JP2009213331A - Controller for induction motor - Google Patents
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Abstract
Description
本発明は誘導電動機の制御装置に関し、特に、ベクトル制御にて誘導電動機を可変速制御する方法に適用して好適なものである。 The present invention relates to an induction motor control apparatus, and is particularly suitable for application to a method for variable speed control of an induction motor by vector control.
誘導電動機は極数と周波数によって定まる回転数がほぼ一定、構造が簡単で堅牢であり、保安性および耐環境性に優れ、コストパフォーマンスが高いことから、民生・産業機械の動力源として広く使用されている。そして、ファンやポンプなどの動力源では省エネルギー等の手段として可変速度の運転が活用され、可変速を行う制御方式として、V/F制御とベクトル制御が主に使用されている。ここで、V/F制御では、構成が簡単で調整も容易である一方で、オープンループ制御であるために、制御応答性が高くとれないなどの制約がある。これに対して、ベクトル制御では、すべり周波数制御に加えて電流位相を変化させることで、過渡的な負荷変動に対しても磁束を不変にすることができ、高速応答を得ることができる。
例えば、特許文献1には、軸ずれ補償技術を用いたすべり周波数形ベクトル制御による誘導電動機の制御装置が開示されている。
Induction motors are widely used as power sources for consumer and industrial machines because the number of revolutions determined by the number of poles and frequency is almost constant, the structure is simple and robust, and they have excellent safety and environmental resistance and high cost performance. ing. In a power source such as a fan or a pump, variable speed operation is utilized as a means for saving energy, and V / F control and vector control are mainly used as control methods for performing variable speed. Here, in the V / F control, the configuration is simple and the adjustment is easy. On the other hand, since it is the open loop control, there is a restriction that the control responsiveness cannot be improved. On the other hand, in the vector control, by changing the current phase in addition to the slip frequency control, the magnetic flux can be made invariant with respect to a transient load fluctuation, and a high-speed response can be obtained.
For example, Patent Document 1 discloses a control device for an induction motor based on slip frequency vector control using a shaft misalignment compensation technique.
図3は、従来の軸ずれ補償技術を用いたすべり周波数形ベクトル制御による誘導電動機の制御装置の概略構成を示すブロック図である。
図3において、誘導電動機40には、スイッチング動作によって直流を可変電圧可変周波数の交流に変換するインバータ10が接続され、誘導電動機40の回転軸には負荷45が接続され、インバータ10には、PWM(Pulse Width Modulation)方式にてインバータ10をスイッチング制御する制御装置2が接続されている。そして、誘導電動機40の入力側には、インバータ10から出力される交流の電圧を検出する電圧検出手段20、インバータ10から出力される交流の電流を検出する電流検出手段30が設けられ、負荷45側には、誘導電動機40の回転速度を検出する速度検出手段50が設けられている。
FIG. 3 is a block diagram showing a schematic configuration of a control device for an induction motor based on slip frequency vector control using a conventional axis deviation compensation technique.
In FIG. 3, an
ここで、誘導電動機の制御装置2には、トルク電流指令値作成手段130、電流制御手段100、回転二相/三相座標変換手段110、三相/回転二相座標変換手段120、すべり周波数演算手段150、軸ずれ補償器160、加算器71、72、積分器140が設けられている。
なお、以下の説明では、励磁軸としてγ軸またはd軸と表記することもあり、トルク軸としてδ軸またはq軸と表記することもある。また、以下の説明では、励磁軸方向の値についてはγまたはdというサフィックスを付し、トルク軸方向の値についてはδまたはqというサフィックスを付し、1次側の値については1またはsというサフィックスを付し、2次側の値については2またはrというサフィックスを付した。
Here, the induction motor control device 2 includes a torque current command value creating means 130, a current control means 100, a rotating two-phase / three-phase coordinate converting means 110, a three-phase / rotating two-phase coordinate converting means 120, and a slip frequency calculation. Means 150, an
In the following description, the excitation axis may be expressed as γ axis or d axis, and the torque axis may be expressed as δ axis or q axis. In the following description, the value in the excitation axis direction is given a suffix of γ or d, the value in the torque axis direction is given a suffix of δ or q, and the value on the primary side is 1 or s. A suffix was added, and a secondary value was added with a suffix of 2 or r.
そして、トルク電流指令値作成手段130は、制御装置2に入力される励磁電流指令値P1とトルク指令値P2からトルク電流指令値P0を作成することができる。なお、励磁電流指令値P1をiγs *、トルク指令値P2をT*、トルク電流指令値P0をiδs *とすると、以下の(1)式にてトルク電流指令値P0を求めることができる。
iδs *=T*Lr/(pM2iγs *) ・・・(1)
ただし、
M:励磁インダクタンス
Lr:二次インダクタンス
p:極対数
である。
The torque current command
iδ s * = T * L r / (pM 2 iγ s * ) (1)
However,
M: Excitation inductance L r : Secondary inductance p: Number of pole pairs.
