JP2008068666A - Electric power steering device - Google Patents
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Abstract
Description
本発明は、永久磁石型ブラシ付きDCモータ及びブラシレスDCモータを用いて、PWM制御で操舵系に操舵保助力を付与する電動パワーステアリング装置に関し、特にモータや操舵補助力伝達機構の左右制御系に効率の差がある場合においてもPWMデューティが飽和せず、操舵音の悪化もなく、運転者に違和感を与えることもない電動パワーステアリング装置に関するものである。 The present invention relates to an electric power steering device that applies a steering assist force to a steering system by PWM control using a permanent magnet type brushed DC motor and a brushless DC motor, and particularly to a left and right control system of a motor and a steering assist force transmission mechanism. The present invention relates to an electric power steering apparatus in which PWM duty does not saturate even when there is a difference in efficiency, steering sound does not deteriorate, and the driver does not feel uncomfortable.
車両のハンドルを軽く操作できるように、モータの回転力で補助力付勢する電動パワーステアリング装置が広く用いられている。この電動パワーステアリング装置は、モータの駆動力を減速機を介してギア又はベルト等の伝達機構により、ステアリングシャフト或いはラック軸に補助力付勢するようになっている。 2. Description of the Related Art An electric power steering device that uses a rotational force of a motor to assist an auxiliary force so that a vehicle handle can be operated lightly is widely used. In this electric power steering apparatus, an auxiliary force is applied to the steering shaft or the rack shaft by a transmission mechanism such as a gear or a belt via a reduction gear.
このような電動パワーステアリング装置の一般的な構成を図15に示す。操向ハンドル301のコラム軸302は減速ギア303、ユニバーサルジョイント304a及び304b、ピニオンラック機構305を経て操向車輪のタイロッド306に連結されている。コラム軸302には,操向ハンドル301の操舵トルクを検出するトルクセンサ307が設けられており、操向ハンドル301の操舵力を補助するモータ308が減速ギア303を介してコラム軸302に連結されている。
A general configuration of such an electric power steering apparatus is shown in FIG. The
このような構成の電動パワーステアリング装置において、操向ハンドル301から伝達された運転者のハンドル操作による操舵トルクをトルクセンサ307で検出し、当該トルク信号や車速に基づいて算出される電流指令値のPWM制御によってモータ308は駆動制御され、この駆動が運転者のハンドル操作の補助力となり、運転者は軽い力でハンドル操作を行うことができる。つまり、ハンドル操作によって出力された操舵トルクから、どのような電流指令値を算出し、当該電流指令値に基づきモータ308をどのように制御するかによって、ハンドル操舵におけるフィーリングの善し悪しが決まり、電動パワーステアリング装置の性能が大きく左右される。
In the electric power steering apparatus having such a configuration, the steering torque transmitted from the
そこで、このような観点から電動パワーステアリング装置における望ましいモータ制御を実現するための課題を説明する前に、電動パワーステアリング装置に用いられるモータの一般的なモータ特性及びモータのトルク制御について説明する。 Therefore, before describing the problem for realizing desirable motor control in the electric power steering apparatus from such a viewpoint, general motor characteristics of the motor used in the electric power steering apparatus and torque control of the motor will be described.
先ず、モータ特性について説明する。モータの通常動作領域は、モータ出力方程式から導かれるトルク−速度特性(T−n特性)で定義できる。そこで、3相ブラシレスDCモータ(BLDCモータ)に関するモータ出力方程式は数1のように示すことができる。
(数1)
v=EMF+R・i+L・di/dt
ここで、vはモータの相電圧、iはモータの相電流、EMFは相逆起電圧、Rはモ
ータの相当たりの抵抗値、Lは相当たりのインダクタンス値である。
ここで、飽和状態(PWMのデューティが100%)であるならば、モータ駆動のためのバッテリ電圧Vbatがモータの2巻線に印加されるので、数1は数2のように表現し直すことができる。
(数2)
Vbat=EMFLL+2R・I
ここで、EMFLLは2相間で測定される逆起電圧、Iはモータ電流である。
次に、逆起電圧EMFの方程式である数3とトルク方程式である数4を用いて数2を演算すると、数5を導くことができる。
(数3)
EMFLL=Ke・ω
ここで、Keは逆起電圧定数、ωは角速度(回転速度)である。
(数4)
T=Kt・I
ここで、Ktはトルク定数である。
(数5)
ω=ω0(1−(I/I0))=ω0(1−(T/T0))[rad/s]
ここで、ω0=Vbat/Keは無負荷(トルクが零)時の角速度であり、I0
=Vbat/2Rは拘束電流(stall current)(角速度0)であり
、T0=Ktは拘束トルク(stall torque)である。
上記数5を、単位をrpmにして書き直すと数6のようになる。
(数6)
n=n0(1−(I/I0))=n(1−(T/T0))[rpm]
上記数6は、直線のトルク−速度特性(T−n特性)を表わしている。
First, motor characteristics will be described. The normal operation region of the motor can be defined by a torque-speed characteristic (Tn characteristic) derived from the motor output equation. Therefore, a motor output equation relating to a three-phase brushless DC motor (BLDC motor) can be expressed as
(Equation 1)
v = EMF + R · i + L · di / dt
Here, v is the phase voltage of the motor, i is the phase current of the motor, EMF is the phase back electromotive force, R is the resistance value per phase of the motor, and L is the inductance value per phase.
Here, if the saturation state (PWM duty is 100%), the battery voltage Vbat for driving the motor is applied to the two windings of the motor. Can do.
(Equation 2)
Vbat = EMF LL + 2R · I
Here, EMF LL is a counter electromotive voltage measured between two phases, and I is a motor current.
Next, when Formula 2 is calculated using Formula 3 which is an equation of the back electromotive force EMF and Formula 4 which is a torque equation, Formula 5 can be derived.
(Equation 3)
EMF LL = Ke · ω
Here, Ke is a counter electromotive voltage constant, and ω is an angular velocity (rotational speed).
(Equation 4)
T = Kt · I
Here, Kt is a torque constant.
(Equation 5)
ω = ω 0 (1- (I / I 0 )) = ω 0 (1- (T / T 0 )) [rad / s]
Here, ω 0 = Vbat / Ke is an angular velocity at no load (torque is zero), and I 0
= Vbat / 2R is a restraint current (angular velocity 0), and T 0 = Kt is a restraint torque (stall torque).
When the
(Equation 6)
n = n 0 (1- (I / I 0 )) = n (1- (T / T 0 )) [rpm]
The
ここにおいて、実際のブラシレスDCモータのトルク−速度特性(T−n特性)は数6と僅かに異なり、下記数7のように表わすことができる。
(数7)
n=n0−(n0−nrated)・T/Trated
ここで、n0は無負荷回転数、nratedは定格回転数、Tratedは定格
トルクである。
数6と数7を図に示すと図16のようになる。なお、図16においてA点は定格を示す点で、B点は無負荷を示す点である。数6が示す破線は理想の直線であるのに対し、数7が示す実特性(実線)は僅かに理想の直線とは異なる。これは、モータのインダクタンス値Lの影響によるものである。大きな電流が通電するほど、実特性は理想の直線から離れた線になる。
Here, the torque-speed characteristic (Tn characteristic) of an actual brushless DC motor is slightly different from
(Equation 7)
n = n 0 − (n 0 −n rated ) · T / T rated
Here, n 0 is a no-load rotational speed, n rated is a rated rotational speed, and T rated is a rated torque.
ここで、図16のT−n特性が示す意味は、モータの限界を示すものである。図16のT−n特性の下領域で、モータは熱的及び電気的限界を超えることなく、停止状態から最大角速度まで動作し、最大トルクを出力できる。 Here, the meaning indicated by the Tn characteristic in FIG. 16 indicates the limit of the motor. In the lower region of the Tn characteristic of FIG. 16, the motor can operate from the stop state to the maximum angular velocity and output the maximum torque without exceeding the thermal and electrical limits.
