätzmethoden, die leicht verständlich und verlässlich sind.
Für den linearen magnetischen Fall reduzieren sich die Gleichungen (14) bis (17) auf:
Wenn keine Magnete oder keine signifikanten Remanenzeffekte vorliegen (was im allgemeinen bei der geschalteten Reluktanzmaschine der Fall ist), gilt:
Oder die Gleichungen (21) bis (24) werden in vereinfachter Form zu:
Die Gesamtflussverkettung kann wie folgt geschrieben werden: λ_x_tot = λ_x_I_x_I_y_I_z_cos + λ_x_I_x_I_y_I_z_sin (27)
Sowohl in linearen als auch in nichtlinearen Beispielen einer Dreiphasen-SR-Maschine wurden Modellformen vorgestellt, die die Beziehung zwischen allen drei Phasenströmen, dem Winkel und der Phasenflussverkettung beschreiben. Die in den Gleichungen (4) bis (27) beschriebenen Ausdrücke repräsentieren Strommodellformen, die eine Dreiphasen-SR-Maschine beschreiben, einschließlich der gegenseitigen Auswirkungen. Die oben in den Gleichungen (1) bis (3) beschriebenen Ausdrücke können als Strommodell 130 der 6 verwendet werden, und die Gleichungen (4) bis (27) können als Strommodell 130 der 7 verwendet werden. Die durch die Gleichungen (1) bis (27) beschriebenen Modellformen sind linear in den Modellkoeffizienten und bestätigen sich in der Praxis. Da die Modellformen in den Modellkoeffizienten linear sind, können die in den Gleichungen (1) bis (27) beschriebenen Modellformen mit Hilfe eines rekursiven adaptiven Mechanismus auf Basis des kleinsten quadratischen Fehlers entsprechend abgestimmt werden.
8 veranschaulicht einen alternativen Flussbeobachter. Bei dieser Ausführungsform ist eine Matrix K_o 234 eine Funktion der Phasenströme i₁, i₂, i₃, des mechanischen Rotorwinkels θ und der Rotorwinkelgeschwindigkeit ω zur Erzeugung der Ausgangsgröße für den Differenzialflussschätzwert. Die Flussschätzungsausgangsgröße der Matrix K_o für jede der drei Phasen wird wie zuvor zur Fluss bewirkenden Spannung addiert, um einen Wert für die Flussveränderungsgeschwindigkeit in Bezug auf die Zeit, d Ψ ^/dt für jede Phase zu erhalten. Somit ist das vom Integrator 136 kommende Integral hierfür der Flussbeobachterwert Ψ ^ für jede Phase.
In der vorliegenden Ausführungsform beschreibt ein Inversmodell 230 jeden Phasenstrom (î₁, î₂, î₃) als Funktion jeder Phasenflussschätzung (Ψ ^₁, Ψ ^₂, Ψ ^₃) und des Rotorwinkels θ. Die Werte für jeden Phasenstrom werden zum Negativwert der Ausgangsgröße des Inversstrommodels 230 (î₁, î₂, î₃) in einem Komparator 232 zur Erzeugung eines Fehlersignals εi_n addiert. Die Ausgangsgröße des Umkehrstrommodells 230 wird vom Wert der drei Beobachterflüsse (Ψ ^₁, Ψ ^₂, Ψ ^₃) und vom Rotorwinkel (θ) abgeleitet.
Bei dieser Ausführungsform wird das Inverse des zuvor in Verbindung mit den 6 und 7 beschriebenen Flussverkettungsstrommodells verwendet. Das Inversestrommodell wird gebraucht (Phasenstromschätzung als Funktion des Phasenflusses oder von Flussverkettungen und des Rotorwinkels), weil die gemessenen Phasenströme mit den geschätzten Phasenströmen verglichen werden wie in 8 gezeigt. Bei dieser Form ist der Beobachter in der klassischen Luenberger-Form (siehe „An Introduction to Observers" Luenberger, D. G., IEEE Translations an Automatic Control, Band AC-16, Nr. 6, Dezember 1971, S. 596–602). Dieser Flussbeobachter löst die Gleichung:
worin î aus der inversen Flussverkettung berechnet wird.