三相/回転二相座標変換手段120は、積分器140から出力された位相角P14に基づいて、電流検出手段30にて検出された三相電流の検出値を変換することで、励磁電流検出値P5およびトルク電流検出値P6を算出するとともに、電圧検出手段20にて検出された三相電圧の検出値を変換することで、励磁電圧検出値P7およびトルク電圧検出値P8を算出することができる。
電流制御手段100は、三相/回転二相座標変換手段120にて算出された励磁電流検出値P5およびトルク電流検出値P6と、励磁電流指令値P1およびトルク電流指令値P0との各偏差に基づいて、励磁軸電圧指令値P3およびトルク軸電圧指令値P4をそれぞれ算出することができる。
The three-phase / rotation two-phase coordinate conversion means 120 converts the detected value of the three-phase current detected by the current detection means 30 based on the phase angle P14 output from the
The current control means 100 determines each deviation between the excitation current detection value P5 and the torque current detection value P6 calculated by the three-phase / rotation two-phase coordinate conversion means 120, and the excitation current command value P1 and the torque current command value P0. Based on this, it is possible to calculate the excitation shaft voltage command value P3 and the torque shaft voltage command value P4, respectively.
回転二相/三相座標変換手段110は、積分器140から出力された位相角P14に基づいて、励磁軸電圧指令値P3およびトルク軸電圧指令値P4を三相の電圧指令に変換し、インバータ10に出力することができる。
すべり周波数演算手段150は、トルク電流検出値P6を励磁電流検出値P5で除した値を二次時定数の逆数に掛けることにより、誘導電動機40のすべり周波数P9を算出することができる。
加算器71は、すべり周波数演算手段150から出力されたすべり周波数P9と、速度検出手段50にて検出された回転速度検出値P10を加算することにより、一次周波数指令値P11を算出することができる。
軸ずれ補償器160は、励磁電流検出値P5、トルク電流検出値P6および励磁電圧検出値P7に基づいて誘起電圧の励磁軸成分を算出し、誘導電動機40の二次磁束に基づく軸と、制御装置2内の励磁軸の角度に基づいて一次周波数補償値P12を算出することができる。
The rotating two-phase / three-phase coordinate conversion means 110 converts the excitation shaft voltage command value P3 and the torque shaft voltage command value P4 into a three-phase voltage command based on the phase angle P14 output from the
The slip frequency calculating means 150 can calculate the slip frequency P9 of the
The
The
図4は、図3の軸ずれ補償器の概略構成を示すブロック図である。
図4において、軸ずれ補償器160には、誘起電圧演算回路510および位置ずれ量演算回路520が設けられている。
ここで、誘起電圧演算回路510には、励磁電流検出値P5、トルク電流検出値P6および励磁電圧検出値P7が入力され、励磁軸誘起電圧P41を出力することができる。なお、励磁軸誘起電圧P41をe2dとすると、励磁軸誘起電圧e2dは、以下の(2)式にて求めることができる。
e2d=v1d−(R1+d/dtLσ)i1d+ω1Lσi1q ・・・(2)
ただし、
v1d:電圧の励磁軸成分
ω1:一次周波数
i1d:励磁軸電流
i1q:トルク軸電流
R1:一次抵抗
Lσ:漏れインダクタンス
である。
FIG. 4 is a block diagram showing a schematic configuration of the axis deviation compensator of FIG.
In FIG. 4, the
Here, the induced
e 2d = v 1d − (R 1 + d / dtLσ) i 1d + ω 1 Lσi 1q (2)
However,
v 1d : voltage excitation axis component ω 1 : primary frequency i 1d : excitation axis current i 1q : torque axis current R 1 : primary resistance Lσ: leakage inductance.
また、位置ずれ量演算回路520には、一次周波数指令値P11および励磁軸誘起電圧P41が入力され、一次周波数補償値P12を出力することができる。なお、一次周波数補償値P12をΔω1とすると、一次周波数補償値Δω1は、以下の(3)式にて求めることができる。
Δω1=sgn(ω1 *)Kp{e2d+(1/TI)∫e2ddt} ・・・(3)
ただし、
ω1 *:一次周波数指令値
sgn(ω1 *):ω1 *の符号データ
Kp:比例ゲイン
TI:積分時定数
である。
Further, the primary frequency command value P11 and the excitation axis induced voltage P41 are input to the positional deviation
Δω 1 = sgn (ω 1 * ) K p {e 2d + (1 / T I ) ∫e 2d dt} (3)
However,
ω 1 * : primary frequency command value sgn (ω 1 * ): sign data K p of ω 1 * : proportional gain T I : integration time constant.