図17において、特性1は出力の小さいモータのT−n特性、特性3は出力の大きいモータ特性を表わしている。また、特性2が電動パワーステアリング装置のモータ負荷特性を表わすとすると、特性3で表わす大出力のモータを使用できれば、特性2の負荷特性を全領域でカバーすることができるが、モータのコストや外形が大型になる問題がある。そこで、特性1の出力の小さいモータで特性2の負荷特性をカバーしようとすると、高速回転領域でカバーできなくなる。そのため、特性1のモータで特性2の負荷特性をカバーする方法として、モータのベクトル制御における弱め界磁制御を用いて、特性1のモータのT−n特性を特性4のT−n特性に変更する方法が考えられる。
In FIG. 17,
弱め界磁制御も考慮したベクトル制御によって電動パワーステアリング装置のモータを制御することは、従来良く知られている。例えば特開2001−18822号公報(特許文献1)においても、ベクトル制御を用いて電動パワーステアリング装置のモータを制御している。 It is well known in the art to control a motor of an electric power steering device by vector control that also takes field weakening control into consideration. For example, in Japanese Patent Laid-Open No. 2001-18822 (Patent Document 1), the motor of the electric power steering apparatus is controlled using vector control.
図18は、特許文献1のベクトル制御を用いた電動パワーステアリング装置の基本的構成を示している。
FIG. 18 shows a basic configuration of an electric power steering apparatus using the vector control of
トルク指令値Trefを基に指令電流決定手段324でd軸、q軸の電流指令値idref、iqrefが算出される。一方、モータ308のモータ電流ia,ib,icはそれぞれ電流検出手段341,342,343で検出され、検出された電流ia,ib,icは3相/2相変換手段345でd−q2軸の電流id,iqに変換される。減算部325,326でd軸、q軸の電流指令値idref,iqrefとフィードバックされた電流id,iqとの偏差電流が算出される。偏差電流はPI制御手段328に入力され、偏差電流を0とするような電圧指令値vd,vqが算出される。モータ308は3相モータであり、電圧指令値vd、vqは2相/3相変換手段336によって3相の電圧指令値va,vb,vcに変換される。
Based on the torque command value Tref, the command current determining means 324 calculates the d-axis and q-axis current command values idref and iqref. On the other hand, the motor currents ia, ib, and ic of the
PWM制御手段337は、3相の電圧指令値va,vb,vcに基づいてPWM制御されたゲート信号を生成する。インバータ338はPWM制御手段337で生成されたゲート信号によって駆動され、モータ308には偏差電流が0になるような電流が供給される。なお、レゾルバ316によってモータ308の角度(回転位置)θが検出され、角度θから角速度変換手段348で角速度(回転速度)ωが算出され、ベクトル制御に使用される。
The PWM control means 337 generates a PWM-controlled gate signal based on the three-phase voltage command values va, vb, vc. The
このようなベクトル制御では、モータの高速回転領域では、弱め界磁制御が用いられる。 In such vector control, field-weakening control is used in the high-speed rotation region of the motor.
ここで、トルクセンサ307で検出された操舵トルク(や車速等)を基に算出される操舵補助電流指令値Irefに基づき、モータ308はベクトル制御される。このベクトル制御を数式で表現すると、下記数8或いは数9のようになる。数8は弱め界磁制御が無い場合(Id=0)で、数9は弱め界磁制御を実行している(Id≠0)場合である。
(数8)
Iq=Iref
Id=0
(数9)
Iq=Iref
Id≠0
一方、モータ電流Isをd軸電流指令値Id及びq軸電流指令値Iqで表現すると、下記数10のようになる。
(数10)
Is=√(Iq2+Id2)
このような電流関係を条件としてモータのベクトル制御において、ハンドルを急速に切り返しすると、モータは必要とするトルクを出力できず、弱め界磁制御を実行する領域となる。つまり、高速回転領域では、モータ電流Isが飽和状態(デューティ=100%)に陥ってしまう可能性がある。
Here, the
(Equation 8)
Iq = Iref
Id = 0
(Equation 9)
Iq = Iref
Id ≠ 0
On the other hand, when the motor current Is is expressed by the d-axis current command value Id and the q-axis current command value Iq, the following
(Equation 10)
Is = √ (Iq 2 + Id 2 )
In the vector control of the motor under such a current relationship, if the handle is turned back rapidly, the motor cannot output the required torque, and the field weakening control is executed. That is, in the high speed rotation region, the motor current Is may fall into a saturated state (duty = 100%).
モータ電流が飽和すると、電流波形が歪んでモータのトルクリップルが大きくなり、その結果ハンドルに振動が発生したり、モータから異常音が発生する。 When the motor current is saturated, the current waveform is distorted and the torque ripple of the motor is increased. As a result, vibration is generated in the handle or abnormal noise is generated from the motor.
このように、定トルク出力の限界を越えて制御しようとすると、モータ電流が飽和してトルクリップルが大きくなり、運転者はハンドル操作に振動や違和感を感じることになる。 Thus, if control is performed beyond the limit of the constant torque output, the motor current is saturated and the torque ripple becomes large, and the driver feels vibration and discomfort in the steering operation.
そこで、このような不具合に対応する制御方式として、特開平8−142886号公報(特許文献2)のような制御方式が知られている。即ち、操舵系の操舵トルクを検出する操舵トルク検出手段と、操舵系に対して操舵補助力を発生するモータと、少なくとも操舵トルク検出手段のトルク検出値に基づいて操舵補助力目標値を算出し、該操舵補助力目標値から積分演算を含むフィードバック制御の演算によって操舵補助力指令値を算出し、該操舵補助力指令値を出力する制御手段と、該制御手段の出力に応じた駆動電流をモータに供給する駆動手段とを備えた電動パワーステアリング装置の制御装置において、制御手段の操舵補助力指令値をモータの駆動電流の上下限値等に対応した所定の範囲に制限して駆動手段に出力する制限手段と、該制限手段の出力値と操舵補助力指令値との差に基づく補正値で積分演算における積分量を補正する補正手段とを設けている。 Therefore, as a control method corresponding to such a problem, a control method as disclosed in JP-A-8-142886 (Patent Document 2) is known. That is, a steering assist force target value is calculated based on a steering torque detector that detects steering torque of the steering system, a motor that generates a steering assist force for the steering system, and at least a torque detection value of the steering torque detector. The steering assist force command value is calculated from the steering assist force target value by the calculation of the feedback control including the integral calculation, the control means for outputting the steering assist force command value, and the drive current corresponding to the output of the control means. In a control device for an electric power steering apparatus provided with drive means for supplying to a motor, the steering assist force command value of the control means is limited to a predetermined range corresponding to the upper and lower limit values of the drive current of the motor and the drive means Limiting means for outputting, and correcting means for correcting the integration amount in the integral calculation with a correction value based on the difference between the output value of the limiting means and the steering assist force command value are provided.
このように、特許文献2に示される装置ではモータ電流が強制的に制限されるため、モータ電流の飽和を防止することができるため、振動の発生を防止することができる。
しかし、特許文献2に記載の装置では、PWM回路への出力値がリミッタで制限されることになるため、運転者に対するハンドル操作の違和感を取り除くことはできない。
However, in the device described in
ここにおいて、永久磁石型ブラシレスDCモータの弱め界磁制御には、3つの概念が存在する。即ち、定電圧定電力制御、定電流定電力制御及び定電流定電圧制御である。最初の2つの概念は比較的簡易なものであるが、定電力条件は広範囲な速度において保持されるものではない。第3番目の概念はリミット条件が考慮されるために、より正確なものである。しかしながら、モータ抵抗はしばしば無視され、特に小型モータに対して顕著な計算誤差を与え、モータ抵抗はインダクタンスに関して比較的大きいものである。つまり、モータ抵抗は勿論、インダクタンスの影響も考慮する必要がある。 Here, there are three concepts for field weakening control of a permanent magnet type brushless DC motor. That is, constant voltage constant power control, constant current constant power control, and constant current constant voltage control. Although the first two concepts are relatively simple, constant power conditions are not maintained over a wide range of speeds. The third concept is more accurate because limit conditions are taken into account. However, motor resistance is often ignored, giving significant calculation errors, especially for small motors, and motor resistance is relatively large with respect to inductance. That is, it is necessary to consider the influence of inductance as well as motor resistance.