Ψ ^, Ψ, i, V sind alle nxl-Vektoren, wobei n die Anzahl der Motorphasen ist. Die Strommodellbeobachterverstärkung K_o basiert auf einer nxn-Matrix für eine n-Phasen-Maschine. Ko(θ, ω, i1, i2, i3) = –Rn – K(ω)f(i1, i2, i3, θ)
Aus der (nicht dargestellten) Ableitung der Beobachterverstärkungsmatrix kann gezeigt werden, dass:
In Matrixform heißt das:
unter Ignorieren der Gegeninduktivität. Allgemeiner, im linearmagnetischen Fall, wo die Gegeninduktivität inkludiert ist, gilt:
Zwei weitere allgemeine nichtlineare Fälle können ähnlich definiert werden:
In diesen Ausdrücken ist die Gegeninduktivität inkludiert. Selbstverständlich hängt die Form des Ausdrucks davon ab, wie das Gesamtflussmodell definiert ist. Die K(ω)-Funktion hat eine Frequenzreaktion, die typischerweise ähnlich jener der 9 ist, so dass die K(ω)-Funktion bei Null- und niedriger Geschwindigkeiten dominiert, aber das Spannungsmodell bei zunehmender Geschwindigkeit dominiert. Typischerweise beginnt die Reaktion des Stromschätzer bei etwa 10% bis 20% der Basisgeschwindigkeit, d. h. der höchsten Geschwindigkeit maximaler Drehmomentleistung der Maschine, allmählich abzuklingen.
Die Erfindung schafft eine Flussregeltechnik für elektronisch geschaltete bürstenlose Maschinen verschiedenster Art, aber insbesondere geschaltete Reluktanzmaschinen. Sie erzeugt eine Echtzeitsignalschätzung des Flusses im Magnetkreis der Maschine, mit der ein Referenzwert des Flusses verglichen werden kann, um die Maschinenleistung zu regeln. Bevorzugte Ausführungsformen berücksichtigen die verschiedenen Überlegungen bei hohen und niedrigen Geschwindigkeiten unter Verwendung eines Strommodells bzw. eines Spannungsmodells des Maschinenflusses je nach Maschinengeschwindigkeit.
Für den Fachmann ist klar, dass verschiedene Modifikationen und Änderungen an den speziell offenbarten Ausführungsformen vorgenommen werden können, ohne von der Erfindung abzuweichen. Die Erfindung soll nur durch den Umfang der nachfolgenden Ansprüche eingeschränkt werden.

Claims

Geschaltetes Reluktanz-Antriebssystem umfassend: eine geschaltete Reluktanzmaschine (36) mit einem Rotor (14), einem Stator (10) mit mindestens einem Paar vorstehender Statorpole und mindestens einer Phasenwicklung (A, B, C), wobei die oder jede Wicklung um das oder jedes Statorpolpaar gewickelt ist und die oder jede Wicklung zur Erzeugung eines Kraftflusses in einem Magnetkreis in der Maschine angeordnet ist; einen Flussschätzer enthaltend: Mittel, einschließlich eines Spannungsmodells (138) der Maschine, die zum Empfang von Eingaben der Phasenspannung (V), des Phasenstroms (I) und des geschätzten Wicklungswiderstands (R) eingerichtet sind, um die den Fluss bewirkende Spannung an der oder jeden Phasenwicklung zu bestimmen und ein für die den Fluss bewirkende Spannung stehendes Rückkoppelungssignal (E) zu erzeugen, und Mittel zum Herleiten eines zum Fluss in der oder jeder Phasenwicklung proportionalen Fluss-Rückkoppelungssignals (ψ) aus dem Rückkoppelungssignal; und einen Flussregler (118) mit einem für eine Flussanforderung der Maschine stehenden Eingangssignal (ψ_D), welcher Regler auf das Eingangssignal und das Fluss-Rückkoppelungssignal (ψ) reagiert, um Regelsignale zur Betätigung der Schaltmittel zwecks Regelung des Flusses in der mindestens einen Phasenwicklung zu erzeugen.
System nach Anspruch 1, bei dem das Spannungsmodell ein Wärmemodell der oder jeder Phasenwicklung enthält.
System nach Anspruch 1 oder 2, bei dem die Mittel zum Herleiten des Flusssignals einen Integrator enthalten, der zur Integration des Rückkoppelungssignals zwecks Erzeugung des Flusssignals angeordnet ist.
