JP2006180605A - Controller for motor - Google Patents
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Abstract
Description
本発明は、交流同期電動機の制御装置に係り、特に、負荷装置、あるいは電動機自身が発生する周期的なトルク外乱を抑制する技術に関する。 The present invention relates to a control device for an AC synchronous motor, and particularly to a technique for suppressing periodic torque disturbance generated by a load device or the motor itself.
電動機の負荷装置が発生する周期的なトルク外乱の抑制方法としては、特許文献1に記載された技術が知られている。特許文献1には、電動機の速度検出値に含まれる脈動成分を抽出し、これを打ち消すようにインバータ出力電圧に補正を加えるものである。制御対象の電動機に接続された負荷としてのロータリ圧縮機による速度の変動が、圧縮機数回転分の平均速度変動より小さい場合は、速度変動補償を行わず、平均速度変動よりも大きい場合に、速度変動の一次成分に対応する補償を行うようにしている。これにより、常に速度変動を0とする制御を行う場合に比べて、モータ電流のピーク値を低減することができることが記載されている。
As a method for suppressing periodic torque disturbance generated by the load device of the electric motor, a technique described in
特許文献1に記載の所謂トルク制御は、周期的な外乱を抑制することは可能である。しかしながら、さらなる電気入力の低減については述べられていない。
The so-called torque control described in
本発明の目的は、周期外乱を抑制しつつ、入力の低減を図った電動機の速度制御装置を提供することにある。 An object of the present invention is to provide a speed control device for an electric motor that reduces input while suppressing periodic disturbance.
上記目的は、周期的に負荷トルクが変動する負荷を回転駆動する電動機と、この電動機をパルス幅変調制御を行うインバータと、前記周期的に変動する負荷トルクを抑制する補償信号を前記インバータに付与するトルク変動補償手段とを備えた電動機の制御装置において、前記トルク変動補償手段によるトルク変動補償を行った状態で前記周期的に負荷トルクが変動する負荷に起因するトルク変動が残るように前記トルク変動補償を行うことにより達成される。 The object is to provide an electric motor that rotationally drives a load whose load torque fluctuates periodically, an inverter that performs pulse width modulation control on the electric motor, and a compensation signal that suppresses the periodically fluctuating load torque. And a torque fluctuation compensation means that performs torque fluctuation compensation by the torque fluctuation compensation means so that the torque fluctuation caused by the load that periodically varies the load torque remains. This is achieved by performing variation compensation.
また上記目的は、周期的に負荷トルクが変動する負荷を回転駆動する電動機と、この電動機をパルス幅変調制御を行うインバータと、前記周期的に変動する負荷トルクを抑制する補償信号を前記インバータに付与するトルク変動補償手段とを備えた電動機の制御装置において、前記インバータに付与する周期的に変動する負荷トルクを抑制する補償信号の補償量を制限する手段を備えることにより達成される。 Another object of the present invention is to provide an electric motor that rotationally drives a load whose load torque fluctuates periodically, an inverter that performs pulse width modulation control on the electric motor, and a compensation signal that suppresses the load torque that fluctuates periodically. This is achieved by including a means for limiting a compensation amount of a compensation signal for suppressing a periodically varying load torque to be applied to the inverter.
本発明によれば、周期外乱を抑制しつつ、入力の低減を図った電動機の速度制御装置を提供することができる。 ADVANTAGE OF THE INVENTION According to this invention, the speed control apparatus of the electric motor which aimed at reduction of an input can be provided, suppressing a period disturbance.
以下、図1〜図8を参照して、本発明による空気調和機の実施形態を説明する。尚、以下の実施形態では、電動機として永久磁石型同期電動機(以下、PMモータと略)を用いて説明するが、他の同期電動機(例えば、巻線型同期電動機、リラクタンスモータなど)に関しても、同様に実現可能である。 Hereinafter, with reference to FIGS. 1-8, embodiment of the air conditioner by this invention is described. In the following embodiments, a permanent magnet type synchronous motor (hereinafter abbreviated as PM motor) will be described as an electric motor, but the same applies to other synchronous motors (for example, a wound type synchronous motor, a reluctance motor, etc.). Is feasible.