電動パワーステアリングシステムにおいては、操舵補助トルクは操舵トルクの関数となっている。ハンドルが非常に早く切り返されたときには要求される操舵補助トルクが大きく、モータが直ちに追従できないので正確な補助トルクを付与することができない。これは、モータ電流を制限する上述のようなシステム(制限されたモータ電力、デューティの飽和)では、要求されるトルクに直接比例する電流指令値(基準電流)を良く流すことができない。この状態ではトルクリップルが発生し、それによってハンドル操作の違和感や騒音を引き起こすことになる。 In the electric power steering system, the steering assist torque is a function of the steering torque. When the steering wheel is turned back very quickly, the required steering assist torque is large, and the motor cannot follow immediately, so that accurate assist torque cannot be applied. This is because the current command value (reference current) that is directly proportional to the required torque cannot be flowed well in the above-described system (limited motor power, duty saturation) that limits the motor current. In this state, torque ripple is generated, which causes a sense of incongruity in steering operation and noise.
また、電動パワーステアリングシステムにおいては、減速ギア効率の左回転と右回転での違い、或いは前軸にかかる軸重の違いがあった場合等には、操舵方向により操舵力が異なるという問題がある。 In addition, in the electric power steering system, there is a problem that the steering force varies depending on the steering direction when there is a difference between the left rotation and the right rotation of the reduction gear efficiency or a difference in the axial load applied to the front shaft. .
本発明は上述のような事情からなされたものであり、本発明の目的は、ベクトル制御のd軸弱め界磁制御時に、要求仕様を満足する範囲内でできるだけ小さいd軸電流を設定するように、所望出力特性及び角速度並びにモータ及び操舵補助力の伝達方向に基づいて電流指令値を制限することによって、ハンドルの急速な切り返し操舵の際にもモータの高速領域におけるトルクリップルを抑え、ハンドルに振動が発生せず、しかもハンドル操作に違和感のない電動パワーステアリング装置を提供することにある。弱め界磁制御をモータ性能の限界近くで使用すると、トルクリップル等によって騒音が大きくなってしまう問題があるからである。 The present invention has been made under the circumstances described above, and an object of the present invention is to set a d-axis current as small as possible within a range that satisfies the required specifications during vector-controlled d-axis field weakening control. By limiting the current command value based on the output characteristics and angular velocity, and the transmission direction of the motor and steering assist force, the torque ripple in the high-speed region of the motor is suppressed even during the rapid turn steering of the steering wheel, and vibration occurs in the steering wheel. It is another object of the present invention to provide an electric power steering device that does not give a sense of incongruity to steering operation. This is because if field-weakening control is used near the limit of motor performance, there is a problem that noise increases due to torque ripple or the like.
本発明は、モータを制御すると共に、操舵トルク等に基づいて演算された電流指令値によって前記モータを駆動し、車両の操舵系に操舵補助力を付与するようになっている電動パワーステアリング装置に関し、本発明の上記目的は、所望出力特性及び角速度並びに前記モータ及び操舵補助力の伝達方向に基づいて前記電流指令値を制限する制限機能部を設けることにより達成される。 The present invention relates to an electric power steering apparatus that controls a motor and drives the motor by a current command value calculated based on a steering torque or the like to apply a steering assist force to a steering system of a vehicle. The above-described object of the present invention is achieved by providing a limiting function unit that limits the current command value based on desired output characteristics and angular velocity, and the transmission direction of the motor and steering assist force.
本発明の上記目的は、前記制限機能部を、CW用ルックアップテーブル及びCCW用ルックアップテーブルと、前記伝達方向に従って前記CW用ルックアップテーブル又はCCW用ルックアップテーブルに切替えるスイッチとで構成することにより、或いは前記制限機能部は更に前軸重を考慮して設定されていることにより、或いは前記制限機能部は更にバッテリ電圧の変化を考慮して設定されていることにより、或いは前記モータをベクトル制御によって駆動するようになっていることにより、或いは前記モータが永久磁石型ブラシレスDCモータであることにより、より効果的に達成される。 The above-described object of the present invention is to configure the limiting function unit with a CW lookup table and a CCW lookup table, and a switch for switching to the CW lookup table or the CCW lookup table according to the transmission direction. Or the limit function unit is further set in consideration of the front axle load, or the limit function unit is further set in consideration of a change in battery voltage, or the motor is vectorized. This is achieved more effectively by being driven by control, or when the motor is a permanent magnet brushless DC motor.
本発明によれば、過度の基準電流に起因する電流誤差を軽減することによって、高速領域における動作ノイズ及びトルクリップルを軽減でき、また、正確な電流指令値の制限値を計算することによって、デューティの飽和を防止することができ、その結果、モータ電流波形の歪みによるトルクリップルの発生を抑制できるので、急速なハンドルの切り返し操舵を行ってもモータから異常音が発生せず、ハンドル操作に違和感を感じない電動パワーステアリング装置を提供することができると共に、減速ギア効率の左回転と右回転での違い、前軸にかかる軸重の違いがある場合でも、制限特性を、減速機の左回転、右回転の効率、前軸の左右輪にかかる軸重の違いを考慮して設定することで、操舵方向に拘わらず操舵力が同じという効果を奏する。 According to the present invention, it is possible to reduce operating noise and torque ripple in a high speed region by reducing current error due to excessive reference current, and it is possible to reduce duty by calculating an accurate current command value limit value. As a result, the torque ripple caused by the distortion of the motor current waveform can be suppressed, so that the abnormal noise is not generated from the motor even when the steering wheel is turned quickly, and the steering wheel is uncomfortable. The electric power steering device can be provided, and even if there is a difference between the left and right rotations of the reduction gear efficiency, and there is a difference in the axial load applied to the front shaft, the limiting characteristics can be adjusted to the left of the reducer. The effect of the same steering force regardless of the steering direction is achieved by taking into account the difference in the efficiency of right rotation and the difference in axle load applied to the left and right wheels of the front axle. .
モータ性能の限界近くで使用すると、PWMデューティの飽和によって騒音が大きくなってしまう問題がある。そのため、本出願人は、デューティが飽和しないように電流指令値を制限する手法を提案している(特願2005−76537)。また、d軸電流制御時は、要求仕様を満足する範囲内でできるだけ小さいd軸電流を設定するように電流指令値を制限している。これにより、ハンドルの急速な切り返し操舵の際にも、モータの高速領域におけるトルクリップルを抑え、その結果、ハンドルに振動が発生せず、しかもハンドル操作に違和感のないものなる。 When used near the limit of motor performance, there is a problem that noise is increased due to saturation of PWM duty. Therefore, the present applicant has proposed a method of limiting the current command value so that the duty is not saturated (Japanese Patent Application No. 2005-76537). Further, during d-axis current control, the current command value is limited so as to set the d-axis current as small as possible within a range that satisfies the required specifications. As a result, torque ripple in the high speed region of the motor is suppressed even when the steering wheel is turned quickly, and as a result, vibration does not occur in the steering wheel, and the steering wheel does not feel strange.
先ず、本発明の前提となる操舵補助電流指令値Irefに制限を加える電流指令値の制限値Ireflimの算出原理を説明する。定格出力特性として最大出力特性を用いた場合の電流制限値の算出について、以下に説明する。 First, the calculation principle of the limit value Ireflim of the current command value that limits the steering assist current command value Iref, which is a premise of the present invention, will be described. The calculation of the current limit value when the maximum output characteristic is used as the rated output characteristic will be described below.
モータの定格出力Pnは、モータの表示値として数11のように算出できる。
(数11)
Pn=Tn・ωn
ただし、Tnは定格トルク、ωnは定格角速度である。
また、モータの最大出力Pmaxは常時動作可能である最大出力を意味しており、モータのメーカによって与えられる特性である。一般的に、最大出力Pmaxと定格出力Pnには下記数12のような関係がある。
(数12)
Pmax>Pn
数12は、モータの最大出力Pmaxの点がモータの定格動作点とは異なっていることを意味しており、このことはモータ駆動の回路構成にも依存する事柄である。電動パワーステアリング装置のモータでは、最大出力Pmaxは定格角速度ωnより高速回転の領域において発生している。
The rated output Pn of the motor can be calculated as shown in
(Equation 11)
Pn = Tn · ω n
However, Tn is a rated torque and ω n is a rated angular velocity.