また、図3において、加算器72は、加算器71から出力された一次周波数指令値P11と、軸ずれ補償器160にて算出された一次周波数補償値P12を加算することにより、一次周波数指令値P13を算出することができる。
積分器140は、加算器72から出力された一次周波数指令値P13を積分することにより、位相角P14を算出することができる。
そして、励磁電流指令値P1およびトルク指令値P2はトルク電流指令値作成手段130に入力されるとともに、励磁電流指令値P1は電流制御手段100に入力される。そして、励磁電流指令値P1およびトルク指令値P2がトルク電流指令値作成手段130に入力されると、トルク電流指令値作成手段130は、(1)式の演算を行うことでトルク電流指令値P0を作成し、電流制御手段100に出力する。
In FIG. 3, the
The
The excitation current command value P1 and the torque command value P2 are input to the torque current command
また、電流検出手段30にて検出された三相電流の検出値は三相/回転二相座標変換手段120に入力されるとともに、電圧検出手段20にて検出された三相電圧の検出値は三相/回転二相座標変換手段120に入力され、積分器140にて算出された位相角P14は三相/回転二相座標変換手段120および回転二相/三相座標変換手段110に入力される。そして、三相/回転二相座標変換手段120は、積分器140から出力された位相角P14に基づいて、三相電流の検出値を励磁電流検出値P5およびトルク電流検出値P6に変換し、電流制御手段100、すべり周波数演算手段150および軸ずれ補償器160に出力するとともに、三相電圧の検出値を励磁電圧検出値P7およびトルク電圧検出値P8に変換し、軸ずれ補償器160に出力する。
The detected value of the three-phase current detected by the
そして、電流制御手段100は、励磁電流検出値P5およびトルク電流検出値P6を三相/回転二相座標変換手段120から受け取り、トルク電流指令値P0をトルク電流指令値作成手段130から受け取り、励磁電流指令値P1を外部から受け取ると、励磁電流検出値P5およびトルク電流検出値P6と、励磁電流指令値P1およびトルク電流指令値P0との各偏差に基づいて、励磁軸電圧指令値P3およびトルク軸電圧指令値P4をそれぞれ算出し、回転二相/三相座標変換手段110に出力する。
そして、回転二相/三相座標変換手段110は、励磁軸電圧指令値P3およびトルク軸電圧指令値P4を電流制御手段100から受け取ると、積分器140から出力された位相角P14に基づいて、励磁軸電圧指令値P3およびトルク軸電圧指令値P4を三相の電圧指令に変換し、インバータ10に出力する。
The
Then, when the rotating two-phase / three-phase coordinate conversion means 110 receives the excitation shaft voltage command value P3 and the torque shaft voltage command value P4 from the current control means 100, based on the phase angle P14 output from the
また、すべり周波数演算手段150は、励磁電流検出値P5およびトルク電流検出値P6を三相/回転二相座標変換手段120から受け取ると、トルク電流検出値P6を励磁電流検出値P5で除した値を二次時定数の逆数に掛けることにより、すべり周波数P9を算出し、加算器71に出力する。また、速度検出手段50にて検出された回転速度検出値P10は加算器71に出力される。そして、加算器71は、すべり周波数P9をすべり周波数演算手段150から受け取るとともに、回転速度検出値P10を速度検出手段50から受け取ると、すべり周波数P9と回転速度検出値P10とを加算することにより、一次周波数指令値P11を算出し、軸ずれ補償器160および加算器72に出力する。
Further, when the slip frequency calculation means 150 receives the excitation current detection value P5 and the torque current detection value P6 from the three-phase / rotation two-phase coordinate conversion means 120, the value obtained by dividing the torque current detection value P6 by the excitation current detection value P5. Is multiplied by the reciprocal of the secondary time constant to calculate the slip frequency P9 and output it to the
そして、軸ずれ補償器160は、励磁電流検出値P5、トルク電流検出値P6、励磁電圧検出値P7を三相/回転二相座標変換手段120から受け取るとともに、一次周波数指令値P11を加算器71から受け取ると、(2)、(3)式の演算を行うことで一次周波数補償値P12を算出し、加算器72に出力する。
そして、加算器72は、一次周波数指令値P11を加算器71から受け取るとともに、一次周波数補償値P12を軸ずれ補償器160から受け取ると、一次周波数指令値P11と一次周波数補償値P12とを加算することにより、一次周波数指令値P13を算出し、積分器140に出力する。そして、積分器140は、一次周波数指令値P13を加算器72から受け取ると、一次周波数指令値P13を積分することにより、位相角P14を算出し、三相/回転二相座標変換手段120および回転二相/三相座標変換手段110に出力する。
The
When the
これにより、軸ずれ補償器160にて一次周波数を補正することができ、制御装置2内の励磁軸の方向と誘導電動機40の磁束軸の方向とを一致させることが可能となることから、磁束演算を正確に行うことができ、指令値どおりのトルクを発生させることができる。
ただし、図3の構成では、電動機パラメータを用いて求めた励磁軸誘起電圧e2dに基づいて一次周波数補償値Δω1を求めているため、動作条件によって誘導電動機40のインダクタンスが変動する場合には、一次周波数補償値P12の演算精度が劣化する。例えば、誘導電動機40の二次漏れインダクタンスは、二次電流の大きさにより変化する。具体的には、非特許文献1には、回転子バーの周りに磁気飽和が起こる磁路があると、二次電流が変化した時に漏れインダクタンスが変化する現象が実験で示されている。また、(2)式から、励磁軸誘起電圧e2dの演算における漏れインダクタンスの誤差の影響は、一次周波数ω1に比例して大きくなることが判る。
As a result, the primary frequency can be corrected by the
However, in the configuration of FIG. 3, since the primary frequency compensation value Δω 1 is obtained based on the excitation shaft induced voltage e 2d obtained using the motor parameters, when the inductance of the
一方、非特許文献2には、通常はモータの定数は拘束試験で測定されるが、通常運転時にもモータの二次インダクタンスを測定できる方法が開示されている。この方法では、二次時定数の同定が行われるが、二次時定数は二次インダクタンスを二次抵抗値で除した値であるので、短時間に負荷電流が変化し、二次時定数の変化が観測された場合、抵抗の変化はインダクタンスの変化に比べて非常に遅いため、二次時定数の変化は二次インダクタンスの変化に起因するとみなすことができる。 On the other hand, Non-Patent Document 2 discloses a method in which the constant of the motor is normally measured by a restraint test, but the secondary inductance of the motor can be measured even during normal operation. In this method, the secondary time constant is identified, but since the secondary time constant is a value obtained by dividing the secondary inductance by the secondary resistance value, the load current changes in a short time, and the secondary time constant If a change is observed, the change in resistance is much slower than the change in inductance, so the change in secondary time constant can be considered to be due to the change in secondary inductance.