図1は、本発明による交流電動機制御装置の実施形態1の系統構成を示すブロック図である。本実施形態1の制御装置は、電動機に回転数指令ωr*を与える回転数指令発生器1と、電動機の交流印加電圧を演算し、パルス幅変調波信号(PWM信号)に変換して出力する制御器2と、このPWM信号により駆動されるインバータ3と、インバータ3に電力を供給する直流電源4と、制御対象であるPMモータ5と、PMモータの負荷である圧縮機6と、直流電源がインバータへ供給する電流I0を検出する電流検出器7からなる。
FIG. 1 is a block diagram showing a system configuration of
制御器2は、電流I0を検出して、PMモータ5に流れる三相交流電流Iu、Iv、Iwを制御器内部で演算により再現する電流再現器8と、再現された三相交流電流Iuc、Ivc、Iwcを、位相角θdc(制御器内部で仮定しているPMモータの磁石磁束の位置)によって、d、q各軸上の成分Idc、Iqcに座標変換するdq座標変換器9と、q軸上の電流成分に対して指令Iq*を与えるIq*発生器10と、同様に、d軸上の電流成分に対して指令Id*を与えるId*発生器11と、Id*、Iq*、ならびに電気角周波数指令ω1*に基づいて、電圧指令Vdc*、Vqc*を演算する電圧指令演算器12と、Vdc*、Vqc*を、三相交流電圧指令Vu*、VV*、Vw*に変換するdq逆変換器13と、三相交流電圧指令に基づいて、インバータ3をスイッチ動作するためのパルス幅変調信号(PWM信号)を発生させるPWMパルス発生器14と、PMモータ5の磁石磁束位置θdと、制御器2内部で仮定している位置θdcとの誤差に相当する角度(軸誤差)Δθを推定演算するΔθ推定器15と、加算、ならびに減算を行う加減算器16と、軸誤差推定値Δθdcに対し、指令を与える零発生器17と、Δθを零に制御するために、電気角周波数指令ω1*に補償を加える比例補償器18と、PMモータの極数Pを用いて回転数指令ωr*を電動機の電気角周波数指令ω1*に変換する変換ゲイン19と、電気角周波数を積分し、磁石磁束位置θdcを演算する積分器20と、軸誤差θdcからトルク脈動成分を算出するΔTm推定器21からなる。
The
インバータ3に電力を供給する直流電源4は、交流電源41と、交流を整流するダイオード・ブリッジ42と、直流電源に含まれる脈動成分を抑制する平滑コンデンサ43とで構成されている。
The DC power supply 4 that supplies power to the inverter 3 includes an
次に、図1を用いて、本実施例の動作原理を説明する。変換ゲイン19は、回転数指令発生器1からの回転数指令ωr*に基づき、PMモータの電気角周波数ω1*を演算し出力する。さらに積分器20を用いてω1*を積分し、交流位相θdcを演算する。電流再現器8では、電流検出器7で検出した電源電流I0に基づき、特開平8-19263号公報等に記載された手法によって、PMモータの三相交流電流を演算により再現する。次に、座標変換器9において、再現された交流電流Iuc、Ivc、Iwcを、θdcにより、角周波数ω1*で回転する回転座標軸(dq軸)上の電流成分Idc、Iqcに変換する。Iqcは、Iq*発生器10で処理されて、q軸上の電流指令Iq*となる。また、Id*発生器11は、d軸上の電流指令Id*を発生させる(非突極型回転子のPMモータでは、通常Id*=0)。電圧指令演算器12では、これらの指令(Id*、Iq*)と角周波数指令ω1*に基づき、PMモータへの印加電圧Vdc*、Vqc*を演算する。Vdc*、Vqc*は、dq逆変換器13によって、再び交流量に変換され、さらにPWM信号発生器14において、パルス幅変調波信号に変換されて、インバータ3へ送られる。これらの基本動作に関しては、特開2002-272194号公報に記載されている手法と同様のものである。なお、*は指令という意味の符号である。
Next, the operation principle of this embodiment will be described with reference to FIG. The
Δθ推定器15では、PMモータ内の磁石磁束の位置θdと、制御器内の位置θdcの誤差Δθの推定演算を行う。Δθは、図2に示すベクトル図によって定義される。PMモータ内部の実際の磁石磁束Φの位置をd軸とし、それに直交する軸をq軸とする。これに対し、制御器内で仮定しているdq軸をdc-qc軸と定義し、両者のずれが軸誤差Δθに相当する。
The