The maximum output Pmax of the motor means the maximum output that can always be operated, and is a characteristic given by the manufacturer of the motor. In general, the maximum output Pmax and the rated output Pn have the following relationship:
(Equation 12)
Pmax> Pn
モータの定格出力Pnの特性2と最大出力Pmaxの特性4を同一図面上に表示すると、図1のようになる。この図1から、最大出力Pmaxを示す特性4が、定格出力Pnを示す特性2を回転数軸(縦軸)方向にn−offset(“nos”と記す)だけシフトした関係となっていることが分かる。回転数n(rpm)表示に対応する角速度ω(rad/s)にて表示すると、オフセットnosは角速度“ωos”と表示できる。つまり、角速度ωosは回転軸方向に関し、オフセットnosだけシフトしている。ここで、最大出力角速度を(ωn+ωos)と定義し、この関係を式で表わすと下記数13のようになる。
(数13)
Pmax=Tn・(ωn+ωos)
定格出力特性である最大出力Pmaxに基づいている。つまり、モータは、定常状態において、絶対に最大出力Pmaxを越えて出力してはならないことが条件である。これを式に表現すると、下記数14になる。
(数14)
P<Pmax
また、パワーPはトルクTと角速度ωとの積(P=T・ω)であるから、トルクTのリミットTlimは数14を用いて表現し直すと、数15のように表現できる。
(数15)
Tlim<Pmax/ωm
ここで、ωmはモータの機械的角速度である。
そして、数13を数15に代入すると、数16が得られる。
(数16)
Tlim<Tn・(ωn+ωos)/ωm
数16から電流指令値の制限値Ireflimが決定され、数17のように表現することができる。
(数17)
Ireflim=Tlim/Kt < (Tn・(ωn+ωos)/ωm)/Kt
数17の意味するところは、モータの定格出力特性である最大出力特性を基に、モータの回転数(角速度ωm)から電流指令値の制限値Ireflimを求め、求められた電流指令値の制限値Ireflimに基づいてモータ駆動電流を制限することである。
When the characteristic 2 of the rated output Pn and the
(Equation 13)
Pmax = Tn · (ω n + ω os )
This is based on the maximum output Pmax which is the rated output characteristic. That is, the condition is that the motor must never exceed the maximum output Pmax in the steady state. If this is expressed in an equation, the following
(Equation 14)
P <Pmax
Further, since the power P is a product of the torque T and the angular velocity ω (P = T · ω), the limit Tlim of the torque T can be expressed as shown in
(Equation 15)
Tlim <Pmax / ω m
Here, ω m is the mechanical angular velocity of the motor.
Then, by substituting
(Equation 16)
Tlim <Tn · (ω n + ω os ) / ω m
The limit value Ireflim of the current command value is determined from
(Equation 17)
Ireflim = Tlim / Kt <(Tn · (ω n + ω os ) / ω m ) / Kt
The meaning of
そして、数4と数17とから、下記数18が得られる。
(数18)
Ireflim < In・(ωn+ωos)/ωm
ここで、Inはモータの定格電流値である。
数18を用いれば、モータのトルク定数Ktは不要である。角速度ωから電流指令値を制限する場合は、上記数17又は数18が基本式となる。
次に、本発明を適用し得るベクトル制御の一例であるPVC制御について、図2を参照して説明する。
Then, from the
(Equation 18)
Ireflim <In · (ω n + ω os ) / ω m
Here, In is a rated current value of the motor.
If
Next, PVC control as an example of vector control to which the present invention can be applied will be described with reference to FIG.
一般的にベクトル制御は、3相モータを制御するときに電流指令値をd軸(励磁成分)及びq軸(トルク成分)の2軸成分に分離して演算し、モータのフィードバック電流も3相からd軸、q軸成分に分解してPI制御を実行し、最後にインバータにゲート信号を与える段階で2相/3相変換をして3相モータを制御している。このようなベクトル制御に対して、PVC制御は、d軸とq軸の成分での演算を、3相の電流基準値Iavref,Ibvref,Icvrefを演算する段階まで使用し、モータ電流をフィードバックしてPI制御する段階では3相で制御することに特徴がある。 In general, in vector control, when a three-phase motor is controlled, the current command value is calculated by separating the two-axis components of d-axis (excitation component) and q-axis (torque component), and the motor feedback current is also three-phase. Is divided into d-axis and q-axis components to execute PI control, and finally, a three-phase motor is controlled by performing two-phase / three-phase conversion at the stage of applying a gate signal to the inverter. In contrast to such vector control, the PVC control uses the calculation with the d-axis and q-axis components to calculate the three-phase current reference values Iavref, Ibvref, and Icvref, and feeds back the motor current. The PI control stage is characterized by three-phase control.
電流指令値演算部(図示せず)は操舵トルクT、車速等を基に操舵補助電流指令値Irefを演算で求め、操舵補助電流指令値Irefはベクトル制御相指令値算出部100内の換算部106、q軸電流基準値算出部103及びd軸電流基準値算出部105に入力される。なお、操舵補助電流指令値Irefの代わりに、トルク換算したトルク指令値Tref(=Kt・Iref)としても良い。レゾルバ209でモータ208の角度θeが検出され、角度θeを入力とする微分回路24で角速度ωeが算出される。操舵補助電流指令値Iref、角度θe及び角速度ωeはベクトル制御相指令値算出部100に入力され、ベクトル制御相指令値算出部100で各相電流基準値Iavref,Ibvref,Icvrefが算出され、電流基準値Iavref,Ibvref,Icvrefはそれぞれ減算部20−1,20−2,20−3を経てPI制御部21に入力される。
A current command value calculation unit (not shown) calculates a steering assist current command value Iref based on the steering torque T, the vehicle speed, etc., and the steering assist current command value Iref is converted into a conversion unit in the vector control phase command
ベクトル制御相指令値算出部100では、d軸電流基準値算出部105において下記数19に示されるd軸電流基準値Idrefが算出される。なお、ベース角速度ωbは、換算部106で操舵補助電流指令値Irefを換算して得られる。
(数19)
Idref=−|Iref|・sin(acos(ωb/ωm))
数19中の(acos(ωb/ωm)から分かるように、モータの角速度ωmがベース角速度ωbより高速になったとき、d軸電流基準値Idrefが値として現れる。即ち、モータの角速度ωmがベース角速度ωbより高速になったとき、弱め界磁制御が実行される。
In the vector control phase command
(Equation 19)
Idref = − | Iref | · sin (acos (ω b / ω m ))
As can be seen from (acos (ω b / ω m ) in Equation 19, when the angular velocity ω m of the motor becomes higher than the base angular velocity ω b , the d-axis current reference value Idref appears as a value. When the angular velocity ω m becomes higher than the base angular velocity ω b , field weakening control is executed.
