JP2007325408A - Electrically powered motor controller and electrically powered steering system using the same - Google Patents
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Abstract
Description
本発明は、電流指令値とモータ電流に基づいて電動モータを制御する電流制御系を有するモータ制御手段を備えた電動モータ制御装置及びこれを使用した電動パワーステアリング装置に関する。 The present invention relates to an electric motor control device including motor control means having a current control system for controlling an electric motor based on a current command value and a motor current, and an electric power steering device using the same.
トルク変動を抑制する電動モータ制御装置としては、モータの誘起起電力波形の歪により生じる電気リップルを抑制するための補償電流の指令値を、単位トルク当たりの補償電流と電気角との関係を示す補償電流マップ及びモータの電流制御系の周波数特性を示す周波数特性マップに基づき、電流制御系での位相遅れを補うべく修正されたモータ電気角θmreに基づき単位トルク当たりの電流補償値Δiq0、Δid0を決定し、補償電流の振幅をモータ負荷に比例させるべくq軸基本電流指令値i* q0に応じた係数をこれらの補償値に乗じることにより、電流補償値Δiq1,Δid1を算出し、さらに電流制御系でのゲイン低下を補うべく修正率Rmをそれらの補償値に乗じることにより、補償電流指令値としてq軸及びd軸電流値Δiq、Δidを算出するようにした電動パワーステアリング装置が提案されている(例えば、特許文献1参照)。 As an electric motor control device that suppresses torque fluctuation, a command value of compensation current for suppressing electrical ripple caused by distortion of the induced electromotive force waveform of the motor is shown as a relationship between compensation current per unit torque and electrical angle. Based on the compensation current map and the frequency characteristic map indicating the frequency characteristics of the current control system of the motor, the current compensation values Δi q0 and Δi per unit torque based on the motor electrical angle θmre corrected to compensate for the phase delay in the current control system. The current compensation values Δi q1 and Δi d1 are calculated by determining d0 and multiplying these compensation values by a coefficient corresponding to the q-axis basic current command value i * q0 so that the amplitude of the compensation current is proportional to the motor load. Further, by multiplying the compensation value by the correction rate Rm to compensate for the gain reduction in the current control system, the q-axis and d-axis currents are used as compensation current command values. .Delta.i q, electric power steering apparatus to calculate the .delta.i d has been proposed (e.g., see Patent Document 1).
また、検出したモータ電流を座標変換部によりn次dq軸信号とm次dq軸信号とに変換してから、ローパスフィルタによりそれらの直流成分を抽出し、これらの直流成分と指令値との偏差を再度、三相交流信号に変換してモータ電流制御を行うようにしたモータ制御装置も提案されている(例えば、特許文献2参照)。
しかしながら、上記特許文献1に記載の従来例にあっては、各相のパラメータがバランスした状態を前提として各相パラメータをdq座標上に変換するので、モータの各相の抵抗変動やバラツキなどがあるとトルクリップルが発生し、操舵フィーリングが悪化してしまうという未解決の課題がある。
また、上記特許文献2に記載の従来例にあっては、高調波の各次数成分のdq変換を行っているため、計算量が非常に多く、演算処理装置の負荷が大きくなると共に、ローパスフィルタを使用して各次成分の直流成分を抽出するので、ローパスフィルタで応答遅れを生じることから制御系の応答特性が低下し、電動モータを低速動作させる場合には安定性を保つことができるが、例えば電動パワーステアリング装置のように低速領域から高速領域までの広い動作範囲を有する場合には、安定性を保障することはできないという未解決の課題がある。
However, in the conventional example described in
Moreover, in the conventional example described in
しかも、電流指令値とモータ電流検出値とに基づいてPI制御等を行う電流制御系の応答性による振幅低減及び位相遅れは避けることができず、特に高回転領域で相電流の高次高調波は減衰し、出力低減及びトルク変動の原因となるという未解決の課題がある。
そこで、本発明は、上記従来例の未解決の課題に着目してなされたものであり、電流制御系での位相遅れや高調波成分の減衰を抑制して、トルク一定としながら安定性を確保することができる電動モータ制御装置及びこれを使用した電動パワーステアリング装置を提供することを目的としている。
In addition, amplitude reduction and phase delay due to responsiveness of the current control system that performs PI control or the like based on the current command value and the motor current detection value cannot be avoided. Has an unresolved problem that it attenuates and causes output reduction and torque fluctuation.
Therefore, the present invention has been made paying attention to the unsolved problems of the above-described conventional example, and suppresses phase delay and harmonic component attenuation in the current control system to ensure stability while keeping the torque constant. It is an object of the present invention to provide an electric motor control device that can be used and an electric power steering device using the same.
上記目的を達成するために、請求項1に係る電動モータ制御装置は、電流指令値とモータ電流に基づいて電動モータを制御する電流制御系を有するモータ制御手段を備えた電動モータ制御装置であって、前記電動モータのモータ角速度を検出するモータ角速度検出手段を備え、前記モータ制御手段は、前記モータ角速度検出手段で検出したモータ角速度に基づいて前記電流制御系の特性を考慮してトルク一定となる電流指令値を演算するように構成されていることを特徴としている。
In order to achieve the above object, an electric motor control device according to
また、請求項2に係る電動モータ制御装置は、電流指令値とモータ電流に基づいて高次高調波が含まれた誘起電圧を持つ多相電動モータを制御する電流制御系を有するモータ制御手段を備えた電動モータ制御装置であって、前記モータ制御手段は、前記電流制御系の特性を考慮してトルク一定となるように前記各高調波成分の電流指令値の進角量及び振幅補償値を演算し、演算した進角量及び振幅補償値に基づいて前記多相電動モータの電流指令値を補償する電流指令値補償手段を備えていることを特徴としている。 According to a second aspect of the present invention, there is provided an electric motor control device comprising: a motor control means having a current control system for controlling a multiphase electric motor having an induced voltage including high-order harmonics based on a current command value and a motor current. The electric motor control device is provided, wherein the motor control means sets the advance amount and the amplitude compensation value of the current command value of each harmonic component so that the torque is constant in consideration of the characteristics of the current control system. Current command value compensation means is provided for calculating and compensating the current command value of the multiphase electric motor based on the calculated advance angle amount and amplitude compensation value.
この請求項2に係る発明では、電流指令値補償手段で、電流制御系の特性を考慮してトルク一定となるように前記各高調波成分の電流指令値の進角量及び振幅補償値を演算し、演算した進角量及び振幅補償値に基づいて前記多相電動モータの電流指令値を補償するので、出力を設計値通りに制御すると共に、トルク変動及び作動音を低減することができる。
In the invention according to
さらに、請求項3に係る電動モータ制御装置は、電流指令値とモータ電流に基づいて高次高調波が含まれた誘起電圧を持つ多相電動モータを制御する電流制御系を有するモータ制御手段を備えた電動モータ制御装置であって、前記電動モータのモータ角速度を検出するモータ角速度検出手段を備え、前記モータ制御手段は、前記モータ角速度に相当する周波数で回転するd−q座標上において、前記モータ角速度検出手段で検出したモータ角速度に基づいて前記電流制御系の特性を考慮してトルク一定になるように前記多相モータのd−q座標の各次高調波成分における電流指令値の進角量及び振幅補償値を演算し、演算した進角量及び振幅補償値に基づいて前記多相電動モータの電流指令値を補償する電流指令値補償手段を備えていることを特徴としている。
Furthermore, the electric motor control device according to
この請求項3に係る発明では、電流指令値補償手段で、モータ角速度に相当する周波数で回転するd−q座標上において、モータ角速度検出手段で検出したモータ角速度に基づいて電流制御系の特性を考慮してトルク一定になるように前記多相モータのd−q座標の各次高調波成分における電流指令値の進角量及び振幅補償値を演算し、演算した進角量及び振幅補償値に基づいて前記多相電動モータの電流指令値を補償する電流指令値補償手段を備えているので、d−q座標上で電流補償を行って、出力を設計値通りに制御すると共に、トルク変動及び作動音を低減することができる。
In the invention according to
さらにまた、請求項4に係る電動モータ制御装置は、請求項2又は3に係る発明において、前記電流指令値補償手段は、電流制御系での高調波成分の減衰を抑制するモータ角速度と進角量及び振幅補償ゲインとの関係を表す制御マップを有し、前記モータ角速度をもとに前記制御マップを参照して進角量及び振幅補償ゲインを算出するように構成されていることを特徴としている。
なおさらに、請求項5に係る電動パワーステアリング装置は、操舵トルクに基づいてステアリング機構に対して操舵補助力を発生する電動モータを請求項1乃至4の何れかに記載の電動モータ制御装置で制御するようにしたことを特徴としている。
Furthermore, the electric motor control device according to a fourth aspect is the invention according to the second or third aspect, wherein the current command value compensation means includes a motor angular velocity and an advance angle that suppress attenuation of harmonic components in the current control system. A control map representing a relationship between the amount and the amplitude compensation gain, wherein the advance angle amount and the amplitude compensation gain are calculated with reference to the control map based on the motor angular velocity. Yes.
Still further, an electric power steering apparatus according to claim 5 controls an electric motor that generates a steering assist force for the steering mechanism based on the steering torque by the electric motor control apparatus according to any one of
請求項1に係る発明によれば、モータ角速度に基づいて電流制御系の特性を考慮してトルク一定となる電流指令値を算出するので、実際に電動モータに供給する実モータ電流と理想電流とを略一致させて、期待する出力を得ることができると共に、トルク変動と作動音の低減を実現することができ、例えば電動パワーステアリング装置に適用した場合には良好な操舵性能及び操舵フィーリングを得ることができるという効果が得られる。 According to the first aspect of the present invention, the current command value for constant torque is calculated based on the motor angular speed in consideration of the characteristics of the current control system, so that the actual motor current and the ideal current actually supplied to the electric motor are Can be expected to achieve the expected output and reduce torque fluctuation and operating noise. For example, when applied to an electric power steering device, good steering performance and steering feeling can be obtained. The effect that it can be obtained is acquired.