Δθが求められれば、これを修正することで、d-q軸とdc-qc軸を一致させることが可能となり、PMモータの磁極位置センサレス制御が実現できる。Δθの推定演算は、例えば、図3に示すように、Iq*とIqcの差に比例ゲインK0を乗じて、Δθの推定値Δθdcとすることができる。Iqcは、負荷変動等によって、θdとθdcにずれが生じることで変動するため、Iqcの動きから、逆にΔθを推定することが可能である。ただし、図3の構成の場合には、高精度にΔθを求めるのは困難である。精度を向上させるには、例えば、特開2002-272194号公報における数式(3)などに従って演算すればよい。 If Δθ is obtained, it is possible to make the dq axis and the dc-qc axis coincide with each other by correcting this, and the magnetic pole position sensorless control of the PM motor can be realized. For example, as shown in FIG. 3, Δθ can be estimated by multiplying the difference between Iq * and Iqc by a proportional gain K0 to obtain an estimated value Δθdc of Δθ. Since Iqc fluctuates due to a shift in θd and θdc due to load fluctuation or the like, Δθ can be estimated conversely from the movement of Iqc. However, in the case of the configuration of FIG. 3, it is difficult to obtain Δθ with high accuracy. In order to improve the accuracy, for example, calculation may be performed according to Equation (3) in Japanese Patent Laid-Open No. 2002-272194.
Δθ推定器15によって演算された軸誤差推定値Δθdcに基づき、これが零になるようにフィードバック制御を行う。零発生器17の指令(零)と、Δθdcの差を加減算器16により求め、比例補償器18を介して、角周波数ω1*に補償を加える。図2のベクトル図に示すように、Δθが正の場合、dc-qc軸が、d-q軸よりも進んでいることになるため、ω1*を下げることで、Δθを減少させることができ、逆に、Δθが負の場合は、ω1*を上げて、d-q軸とdc-qc軸を一致させる。このように制御することで、PMモータの磁極軸の位置センサを用いることなく、制御器内部の位相角θdcを、実際のPMモータ内の磁石磁束位置θdに一致させることができ、位置センサレス制御が実現できる。
Based on the axis error estimated value Δθdc calculated by the
次にΔTm推定器について図4から図7までを参照して説明する。
まず初めに、PMモータのトルク発生の原理と、軸誤差Δθの関係について、図4、ならびに図5を用いて簡単に説明する。
Next, the ΔTm estimator will be described with reference to FIGS.
First, the principle of PM motor torque generation and the relationship between the shaft error Δθ will be briefly described with reference to FIGS. 4 and 5.
図4は、PMモータに印加される電圧から、軸誤差Δθ発生までの原理を示すブロック図である。図の各ブロックにおいて、RはPMモータの巻線抵抗、LはPMモータのインダクタンス、PはPMモータの極数、KeはPMモータの発電定数(磁石磁束)、JはPMモータと負荷装置のトータルのイナーシャ、sはラプラス変換に用いる微分演算子を表す。 FIG. 4 is a block diagram showing the principle from the voltage applied to the PM motor to the generation of the axis error Δθ. In each block of the figure, R is the winding resistance of the PM motor, L is the inductance of the PM motor, P is the number of poles of the PM motor, Ke is the power generation constant (magnet magnetic flux) of the PM motor, J is the PM motor and load device Total inertia, s, represents a differential operator used for Laplace transform.