一方、換算部101で角度θe及び角速度ωeを入力としてモータ208の各相逆起電圧ea,eb,ecが算出され、3相/2相変換部102でd軸、q軸の逆起電圧ed,eqがそれぞれ算出される。そして、q軸電流基準値算出部103はd軸、q軸の逆起電圧ed,eq及び角速度ωe,d軸電流基準値Idref、更に操舵補助電流指令値Irefを入力して、下記数20に従ってq軸電流基準値Iqrefを算出する。
(数20)
Iqref=2/3(Iref×ωm−ed×Idref)/eq
よって、弱め界磁制御が実行されない時はIdref=0なので、Iqref=Irefとなる。2相/3相変換部104はd軸電流基準値Idref及びq軸電流基準値Iqrefを入力し、3相の電流基準値Iavref,Ibvref,Icvrefを算出する。
On the other hand, the
(Equation 20)
Iqref = 2/3 (Iref × ω m −ed × Idref) / eq
Therefore, when field weakening control is not executed, Idref = 0, so that Iqref = Iref. The two-phase / three-
3相の電流基準値Iavref,Ibvref,Icvrefが2相/3相変換部104で算出された後の制御は、一般的なフィードバック制御と全く同一である。つまり、モータ208の各相電流Ia,Ib,Icを電流検出回路32−1,32−2,32−3で検出し、減算部20−1,20−2,20−3で3相の電流基準値Iavref,Ibvref,Icvrefとの偏差電流をそれぞれ算出し、その偏差電流をPI制御部21に入力する。PI制御部21では、偏差電流を零にするように電圧指令値Va,Vb,Vcを算出してフィードバック制御を実行する。電圧指令値Va,Vb,Vcを入力としてPWM制御部31ではインバータ31へのPWMのゲート信号が算出され、インバータ31はそのゲート信号によってPWM制御され、各相電流Ia,Ib,Icと電流基準値Iavref,Ibvref,Icvrefとの偏差がそれぞれ0になるようにインバータ31は電流制御される。
The control after the three-phase current reference values Iavref, Ibvref, and Icvref are calculated by the 2-phase / 3-
以上が、PVC制御の説明であるが、上述したようにd軸電流基準値Idrefは、モータ208の角速度ωeがベース角速度ωb以下である時は0である、つまり、弱め界磁制御を実行しないのでIqref=Irefであり、各相電流Ia,Ib,Icは飽和(デューティ=100%)することがないので問題はない。しかし、モータ208の角速度ωeがベース角速度ωbを越えると、d軸電流基準値Idrefはもはや0ではなく、√(Iq2+Id2)が最大出力時の電流Inをオーバーする恐れがある。モータ電流が最大出力時の電流In以上を出力しようとするとデューティ=100%となり、トルクリップルが大きくなり、モータ208の異常音の発生などの問題が発生する。そのため、モータ208の角速度ωeが高速になって、弱め界磁制御が実行される角速度以上においては、操舵補助電流指令値Irefは数18で示す可変の制限値Ireflimによって制限する必要が出てくる。また、弱め界磁制御をモータ性能の限界近くで使用すると、トルクリップル等によって騒音が大きくなってしまう問題がある。
The above is the description of the PVC control. As described above, the d-axis current reference value Idref is 0 when the angular velocity ω e of the
そこで、モータの最大条件(Vmax,Imax)(なお、Vmax,Imaxは数12における最大出力Pmax時の電圧、電流)からベース速度(Id=0のとき)における電流指令値のリミットを計算し、高速領域(負のd軸電流指令値Idが制御システムに入力されるとき)における電流指令値のリミットを計算する。顧客から要求された性能仕様から要求仕様のモータトルク−速度(T−n)特性を確立し、操舵補助電流指令値Iref、モータ角速度ωe及びバッテリ電圧Vdcを入力し、最大条件(Vmax,Imax)を用いて弱め界磁制御のためのd軸電流指令値Idを計算する。上記各計算はマイコン等での演算を高速化するため予め設計されたルックアップテーブル等によって実行され、バッテリ電圧Vdcの変化は、モータ速度の変化及び電圧変化に起因する電流を計算することによって適用され得る。これら変化信号の計算も、付加的なルックアップテーブル等によって実行される。 Therefore, the limit of the current command value at the base speed (when Id = 0) is calculated from the maximum motor conditions (Vmax, Imax) (where Vmax, Imax is the voltage and current at maximum output Pmax in Equation 12), Calculate the limit of the current command value in the high speed region (when the negative d-axis current command value Id is input to the control system). Establish the required motor torque-speed (Tn) characteristics from the performance specifications requested by the customer, input the steering assist current command value Iref, the motor angular speed ω e, and the battery voltage Vdc, and set the maximum conditions (Vmax, Imax ) To calculate a d-axis current command value Id for field weakening control. Each of the above calculations is executed by a look-up table or the like designed in advance to speed up the calculation in the microcomputer, etc., and the change in the battery voltage Vdc is applied by calculating the motor speed change and the current resulting from the voltage change. Can be done. These change signals are also calculated by an additional lookup table or the like.
その場合の電流指令値算出部の構成は図3に示すようになっており、操舵補助電流指令値Irefは比較部13及び14に入力され、推定若しくは検出された角速度ωeはルックアップテーブル11及び12に入力されると共に、ルックアップテーブル15に入力され、更に角速度ωeがベース角速度ωb以上であるかを検出してスイッチ16の接点c1、c2を切替える検出切替え部17に入力される。ルックアップテーブル11で算出された電流指令値の制限値Ireflimは比較部13に入力され、ルックアップテーブル12で算出された電流指令値の制限値Ireflim_baseは比較部14に入力される。本例では、バッテリ電圧Vdcは不要となっている。比較部13から出力される電流指令値の制限値Iref_limはスイッチ16の接点c2に与えられ、比較部14から出力される電流指令値のベース制限値Iref_baseはスイッチ16の接点c1に与えられる。
The configuration of the current command value calculation unit in that case is as shown in FIG. 3, the steering assist current command value Iref is input to the
次に、操舵補助電流指令値Irefの演算について説明する。 Next, calculation of the steering assist current command value Iref will be described.
3相モータ5のa−b−c相における式を示すと、例えばa相に対する相電圧vanは、iaを相電流、Raを相抵抗、Laを相インダクタンス、eaを相逆起電圧として数21で表わされる。
(数21)
van=ia・Ra+La・dia/dt+ea
そして、各相の特性が同じであるバランスモータに対して、1相では、数21は通常下記数22のように表わされる。
(数22)
v=i・R+L・di/dt+e
ここで、R=Ra=Rb=Rcはモータの相抵抗であり、L=La=Lb=Lc
はモータ相インダクタンスであり、eは相逆起電圧である。
また、d−q軸上における電圧vd及びvqはそれぞれ下記数23及び数24で示される。
(数23)
vd=id・R+Ld・did/dt−ωe・Ld・iq
(数24)
vq=iq・R+Lq・diq/dt+ωe・Lq・id+ωe・Ψ
ここで、Ldはモータのd軸インダクタンス、Lqはモータのq軸インダクタン
スであり、SPM(Surface PM)モータに対してLd=Lq=Lである。また、Ψ
はd軸に作用する磁束であり、一般的にはΨ=4/3・Ke/(2×p)である
(なお、Keは逆起電圧定数、pは極対数)。
正弦波モータに対してd軸電流id及びq軸電流iqは直流的に変化し、それらの微分はゼロであり、それ故、数23及び数24はそれぞれ下記数25及び数26のような定常状態で表わされる。
(数25)
vd=id・R−ωe・Ld・iq
(数26)
vq=iq・R+ωe・Lq・id+ωe・Ψ
これに対し、矩形波モータにおけるq軸電流iqは直流ではなく、その変化及び微分は定常状態において、Δiq=0及びdiq/dt≠0を考慮に入れるべきである。従って、下記数27のように定義できる。
(数27)
iq=Iref+Δiq
ここで、Irefは電流指令値であり、Δiqはq軸電流iq(Δiq=iq
−Iref)の変化分である。
よって、数25及び数26に数26を代入することにより、それぞれ下記数28及び数29が得られる。
(数28)
vd=id・R−ωe・Ld・(Iref+Δiq)
(数29)
vq=(Iref+Δiq)・R+Lq・diq/dt+ωe・Lq・id
+ωe・Ψ
数29における微分Lq・diq/dtは、速度と電流の関数における大きな変数に基づいて計算することは困難であるが、もし最大電流定数を保持すれば、Lq・diq/dtのピークは下記数30の速度関数に置き換えることができる。
(数30)
Lq・diq/dt=Lq・diq/dθ・dθ/dt=Lq・diq/dθ・ωe
=k・ωe
ここで、kは、q軸電流iqと角速度ωeの微分の間の線形関係を表わす係数である。
それ故、下記数31及び数32が成り立つ。
(数31)
vd=id・R−ωe・Ld・Iref−ωe・Ld・Δiq
(数32)
vq=iref・R+ωe・Lq・id+ωe・Ψ+k・ωe+Δiq・R
数31の“ωe・Ld・Δiq”と、数32の“k・ωe+Δiq・R”が矩形波モータの付加項である。
When showing the expression of a-b-c-phase of the three-
(Equation 21)
v an = i a · Ra + La · di a / dt + e a
For a balanced motor having the same characteristics in each phase, in one phase, the
(Equation 22)
v = i * R + L * di / dt + e
Here, R = Ra = Rb = Rc is the phase resistance of the motor, and L = La = Lb = Lc
Is a motor phase inductance, and e is a phase counter electromotive voltage.
The voltages v d and v q on the dq axis are expressed by the following
(Equation 23)
v d = i d · R + Ld · di d / dt−ω e · Ld · i q
(Equation 24)
v q = i q · R + Lq · di q / dt + ω e · Lq · i d + ω e · Ψ
Here, Ld is the d-axis inductance of the motor, Lq is the q-axis inductance of the motor, and Ld = Lq = L for an SPM (Surface PM) motor. Also, Ψ
Is a magnetic flux acting on the d-axis and is generally Ψ = 4/3 · Ke / (2 × p) (Ke is a counter electromotive voltage constant and p is the number of pole pairs).
For a sinusoidal motor, the d-axis current id and the q-axis current iq change in a DC manner, and their derivatives are zero. Therefore,
(Equation 25)
v d = i d · R−ω e · Ld · i q
(Equation 26)
v q = i q · R + ω e · Lq · i d + ω e · Ψ
On the other hand, the q-axis current i q in the rectangular wave motor is not a direct current, and its change and differentiation should take into account Δi q = 0 and di q / dt ≠ 0 in the steady state. Therefore, it can be defined as the following Expression 27.