また、請求項2に係る発明によれば、電流指令値補償手段で、トルク一定となるように前記各高調波成分の電流指令値の進角量及び振幅補償値を演算し、演算した進角量及び振幅補償値に基づいて前記多相電動モータの電流指令値を補償するので、出力を設計値通りに制御すると共に、トルク変動及び作動音を低減することができる。
さらに、請求項3に係る発明によれば、電流指令値補償手段で、モータ角速度に相当する周波数で回転するd−q座標上において、モータ角速度検出手段で検出したモータ角速度に基づいてトルク一定になるように前記多相モータのd−q座標の各次高調波成分における電流指令値の進角量及び振幅補償値を演算し、演算した進角量及び振幅補償値に基づいて前記多相電動モータの電流指令値を補償する電流指令値補償手段を備えているので、d−q座標上で電流補償を行って、出力を設計値通りに制御すると共に、トルク変動及び作動音を低減することができる。
According to the invention of
Further, according to the invention of
さらにまた、請求項4に係る発明によれば、モータ角速度をもとに制御マップを参照して進角量及び振幅補償ゲインを算出するので、電流制御系の特性を考慮した進角量及び振幅補償ゲインを正確且つ容易に算出することができ、良好な電流補償制御を行うことができる。
なおさらに、請求項5に係る発明によれば、電動パワーステアリング装置の電動モータ制御装置として適用するので、期待する操舵補助力を発生させることができると共に、トルク変動と作動音の低減を実現することができ、良好な操舵性能及び操舵フィーリングを得ることができる。
Furthermore, according to the fourth aspect of the present invention, the advance amount and the amplitude compensation gain are calculated with reference to the control map based on the motor angular velocity. Therefore, the advance amount and amplitude in consideration of the characteristics of the current control system. The compensation gain can be calculated accurately and easily, and good current compensation control can be performed.
Furthermore, according to the fifth aspect of the invention, since it is applied as an electric motor control device of an electric power steering device, it is possible to generate an expected steering assist force and to reduce torque fluctuations and operating noise. And good steering performance and steering feeling can be obtained.
以下、本発明を電動パワーステアリング装置に適用した場合の実施の形態を図面に基づいて説明する。
図1は、本発明を電動パワーステアリング装置に適用した場合の一実施形態を示す全体構成図であって、図中、1は、ステアリングホイールであり、このステアリングホイール1に運転者から作用される操舵力が入力軸2aと出力軸2bとを有するステアリングシャフト2に伝達される。このステアリングシャフト2は、入力軸2aの一端がステアリングホイール1に連結され、他端は操舵トルク検出手段としての操舵トルクセンサ3を介して出力軸2bの一端に連結されている。
DESCRIPTION OF THE PREFERRED EMBODIMENTS Embodiments of the present invention applied to an electric power steering device will be described below with reference to the drawings.
FIG. 1 is an overall configuration diagram showing an embodiment in which the present invention is applied to an electric power steering apparatus. In the figure,
そして、出力軸2bに伝達された操舵力は、ユニバーサルジョイント4を介してロアシャフト5に伝達され、さらに、ユニバーサルジョイント6を介してピニオンシャフト7に伝達される。このピニオンシャフト7に伝達された操舵力はステアリングギヤ8を介してタイロッド9に伝達され、図示しない転舵輪を転舵させる。ここで、ステアリングギヤ8は、ピニオンシャフト7に連結されたピニオン8aとこのピニオン8aに噛合するラック8bとを有するラックアンドピニオン形式に構成され、ピニオン8aに伝達された回転運動をラック8bで直進運動に変換している。
The steering force transmitted to the
ステアリングシャフト2の出力軸2bには、操舵補助力を出力軸2bに伝達する操舵補助機構10が連結されている。この操舵補助機構10は、出力軸2bに連結した減速ギヤ11と、この減速ギヤ11に連結された操舵補助力を発生する3相ブラシレスモータ12とを備えている。
操舵トルクセンサ3は、ステアリングホイール1に付与されて入力軸2aに伝達された操舵トルクを検出するもので、例えば、操舵トルクを入力軸2a及び出力軸2b間に介挿した図示しないトーションバーの捩れ角変位に変換し、この捩れ角変位を抵抗変化や磁気変化に変換して検出するように構成されている。
A
The
また、3相ブラシレスモータ12は、図2に示すように、U相コイルLu、V相コイルLv及びW相コイルLwの一端が互いに接続されてスター結線とされ、各コイルLu、Lv及びLwの他端がモータ制御手段としての操舵補助制御装置20に接続されて個別にモータ駆動電流Iu、Iv及びIwが供給される。また、3相ブラシレスモータ12は、ロータの回転位置を検出するレゾルバ、エンコーダ等で構成されるロータ位置検出回路13を備えている。
Further, as shown in FIG. 2, the three-
操舵補助制御装置20は、図2に示すように、操舵トルクセンサ3で検出された操舵トルクT及び車速センサ21で検出された車速検出値Vsが入力されると共に、ロータ位置検出回路13で検出されたロータ回転角θが入力され、さらに3相ブラシレスモータ12の各相コイルLu、Lv及びLwに供給されるモータ駆動電流Iu、Iv及びIwを検出するモータ電流検出回路22から出力されるモータ駆動電流検出値Iud、Ivd及びIwdが入力されている。
As shown in FIG. 2, the steering assist
この操舵補助制御装置20は、操舵トルクT及び車速検出値Vsとモータ電流検出値Iud、Ivd及びIwdとロータ回転角θとに基づいて操舵補助目標電流値を演算して、モータ電圧指令値Vu、Vv及びVwを出力する制御演算装置23と、3相ブラシレスモータ12を駆動する電界効果トランジスタ(FET)で構成されるモータ駆動回路24と、制御演算装置23から出力される相電圧指令値Vu、Vv及びVwに基づいてモータ駆動回路24の電界効果トランジスタのゲート電流を制御するFETゲート駆動回路25とを備えている。
The steering
制御演算装置23は、図3に示すように、ベクトル制御の優れた特性を利用して3相ブラシレスモータ12をトルク変動を生じることがないように駆動するために、電流制御系即ち電流制御部40での各次高調波成分の減衰を考慮して基本波成分を含めた各次高調波成分のベクトル制御d、q成分の進角と振幅補償とを行って目標電流値id′,iq′を決定した後、これら目標電流値id′,iq′を各励磁コイルLu〜Lwに対応した各相目標電流値Iu*、Iv*及びIw*に変換して出力する目標電流設定部30と、この目標電流設定部30から出力される各相電流指令値Iu*、Iv*及びIw*とモータ電流検出回路22で検出したモータ電流検出値Iud、Ivd及びIwdとで電流フィードバック処理を行って相電圧指令値Vu、Vv及びVwをFETゲート駆動回路25に出力する電流制御部40とを備えている。
As shown in FIG. 3, the control
目標電流設定部30は、図3に示すように構成されている。すなわち、目標電流設定部30は、操舵トルクセンサ3で検出した操舵トルクTと車速センサ21で検出した車速検出値Vsとが入力され、これらに基づいて操舵補助電流指令値Irefを算出する操舵補助電流指令値演算部31と、ロータ回転角検出回路13で検出したロータ回転角θを電気角θeに変換する電気角変換部32と、この電気角変換部32から出力される電気角θeを微分して電気角速度ωeを算出する微分回路33と、この微分回路33から出力される電気角速度ωeをモータ極対数pで除してモータ角速度ωmを算出するモータ角速度検出手段としてのモータ角速度変換部34と、操舵補助電流指令値演算部31から出力される操舵補助電流指令値Irefとモータ角速度ωmとに基づいて3相ブラシレスモータ12に流れる電流の励磁電流成分の方向をd軸に設定し、且つトルク電流成分の方向をd軸と直交するq軸に設定した回転するd−q軸直交座標系において、d軸電流指令値直流成分IdDC、6n次電流指令値成分の振幅id6〜id6nで構成されるd軸電流指令値Idと、q軸電流指令値直流成分IqDC、6n次電流指令値成分の振幅iq6〜iq6nで構成されるd軸電流指令値Iqとを演算する電流指令値制限部35と、この電流指令値制限部35から出力されるd軸電流指令値Id及びq軸電流指令値Iqとモータ角速度ωm及び電気角θeとに基づいて基本波成分を含む各次高調波成分の進角及び振幅補償を行って補償後d軸電流指令値id′、補償後q軸電流指令値iq′、進角後電気角θe′を算出する電流指令値補償手段としての各次高調波成分進角及び振幅補償演算部36と、この進角及び振幅補償演算部36で演算した進角後電気角θe′に基づいて補償後d軸電流指令値id′及び補償後q軸電流指令値iq′を3相電流指令値Iu*、Iv*及びIw*に変換する2相/3相変換部37とを備えている。
The target
上述した操舵補助電流指令値演算部31は、操舵トルクT及び車速検出値Vsをもとに図4に示す操舵補助電流指令値算出マップを参照して操舵補助電流指令値Irefを算出する。ここで、操舵補助電流指令値算出マップは、図4に示すように、横軸に操舵トルクTをとり、縦軸に操舵補助電流指令値Irefをとると共に、車速検出値Vsをパラメータとした放物線状の曲線で表される特性線図で構成されている。そして、操舵トルクTが“0”からその近傍の設定値Ts1までの間は操舵補助電流指令値Irefが“0”を維持し、操舵トルクTが設定値Ts1を超えると最初は操舵補助電流指令値Irefが操舵トルクTの増加に対して比較的緩やかに増加するが、さらに操舵トルクTが増加すると、その増加に対して操舵補助電流指令値Irefが急峻に増加するように設定され、この特性曲線が、車速が増加するに従って傾きが小さくなるように複数本設定されている。