非特許文献2の方法では、以下の(4)式の無効電力成分を利用する。
F=Lr/M{(vd−σLsd/dtid)iq−(vq−σLsd/dtiq)id} ・・・(4)
ただし、
id:誘導電動機40の三相電流を固定座標上で三相二相変換した時の励磁軸電流成分
iq:誘導電動機40の三相電流を固定座標上で三相二相変換した時のトルク軸電流成分
vd:誘導電動機40の三相電流を固定座標上で三相二相変換した時の励磁軸電圧成分
vq:誘導電動機40の三相電流を固定座標上で三相二相変換した時のトルク軸電圧成分
Ls:誘導電動機40の一次インダクタンス
である。
In the method of Non-Patent Document 2, the reactive power component of the following equation (4) is used.
F = L r / M {( v d -σL s d / dti d) i q - (v q -σL s d / dti q) i d} ··· (4)
However,
i d : Excitation shaft current component when the three-phase current of the
この(4)式は、誘導電動機40の二次時定数と制御装置2内ですべり周波数演算に利用される二次時定数とが等しければ、以下の(5)式と一致する。
F*=−Mω1iγs 2 ・・・(5)
非特許文献2の方法では、(4)式のFと(5)式のF*との差をPI演算することにより、二次時定数を同定する。この非特許文献2で提案されているアルゴリズムを適用することにより、無負荷時と一次周波数ω1が低い場合に二次時定数を安定して同定することができる。
This equation (4) agrees with the following equation (5) if the secondary time constant of the
F * = − Mω 1 iγ s 2 (5)
In the method of Non-Patent Document 2, the second-order time constant is identified by performing PI calculation on the difference between F in Formula (4) and F * in Formula (5). By applying the algorithm proposed in Non-Patent Document 2, it is possible to stably identify the secondary time constant when there is no load and when the primary frequency ω 1 is low.
このため、負荷電流の変化に起因して二次漏れインダクタンスが変化した場合においても、同定された二次時定数から二次インダクタンスLrを精度よく求めることができ、励磁インダクタンスMが変化しなければ、二次漏れインダクタンスを正確に求めることができる。
しかしながら、非特許文献2に開示された方法では、励磁電流が小さく、励磁電流が多少変化しても励磁インダクタンスMが変化しない場合には、二次漏れインダクタンスを正確に求めることができるが、励磁電流が大きくなり、鉄心が飽和しつつある状態に動作点が置かれる場合には、二次漏れインダクタンスの算出精度が劣化するという問題があった。 However, in the method disclosed in Non-Patent Document 2, when the exciting current is small and the exciting inductance M does not change even if the exciting current slightly changes, the secondary leakage inductance can be accurately obtained. When the operating point is placed in a state where the current increases and the iron core is saturated, there is a problem that the calculation accuracy of the secondary leakage inductance is deteriorated.
図5は、誘導電動機の内部構成を模式的に示す断面図である。
図5において、ロータ101には、鉄心104が設けられるとともに、鉄心104には回転子バー102が装着され、ロータ101の周囲には固定子巻線103が配置されている。
ここで、ベクトル制御される誘導電動機40では、励磁磁束が通る位置の近傍に最大のトルク電流が流れる回転子バー102が配置されているため、トルク電流により回転子バー102の周囲に形成される漏れ磁束が励磁磁束と重なり合う部分が発生する。
FIG. 5 is a cross-sectional view schematically showing the internal configuration of the induction motor.