図4に示すように、q軸電流Iqは、PMモータに印加される印加電圧Vq、ならびに後述する電圧外乱VDと、モータの電気定数R、Lの関係から発生する。Iqは、PMモータの磁石磁束(d軸)に直交する成分であり、発電定数Keを乗じることで、電動機トルクTmになる。PMモータの回転速度ωrは、電動機トルクTmと負荷トルクTLの差を積分したものである。ここで、負荷トルクTLは、負荷装置の種類や用途によって、様々な特性を持つ。ωrに、極対数(P/2)を乗じて、モータの電気角周波数ω1が得られ、その積分値がPMモータの位置θdになる。軸誤差Δθは、制御器内の位相θdcとの差として得られる。 As shown in FIG. 4, the q-axis current Iq is generated from the relationship between the applied voltage Vq applied to the PM motor, a voltage disturbance VD described later, and the electric constants R and L of the motor. Iq is a component orthogonal to the magnet magnetic flux (d-axis) of the PM motor, and becomes the motor torque Tm by multiplying by the power generation constant Ke. The rotational speed ωr of the PM motor is obtained by integrating the difference between the motor torque Tm and the load torque TL. Here, the load torque TL has various characteristics depending on the type and application of the load device. The electric angular frequency ω1 of the motor is obtained by multiplying ωr by the number of pole pairs (P / 2), and its integrated value becomes the position θd of the PM motor. The axis error Δθ is obtained as a difference from the phase θdc in the controller.
ここで、電圧外乱VD、あるいは負荷トルクTLに、周期的な成分が含まれることを考える。 Here, it is considered that a periodic component is included in the voltage disturbance VD or the load torque TL.
周期的な電圧外乱VDとしては、例えば、PMモータの磁石磁束が均一でなく、着磁ばらつきがある場合や、あるいは巻線の相間ばらつきがある場合に、等価的に周期的な電圧外乱として影響してくる。あるいは、インバータにおけるアーム短絡防止期間(デッド・タイム)の影響による外乱等も、インバータの駆動周波数の6倍周波数として発生する。 As the periodic voltage disturbance VD, for example, when the magnet magnetic flux of the PM motor is not uniform and there is a variation in magnetization, or when there is a variation in phase between windings, it is equivalently affected as a periodic voltage disturbance. Come on. Or the disturbance etc. by the influence of the arm short circuit prevention period (dead time) in an inverter generate | occur | produce as 6 times the drive frequency of an inverter.
また、周期的な負荷トルク外乱としては、レシプロ圧縮機や、シングルロータリー圧縮機、ツインロータリー圧縮機、2段圧縮ロータリー圧縮機等の負荷が考えられる。レシプロ圧縮機、ロータリー圧縮機の場合、電動機の一回転を一周期として、激しく負荷が変動する。 Further, as a periodic load torque disturbance, loads such as a reciprocating compressor, a single rotary compressor, a twin rotary compressor, and a two-stage compression rotary compressor can be considered. In the case of a reciprocating compressor and a rotary compressor, the load fluctuates violently with one rotation of the motor as one cycle.
図5に、負荷トルクTLが、角周波数ωdにて正弦波状に振動する成分を含んだ場合のトルク脈動成分(ΔTm)、回転速度変動(Δωr)、軸誤差(Δθ)をそれぞれ示す。定常状態を考えると、TmとTLの平均値は一致し、ΔTmは振動成分のみになる(図5(b))。回転速度に含まれる振動成分Δωrは、このΔTmを積分したものであり、ΔTmに比べて、位相が90度遅れた波形になる。振動の大きさ自体は、イナーシャJに依存して変化するが、位相はほぼ90度遅れるものと考えてよい。軸誤差Δθは、Δωrをさらに積分し、符号を反転したもの(図2に示した定義の関係で符号を反転する)となるため、位相は90度進められることになる(積分で90度遅れた上で、符号が反転するので、90度進むことになる)。すなわち、ΔTmの変動成分は、Δθにおいては、同位相の振動波形となって観測される。この関係を、ブロック線図から導出すると、以下のようになる。 FIG. 5 shows a torque pulsation component (ΔTm), a rotational speed fluctuation (Δωr), and an axis error (Δθ) when the load torque TL includes a component that vibrates sinusoidally at an angular frequency ωd. Considering the steady state, the average values of Tm and TL coincide with each other, and ΔTm is only the vibration component (FIG. 5B). The vibration component Δωr included in the rotation speed is obtained by integrating ΔTm, and has a waveform whose phase is delayed by 90 degrees compared to ΔTm. The magnitude of the vibration itself varies depending on the inertia J, but the phase may be considered to be delayed by approximately 90 degrees. The axis error Δθ is obtained by further integrating Δωr and inverting the sign (inverting the sign according to the definition shown in FIG. 2), so that the phase is advanced by 90 degrees (90 degrees delayed by integration). In addition, since the sign is inverted, it is advanced 90 degrees). That is, the variation component of ΔTm is observed as a vibration waveform having the same phase at Δθ. This relationship is derived from the block diagram as follows.