The steering assist current
電流指令値制限部35は、図5に示すように、モータ角速度変換部34から出力されるモータ角速度ωmと操舵補助電流指令値演算部31で算出した操舵補助電流指令値Irefとが入力され、モータ角速度ωmに基づいて操舵補助電流指令値Irefの上限値を制限すると共に、モータトルクを一定とするd−q座標上のd軸指令値及びq軸指令値を生成する指令値制限部41を有する。
また、電流指令値制限部35は、指令値制限部41から出力される制限された指令値に基づいてd軸電流指令値直流成分IdDCを算出するd軸電流指令値直流成分演算部42と、同様に指令値制限部41から出力される制限された指令値に基づいてq軸電流指令値直流成分IqDCを算出するq軸電流指令値直流成分演算部43とを有する。
As shown in FIG. 5, the current
The current command
さらに、電流指令値制限部35は、d軸電流指令値直流成分演算部42で算出したd軸電流指令値直流成分IdDC及びq軸電流指令値直流成分演算部43で算出したq軸電流指令値直流成分IqDCに基づいてd軸電流指令値6n次成分の振幅id6〜id6nを算出するd軸電流指令値6n次成分振幅演算部44と、同様にd軸電流指令値直流成分IdDC及びq軸電流指令値直流成分IqDCに基づいてq軸電流指令値6n次成分の振幅iq6〜iq6nを算出するq軸電流指令値6n次成分振幅演算部45とを備えている。
Further, the current command
そして、d軸電流指令値直流成分演算部42、d軸電流指令値6n次成分振幅演算部44から出力されるd軸指令値直流成分IdDC、d軸指令値6n次成分id6〜id6nが下記(1)式で表される形式でd軸電流指令値Idとして出力される。
また、q軸電流指令値直流成分演算部43、q軸電流指令値6n次成分振幅演算部45から出力されるq軸指令値直流成分IqDC、q軸指令値6n次成分iq6〜iq6nが下記(2)式で表される形式でq軸電流指令値Iqとして出力される。
Id=[IdDC id6 ……id6n ] …………(1)
Iq=[IqDC iq6 ……iq6n ] …………(2)
ここで、電流指令値制限部35において、モータトルクを一定するd軸指令値直流成分IdDC、d軸指令値6n次成分id6〜id6n及びq軸指令値直流成分IqDC、q軸指令値6n次成分iq6〜iq6nの算出は以下のようにして行う。
Then, the d-axis command value DC component I dDC and the d-
Also, the q-axis command value DC component I qDC and the q-
I d = [I dDC i d6 ...... i d6n ] (1)
I q = [I qDC i q6 ... I q6n ] (2)
Here, in the current
すなわち、モータのエネルギバランス方程式からトルク一定の式は、下記(3)式で表すことができる。
(2/3)KtIrefωm =iqeq +ided …………(3)
ただし、Ktはトルク定数、Irefはトルク系からの電流指令値、ωmはモータ回転速度(機械角)、iqはq軸電流、idはd軸電流、eqはq軸モータ誘起電圧、edはd軸モータ誘起電圧である。
That is, a constant torque equation from the motor energy balance equation can be expressed by the following equation (3).
(2/3) K t I ref ω m = i q e q + i d e d (3)
Where K t is a torque constant, I ref is a current command value from the torque system, ω m is a motor rotation speed (mechanical angle), i q is a q-axis current, id is a d-axis current, and e q is a q-axis motor. The induced voltage, ed, is a d-axis motor induced voltage.
ここで、モータ誘起電圧eq及びedは速度感応であり、dq軸の1rad/secの時の誘起電圧をEd及びEqとすると、
eq =Eqωm …………(4)
ed =Edωm …………(5)
で表されるので、これらを(3)式に代入して書き換えると、
iq={(2/3)KtIref − Edid }/Eq …………(6)
となる。
Here, the motor induced voltage e q and e d is the speed sensitive, when the induced voltage when 1 rad / sec of the dq axis E d and E q,
e q = E q ω m (4)
e d = E d ω m (5)
Therefore, if you substitute these into equation (3) and rewrite them,
i q = {(2/3) K t I ref −E d i d } / E q (6)
It becomes.
モータの例えばa相の誘起電圧eaは、高次成分が含まれている場合は、下記(7)式で表される。
ea=Eaωm=E1ωmsin(ωet)+E3ωmsin(3ωet)+E5ωmsin(5ωet)
+E7ωmsin(7ωet)+………… …………(7)
ただし、Eaはa相の1rad/secの時の誘起電圧、E1、E3、E5、E7……は1rad/secのときの1、3、5、7、……成分の誘起電圧係数、ωeはモータ電気角速度であり、b相及びc相については位相が120°ずれているだけであるので省略する。
Induced voltage e a motor, for example a phase if it contains higher components, represented by the following equation (7).
e a = E a ω m = E 1 ω m sin (ω e t) + E 3 ω m sin (3ω e t) + E 5 ω m sin (5ω e t)
+ E 7 ω m sin (7ω e t) + ……………… (7)
Where E a is the induced voltage of the a phase at 1 rad / sec, E 1 , E 3 , E 5 , E 7 ...... is the induction of 1, 3, 5, 7, ... components at 1 rad / sec The voltage coefficient, ω e, is the motor electrical angular velocity, and the b phase and c phase are omitted because they are only 120 ° out of phase.
上記(7)式の相誘起電圧eaをdq変換すると、誘起電圧Ed及びEqは、説明を簡単にするために、9次以上を省略すると、
Ed=(E5+E7)sin6ωet …………(8)
Eq=E1−(E5+E7)cos6ωet …………(9)
となる。
When the phase induced voltage e a in the above equation (7) is dq converted, the induced voltages E d and E q are omitted for the 9th order or more in order to simplify the explanation.
E d = (E 5 + E 7 ) sin6ω e t (8)
E q = E 1 − (E 5 + E 7 ) cos 6ω e t (9)
It becomes.
電流指令値Irefは前述したように操舵補助電流指令値演算部で算出され、d軸電流の直流成分IdDCは電流制限後の電流指令値Iref′に基づいて図6に示す直流成分算出マップを参照して算出される。
そして、交流d軸を考慮する場合は、d軸電流idは、説明を簡単にするために、12次以上を省略すると、
id=IdDC+(idc6cos6ωet−ids6sin6ωet) ……(10)
と表す。ただし、idc及びidsは余弦及び正弦成分6次d軸電流である。
As described above, the current command value I ref is calculated by the steering assist current command value calculation unit, and the DC component I dDC of the d-axis current is calculated based on the current command value I ref ′ after the current limit, as shown in FIG. Calculated with reference to the map.
And when considering the AC d-axis, the d-axis current i d is omitted if the 12th order or more is omitted in order to simplify the explanation.
i d = I dDC + (i dc6 cos6ω e t−i ds6 sin6ω e t) (10)
It expresses. Here, i dc and i ds are the cosine and sine component sixth-order d-axis currents.
そして、前記(8)〜(10)式を前記(6)式に代入し、1/Eqをテイラー展開し、12次以上を省略すると、
iq=IqDC+(iqc6cos6ωet−iqs6sin6ωet) …………(11)
が得られる。
ただし、IqDC=(2/3)KtIref ………(12)
iqc6=(E5−E7)IqDC/E1 ………(13)
iqs6=(E5+E7)IdDC/E1 ………(14)
6次d軸は6次q軸に依存するため、
idc6∝iqc6 …………(15)
ids6∝iqs6 …………(16)
となる。
Then, substituting the equations (8) to (10) into the equation (6), Taylor expansion of 1 / E q , and omitting the 12th order or higher,
i q = I qDC + (i qc6 cos6ω e t−i qs6 sin6ω e t) (11)
Is obtained.
However, I qDC = (2/3) K t I ref (12)
i qc6 = (E 5 −E 7 ) I qDC / E 1 (13)
i qs6 = (E 5 + E 7 ) Id DC / E 1 (14)
Since the 6th-order d-axis depends on the 6th-order q-axis,
i dc6 ∝i qc6 ………… (15)
i ds6 ∝i qs6 ………… (16)
It becomes.