In FIG. 5, the
Here, in the
このため、トルク電流が増加すると、回転子バー102の周囲に形成される漏れ磁束は増加するものの、回転子バー102の周囲に励磁磁束が多く存在すると、磁気飽和が発生する。この結果、励磁電流による磁束は減少し、回転子バー102により磁束が飽和して増加するのが抑えられることから、トルク軸の二次漏れインダクタンスおよび励磁軸方向の励磁インダクタンスは、負荷電流の大きさに応じて減少する。
For this reason, when the torque current increases, the leakage magnetic flux formed around the
従って、非特許文献2に開示された方法では、無効電力の変化が、励磁インダクタンスの変化によるものか、二次漏れインダクタンスの変化によるものか区別することができず、二次漏れインダクタンスを正確に求めることができなくなる。また、トルク軸と励磁軸のインダクタンスの値を互いに異なる値に設定する必要がある。
そこで、本発明の目的は、誘導電動機に負荷をかけた時のトルク軸方向の励磁インダクタンスの変化と二次漏れインダクタンスの変化とを計測することが可能な誘導電動機の制御装置を提供することである。
Therefore, the method disclosed in Non-Patent Document 2 cannot distinguish whether the change in reactive power is due to a change in excitation inductance or a change in secondary leakage inductance. It becomes impossible to ask. In addition, the inductance values of the torque shaft and the excitation shaft need to be set to different values.
Accordingly, an object of the present invention is to provide an induction motor control device capable of measuring a change in excitation inductance in the torque axis direction and a change in secondary leakage inductance when a load is applied to the induction motor. is there.
上述した課題を解決するために、請求項1記載の誘導電動機の制御装置によれば、トルク軸方向のエアギャップ磁束がゼロになるように決定された一次周波数に基づいて誘導電動機を動作させた時の前記誘導電動機の入出力の観測値に基づいて、励磁軸方向の励磁インダクタンスとトルク軸方向の二次漏れインダクタンスとを推定する励磁インダクタンス・二次漏れインダクタンス推定手段と、励磁インダクタンス・二次漏れインダクタンス推定手段にて算出された励磁軸方向の励磁インダクタンスとトルク軸方向の二次漏れインダクタンスとを記憶する励磁インダクタンス・二次漏れインダクタンス記憶手段とを備えることを特徴とする。 In order to solve the above-described problem, according to the control apparatus for an induction motor according to claim 1, the induction motor is operated based on the primary frequency determined so that the air gap magnetic flux in the torque axis direction becomes zero. Excitation inductance / secondary leakage inductance estimation means for estimating the excitation inductance in the excitation axis direction and the secondary leakage inductance in the torque axis direction based on the observed input / output values of the induction motor at the time, and the excitation inductance / secondary Excitation inductance / secondary leakage inductance storage means for storing the excitation inductance in the excitation axis direction calculated by the leakage inductance estimation means and the secondary leakage inductance in the torque axis direction is provided.
また、請求項2記載の誘導電動機の制御装置によれば、前記励磁インダクタンス・二次漏れインダクタンス記憶手段に記憶された励磁軸方向の励磁インダクタンスを考慮しつつ、励磁電流指令値とトルク指令値からトルク電流指令値を作成するトルク電流指令値作成手段を備えることを特徴とする。
また、請求項3記載の誘導電動機の制御装置によれば、前記励磁インダクタンス・二次漏れインダクタンス記憶手段に記憶されたトルク軸方向の二次漏れインダクタンスを考慮することで誘起電圧の励磁軸成分を算出し、前記誘導電動機の二次磁束に基づく軸と、制御装置内の励磁軸の角度に基づいて、一次周波数補償値を算出する軸ずれ補償器を備えることを特徴とする。
According to the control apparatus for an induction motor according to claim 2, from the excitation current command value and the torque command value, taking into account the excitation inductance in the excitation axis direction stored in the excitation inductance / secondary leakage inductance storage means. Torque current command value creating means for creating a torque current command value is provided.
According to the control device for an induction motor according to claim 3, the excitation shaft component of the induced voltage is determined by taking into account the secondary leakage inductance in the torque axis direction stored in the excitation inductance / secondary leakage inductance storage means. An axis deviation compensator is provided that calculates and calculates a primary frequency compensation value based on an angle between an axis based on the secondary magnetic flux of the induction motor and an excitation axis in the control device.
また、請求項4記載の誘導電動機の制御装置によれば、前記励磁インダクタンス・二次漏れインダクタンス推定手段は、前記誘導電動機に印加される電圧の検出値から一次電圧による電圧降下分を差し引いた値を一次周波数で割った値から励磁軸一次磁束およびトルク軸一次磁束を算出する一次磁束演算手段と、前記一次磁束演算手段にて算出されたトルク軸一次磁束、トルク電流および前記誘導電動機の回転速度に基づいて一次周波数を算出する一次周波数演算手段と、トルク軸方向のエアギャップ磁束がゼロの時の一次側と二次側のトルク電流の関係、トルク軸一次磁束およびトルク軸二次磁束の値に基づいて、励磁軸二次磁束を算出する二次磁束演算手段と、前記一次磁束演算手段にて算出された励磁軸一次磁束および前記二次磁束演算手段にて算出された励磁軸二次磁束に基づいて励磁軸二次電流を算出し、前記励磁軸二次電流を用いることで励磁軸方向の励磁インダクタンスとトルク軸方向の二次漏れインダクタンスを算出する励磁インダクタンス・二次漏れインダクタンス演算手段とを備えることを特徴とする。 According to the control apparatus for an induction motor according to claim 4, the excitation inductance / secondary leakage inductance estimation means is a value obtained by subtracting a voltage drop due to a primary voltage from a detected value of a voltage applied to the induction motor. The primary magnetic flux calculation means for calculating the excitation shaft primary magnetic flux and the torque shaft primary magnetic flux from the value obtained by dividing the value by the primary frequency, the torque shaft primary magnetic flux calculated by the primary magnetic flux calculation means, the torque current, and the rotational speed of the induction motor Primary frequency calculation means for calculating the primary frequency based on the relationship between the primary side and secondary side torque current when the air gap magnetic flux in the torque axis direction is zero, the values of the torque axis primary magnetic flux and the torque axis secondary magnetic flux Based on the secondary magnetic flux calculating means for calculating the secondary magnetic flux of the excitation axis, the primary magnetic flux calculated by the primary magnetic flux calculation means, and the secondary magnetic flux calculation means. The excitation axis secondary current is calculated based on the excitation axis secondary magnetic flux calculated by the means, and the excitation inductance in the excitation axis direction and the secondary leakage inductance in the torque axis direction are calculated by using the excitation axis secondary current. And an exciting inductance / secondary leakage inductance calculating means.