System nach Anspruch 3, bei dem der Schätzer Mittel zum Zurücksetzen des Integrators bei einem Punkt von im wesentlichen Nullphasenstrom im Zyklus der oder jeder Phase der Maschine enthält.
System nach Anspruch 1, bei dem die Mittel zum Herleiten des Flusssignals ein Tiefpassfiler enthalten, das zur Filterung des Rückkopplungssignals zwecks Erzeugung des Flusssignals angeordnet ist.
System nach einem der Ansprüche 1 bis 4, bei dem der Schätzer ein Strommodell (130) der Maschine enthält, das für dem Empfang der Signale angeordnet ist, die für den Phasenstrom und die Rotorposition stehen, und das zur Erzeugung einer Flussschätzung (ψ_i) für die oder jede Phasenwicklung daraus betreibbar ist.
System nach Anspruch 6, bei dem das Strommodell eine algebraische Schätzung des Flusses in der oder jeder Phasenwicklung auf Basis von Eingaben des Phasenstroms und der Rotorposition enthält.
System nach Anspruch 6 oder 7, bei dem der Schätzer Komparatormittel zur Erzeugung eines Strommodell-Fehlersignals aus der Flussschätzung und dem Rückkoppelungsignal enthält.
System nach Anspruch 6, bei dem das Strommodell ein inverses Strommodell (230) mit einer algebraischen Schätzung des Stroms in der oder jeder Phasenwicklung auf Basis von Eingaben der Rotorposition und des geschätzten Phasenflusses ist.
System nach Anspruch 9, bei dem der Schätzer Komparatormittel zur Erzeugung eines inversen Strommodell-Fehlersignals aus der Stromschätzung und dem überwachten Strom in der oder jeder Phasenwicklung enthält.
System nach einem der Ansprüche 6 bis 10, bei dem der Schätzer weiters Mittel zur Summierung der Ausgabe des Spannungsmodells und der differenzierten Ausgabe des Strommodells zur Erzeugung des Rückkoppelungssignals enthält.
System nach einem der Ansprüche 6 bis 11, bei dem der Schätzer weiters eine Strommodellsteuerung enthält, die zur Anlegung einer Reglerfunktion (134, 234) an die Strommodellausgabe angeordnet ist.
System nach Anspruch 12, bei dem die Strommodellsteuerung eine Reaktion auf die Maschinengeschwindigkeit derart hat, dass das Strommodell-Ausgabesignal mit zunehmender Maschinengeschwindigkeit über eine vorherbestimmte Maschinengschwindigkeit zunehmend abgeschwächt wird.
System nach einem der Ansprüche 6 bis 12 mit Mitteln, die bewirken, dass bei relativ niedrigen Maschinengeschwindigkeiten die Ausgabe des Strommodells über die Ausgabe des Spannungsmodells dominiert und bei relativ hohen Maschinengeschwindigkeiten die Ausgabe des Spannungsmodells über die Ausgabe des Strommodells dominiert.
System nach einem der Ansprüche 1 bis 14, wobei die Flusssteuerung weiters einen Komparator zum Vergleichen des ermittelten Flusses mit dem angeforderten Fluss zwecks Erzeugung der Regelsignale enthält.
Verfahren zum Steuern einer geschalteten Reluktanzmaschine (36) mit einem Rotor (14), einem Stator (10) mit mindestens einem Paar vorstehender Statorpole und mindestens einer Phasenwicklung (A, B, C), wobei die oder jede Wicklung um das oder jedes Statorpolpaar gewickelt ist und die oder jede Wicklung zur Erzeugung eines Flusses in einem Magnetkreis in der Maschine angeordnet ist, welches Verfahren umfasst: Erzeugen eines Fluss-Rückkoppelungssignals (ψ) mit einem die den Fluss bewirkende Spannung durch die oder jede Phasenwicklung anzeigenden Teil einschließlich des Bestimmens der den Kraftfluss bewirkenden Spannung unter Verwendung eines Spannungsmodells (138) der Maschine, das zum Empfangen von Eingaben der Phasenspannung (V), des Phasenstroms (I) und des geschätzten Wicklungswiderstands (R) angeordnet ist; Erzeugen eines einzelnen für eine Flussanforderung der Maschine stehenden Eingangssignals (42'); und Regeln der Erregung der mindestens einen Phasenwicklung in Reaktion auf das Eingabesignal und das Fluss-Rückkoppelungssignal (ψ).