したがって、d軸電流指令値直流成分演算部42で制限後電流指令値Iref′に基づいて図6の直流成分算出マップを参照してd軸電流指令値直流成分IdDCを算出し、q軸電流指令値直流成分演算部43で、前記(12)式の演算を行ってq軸電流指令値直流成分IqDCを算出し、d軸電流指令値6n次成分振幅演算部44及びq軸電流指令値6n次成分振幅演算部45では、前記(13)〜(16)式に基づいて6次成分振幅id6及びiq6を算出すると共に、12次以上の6n次成分振幅id12〜id6n及びiq12〜iq6nを算出する。
Accordingly, the d-axis current command value DC
また、進角及び振幅補償演算部36は、図7に示すように、電気角θe及びモータ角速度ωmに基づいて基本波成分の進角演算を行う基本波成分進角量演算部51を備えている。
さらに、進角及び振幅補償演算部36は、d軸電流指令値Id及びモータ角速度ωmに基づいて、d軸電流指令値の進角量φd6〜φd6nを演算するd軸電流指令値進角量演算部52、6n次d軸電流指令値の振幅id6〜id6nの振幅補償ゲインGd6〜Gd6nを演算する6n次d軸電流指令値振幅補償ゲイン演算部53、q軸電流指令値Iqの進角量φq6〜φq6nを演算するq軸電流指令値進角演算部54及び6n次q軸電流指令値の振幅iq6〜iq6nの振幅補償ゲインGq6〜Gq6nを演算する6n次q軸電流指令値振幅補償ゲイン演算部55を備えている。
Further, as shown in FIG. 7, the advance angle and amplitude
Further, the advance angle and amplitude
さらにまた、進角及び振幅補償演算部36は、モータ角速度ωmに基づいて直流電流指令値振幅補償ゲインGdcを演算する直流電流指令値振幅補償ゲイン演算部56を備えている。
ここで、d軸電流指令値進角量演算部52は、d軸電流指令値Idに基づいてこれが“0”を継続する基本波成分のみを進角制御する基本波進角制御状態であるかd軸電流指令値Idが変化する基本波成分に6n次高調波成分を含めた全進角制御状態であるかを判断する。この判断結果が、d軸電流指令値Idが“0”を継続する基本波進角制御状態であるときには、6次d軸電流指令値の進角量を例にとると、図8(a)に示すように、モータ角速度ωmが“0”を含む正値であるときにはモータ角速度ωmの値に関わらず正の所定進角量φd1となり、モータ角速度ωmが負値であるときにはモータ角速度ωmの値に関わらず負の所定進角量−φd1となる進角量算出マップを使用し、モータ角速度ωmをもとに進角量算出マップを参照して進角量Φd6を算出し、同様に6n次d軸電流の進角量φd12、φd18……φd6nについても図示しない進角量算出マップを参照して進角量を算出する。
Furthermore, the advance and amplitude
Whether the d-axis current command value advance
また、上記判断結果が、d軸電流指令値Idが変化する全進角制御状態であるときには、6次d軸電流指令値の進角量を例にとると、図8(b)に示すように、モータ角速度ωmが“0”から正値に増加する場合には、モータ角速度ωmが“0”であるときには、前記正の所定進角量φd1となり、これからモータ角速度ωmが所定値ωa1まで増加する間は比較的緩やかに減少し、次いでモータ角速度ωmが所定値ωa2まで増加する間は比較的急峻に減少し、モータ角速度ωmが所定値ωa2以上では、比較的緩やかに減少する特性曲線L1が設定され、モータ角速度ωmが“0”から負値に増加する場合には、特性曲線L1に対して原点(進角量φd6=0,モータ角速度ωm=0)を中心とする点対称形の特性曲線L2が設定された進角量算出用マップを使用し、モータ角速度ωmをもとに進角量算出用マップを参照して進角量φd6を算出し、同様に6n次d軸電流指令値の進角量φd12、φd18……φd6nについても図示しない進角量算出マップを参照して進角量を算出する。 Further, when the determination result is a full advance control state in which the d-axis current command value Id changes, taking the advance amount of the sixth d-axis current command value as an example, as shown in FIG. In addition, when the motor angular velocity ω m increases from “0” to a positive value, when the motor angular velocity ω m is “0”, the positive predetermined advance amount φ d1 is obtained . From this, the motor angular velocity ω m is predetermined. while increases to a value ωa1 decreases relatively slowly, and then while the motor angular speed omega m is increased to a predetermined value ωa2 decreases relatively rapidly, with the motor angular speed omega m is a predetermined value ωa2 above, relatively slowly When the decreasing characteristic curve L1 is set and the motor angular velocity ω m increases from “0” to a negative value, the origin (advance amount φ d6 = 0, motor angular velocity ω m = 0) with respect to the characteristic curve L1 Point-symmetric characteristic curve L2 centered on Using the angle amount calculation map, with reference to the advancing amount calculation map on the basis of the motor angular speed omega m to calculate the advancing amount phi d6, advance amount Likewise 6n following d-axis current command value phi With respect to d12 , φd18 ... φd6n , the advance amount is calculated with reference to an advance amount calculation map (not shown).
また、6n次d軸電流指令値振幅補償ゲイン演算部53でも、d軸電流指令値Idに基づいてこれが“0”を継続する基本波進角制御状態であるかd軸電流指令値Idが変化する全進角制御状態であるかを判断する。この判断結果が、d軸電流指令値Idが“0”を継続する基本波進角制御状態であるときには、6次d軸電流指令値の振幅補償ゲインGd6を例にとると、図9(a)に示すように、モータ角速度ωmの値に関わらず振幅補償ゲインGd6は“0”を維持する6次電流指令値振幅補償ゲイン算出用マップを使用し、モータ角速度ωmをもとに6次電流指令値振幅補償ゲイン算出用マップを参照して6次電流指令値振幅補償ゲインGd6=0を算出し、同様に図示しないが6n次電流指令値振幅補償ゲイン算出用マップを参照して6n次電流指令値振幅補償ゲインGd12、Gd18……Gd6nを算出する。
Also, the 6n-th order d-axis current command value amplitude compensation
また、上記判断結果が、d軸電流指令値Idが変化する基本波進角制御状態であるときには、6次d軸電流指令値の振幅ゲインGd6を例にとると、図9(b)に示すように、モータ角速度ωmが“0”から正値に増加する場合には、モータ角速度ωmが“0”から正の所定値ωg1までの間は、振幅補償ゲインGdが“0”となり、モータ角速度ωmが所定値ωg1を超えて所定値ωg2に達するまでの間でモータ角速度ωmの増加に応じて比較的急峻に振幅補償ゲインが増加し、所定値ωg2を超えるとモータ角速度ωmの増加に応じて比較的緩やかに振幅補償ゲインが増加する折れ線上の特性線L3が設定され、モータ角速度ωmが“0”から負値に増加する場合には、特性曲線L3に対して原点(進角量φd6=0,モータ角速度ωm=0)を中心とする点対称形の特性曲線L4が設定された6次電流指令値振幅補償ゲイン算出マップを参照して振幅補償ゲインGd6を算出し、同様に図示しないが6n次電流指令値振幅補償ゲイン算出用マップを参照して6n次電流指令値振幅補償ゲインGd12、Gd18……Gd6nを算出する。 Further, when the determination result is the fundamental wave advance angle control state in which the d-axis current command value Id changes, the amplitude gain Gd 6 of the sixth-order d-axis current command value is taken as an example in FIG. 9B. As shown, when the motor angular velocity ω m increases from “0” to a positive value, the amplitude compensation gain Gd becomes “0” while the motor angular velocity ω m is between “0” and a positive predetermined value ωg1. , amplitude compensation gain increases relatively sharply with an increase in the motor angular speed omega m between until the motor angular speed omega m reaches the predetermined value Omegaji2 exceeds a predetermined value Omegaji1, the motor angular speed exceeds a predetermined value Omegaji2 omega When a characteristic line L3 on a polygonal line in which the amplitude compensation gain increases relatively slowly as m increases and the motor angular velocity ω m increases from “0” to a negative value, the characteristic curve L3 Origin (advance amount φ d6 = 0, motor angular velocity ω m = 0), the amplitude compensation gain Gd 6 is calculated with reference to the sixth-order current command value amplitude compensation gain calculation map in which the point-symmetric characteristic curve L4 is set. 6n-order current command value amplitude compensation gains Gd 12 , Gd 18 ... Gd 6n are calculated with reference to the value amplitude compensation gain calculation map.
さらに、q軸電流指令値進角量演算部54は、d軸電流指令値Idに基づいてこれが“0”を継続する基本波進角制御状態であるかd軸電流指令値Idが変化する全進角制御状態であるかを判断する。この判断結果が、d軸電流指令値Idが“0”を継続する基本波進角制御状態であるときには、6次q軸電流指令値の進角量φq6を例にとると、図10(a)に示すように、モータ角速度ωmの値に関わらず進角量Φq6は“0”を維持するd軸電流指令値進角量算出用マップを使用し、モータ角速度ωmをもとに進角量算出用マップを参照してd軸電流指令値進角量Φq6を算出し、同様に6n次d軸電流の進角量Φq12、Φq18……Φq6nについても図示しない進角量算出マップを参照して進角量を算出する。
Further, the q-axis current command value advance
また、上記判断結果が、d軸電流指令値Idが変化する全進角制御状態であるときには、6次q軸電流指令値の進角量φq6を例にとると、図10(b)に示すように、モータ角速度ωmが“0”から正値に増加する場合には、モータ角速度ωmが“0”から正の所定値ωa3までの間は、進角量φq6が“0”となり、モータ角速度ωmが所定値ωa3を超えるとモータ角速度ωmの増加に応じてq軸進角量φq6が負方向に増加する放物線状の特性曲線L5が設定され、モータ角速度ωmが“0”から負値に増加する場合には、特性曲線L5に対して原点(進角量φq6=0,モータ角速度ωm=0)を中心とする点対称形の特性曲線L6が設定された進角量算出用マップを使用し、モータ角速度ωmをもとに進角量算出用マップを参照してq軸進角量φq6を算出し、同様に6n次d軸電流の進角量φq12、φq18……φq6nについても図示しない進角量算出マップを参照して進角量を算出する。 In addition, when the determination result is the full advance control state in which the d-axis current command value Id changes, taking the advance amount φ q6 of the sixth-order q-axis current command value as an example, FIG. As shown, when the motor angular speed ω m increases from “0” to a positive value, the advance amount φ q6 is “0” while the motor angular speed ω m is between “0” and a positive predetermined value ωa3. next, parabolic characteristic curve L5 motor angular speed omega m is the q JikuSusumukakuryou phi q6 is increased in the negative direction with an increase in the motor angular speed omega m exceeds a predetermined value ωa3 is set, the motor angular speed omega m is When the value increases from “0” to a negative value, a point-symmetric characteristic curve L6 centered on the origin ( advance amount φ q6 = 0, motor angular velocity ω m = 0) is set with respect to the characteristic curve L5. It uses the advance amount calculation map, referring to the map for advancing amount calculated based on the motor angular speed omega m Calculating a q JikuSusumukakuryou phi q6 Te similarly calculated advance angle φ q12, φ q18 ...... φ advance amount with reference to the advancing amount computation map, not shown also q6n of 6n following d-axis current To do.