以上説明したように、本発明によれば、トルク軸方向のエアギャップ磁束がゼロになるように決定された一次周波数に基づいて誘導電動機を動作させた時の入出力を観測することで、誘導電動機に負荷をかけた時の励磁軸方向の励磁インダクタンスの変化とトルク軸方向の二次漏れインダクタンスの変化とを計測することが可能となる。このため、励磁電流が大きくなり、鉄心が飽和しつつある状態に動作点が置かれた場合においても、二次漏れインダクタンスを精度よく算出することが可能となり、磁束演算を正確に行うことが可能となることから、指令値どおりのトルクを発生させることができる。 As described above, according to the present invention, by observing the input / output when the induction motor is operated based on the primary frequency determined so that the air gap magnetic flux in the torque axis direction becomes zero, It is possible to measure a change in excitation inductance in the excitation axis direction and a change in secondary leakage inductance in the torque axis direction when a load is applied to the electric motor. For this reason, even when the operating point is placed in a state where the excitation current is large and the iron core is saturated, the secondary leakage inductance can be accurately calculated, and the magnetic flux calculation can be performed accurately. Therefore, torque according to the command value can be generated.
以下、本発明の実施形態に係る誘導電動機の制御装置について図面を参照しながら説明する。
図1は、本発明の一実施形態に係る誘導電動機の制御装置の概略構成を示すブロック図である。
図1において、誘導電動機40には、スイッチング動作によって直流を可変電圧可変周波数の交流に変換するインバータ10が接続され、誘導電動機40の回転軸には負荷45が接続され、インバータ10には、PWM方式にてインバータ10をスイッチング制御する制御装置1が接続されている。そして、誘導電動機40の入力側には、インバータ10から出力される交流の電圧を検出する電圧検出手段20、インバータ10から出力される交流の電流を検出する電流検出手段30が設けられ、負荷45側には、誘導電動機40の回転速度を検出する速度検出手段50が設けられている。
Hereinafter, an induction motor control apparatus according to an embodiment of the present invention will be described with reference to the drawings.
FIG. 1 is a block diagram showing a schematic configuration of a control device for an induction motor according to an embodiment of the present invention.
In FIG. 1, an
ここで、誘導電動機の制御装置1には、トルク電流指令値作成手段135、電流制御手段100、回転二相/三相座標変換手段110、三相/回転二相座標変換手段120、すべり周波数演算手段150、軸ずれ補償器165、加算器61、減算器62、積分器140、励磁インダクタンス・二次漏れインダクタンス推定手段300、励磁インダクタンス・二次漏れインダクタンス参照テーブル310、切り替え手段320が設けられている。
なお、電流制御手段100、回転二相/三相座標変換手段110、三相/回転二相座標変換手段120、すべり周波数演算手段150、積分器140は図3の構成と同様である。
Here, the induction motor control device 1 includes a torque current command value creating means 135, a current control means 100, a rotating two-phase / three-phase coordinate converting
The current control means 100, the rotating two-phase / three-phase coordinate converting
また、励磁インダクタンス・二次漏れインダクタンス推定手段300は、トルク軸方向のエアギャップ磁束がゼロになるように決定された一次周波数に基づいて誘導電動機40を動作させた時の誘導電動機40の入出力の観測値に基づいて、励磁軸の磁気飽和を考慮した励磁インダクタンスMγとトルク軸方向の二次漏れインダクタンスlrδとを推定することができる。具体的には、励磁インダクタンス・二次漏れインダクタンス推定手段300は、励磁電流検出値P5、トルク電流検出値P6、励磁電圧検出値P7、トルク電圧検出値P8、すべり周波数P24、回転速度検出値P10を入力とし、トルク電流検出値P6に対応した励磁軸方向の励磁インダクタンスMγおよびトルク軸方向の二次漏れインダクタンスlrδを出力するとともに、励磁インダクタンスMγおよび二次漏れインダクタンスlrδを推定するために必要な一次周波数P22を出力することができる。
Further, the excitation inductance / secondary leakage inductance estimation means 300 inputs / outputs the
励磁インダクタンス・二次漏れインダクタンス参照テーブル310は、トルク電流検出値P6を入力とし、励磁インダクタンス・二次漏れインダクタンス推定手段300にて算出された励磁軸方向の励磁インダクタンスMγとトルク軸方向の二次漏れインダクタンスlrδとをトルク電流検出値P6に対応させて記憶することができる。
切り替え手段320は、励磁インダクタンスMγおよび二次漏れインダクタンスlrδを推定する場合には、励磁インダクタンスMγおよび二次漏れインダクタンスlrδを推定するために必要な一次周波数P22を出力として選択し、誘導電動機40の通常運転時には、すべり周波数演算手段150から出力されたすべり周波数P9が軸ずれ補償器165にて算出された一次周波数補償値P20にて補償された一次周波数指令値P21を出力として選択することができる。
The excitation inductance / secondary leakage inductance reference table 310 receives the torque current detection value P6 as an input, the excitation inductance Mγ in the excitation axis direction calculated by the excitation inductance / secondary leakage inductance estimation means 300, and the secondary in the torque axis direction. The leakage inductance l r δ can be stored in correspondence with the detected torque current value P6.