図6(a)に、ΔTmからΔθまでのブロック図を示す。このブロック図を、逆変換することで、Δθから、ΔTmまでの伝達関数を求めることができ、同図(c)のようになる。 FIG. 6A shows a block diagram from ΔTm to Δθ. By inversely transforming this block diagram, a transfer function from Δθ to ΔTm can be obtained, as shown in FIG.
図6(c)に従ってΔTmを求めれば、Δθdc(Δθの推定値)から、直接トルクの脈動成分の推定が可能である。しかしながら、Δθdcを二階微分することは、現実的に不可能である。Δθdcは、元々推定値であり、検出値のノイズ等も多く含まれているため、微分を用いることは推定誤差が増え、また、演算周期からの限界もある。 If ΔTm is obtained according to FIG. 6C, the pulsation component of the torque can be directly estimated from Δθdc (estimated value of Δθ). However, it is practically impossible to differentially differentiate Δθdc. Since Δθdc is originally an estimated value and includes a large amount of noise in the detected value, using differential increases an estimation error and has a limit from the calculation cycle.
そこで、「外乱成分は周期関数である」という点に着目し、s=jωdを図6(c)に代入する。すると、図6(d)に示すように、Δθを定数倍したものが、ΔTmとなって推定できることになる。この結果は、図5における(b)と(d)の波形の関係と一致する。 Therefore, paying attention to the point that “disturbance component is a periodic function”, s = jωd is substituted into FIG. Then, as shown in FIG. 6D, a value obtained by multiplying Δθ by a constant can be estimated as ΔTm. This result agrees with the relationship between the waveforms (b) and (d) in FIG.
図6(d)を具現化する構成が、図7に示すΔTm推定器21である。ΔTm推定器21は、Δθdcを2J/P倍にする比例ゲイン211と、2つの乗算器212からなり、図6(d)の演算を実施する。
A configuration embodying FIG. 6D is a
図7により、Δθdcから、ΔTmに含まれる角速度ωdの周期外乱成分を推定することが可能である。 From FIG. 7, it is possible to estimate the periodic disturbance component of the angular velocity ωd included in ΔTm from Δθdc.
次に、リミッタ227を備えたトルク制御器22について説明する。図1におけるトルク制御器22は単相-dq座標変換器223、一次遅れフィルタ224、積分制御器225、dq-単相逆変換器226、ならびに加減算器16、零発生器17から構成される。次にこのトルク制御器22の動作について説明する。
Next, the
ΔTm推定器の出力ΔTmcを、単相-dq座標変換器223にて、SIN成分とCOS成分に分解する。尚、単相-dq座標変換器223の変換式は下記である。
The output ΔTmc of the ΔTm estimator is decomposed into a SIN component and a COS component by the single phase-dq coordinate
ここで最後に、Ids、Iqsの値を単相信号に逆変換し、IqSIN*を出力する。この逆変換は、下記式に従って演算される。 Here, finally, the values of Ids and Iqs are inversely converted into single-phase signals, and IqSIN * is output. This inverse transformation is calculated according to the following equation.
次にリミッタと圧縮機の振動と入力について説明する。 Next, the vibration and input of the limiter and the compressor will be described.