さらにまた、6n次q軸電流指令値振幅補償ゲイン演算部55では、d軸電流指令値Idに基づいてこれが“0”を継続する基本波進角制御状態であるかd軸電流指令値Idが変化する全進角制御状態であるかを判断する。この判断結果が、d軸電流指令値Idが“0”を継続する基本波進角制御状態であるときには、6次q軸電流指令値の振幅補償ゲインを例にとると、図11(a)に示すように、モータ角速度ωmの値が“0”であるときに振幅補償ゲインGq6が正の所定値Ga2となり、これよりモータ角速度ωmの値が正方向に増加すると、その増加に応じて振幅補償ゲインGq6が非線形に増加する放物線状の特性曲線L7が設定され、モータ角速度ωmが“0”から負方向に増加する場合には、特性曲線L7に対して振幅補償ゲイン軸を対称線とする線対称の特性曲線L8が設定された6次q軸電流指令値振幅補償ゲイン算出用マップを使用し、モータ角速度ωmをもとに6次q軸電流指令値振幅補償ゲインGq6を算出し、同様に図示しないが6n次電流指令値振幅補償ゲイン算出用マップを参照して6n次電流指令値振幅補償ゲインGq12、Gq18……Gq6nを算出する。
Furthermore, in the 6nth-order q-axis current command value amplitude compensation
また、上記判断結果が、d軸電流指令値Idが変化する全進角制御状態であるときには、6次q軸電流指令値の振幅補償ゲインを例にとると、図11(b)に示すように、図11(a)と同様の放物線状の特性曲線L9及びL10が設定された6n次q軸電流指令値振幅補償ゲイン算出用マップを使用し、モータ角速度ωmをもとに振幅補償ゲイン算出用マップを参照して6n次q軸電流指令値振幅補償ゲインGq6を算出し、同様に図示しないが6n次電流指令値振幅補償ゲイン算出用マップを参照して6n次電流指令値振幅補償ゲインGq12、Gq18……Gq6nを算出する。 Further, when the determination result is the full advance control state in which the d-axis current command value Id changes, the amplitude compensation gain of the sixth-order q-axis current command value is taken as an example as shown in FIG. to, using Figure 11 (a) the same parabolic curve L9 and L10 are set 6n following q-axis current command value amplitude compensation gain calculation map, the amplitude compensation gain based on the motor angular speed omega m The 6n-order q-axis current command value amplitude compensation gain G q6 is calculated with reference to the calculation map. Similarly, although not shown, the 6n-order current command value amplitude compensation gain calculation map is referred to with reference to the 6n-order current command value amplitude compensation gain calculation map. Gains Gq 12 , Gq 18 ... Gq 6n are calculated.
なおさらに、直流電流指令値振幅補償ゲイン演算部56は、図12に示すように、基本波進角制御状態及び全進角制御状態に関わらずモータ角速度ωmが“0”であるときに、所定値GD1の振幅補償ゲインGDとなり、これからモータ角速度ωmが正又は負方向に増加するとこれに応じて振幅補償ゲインGDが非線形に増加する放物線状の特性曲線L11及びL12が設定された振幅補償ゲイン算出用マップを有し、このモータ角速度ωmをもとに振幅補償ゲイン算出用マップを参照して直流指令値振幅補償ゲインGDを算出する。
Furthermore, as shown in FIG. 12, the DC current command value amplitude compensation
これら図8〜図12に示す制御マップは、電流制御系即ち電流制御部40での各次高調波成分の減衰を考慮して、これら減衰分を補償するように各特性線が設定されている。
そして、電気角変換部32からに入力され基本波成分進角量演算部51で進角された電気角θe′を乗算器57で6n倍してからd軸進角演算部58及びq軸進角演算部59に供給し、d軸進角演算部58で6n倍した基本波成分進角後電気角6θe′とd軸電流指令値進角量演算部52で演算したd軸進角量φd6〜φd6nとに基づいて進角演算を行い、sin(6θe′+φd6)、sin(12θe′+φd12)、……、sin(6nθe′+φd6n)を算出し、これらを個別に出力する。
In the control maps shown in FIGS. 8 to 12, each characteristic line is set so as to compensate for these attenuation components in consideration of attenuation of each harmonic component in the current control system, that is, the
Then, the electrical angle θ e ′ input from the electrical angle conversion unit 32 and advanced by the fundamental wave component advance
同様に、q軸進角演算部58で6n倍した基本波成分進角後電気角6θe′とq軸電流指令値進角量演算部54で演算したq軸進角量φq6〜φq6nとに基づいて進角演算を行い、sin(6θe′+φq6)、sin(12θe′+φq12)、……、sin(6nθe′+φq6n)を算出する。
一方、6n次d軸電流指令値振幅補償ゲイン演算部53から出力されるd軸電流指令値6n次成分id6〜id6nは乗算器MULd16〜MULd16nに供給され、これら乗算器MULd16〜MULd16nで、d軸電流指令値6n次成分id6〜id6nに6n次d軸電流指令値振幅補償ゲイン演算部53から出力される6n次d軸電流指令値の振幅補償ゲインGdd6〜Gdd6nを乗算する。
Similarly, q JikuSusumu angle q JikuSusumukakuryou phi q6 to [phi] Q6n calculated by the
On the other hand, the d-axis
そして、乗算器MULd16〜MULd16nから出力される乗算出力id6・Gdd6〜id6n・Gdd6nを乗算器MULd26〜MULd26nで、進角演算部58から出力される進角出力sin(6θe′+φd6)〜sin(6nθe′+φd6n)に乗算する。一方、電流指令値制限部35から出力されるd軸電流指令直流成分IdDCが乗算器MULd3に供給されて、この乗算器MULd3でd軸電流指令値直流成分IdDCに直流電流指令値振幅補償ゲイン演算部56で算出された振幅補償ゲインGDCが乗算され、この乗算値IdDC・GDCが加算器ADDdに供給されて乗算器MULd26〜MULd26nの乗算出力に加算されて下記(17)式で表される補償後d軸電流指令値id′が算出される。
id′=IdDC・GDC+id6・Gd6sin(6θe′+φd6)
+id12・Gd12sin(12θe′+φd12)+……
+id6n・Gd6nsin(6nθe′+φd6n) …………(17)
The multiplication outputs i d6 , Gd d6 to i d6n, and Gd d6n output from the multipliers MULd1 6 to MULd1 6n are the multipliers MULd2 6 to MULd2 6n and the advance output sin ( 6 [ theta] e '+ [phi] d6 ) to sin (6n [theta] e ' + [phi] d6n ). On the other hand, the d-axis current command DC component I dDC output from the current command
i d ′ = I dDC · G DC + i d6 · G d6 sin (6θ e ′ + φ d6 )
+ I d12 · G d12 sin (12θ e ′ + φ d12 ) + ……
+ I d6n · G d6n sin (6nθ e ′ + φ d6n ) (17)
同様に、補償後q軸電流指令値iq′についても、乗算器MULq16〜MULq16n、MULq26〜MULq26n、MULq3及び加算器ADDqによって乗算及び加算が行われて、下記(18)式に示す補償後q軸電流指令値iq′が算出される。
iq′=IqDC・GDC+iq6・Gq6sin(6θe′+φq6)
+iq12・Gq12sin(12θe′+φq12)+……
+iq6n・Gq6nsin(6nθe′+φd6n) …………(18)
Similarly, the compensated q-axis current command value i q ′ is also multiplied and added by the multipliers MULq1 6 to MULq1 6n , MULq2 6 to MULq2 6n , MULq3 and the adder ADDq. The compensated q-axis current command value i q ′ shown is calculated.