When estimating the exciting inductance Mγ and the secondary leakage inductance l r δ, the
トルク電流指令値作成手段135は、励磁インダクタンス・二次漏れインダクタンス参照テーブル310に記憶された励磁軸方向の励磁インダクタンスMγを考慮しつつ、励磁電流指令値P1とトルク指令値P2からトルク電流指令値P00を作成することができる。なお、トルク電流指令値作成手段135は、(1)式の公称値の励磁インダクタンスMの代わりに励磁軸方向の励磁インダクタンスMγ、(1)式の二次インダクタンスLrの代わりに励磁軸方向の励磁インダクタンスMγと公称値の二次漏れインダクタンスlrとを足した値Lrγ=Mγ+lrを用いることで、以下の(6)式にてトルク電流指令値P00=iδs *を求めることができる。
iδs *=T*Lrγ/(pMγ2iγs *) ・・・(6)
The torque current command
iδ s * = T * L r γ / (pMγ 2 iγ s * ) (6)
軸ずれ補償器165は、励磁インダクタンス・二次漏れインダクタンス参照テーブル310に記憶されたトルク軸方向の二次漏れインダクタンスlrδを考慮することで誘起電圧の励磁軸成分を算出し、誘導電動機40の二次磁束に基づく軸と、制御装置1内の励磁軸の角度に基づいて、一次周波数補償値P20を算出することができる。なお、軸ずれ補償器165は、励磁軸誘起電圧e2dを求める場合、(2)式の代わりに以下の(7)式を用いることができる。
e2d=v1d−(R1+d/dtLσ)i1d+ω1Lσ2i1q ・・・(7)
ただし、(7)式の最後の項において、Lσ2=(1−M2/(LrσLs))Ls、Lrσ=M+lrδとし、トルク軸磁束の漏れ磁束を計算するために、トルク軸の二次漏れインダクタンスlrδを用いることができる。
The
e 2d = v 1d − (R 1 + d / dtLσ) i 1d + ω 1 Lσ 2 i 1q (7)
However, in the last term of equation (7), Lσ 2 = (1−M 2 / (L r σL s )) L s , L r σ = M + l r δ, and the leakage flux of the torque axis magnetic flux is calculated. In addition, the secondary leakage inductance l r δ of the torque shaft can be used.
加算器61は、すべり周波数演算手段150から出力されたすべり周波数P9と、軸ずれ補償器165にて算出された一次周波数補償値P20を加算することにより、一次周波数指令値P21を算出することができる。
減算器62は、励磁インダクタンス・二次漏れインダクタンス推定手段300より出力された一次周波数P22から回転速度検出値P10を減算することにより、すべり周波数P24を算出することができる。
The
The
なお、図1の実施形態では、インバータ10から出力される交流の電圧を検出するために、電圧検出手段20を設ける方法について説明したが、インバータ10に与える電圧指令値からインバータ10の出力電圧を正確に算出することができるならば、電圧検出手段20の代わりに、電圧指令値からインバータ10の出力電圧を推定する電圧推定手段を設けるようにしてもよい。
そして、励磁インダクタンスMγおよび二次漏れインダクタンスlrδを推定する場合、切り替え手段320は、励磁インダクタンス・二次漏れインダクタンス推定手段300から出力される一次周波数P22を出力として選択する。
In the embodiment of FIG. 1, the method of providing the voltage detection means 20 for detecting the AC voltage output from the
When the excitation inductance Mγ and the secondary leakage inductance l r δ are estimated, the
そして、誘導電動機40は負荷45をかけた状態で運転され、定常状態にあるものとすると、三相/回転二相座標変換手段120にて算出された励磁電流検出値P5、トルク電流検出値P6、励磁電圧検出値P7およびトルク電圧検出値P8は励磁インダクタンス・二次漏れインダクタンス推定手段300に入力されるとともに、速度検出手段50にて検出された回転速度検出値P10は励磁インダクタンス・二次漏れインダクタンス推定手段300に入力される。
When the
そして、励磁インダクタンス・二次漏れインダクタンス推定手段300は、トルク軸方向のエアギャップ磁束がゼロになるように一次周波数P22を決定する。そして、励磁インダクタンス・二次漏れインダクタンス推定手段300にて決定された一次周波数P22は、切り替え手段320を介して積分器140に出力され、積分器140にて一次周波数P22が積分されることで、位相角P23が算出された後、回転二相/三相座標変換手段110および三相/回転二相座標変換手段120に出力される。
Then, the excitation inductance / secondary leakage inductance estimating means 300 determines the primary frequency P22 so that the air gap magnetic flux in the torque axis direction becomes zero. Then, the primary frequency P22 determined by the excitation inductance / secondary leakage inductance estimation means 300 is output to the
そして、励磁インダクタンス・二次漏れインダクタンス推定手段300は、トルク軸方向のエアギャップ磁束がゼロになるように決定した一次周波数P22に基づいて誘導電動機40を動作させた時の励磁電流検出値P5、トルク電流検出値P6、励磁電圧検出値P7およびトルク電圧検出値P8を用いることにより、励磁軸方向の励磁インダクタンスMγおよびトルク軸方向の二次漏れインダクタンスlrδを推定し、それらの励磁インダクタンスMγおよび二次漏れインダクタンスlrδを励磁インダクタンス・二次漏れインダクタンス参照テーブル310に記憶する。