(Equation 27)
i q = Iref + Δi q
Here, Iref is a current command value, and Δi q is a q-axis current i q (Δi q = i q
-Iref).
Therefore, by substituting Equation 26 into
(Equation 28)
v d = i d · R−ω e · Ld · (Iref + Δi q )
(Equation 29)
v q = (Iref + Δi q ) · R + Lq · di q / dt + ω e · Lq · i d
+ Ω e・ Ψ
The differential Lq · di q / dt in Equation 29 is difficult to calculate based on large variables in the function of speed and current, but if the maximum current constant is maintained, the peak of Lq · di q / dt is It can be replaced with the following 30 speed functions.
(Equation 30)
Lq · di q / dt = Lq · di q / dθ · dθ / dt = Lq · di q / dθ · ω e
= K · ω e
Here, k is a coefficient representing a linear relationship between the differentiation of the q-axis current i q and the angular velocity ω e .
Therefore, the following
(Equation 31)
v d = i d · R−ω e · Ld · Iref−ω e · Ld · Δi q
(Expression 32)
v q = i ref · R + ω e · Lq · i d + ω e · Ψ + k · ω e + Δi q · R
“Ω e · Ld · Δi q ” in
矩形波モータに対して、制御は前述したPVC法(図2参照)によって実現され得る。電流及び他の変数が正弦波でないため、矩形波モータを解析するためにd−q式を用いることはできない。しかしながら、他の変化分Δiq及び係数kを導入することによって、d−q軸上における解析が可能となる。 For a rectangular wave motor, the control can be realized by the PVC method described above (see FIG. 2). Since the current and other variables are not sinusoidal, the dq equation cannot be used to analyze a square wave motor. However, by introducing another change Δi q and coefficient k, analysis on the dq axis becomes possible.
正弦波モータの逆起電圧波形と電流波形は正弦波であり、3相/d−q軸変換するとd軸成分(励磁成分)、q軸成分(トルク成分)共に直流値(一定値)になる。これに対して、矩形波モータでは逆起電圧波形と電流波形は擬似矩形波であり、1次成分の正弦波に加えて3,5,7,…次成分の正弦波が重畳されている。3相/d−q軸変換するとd軸成分及びq軸成分がいずれも直流値(一定値)にならず、電気角の関数となる。具体的には、3相での5,7次成分がd−q軸上では6次成分として現れ、同様に3相での11,13次成分がd−q軸上では12次成分として現れ、3,9,…次成分は零相であるため消えてしまう。電気角の関数のままだと制限値を算出するための計算が複雑なので、簡素化する必要があると共に、制限値を求めることが目的なので、ここでは振動する成分の最大値を取扱う。変化分Δiq及び係数kは電気角に依存した値の最大値を表わすパラメータであり、電気角の関数でないこれらのパラメータを導入することにより、矩形波モータでも正弦波モータと同様に制限値を算出することができる。 The counter electromotive voltage waveform and current waveform of a sine wave motor are sine waves, and when converted into three phases / dq axes, both the d axis component (excitation component) and the q axis component (torque component) become DC values (constant values). . On the other hand, in the rectangular wave motor, the counter electromotive voltage waveform and the current waveform are pseudo rectangular waves, and in addition to the sine wave of the primary component, the sine waves of 3, 5, 7,. When three-phase / dq-axis conversion is performed, neither the d-axis component nor the q-axis component becomes a direct current value (constant value), but is a function of the electrical angle. Specifically, the 5th and 7th order components in the 3 phase appear as the 6th order component on the dq axis, and similarly, the 11th and 13th order components in the 3 phase appear as the 12th order component on the dq axis. 3,9,... The next component disappears because it is a zero phase. If the function of the electrical angle remains as it is, the calculation for calculating the limit value is complicated, so it is necessary to simplify it and the purpose is to obtain the limit value, so the maximum value of the vibrating component is handled here. The change Δi q and the coefficient k are parameters representing the maximum value depending on the electrical angle. By introducing these parameters that are not a function of the electrical angle, the limit value can be set even in the rectangular wave motor as in the sine wave motor. Can be calculated.
q軸電流iqの最大値は下記数33で表わされ、q軸電流iqの理論値は下記数34で表わされる。
(数33)
iq=Iref+Δiq
(数34)
iq=Iref+(i3+i5)sin6θ+(i11+i13)sin12θ
+…
次に、電流指令値算出部における電流指令値の制限値Ireflim及びd軸電流指令値Idの計算を説明する。先ず電圧及び電流の制限条件は下記の通りである。
(1)電圧定数は下記の通りである。
The maximum value of the q-axis current i q is expressed by the following
(Expression 33)
i q = Iref + Δi q
(Equation 34)
i q = Iref + (i 3 + i 5 ) sin6θ + (i 11 + i 13 ) sin12θ
+ ...
Next, calculation of the current command value limit value Ireflim and the d-axis current command value Id in the current command value calculation unit will be described. First, voltage and current limiting conditions are as follows.
(1) The voltage constant is as follows.
(数36)
vd 2+vq 2≦Vmax2
ここで、Vdcはコントローラの入力で測定されるバッテリ電圧であり、ksはモ
デュレーション技術(modulation technique)を示す安全係数である。
(2)電流定数は下記の通りである。
(数37)
id 2+iq 2≦Imax2
ここで、Imaxはモータ又はインバータの最大電流であり、定常時は小さい。
数31及び数32を数36に代入することによって、下記数38を得る。
(数38)
Vmax2=(id・R−ωe・L・Ireflim−ωe・L・Δiq)2
+(Ireflim・R+ωe・L・Id+ωe・Ψ+k・ωe+Δiq・R)2
そして、d軸電流指令値Idは数38から次のように導かれる。
v d 2 + v q 2 ≦ Vmax 2
Here, Vdc is the battery voltage measured at the input of the controller, and k s is a safety factor indicating a modulation technique.
(2) The current constant is as follows.
(Equation 37)
i d 2 + i q 2 ≦ Imax 2
Here, Imax is the maximum current of the motor or the inverter, and is small during normal operation.
By substituting
(Equation 38)
Vmax 2 = (i d · R -ω e · L · I reflim -ω e · L · Δi q) 2
+ (I reflim · R + ω e · L · I d + ω e · Ψ + k · ω e + Δi q · R) 2
The d-axis current command value Id is derived from
なお、正弦波モータの場合にはΔIq=0であり、k=0である。また、ΔIq及びkは数42の計算では定数に保持される。
In the case of a sine wave motor, ΔIq = 0 and k = 0. ΔIq and k are held constant in the calculation of Equation 42.
上記各式から次のことがいえる。もしモータパラメータ及びバッテリ電圧Vdcが一定であれば、電流指令値Irefは速度だけの関数であり、下記数44のように表わされる。
(数44)
Ireflim=f(ωe)
もしバッテリ電圧Vdcが変化すれば、その変化値が考慮されるので次のようになる。
(数45)
Ireflim=f(ωe,Vdc)
また、アルゴリズムは数42を用いて、電流指令値の制限値Ireflimを下記のように計算する。
The following can be said from the above equations. If the motor parameter and the battery voltage Vdc are constant, the current command value Iref is a function of only the speed, and is expressed by the following equation 44.
(Equation 44)
Ireflim = f (ω e )
If the battery voltage Vdc changes, the change value is taken into account, so that
(Equation 45)
Ireflim = f (ω e , V dc )
In addition, the algorithm uses Equation 42 to calculate the limit value Ireflim of the current command value as follows.