i q ′ = I qDC · G DC + i q6 · G q6 sin (6θ e ′ + φ q6 )
+ I q12 · G q12 sin (12θ e ′ + φ q12 ) + ……
+ I q6n · G q6n sin (6nθ e '+ φ d6n ) (18)
そして、各次高調波成分進角及び振幅補償演算部36から出力される進角後電気角θe′、補償後d軸電流指令値id′及び補償後q軸電流指令値iq′が2相/3相変換部37に供給されて、ブラシレスモータ12のU相、V相及びW相の電流指令値Iu*,Iv*及びIw*に変換される。
電流制御部40は、目標電流設定部30から供給される電流指令値Iu*,Iv*,Iw*から電流検出回路22で検出した各相コイルLu、Lv、Lwに流れるモータ相電流検出値Iud、Ivd、Iwdを減算して各相電流誤差ΔIu、ΔIv、ΔIwを求める減算器71u、71v及び71wと、求めた各相電流誤差ΔIu、ΔIv、ΔIwに対して比例積分制御を行って相電圧指令値Vu、Vv、Vwを算出するPI制御部72とを備えている。
Then, the post-advance electrical angle θ e ′, the post-compensation d-axis current command value i d ′, and the post-compensation q-axis current command value i q ′ output from each harmonic component advance angle and amplitude
The
そして、PI制御部72から出力される相電圧指令値Vu、Vv、VwがFETゲート駆動回路25に供給される。
モータ駆動回路24は、図2に示すように、各相コイルLu、Lv及びLwに対応して直列に接続されたNチャンネルMOSFETで構成されるスイッチング素子Qua,Qub、Qva,Qvb及びQwa,Qwbを並列に接続したインバータ構成を有し、スイッチング素子Qua,Qubの接続点、Qva,Qvbの接続点及びQwa,Qwbの接続点が夫々相コイルLu、Lv及びLwの中性点Pnとは反対側に接続されている。
そして、モータ駆動回路24を構成する各スイッチング素子Qua,Qub、Qva,Qvb及びQwa,QwbのゲートにFETゲート駆動回路25から出力されるPWM(パルス幅変調)信号が供給されている。
Then, phase voltage command values Vu, Vv, Vw output from the
As shown in FIG. 2, the
A PWM (pulse width modulation) signal output from the FET
次に、上記実施形態の動作を説明する。
今、ステアリングホイール1を操舵すると、そのときの操舵トルクTが操舵トルクセンサ3で検出されると共に、車速検出値Vsが車速センサ21で検出される。そして、検出された操舵トルクT及び車速検出値Vsが制御演算装置23の目標電流設定部30における操舵補助電流指令値演算部31に入力されることにより、この操舵補助電流指令値演算部31で、図4の操舵補助電流指令値算出マップを参照して操舵補助電流指令値Irefを算出する。
Next, the operation of the above embodiment will be described.
Now, when the
そして、算出された操舵補助電流指令値Irefが電流指令値制限部35で、モータ角速度ωmに基づいて上限値が制限されると共に、前述した(1)式で表されるd軸電流指令値直流成分IdDC及びd軸電流指令値6n次成分の振幅id6〜id6nで構成されるd軸電流指令値Idと、前述した(2)式で表されるq軸電流指令値直流成分IqDC及びq軸電流指令値6n次成分の振幅iq6〜iq6nで構成されるq軸電流指令値Iqとが各次高調波成分進角及び振幅補償演算部36に出力される。
The calculated steering assist current command value I ref is limited by the current
この各次高調波成分進角振幅補償演算部36では、基本波成分進角量演算部51で補償後基本波成分進角量θe′を算出し、且つd軸電流指令値進角量演算部52、6n次d軸電流指令値振幅補償ゲイン演算部53、q軸電流指令値進角量演算部54、6n次q軸電流指令値振幅補償ゲイン演算部55及び直流電流指令値振幅補償ゲイン演算部56で夫々モータ角速度ωmに基づいて制御マップを参照してd軸進角量φd6〜φd6n、d軸振幅補償ゲインGd6〜Gd6n、q軸進角量φq6〜φq6n、q軸振幅補償ゲインGq6〜Gq6nを算出し、これらに基づいて前述した(17)式及び(18)式で表される補償後d軸電流指令値id′及び補償後q軸電流指令値iq′を算出し、算出した補償後基本波成分進角量θe′と補償後d軸電流指令値id′及び補償後q軸電流指令値iq′とを2相/3相変換部37に供給して、3相電流指令値Iu*、Iv*及びIw*を算出する。
In each of the higher harmonic component advance angle / amplitude
そして、算出された3相電流指令値Iu*、Iv*及びIw*を電流制御部40に入力する。この電流制御部40では、3相電流指令値Iu*、Iv*及びIw*とモータ電流検出回路22で検出した各相電流検出値Iud、Ivd及びIwdとの偏差ΔIu、ΔIv及びΔIwをPI制御部72でPI制御して電圧指令値Vu、Vv及びVwを算出し、これをFETゲート駆動回路25に供給することにより、電圧指令値Vu、Vv及びVwに応じたデューティ比のパルス幅変調信号をモータ駆動回路24に供給して、モータ駆動回路24からモータ駆動電流をブラシレスモータ12に供給する。
これによって、ブラシレスモータ12で操舵トルクTに応じた操舵補助力を発生し、この操舵補助力か減速ギヤ機構11を介してステアリングシャフト2に伝達されることにより、ステアリングホイール1を軽い操舵力で操舵することができる。
Then, the calculated three-phase current command values Iu * , Iv * and Iw * are input to the
As a result, a steering assist force corresponding to the steering torque T is generated by the
このとき、各次高調波成分進角及び振幅補償演算部36で、モータ角速度ωmに基づいて制御マップを参照して、d軸進角量φd6〜φd6n、d軸振幅補償ゲインGd6〜Gd6n、q軸進角量φq6〜φq6n、q軸振幅補償ゲインGq6〜Gq6nを算出し、これらに基づいて前述した(17)式及び(18)式で表される補償後d軸電流指令値id′及び補償後q軸電流指令値iq′を算出するが、d軸電流指令値Idが“0”である基本波進角制御時には、d軸進角量φd6〜φd6nはモータ角速度ωmが零を含む正の値であるときにはその値にかかわらず所定値φd1を維持し、モータ角速度ωmが負の値であるときにはその値に関わらずd軸の進角量φd6〜φd6nが所定値−φd1を維持する。しかしながら、6n次d軸電流指令値振幅補償ゲインGd6〜Gd6nが“0”となるので、d軸電流指令値6n次成分は“0”となり、d軸電流直流成分IdDCも“0”となるので、加算器ADDdから出力されるd軸電流指令値id′も零を維持する。
At this time, each harmonic component advance angle / amplitude
これに対してq軸電流指令値iq′については、q軸進角量φq6〜φq6nは“0”に設定されるが、q軸6n次電流指令値振幅補償ゲインは、少なくともq軸6次電流指令値振幅補償ゲインGq6が、図11の制御マップに示すように、モータ角速度ωmが“0”のときに正の所定値Ga2となり、これからモータ角速度ωmの絶対値が増加するに応じてq軸6次電流指令値振幅補償ゲインが正方向に比較的急峻に増加し、他のq軸6n次電流指令値振幅補償ゲインも同様の傾向となることにより、q軸電流指令値の6n次成分が増加補償された補償後d軸電流指令値iq′を得ることができる。
For relative q-axis current command value i q 'including but is set to q JikuSusumukakuryou phi q6 to [phi] Q6n is "0", the q-
また、d電流指令値Idが“0”ではない全進角制御時には、モータ角速度ωmが増加するに応じてd軸進角量φd6〜φd6nが減少するが、d軸6n次成分の振幅補償ゲインGd6〜Gd6nは増加することにより、d軸電流指令値の6n次高調波成分が増加補償された補償後q軸電流補償値iq′を得ることができる。
さらに、d軸電流指令値及びq軸電流指令値の直流成分IdDC及びIqDCについても、同様に、q軸電流指令値6n次成分と同様にモータ角速度ωmが増加するにつれて補償ゲインGDが増加することにより、直流成分IdDC及びIqDCが増加補償されて、補償後d軸電流指令値id′及び補償後q軸電流指令値iq′が増加される。
Further, during full advance control where the d current command value I d is not “0”, the d-axis advance amount φ d6 to φ d6n decreases as the motor angular velocity ω m increases, but the d-
Further, with respect to the DC components I dDC and I qDC of the d-axis current command value and the q-axis current command value, similarly, the compensation gain GD increases as the motor angular velocity ω m increases as in the q-axis
このため、トルク一定の状態を維持しながら、電流制御系の特性による各次高調波成分の減衰分を補償して、設計通りの理想電流をブラシレスモータ12に供給することができ、ブラシレスモータ12を高速回転制御する場合の高次高調波の減衰を確実に防止し、ブラシレスモータ12の出力低減及びトルク変動を確実に防止することができる。
また、高次高調波成分の補償をd−q座標上で行うようにしているので、三相電流指令値を夫々の高調波成分をフィルタ等を利用して分離する必要がなく、演算量を減少させることができ、演算処理装置の演算負荷を低減させることが可能となり、高価な演算処理装置を適用することなく、高次高調波成分の補償を行うことができる。しかも、d−q座標系では、3相電流の6n±1次(n=1,2,3,……)高調波を座標変換したときに、6n次(n=1,2,3,……)となるので、基本波を含めて各次成分の等価的な進角量及び振幅補償ゲインを予め計算又は実験によって容易に設定することができる。
For this reason, while maintaining a constant torque state, the attenuation amount of each harmonic component due to the characteristics of the current control system can be compensated, and an ideal current as designed can be supplied to the
In addition, since the higher-order harmonic components are compensated on the dq coordinates, it is not necessary to separate the three-phase current command values from each harmonic component using a filter or the like. Therefore, it is possible to reduce the calculation load of the arithmetic processing unit, and it is possible to compensate for higher-order harmonic components without applying an expensive arithmetic processing unit. Moreover, in the dq coordinate system, when the 6n ± 1st order (n = 1, 2, 3,...) Harmonics of the three-phase current are coordinate-transformed, the 6nth order (n = 1, 2, 3,. Therefore, the equivalent advance amount and amplitude compensation gain of each order component including the fundamental wave can be easily set in advance by calculation or experiment.