リミッタは図1におけるIq*の平均値を100%としたもので、Iq*はトルク電流の主成分なのでこれを基本とするものである。圧縮機のトルク変動成分は、圧縮機平均負荷(直流成分)にトルク脈動に起因した変動分(交流成分)に分けられる。この脈動成分に対して逆位相のトルク電流を流すことで脈動成分を打ち消して0に近づけることができる。圧縮機にロータリ圧縮機を用いた場合のリミッタと振動と入力電力の関係を図8に示す。横軸リミッタ%、左縦軸に電源の入力電力、右縦軸に圧縮機の振動を示す。この横軸リミッタ100%とは、脈動成分を打ち消す電流で定義してなく、前記のトルク成分電流指令値Iq*を100%としている(100%は、リミッタを効かしていないと言う意味、反対に0%は、トルク制御を全く掛けないという意味)。トルク制御を何%掛けるという制御を行う場合、脈動成分を打ち消す値を100%と定義してしまうと、運転条件によっても絶対値が変動してしまうので、制御上一旦脈動成分がなくなるまでトルク制御を行い100%の絶対量を決める必要がある。これは実制御上困難であるので、脈動成分よりも必ず大きな値となる圧縮機平均負荷(直流成分)に見合った値であるトルク電流成分指令値Iq*を便宜上100%とした。
The limiter is based on the average value of Iq * in FIG. 1 being 100%. Since Iq * is the main component of torque current, it is based on this. The torque fluctuation component of the compressor is divided into a fluctuation (AC component) caused by torque pulsation in the compressor average load (DC component). By applying a torque current having an opposite phase to the pulsating component, the pulsating component can be canceled and brought close to zero. FIG. 8 shows the relationship among the limiter, vibration, and input power when a rotary compressor is used as the compressor. The horizontal axis limiter%, the left vertical axis shows the input power of the power supply, and the right vertical axis shows the vibration of the compressor. The
図8より、トルク制御を用いることで振動が右下がりに落ちていくが、電源の入力電力は増加することがわかる。振動が75%付近から100%まで平坦なカーブとなっているが、これは約80%付近で振動が抑えられていることを示している。この場合、本来約80%近傍がトルク制御電流100%の地点である。しかし、本実施例では、100%をトルク電流成分指令値Iq*と定義しているので、75%から100%の間は平坦なカーブとなってしまうのである。 From FIG. 8, it can be seen that, by using torque control, the vibration falls to the lower right, but the input power of the power source increases. The vibration is a flat curve from about 75% to 100%, which indicates that the vibration is suppressed at about 80%. In this case, the vicinity of about 80% is the point where the torque control current is 100%. However, in this embodiment, since 100% is defined as the torque current component command value Iq *, the curve is flat between 75% and 100%.
さて、図8から、入力電力には極小値が存在することがわかる。このため、リミッタを最適に設定することで圧縮機の振動を抑制し、且つ本制御を実施する前より入力電力を小さくすることができる。 Now, it can be seen from FIG. 8 that there is a minimum value in the input power. For this reason, by setting the limiter optimally, the vibration of the compressor can be suppressed, and the input power can be made smaller than before performing this control.
これは次のように考えられている。インバータの直流側電流、U相のモータ電流を、(1)トルク制御なし(リミッタ=0)、(2)トルク制御ありでリミッタを適宜、(3)トルク制御最大(リミッタ=100)とした場合について波形を比較してみる。(1)の場合、最も回転数変動が大きく、モータ電流波形が不揃い(上下のピーク値が各周期において揃っていない)であり、直流電流の脈動も大きなものとなっている。さらに、(3)の場合、回転数の変動は一番小さなものとなっているが、モータ電流波形は不揃いであり、直流電流も脈動している。 This is considered as follows. Inverter DC side current and U-phase motor current: (1) Without torque control (limiter = 0), (2) With torque control and limiter appropriately (3) Maximum torque control (limiter = 100) Compare the waveforms for. In the case of (1), the rotational speed fluctuation is the largest, the motor current waveform is uneven (the upper and lower peak values are not uniform in each cycle), and the pulsation of the direct current is also large. Further, in the case of (3), the fluctuation of the rotational speed is the smallest, but the motor current waveform is uneven and the direct current also pulsates.
これに対して、トルク制御を制限して掛けると、回転数変動は(3)に比べ見られるものの、モータ電流波形の波高値が揃い、直流電流の脈動が小さなものとなって現れた。モータ電流の波高値が揃っていると入力が小さくなっていることを意味する。また、直流電流の脈動が小さいことは、脈動が存在すると、直流では実効値が0であるのに対して、交流分があるため実効値が現れ、その分入力が増えていることとなる。 On the other hand, when the torque control was limited and applied, the fluctuations in the rotational speed were seen compared to (3), but the peak values of the motor current waveform were uniform and the pulsation of the DC current appeared small. If the crest values of the motor current are aligned, it means that the input is small. Also, the fact that the pulsation of the direct current is small means that when the pulsation is present, the effective value is 0 for direct current, whereas the effective value appears because there is an alternating current, and the input increases accordingly.