(1)Iref>Ireflimの場合
Iref=Ireflim、Id=Idmax
(2)Iref≦Ireflimの場合
Iref=Iref、Id=Id
図4はd軸電流指令値Id及び電流指令値Irefとモータ回転速度の特性例(3領域)を示しており、特性Aのデータがルックアップテーブル11に格納され、特性Bのデータがルックアップテーブル12に格納されている。また、特性Cのデータがルックアップテーブル15に格納されている。同様に、図5はd軸電流指令値Id及び電流指令値Irefとモータ回転速度の特性例(4領域)の特性例を示しており、特性Aのデータがルックアップテーブル11に格納され、特性Bのデータがルックアップテーブル12に格納され、特性Cのデータがルックアップテーブル15に格納されている。
(1) When Iref> Ireflim
Iref = Ireflim, Id = Idmax
(2) When Iref ≦ Ireflim
Iref = Iref, Id = Id
FIG. 4 shows a characteristic example (three regions) of the d-axis current command value Id, the current command value Iref, and the motor rotation speed. The data of the characteristic A is stored in the lookup table 11 and the data of the characteristic B is looked up. It is stored in the table 12. Further, data of characteristic C is stored in the lookup table 15. Similarly, FIG. 5 shows a characteristic example of the characteristic example (four regions) of the d-axis current command value Id and the current command value Iref and the motor rotation speed, and the data of the characteristic A is stored in the look-up table 11 and the characteristic. B data is stored in the lookup table 12, and characteristic C data is stored in the lookup table 15.
このような構成において、その動作例を図6のフローチャートを参照して説明する。 In such a configuration, an example of the operation will be described with reference to the flowchart of FIG.
先ず、操舵トルクや車速に基づいて操舵補助電流指令値算出部は操舵補助電流指令値Irefを演算し(ステップS1)、モータ5の角速度ωeを入力する(ステップS2)。この順番は任意である。次に、入力された角速度ωeに基づいてルックアップテーブル11は、図4又は図5の特性Aに基づいて電流指令値の制限値Ireflimを算出し(ステップS3)、ルックアップテーブル12は図4又は図5の特性Bに基づいて電流指令値のベース制限値Ireflim_baseを算出し(ステップS4)、電流指令値の制限値Ireflimは比較部13に入力され、電流指令値のベース制限値Ireflim_baseは比較部14に入力される。なお、電流指令値の制限値Ireflimと電流指令値のベース制限値Ireflim_baseの算出の順番は任意である。
First, the steering assist current command value calculating portion based on the steering torque and the vehicle speed calculates a steering assist current command value Iref (step S1), and inputs the angular velocity omega e of the motor 5 (step S2). This order is arbitrary. Next, based on the input angular velocity ω e , the lookup table 11 calculates a limit value Ireflim of the current command value based on the characteristic A of FIG. 4 or FIG. 5 (step S3). 4 or based on the characteristic B of FIG. 5, the base limit value Ireflim_base of the current command value is calculated (step S4), the current command value limit value Ireflim is input to the
比較部13は操舵補助電流指令値Irefと電流指令値の制限値Ireflimの比較に基づいて電流指令値の制限値Iref_limを算出し(ステップS5)、比較部14は操舵補助電流指令値Irefと電流指令値のベース制限値Ireflim_baseの比較に基づいて電流指令値の制限値Iref_base及びd軸電流指令値Id=0を算出する(ステップS6)。電流指令値の制限値Iref_limはスイッチ16の接点c2に入力され、電流指令値のベース制限値Ireflim_base及びd軸電流指令値Id=0はスイッチ16の接点c1に入力される。ルックアップテーブル15は角速度ωe及び電流指令値の制限値Iref_limに基づいて、図4又は図5の特性Cに基づいてd軸電流指令値Idを算出する(ステップS7)。
The
その後、検出切替え部17は角速度ωeがベース角速度ωb以上であるか否かを判定し(ステップS10)、角速度ωeがベース角速度ωb以上であれば弱め界磁制御のためにスイッチ16の接点をc1に切替え(ステップS11)、比較部14からの電流指令値のベース制限値Iref_base及びd軸電流指令値Id=0を制限値Iref_limとして出力する(ステップS13)。また、角速度ωeがベース角速度ωbよりも小さければスイッチ16の接点をc2に切替え(ステップS12)、比較部13からの電流指令値の制限値Ireflim_limをそのまま電流指令値の制限値Iref_limとして出力する(ステップS13)。
次に、バッテリ電圧Vdc変化への対応を説明する。
Thereafter, the
Next, the response to the battery voltage Vdc change will be described.
もしq軸電流指令値Iq及びd軸電流指令値Idを一定に保持すれば、バッテリ電圧Vdcの変化分ΔVdcは角速度ωeの変化となる。つまり、d軸電流制限値を角速度ωeのみの関数にすることができる。バッテリ電圧Vdcと角速度ωの2変数の関数だと十分な精度を持ったルックアップテーブルの容量が大きく、ROM容量を浪費してしまう。また、アシストマップのように複数のマップを補完して求めると、演算時間がかかってしまう。そこで、バッテリ電圧Vdcの変化を角速度ωの変化として表わし、d軸電流制限値を角速度ωのみの関数にする。 If required to hold the q-axis current command value Iq and d-axis current command value Id constant, variation ΔVdc battery voltage Vdc is a change in the angular velocity omega e. That is, it is possible to the d-axis current limit function only of the angular velocity omega e. If the battery voltage Vdc and the angular velocity ω are functions of two variables, the capacity of the lookup table with sufficient accuracy is large, and the ROM capacity is wasted. Further, if a plurality of maps are complemented and obtained like an assist map, it takes a long calculation time. Therefore, the change in the battery voltage Vdc is expressed as a change in the angular velocity ω, and the d-axis current limit value is a function of only the angular velocity ω.
数25の電圧がV→V+ΔVに変化し、数26の角速度ωがω→ω+Δωに変化したとすると、下記数46及び数47が得られる。
(数46)
vd+Δvd=id・R−(ωe+Δωe)Ld・iq
(数47)
vq+Δvq=iq・R+(ωe+Δωe)Lq・id+(ωe+Δωe)Ψ
そして、数46及び数47からそれぞれ数25及び数26を減算すると、下記数48及び数49が得られる。
(数48)
Δvd=−ωe・Ld・iq
(数49)
Δvq=Δωe・Lq・id+Δωe・Ψ
数48及び数49は電圧ΔV、角速度Δωの変化分の関係式である。電圧ΔV、角速度Δωの変化分の関係式(ルックアップテーブル)と角速度ωのみの関数のd軸電流制限値近似式や補完計算は必要ない。
そして、下記数50が成立する。
(数50)
Δvd 2+Δvq 2=ΔV2
ただし、
(数51)
ΔV=(Vdc−Vdcn)/2
Assuming that the voltage of
(Equation 46)
v d + Δv d = i d · R− (ω e + Δω e ) Ld · i q
(Equation 47)
v q + Δv q = i q · R + (ω e + Δω e) Lq · i d + (ω e + Δω e) Ψ
Then, the following formulas 48 and 49 are obtained by subtracting the
(Formula 48)
Δv d = −ω e · Ld · i q
(Equation 49)
Δv q = Δω e · Lq · i d + Δω e · Ψ
Equations 48 and 49 are relational expressions for changes in voltage ΔV and angular velocity Δω. A relational expression (look-up table) for changes in voltage ΔV and angular velocity Δω and a d-axis current limit value approximation formula or complementary calculation of a function of only angular velocity ω are not required.
The following
(Equation 50)
Δv d 2 + Δv q 2 = ΔV 2
However,
(Equation 51)
ΔV = (Vdc−Vdcn) / 2
以上の演算を装置化すると図7に示す構成となり、図3の電流指令値算出部にバッテリ電圧変化適合部60と加算部18を付加した構成となっている。バッテリ電圧変化適合部60はパラメータVdcnを出力する設定部62と、バッテリ電圧VdcとパラメータVdcnの減算部63と、電流指令値算出部からのd軸電流指令値Id及び電流指令値の制限値Iref_limを入力して適合演算値を出力するルックアップテーブル61と、減算部63からの電圧ΔVとルックアップテーブル61からの適合演算値とを乗算して角速度変化分Δωeを出力する乗算部64とを具備している。ルックアップテーブル61には、電流指令値算出部で算出されたd軸電流指令値Id及び電流指令値の制限値Iref_limが入力され、減算部63にはバッテリ電圧Vdcが入力されてΔV(=Vdc−Vdcn)が求められる。乗算部64で求められた角速度変化分Δωeは加算部18に入力され、角速度ωeと加算された(ωe+Δωe)が電流指令値算出部に入力される。
When the above calculation is implemented as a device, the configuration shown in FIG. 7 is obtained, and the battery voltage
このような構成において、その動作例を図8のフローチャートを参照して説明する。 In such a configuration, an example of the operation will be described with reference to the flowchart of FIG.