さらに、d軸指令値進角量演算部52、6n次d軸電流指令値振幅補償ゲイン演算部53、q軸電流指令値進角量演算部54、6n次q軸電流指令値振幅補償ゲイン演算部55及び直流電流指令値振幅補償ゲイン演算部56で夫々電流制御系での高調波成分の減衰を考慮した制御マップを使用して、モータ角速度をもとに制御マップを参照して進角量及び振幅補償ゲインを算出するので、進角量及び振幅補償ゲインを正確に且つ容易に算出することができる。
Furthermore, the d-axis command value advance
さらに、上述したようにブラシレスモータ12を出力低減及びトルク変動を確実に防止して駆動することができるので、このブラシレスモータ12で発生する操舵補助力を、減速ギヤ機構11を介してステアリングシャフト2に伝達したときに、ステアリングホイールにトルク変動が発生することを確実に防止することができ、運転者に良好な操舵感覚を与えることができる。
Further, as described above, the
なお、上記第1の実施形態においては、各次高調波成分進角及び振幅補償演算部36で、進角量φd6〜φd6n及びφq6〜φq6nと6n次成分補償ゲインGd6〜Gd6n及びGq6〜Gq6nと直流成分補償ゲインGDとを算出する場合について説明したが、これに限定されるものではなく、進角量及び6n次成分補償ゲインの何れか一方を省略するようにしてもよい。
In the first embodiment, each of the higher harmonic component advance angle and amplitude
また、上記第1の実施形態においては、補償後d軸電流指令値id′及び補償後q軸電流指令値iq′を2相/3相変換部37で3相目標電流Iu*、Iv*及びIw*に変換してから電流制御部40に供給する場合について説明したが、これに限定されるものではなく、2相/3相変換部37を省略し、これに代えて電流検出回路22で検出したモータ電流Idu、Idv及びIdwを3相/2相変換部に供給してd軸検出電流及びq軸検出電流に変換し、変換したd軸検出電流及びq軸検出電流と、目標電流設定部30で算出した補償後d軸電流指令値id′及びq軸電流指令値iq′との偏差を算出した後、偏差を2相/3相変換して相制御電圧を算出するようにしてもよい。
さらに、上記第1の実施形態においては、電動モータが3相モータである場合について説明したが、これに限定されるものではなく、3を超える相数を有する多相モータにも本発明を適用することができる。
In the first embodiment, the compensated d-axis current command value i d ′ and the compensated q-axis current command value i q ′ are converted into the three-phase target currents Iu * and Iv by the two-phase / three-
Furthermore, although the case where the electric motor is a three-phase motor has been described in the first embodiment, the present invention is not limited to this, and the present invention is also applied to a multiphase motor having a number of phases exceeding three. can do.
次に、本発明の第2の実施形態を図13について説明する。
この第2の実施形態では、d軸指令値及びq軸指令値から6n±1次高調波成分を抽出し、抽出した6n±1次高調波成分を個別に振幅補償してから加算することにより、m相ブラシレスモータの第1相目標電流〜第m相目標電流を算出するようにしたものである。
Next, a second embodiment of the present invention will be described with reference to FIG.
In the second embodiment, the 6n ± 1st harmonic component is extracted from the d-axis command value and the q-axis command value, and the extracted 6n ± 1st harmonic component is individually amplitude compensated and then added. The first phase target current to the m-th phase target current of the m-phase brushless motor are calculated.
すなわち、第2の実施形態では、目標電流設定部30が、図13に示すように、構成されている。この目標電流設定部30は、前述した第1の実施形態と同様に、操舵補助電流指令値演算部31から出力される操舵補助電流指令値Irefを電流指令値制限32に入力して、この電流指令値制限部82で、下記(19)式及び(20)式で表される前述した(1)式及び(2)式と同様のベクトル形式のd軸電流指令値Id及びq軸電流指令値Iqを算出し、算出したd軸電流指令値Id及びq軸電流指令値Iqを各次数成分抽出器83に入力して、この各次数成分抽出器83で、基本波成分となる第1次相電流相当のdq軸電流指令値Id1,Iq1、第5次高調波相電流相当のdq軸電流指令値Id5,Iq5、第7次高調波相電流相当のdq軸電流指令値Id7,Iq7、……、第6n±1次高調波相電流相当のdq軸電流指令値Id6n±1,Iq6n±1を分離抽出する。
Id=[Id1 Id5 Id7 ……Id(6n±1)] …………(19)
Iq=[Iq1 Iq5 Iq7 ……Iq(6n±1)] …………(20)
ここで、Id1〜Id(6n±1)は1次相電流相当d軸電流〜6n±1次相電流相当d軸電流、Iq1〜Iq(6n±1)は1次相電流相当q軸電流〜6n±1次相電流相当q軸電流である。
That is, in the second embodiment, the target
I d = [I d1 I d5 I d7 ...... I d (6n ± 1) ] ............ (19)
I q = [I q1 I q5 I q7 ... I q (6n ± 1) ] (20)
Here, I d1 to I d (6n ± 1) are primary phase current equivalent d-axis current to 6n ± primary phase current equivalent d-axis current, and I q1 to I q (6n ± 1) are equivalent to primary phase current. q-axis current to 6n ± primary phase current equivalent q-axis current.
そして、分離抽出した各dq軸電流指令値Id1,Iq1;Id5,Iq5;Id7,Iq7;……;Id(6n±1),Iq(6n±1)を個別にdq2相信号をブラシレスモータ12のm相信号に変換する1次2相/m相変換器TR1、5次2相/m相変換器TR2、……、6n±1次2相/m相変換器TRpに供給する。これら変換器TR1〜TRpには、電気角θe及びモータ角速度ωmが入力されて各次の進角量φ1〜φ6n±1を算出して各次成分電気角ωet〜(6n±1)ωetに加算した進角後各次電気角(ωet+φ1)〜((6n±1)ωet+φ6n±1)を算出する進角量演算部84から出力される進角後各次電気角(ωet+φ1)〜((6n±1)ωet+φ6n±1)が入力され、これら進角後各次電気角(ωet+φ1)〜((6n±1)ωet+φ6n±1)に基づいて2相/m相変換を行って、下記(21)式に示す各相1次相電流i1〜各相6n±1次相電流i6n±1を算出する。
Then, the separated and extracted dq-axis current command values I d1 , I q1 ; I d5 , I q5 ; I d7 , I q7 ; ...; I d (6n ± 1) , I q (6n ± 1) are individually obtained. Primary 2-phase / m-phase converter TR 1 for converting dq 2-phase signal into m-phase signal of
そして、算出した各相1次相電流i1〜各相6n±1次相電流i6n±1を個別に1次成分振幅補償器AC1〜6n±1次成分振幅補償器ACpに供給して、これら1次成分振幅補償器AC1〜6n±1次成分振幅補償器ACpで、下記(22)式に示すように、電流制御系で生じる高調波成分の振幅減衰を補償する振幅ゲインg1〜g6n±1を除して補償後各相1次相電流i1′〜各相6n±1次相電流i6n±1′を算出する。
The calculated primary phase currents i 1 to 6n ± primary phase currents i 6n ± 1 are individually supplied to the primary component
そして、算出した補償後各相1次相電流I1′〜各相6n±1次相電流I6n±1から各相電流を個別に抽出して、第1相成分加算器ADD1〜第m相成分加算器ADDmに入力することにより、第1相目標電流i1 *〜第m相目標電流im *を算出し、これらを電圧制御部40に出力する。
ここで、進角量演算部84では、図14に示すように、横軸にモータ角速度ωmをとり、縦軸に進角量をとり、各次進角量φ1〜φ6n±1をパラメータとした特性直線が設定された制御マップを有する。この制御マップは、電流制御系での高調波成分の減衰を考慮して、1次進角量φ1については比較的緩やかな傾斜の特性直線L1で表され、この1次進角量φ1より進角量の次数が増加するにつれて傾きが大きくなる特性直線L5、L7……が設定されている。そして、モータ角速度ωmをもとに図14の制御マップを参照して1次進角量φ1、5次進角量φ5、7次進角量φ7、……、6n±1次進角量φ6n±1を算出し、算出した1次進角量φ1〜6n±1次進角量φ6n±1を各次電気角ωet〜(6n±1)ωetに加算することにより、補償後各次電気角θe1′〜θe6n±1′を算出し、算出した補償後各次電気角θe1′〜θe6n±1′を1次2相/m相変換器TR1〜6n±1次2相/m変換器TRPに供給する。
Then, each phase current is individually extracted from the calculated post-compensation primary phase current I 1 ′ to each
Here, as shown in FIG. 14, the advance
また、1次成分振幅補償器AC1〜6n±1次成分振幅補償器ACpでは、モータ角速度ωmをもとに図15に示すモータ角速度ωmと補償ゲインとの関係を表す制御マップを参照して1次〜6n±1次成分の補償ゲインg1〜g6n±1を算出する。この制御マップは、図15に示すように、横軸にモータ角速度ωmをとり、縦軸に補償ゲインの値をとり、次数をパラメータとした放物線上の特性曲線で設定され、電流制御系での高調波成分の減衰を考慮して次数が1次から大きくなるにつれて特性曲線の曲率が小さくなるように設定されている。
Also, the first-order
次に、上記第2の実施形態の動作を説明する。
操舵補助電流指令値演算部31で算出された操舵トルクTに応じた操舵補助電流指令値Irefを電流指令値制限部82で、前記(19)式及び(20)式で表されるd軸電流指令値Id及びq軸電流指令値Iqを算出し、算出したd軸電流指令値Id及びq軸電流指令値Iqを各成分抽出器83で1次相電流相当dq電流Id1,Iq1〜6n±1次相電流相当dq軸電流Id(6n±1),Iq(6n±1)を分離して抽出し、これら抽出したdq軸電流を1次2相/m相変換器TR1〜6n±1次2相/m相変換器TRpで進角量演算部84で算出された進角後各次電気角θe1′〜θe6n±1′に基づいて相変換を行って各相1次相電流〜各相6n±1次相電流を算出し、算出した各相1次相電流〜各相6n±1次相電流を個別に振幅補償部AC1〜ACpで振幅補償を行うようにしている。
Next, the operation of the second embodiment will be described.