以上のような原理で、トルク制御に制限を掛けると、速度(トルク)変動は残るものの、入力を減少させることができると考えられている。 If the torque control is limited based on the principle as described above, it is considered that although the speed (torque) fluctuation remains, the input can be reduced.
次に周期外乱を打ち消す補償量の制限の掛け方であるが、図8より、入力電力が最小になるようにトルク制御量を制限(最大の10%)することで、この電動機の制御装置を空気調和機に用いた場合、COPを向上させることができる。 Next, the compensation amount is limited by canceling the periodic disturbance. From FIG. 8, by limiting the torque control amount (maximum 10%) so that the input power is minimized, When used in an air conditioner, COP can be improved.
また、前記原理説明でも詳説したように、周期外乱を打ち消す補正量の制限を、同期電動機に流れる交流電流の波高値をほぼ均一にするように設定すれば、入力電力を低減することができる。 Further, as described in detail in the explanation of the principle, the input power can be reduced if the limit of the correction amount for canceling the periodic disturbance is set so that the peak values of the alternating current flowing through the synchronous motor are substantially uniform.
以上は、理想的な実施例であるが、本実施例をトルク制御といった見方をしないで、入力電力低減装置としてみた場合、図8より、トルク制御を行わない場合の入力電力が490Wで、補償量を増加させるに従い減少し、最小値を過ぎたところから増加に転じ、補償量が約50%なったところで再び入力電力が490Wに到達してしまう。すなわち、補償量を0%より大きく50%以下とすることで、入力電力を低減する効果を奏するので、リミッタを0%より大きく50%以下の範囲に設定する。 The above is an ideal embodiment, but when this embodiment is viewed as an input power reduction device without considering the aspect of torque control, the input power when the torque control is not performed is 490 W as shown in FIG. The amount decreases as the amount increases, and starts increasing from the point where the minimum value is exceeded. When the compensation amount reaches about 50%, the input power reaches 490 W again. That is, by making the compensation amount larger than 0% and 50% or less, an effect of reducing the input power can be obtained. Therefore, the limiter is set in a range larger than 0% and 50% or less.
特に、大幅に入力電力を低減する場合は、リミッタの値を2%〜30%に設定すればよい。 In particular, when the input power is significantly reduced, the limiter value may be set to 2% to 30%.
本実施例により、振動、騒音を抑制し、且つ高効率な圧縮機の運転を可能にした空気調和機を実現できる。また従来、振動、騒音により低回転で運転できなかった圧縮機を用いた空気調和機に対しても、振動、騒音を抑制し、低回転で高効率な運転ができるので低速高効率モータを使用でき大幅な省エネが期待できる。 According to the present embodiment, it is possible to realize an air conditioner that suppresses vibration and noise and enables highly efficient operation of the compressor. In addition, low-efficiency and high-efficiency motors are used for air conditioners that use compressors that could not be operated at low speed due to vibration and noise. And significant energy savings can be expected.
以上の説明した実施例において、種々の数値を使用して説明したが、これら数値は一例であり、制御思想に合致するかぎり他の数値であっても差し支えない。 In the above-described embodiment, the description has been made using various numerical values. However, these numerical values are merely examples, and other numerical values may be used as long as they match the control concept.
また、スクロール圧縮機、ロータリー圧縮機、レシプロ圧縮機を負荷にした場合も同様の効果がある。また、電流検出法として、直流電源4の電流値I0からモータ電流を再現する方法を用いたが、各相電流を直接ホールCTや、シャント抵抗にて検出しても問題なく実施できる。 The same effect can be obtained when a scroll compressor, rotary compressor, or reciprocating compressor is used as a load. In addition, as a current detection method, a method of reproducing the motor current from the current value I0 of the DC power supply 4 is used.
1…回転数指令発生器、2…制御器、3…インバータ、4…直流電源、5…PMモータ、6…圧縮機、7…電流検出器、8…電流再現器、9…dq座標変換器、10…Iq*発生器、11…Id*発生器、12…電圧指令演算器、13…dq逆変換器、14…PWMパルス発生器、15…Δθ推定器、16…加減算器、17…零発生器、18…比例補償器、19…変換ゲイン、20…積分器、21…ΔTm推定器、22…トルク制御器。
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