先ず、操舵トルクや車速に基づいて操舵補助電流指令値算出部は操舵補助電流指令値Irefを演算し(ステップS20)、モータ5の角速度ωeをバッテリ電圧変化適合部60からの角速度変化分Δωeを入力して変化量(ωe+Δωe)を計算する(ステップS21)。この順番は任意である。次に、計算された変化量(ωe+Δωe)に基づいてルックアップテーブル11は電流指令値の制限値Ireflimを算出し(ステップS22)、ルックアップテーブル12は電流指令値のベース制限値Ireflim_baseを算出し(ステップS23)、電流指令値の制限値Ireflimは比較部13に入力され、電流指令値のベース制限値Ireflim_baseは比較部14に入力される。なお、電流指令値の制限値Ireflimと電流指令値のベース制限値Ireflim_baseの算出の順番は任意である。
First, the steering assist current command value calculation unit calculates the steering assist current command value Iref based on the steering torque and the vehicle speed (step S20), and the angular velocity change e of the motor 5 from the battery voltage
比較部13は操舵補助電流指令値Irefと電流指令値の制限値Ireflimの比較に基づいて電流指令値の制限値Iref_limを算出し(ステップS24)、比較部14は操舵補助電流指令値Irefと電流指令値のベース制限値Ireflim_baseの比較に基づいて電流指令値の制限値Iref_base及びd軸電流指令値Id=0を算出する(ステップS25)。電流指令値の制限値Iref_limはスイッチ16の接点c2に入力され、電流指令値のベース制限値Ireflim_base及びd軸電流指令値Id=0はスイッチ16の接点c1に入力される。ルックアップテーブル15は変化量(ωe+Δωe)及び電流指令値の制限値Iref_limに基づいてd軸電流指令値Idを算出する(ステップS26)。
The
その後、検出切替え部17は変化量(ωe+Δωe)がベース角速度ωb以上であるか否かを判定し(ステップS30)、変化量(ωe+Δωe)がベース角速度ωb以上であれば弱め界磁制御のためにスイッチ16の接点をc1に切替え(ステップS31)、比較部14からの電流指令値のベース制限値Iref_base及びd軸電流指令値Id=0を制限値Iref_limとして出力する(ステップS33)。また、変化量(ωe+Δωe)がベース角速度ωbよりも小さければスイッチ16の接点をc2に切替え(ステップS32)、比較部13からの電流指令値の制限値Ireflim_limをそのまま電流指令値の制限値Iref_limとして出力する(ステップS33)。
Thereafter, the
バッテリ電圧変化適合部60はバッテリ電圧Vdcを入力し(ステップS34)、予め設定されているパラメータVdcnとの差電圧ΔV(=Vdc−Vdcn)を算出して乗算部64に入力する(ステップS35)。一方、ルックアップテーブル61には電流指令値算出部10からd軸電流指令値Id及び電流指令値の制限値Iref_limが入力され(ステップS36)、ルックアップテーブル61はd軸電流指令値Id及び電流指令値の制限値Iref_limに基づいて適合演算値を算出し(ステップS37)、適合演算値を乗算部64に入力する。乗算部64は適合演算値及び差電圧ΔVに基づいて角速度変化分Δωeを算出して加算部18に入力する(ステップS38)。
The battery voltage
ここにおいて、ステアリング装置には、減速ギア効率の左回転と右回転での違い、前軸にかかる軸重の違いにより、操舵方向により操舵力が異なるという問題がある。しかし、上述した制限特性には、減速ギア等の効率での操舵方向によって操舵力が異なることが考慮されていないため、運転者に違和感を与えるという問題がある。 Here, the steering device has a problem that the steering force varies depending on the steering direction due to the difference between the left and right rotations of the reduction gear efficiency and the difference in the axial load applied to the front shaft. However, the above-described limiting characteristic has a problem that the driver feels uncomfortable because it is not considered that the steering force varies depending on the steering direction with efficiency such as a reduction gear.
そのため、本発明は制限特性を減速機等の機械系の左回転(CCW)、右回転(CW)の効率、前軸の左右輪にかかる軸重の違いを考慮して設定することで、操舵方向により操舵力が異なるという問題を解決し、運転者に違和感を与えないようにする。 For this reason, the present invention sets the limiting characteristics in consideration of the difference between the left rotation (CCW) and the right rotation (CW) of a mechanical system such as a speed reducer, and the axle load applied to the left and right wheels of the front shaft. It solves the problem that the steering force varies depending on the direction, so that the driver does not feel uncomfortable.
以下に本発明を説明する。 The present invention will be described below.
減速機の左回転、右回転の効率は、例えば機械的摩擦がCW>CCWのとき、電流制限値Ireflimについては図9のようにCW用ルックアップテーブルのデータを大きくし、電流制限値Ireflim_baseについても図10のようにCW用ルックアップテーブルのデータを大きくする。従って、本発明では同じ回転数のとき、CW方向の電流制限値Ireflim及びIreflim_baseが大きくなるようにルックアップテーブル11及び12が設定されているため、CW方向及びCCW方向で同じ特性を得ることができる。このようにCW用とCCW用のデータを設定しないと、CWのときにCCWに比べて操舵力が必要となり、運転者がハンドルを重く感じ、左右差として感じてしまう。 For example, when the mechanical friction is CW> CCW, for the current limit value Ireflim, the data of the CW lookup table is increased as shown in FIG. 9 and the current limit value Ireflim_base is increased. As shown in FIG. 10, the CW lookup table data is increased. Therefore, in the present invention, since the lookup tables 11 and 12 are set so that the current limit values Ireflim and Ireflim_base in the CW direction become large at the same rotation speed, the same characteristics can be obtained in the CW direction and the CCW direction. it can. If the data for CW and CCW is not set in this way, the steering force is required as compared with CCW at CW, and the driver feels the steering wheel heavy and feels as a difference between right and left.
以上より、本発明では図11及び図12に示すように、電流指令値の制限値Ireflim及びIreflim_baseを演算するルックアップテーブル11及び12に、CW又はCCWを示す回転方向RDを入力して出力を切替えるようにしている。ルックアップテーブル11及び12の構成は図13及び図14のようになっており、ルックアップテーブル11はCW用のルックアップテーブル11−1と、CCW用のルックアップテーブル11−2と、回転方向信号RDによってルックアップテーブル出力を切替えるスイッチ11−3とで構成されている。また、ルックアップテーブル12はCW用のルックアップテーブル12−1と、CCW用のルックアップテーブル12−2と、回転方向信号RDによってルックアップテーブル出力を切替えるスイッチ12−3とで構成されている。
所望出力特性及び角速度並びにモータ及び操舵補助力の伝達方向に基づいて電流指令値を制限しているので、ハンドルの急速な切り返し操舵の際にもモータの高速領域におけるトルクリップルを抑え、ハンドルに振動が発生せず、しかもCW方向及びCCW方向のハンドル操作にも違和感を生じることがない。
As described above, in the present invention, as shown in FIGS. 11 and 12, the rotation direction RD indicating CW or CCW is input to the look-up tables 11 and 12 that calculate the limit values Ireflim and Ireflim_base of the current command value and output. I am trying to switch. The look-up tables 11 and 12 are configured as shown in FIGS. 13 and 14. The look-up table 11 includes a CW look-up table 11-1, a CCW look-up table 11-2, and a rotation direction. The switch 11-3 switches the look-up table output by the signal RD. The look-up table 12 includes a CW look-up table 12-1, a CCW look-up table 12-2, and a switch 12-3 that switches the look-up table output according to the rotation direction signal RD. .
The current command value is limited based on the desired output characteristics and angular velocity, and the transmission direction of the motor and steering assist force. Therefore, the torque ripple in the high-speed region of the motor is suppressed and the handle vibrates even during the rapid turning of the steering wheel. Does not occur, and the steering operation in the CW direction and the CCW direction does not cause a sense of incongruity.
11,12、15 ルックアップテーブル
13,14 比較部
16 スイッチ
17 検出切替え部
21 PI制御部
24 微分回路
30 PWM制御部
31 インバータ
60 バッテリ電圧変化適合部
61 ルックアップテーブル
64 乗算部
100 ベクトル制御相指令値算出部
101、106 換算部
102 3相/2相変換部
103 q軸電流基準値算出部
104 2相/3相変換部
105 d軸電流基準値算出部
208、308 モータ
209 レゾルバ
301 操向ハンドル
303 減速ギア
307 トルクセンサ
324 指令電流決定手段
11, 12, 15 Look-up table 13, 14
Claims (6)
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