The steering assist current command value I ref corresponding to the steering torque T calculated by the steering assist current command
このため、一般的には、ブラシレスモータ12の例えばA相(第1相)に対する電流指令値をi1 *としたときに、このA相電流指令値i1 *は下記(23)式で表すことができる。
i1 *=I1sinωet+I5sin5ωet+……+I6n±1sin(6n±1)ωet
………………(23)
但し、I1、I5、……I6n±1は各次成分の電流の振幅、ωeはモータ電気角速度、tは時間、nは自然数である。
For this reason, generally, when the current command value for the A phase (first phase) of the
i 1 * = I 1 sinω e t + I 5 sin5ω e t + ...... + I 6n ± 1 sin (6n ± 1) ω e t
……………… (23)
Where I 1 , I 5 ,... I 6n ± 1 are the amplitudes of the currents of the respective components, ω e is the motor electrical angular velocity, t is the time, and n is a natural number.
この(23)式はトルク一定の式から得られた電流波形、つまり理想的な電流波形であるが、実際にブラシレスモータ12に供給される実電流は、電流制御系の特性により、下記(24)式で表されるように減衰する。
i1=g1I1sin(ωet−φ1)+g5I5sin(5ωet−φ5)
+……+g6n±1I6n±1sin{(6n±1)ωet−φ6n±1}……(24)
但し、g1〜g6n±1は各次成分の振幅低減率、φ1〜φ6n±1は各次成分の位相遅れである。
この(24)式から実際にブラシレスモータ12に流れる実電流i1は理想的な波形でないことが分かる。
This equation (23) is a current waveform obtained from a constant torque equation, that is, an ideal current waveform, but the actual current actually supplied to the
i 1 = g 1 I 1 sin (ω e t−φ 1 ) + g 5 I 5 sin (5ω e t−φ 5 )
+ …… + g 6n ± 1 I 6n ± 1 sin {(6n ± 1) ω e t−φ 6n ± 1 } …… (24)
However, g 1 to g 6n ± 1 are amplitude reduction rates of the respective order components, and φ 1 to φ 6n ± 1 are phase delays of the respective order components.
From this equation (24), it can be seen that the actual current i 1 that actually flows through the
しかしながら、本実施形態では、進角量演算部84で電流制御系の特性による位相遅れを解消する進角量を算出すると共に、各次成分振幅補償器AC1〜ACPで、振幅低減率g1〜g6n±1を除算して振幅補償するので、加算器ADD1から出力されるA相目標電流I1 *は、下記(25)式のように表されることになり、電流制御系での位相遅れと振幅減少を補償してブラシレスモータ12に供給する実電流を前述した(23)式で表されるように理想電流とすることができる。
i1=(1/g1)I1sin(ωet+φ1)+(1/g5)I5sin(5ωet+φ5)
+……+(1/g6n±1)I6n±1sin{(6n±1)ωet+φ6n±1}……(25)
However, in the present embodiment, the advance
i 1 = (1 / g 1 ) I 1 sin (ω e t + φ 1 ) + (1 / g 5 ) I 5 sin (5ω e t + φ 5 )
+ ...... + (1 / g 6n ± 1) I 6n ± 1 sin {(6n ± 1) ω e t + φ 6n ± 1} ...... (25)
したがって、トルク一定の状態を維持しながら、電流制御系の特性による各次高調波成分の減衰分を補償して、設計通りの理想電流をブラシレスモータ12に供給することができ、ブラシレスモータを出力の低減及びトルクリップルを生じることを最適状態で駆動制御することができる。しかも、進角量及び振幅補償ゲインをモータ角速度をもとに制御マップを参照して算出するので、進角量及び振幅補償ゲインを正確且つ容易に算出することかできる。
Therefore, while maintaining a constant torque state, it is possible to compensate for the attenuation of each harmonic component due to the characteristics of the current control system, and to supply the ideal current as designed to the
このため、ブラシレスモータ12を操舵系に対して操舵補助力を発生する電動パワーステアリング装置の駆動モータとして適用することにより、高速操舵時の応答性を向上させることができると共に、トルクリップルを抑制して操舵感覚を向上させることができる。
なお、上記第2の実施形態においても、進角量及び振幅の双方を補償する場合について説明したが、これに限定されるものではなく、進角量及び振幅の何れか一方のみを補償するようにしてもよい。
Therefore, by applying the
In the second embodiment, the case where both the advance angle amount and the amplitude are compensated has been described. However, the present invention is not limited to this, and only one of the advance angle amount and the amplitude is compensated. It may be.
また、上記第1及び第2の実施形態においては、本発明を電動パワーステアリング装置に適用した場合について説明したが、これに限定されるものではなく、電動チルト装置、電動テレスコ装置等に適用する車載用の電動モータ制御装置やその他の一般的な電動モータを備えた機器に適用する電動モータ制御装置に本発明を適用することができる。 In the first and second embodiments, the case where the present invention is applied to an electric power steering apparatus has been described. However, the present invention is not limited to this and is applied to an electric tilt apparatus, an electric telescopic apparatus, and the like. The present invention can be applied to an in-vehicle electric motor control device and an electric motor control device that is applied to other devices including a general electric motor.
1…ステアリングホイール、2…ステアリングシャフト、3…トルクセンサ、10…操舵補助機構、11…減速ギヤ、12…3相ブラシレスモータ、20…操舵補助制御装置、21…車速センサ、24…モータ駆動回路、25…FETゲート駆動回路、30…目標電流設定部、31…操舵補助電流指令値演算部、32…電気角変換部、33…微分回路、34…モータ角速度変換部、35…電流指令値制限部、36…各次高調波成分進角及び振幅補償演算部、37…2相/3相変換部、40…電流制御部、41指令値制限部、42…d軸電流指令値直流成分演算部、43…q軸電流指令値直流成分演算部、44…d軸電流指令値6n次成分振幅演算部、45…q軸電流指令値6n次成分振幅演算部、51…基本波成分進角量演算部、52…d軸電流指令値進角量演算部、53…6n次d軸電流指令値振幅補償ゲイン演算部、54…q軸電流指令値進角量演算部、55…6n次q軸電流指令値振幅補償ゲイン演算部、56…直流電流指令値振幅補償ゲイン演算部、58,59…進角演算部、MULd16〜MULd16n、MULd26〜MULd6n、MULq16〜MULq16n、MULq26〜MULq26n、MULd3、MULq3…乗算器、ADDd,ADDq…加算器、82…電流指令値制限部、83…各成分抽出器、TR1〜TRp…2相/m相変換器、AC1〜ACp…振幅補償器,ADD1〜ADDm…加算器
DESCRIPTION OF
Claims (5)
前記電動モータのモータ角速度を検出するモータ角速度検出手段を備え、前記モータ制御手段は、前記モータ角速度検出手段で検出したモータ角速度に基づいて前記電流制御系の特性を考慮してトルク一定となる電流指令値を演算するように構成されていることを特徴とする電動モータ制御装置。 An electric motor control device comprising motor control means having a current control system for controlling an electric motor based on a current command value and a motor current,
Motor angular velocity detecting means for detecting a motor angular velocity of the electric motor, wherein the motor control means considers the characteristics of the current control system based on the motor angular speed detected by the motor angular velocity detecting means, and makes the torque constant An electric motor control device configured to calculate a command value.
前記モータ制御手段は、前記電流制御系の特性を考慮してトルク一定となるように前記各高調波成分の電流指令値の進角量及び振幅補償値を演算し、演算した進角量及び振幅補償値に基づいて前記多相電動モータの電流指令値を補償する電流指令値補償手段を備えていることを特徴とする電動モータ制御装置。 An electric motor control device comprising motor control means having a current control system for controlling a multiphase electric motor having an induced voltage including high-order harmonics based on a current command value and a motor current,
The motor control means calculates the advance amount and amplitude compensation value of the current command value of each harmonic component so that the torque is constant in consideration of the characteristics of the current control system, and the calculated advance amount and amplitude An electric motor control device comprising current command value compensation means for compensating a current command value of the multiphase electric motor based on a compensation value.
前記電動モータのモータ角速度を検出するモータ角速度検出手段を備え、前記モータ制御手段は、前記モータ角速度に相当する周波数で回転するd−q座標上において、前記モータ角速度検出手段で検出したモータ角速度に基づいて前記電流制御系の特性を考慮してトルク一定になるように前記多相モータのd−q座標の各次高調波成分における電流指令値の進角量及び振幅補償値を演算し、演算した進角量及び振幅補償値に基づいて前記多相電動モータの電流指令値を補償する電流指令値補償手段を備えていることを特徴とする電動モータ制御装置。 An electric motor control device comprising motor control means having a current control system for controlling a multiphase electric motor having an induced voltage including high-order harmonics based on a current command value and a motor current,
The motor angular velocity detecting means for detecting the motor angular velocity of the electric motor is provided, and the motor control means has a motor angular velocity detected by the motor angular velocity detecting means on a dq coordinate rotating at a frequency corresponding to the motor angular velocity. Based on the characteristics of the current control system, the advance amount and amplitude compensation value of the current command value in each harmonic component of the dq coordinate of the multiphase motor are calculated so that the torque is constant. An electric motor control device comprising: current command value compensation means for compensating the current command value of the multiphase electric motor based on the advance amount and amplitude compensation value.
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