Then, the excitation inductance / secondary leakage inductance estimation means 300 detects the excitation current detection value P5 when the
そして、誘導電動機40の通常運転を行う場合、切り替え手段320は、加算器61から出力される一次周波数指令値P21を出力として選択する。そして、励磁電流指令値P1およびトルク指令値P2はトルク電流指令値作成手段135に入力されるとともに、励磁電流指令値P1は電流制御手段100に入力される。また、三相/回転二相座標変換手段120にて算出されたトルク電流検出値P6は励磁インダクタンス・二次漏れインダクタンス参照テーブル310に入力され、励磁インダクタンス・二次漏れインダクタンス参照テーブル310は、トルク電流検出値P6に対応した励磁インダクタンスMγをトルク電流指令値作成手段135に入力するとともに、トルク電流検出値P6に対応した二次漏れインダクタンスlrδを軸ずれ補償器165に入力する。
And when performing the normal driving | operation of the
そして、励磁電流指令値P1、トルク指令値P2および励磁インダクタンスMγがトルク電流指令値作成手段135に入力されると、トルク電流指令値作成手段135は、(6)式の演算を行うことでトルク電流指令値P00を作成し、電流制御手段100に出力する。
また、三相/回転二相座標変換手段120は、積分器140から出力された位相角P23に基づいて、三相電流の検出値を励磁電流検出値P5およびトルク電流検出値P6に変換し、電流制御手段100、すべり周波数演算手段150および軸ずれ補償器165に出力するとともに、三相電圧の検出値を励磁電圧検出値P7およびトルク電圧検出値P8に変換し、軸ずれ補償器165に出力する。
When the excitation current command value P1, the torque command value P2, and the excitation inductance Mγ are input to the torque current command
Further, the three-phase / rotational two-phase coordinate conversion means 120 converts the detected value of the three-phase current into the excitation current detection value P5 and the torque current detection value P6 based on the phase angle P23 output from the
そして、電流制御手段100は、励磁電流検出値P5およびトルク電流検出値P6を三相/回転二相座標変換手段120から受け取り、トルク電流指令値P00をトルク電流指令値作成手段135から受け取り、励磁電流指令値P1を外部から受け取ると、励磁電流検出値P5およびトルク電流検出値P6と、励磁電流指令値P1およびトルク電流指令値P00との各偏差に基づいて、励磁軸電圧指令値P3およびトルク軸電圧指令値P4をそれぞれ算出し、回転二相/三相座標変換手段110に出力する。 The current control means 100 receives the excitation current detection value P5 and the torque current detection value P6 from the three-phase / rotation two-phase coordinate conversion means 120, receives the torque current command value P00 from the torque current command value creation means 135, When the current command value P1 is received from the outside, the excitation shaft voltage command value P3 and the torque are determined based on the deviations between the excitation current detection value P5 and the torque current detection value P6 and the excitation current command value P1 and the torque current command value P00. The shaft voltage command value P4 is calculated and output to the rotating two-phase / three-phase coordinate conversion means 110.
そして、回転二相/三相座標変換手段110は、励磁軸電圧指令値P3およびトルク軸電圧指令値P4を電流制御手段100から受け取ると、積分器140から出力された位相角P23に基づいて、励磁軸電圧指令値P3およびトルク軸電圧指令値P4を三相の電圧指令に変換し、インバータ10に出力する。
また、すべり周波数演算手段150は、励磁電流検出値P5およびトルク電流検出値P6を三相/回転二相座標変換手段120から受け取ると、トルク電流検出値P6を励磁電流検出値P5で除した値を二次時定数の逆数に掛けることにより、すべり周波数P9を算出し、加算器61に出力する。
When the rotating two-phase / three-phase coordinate conversion means 110 receives the excitation shaft voltage command value P3 and the torque shaft voltage command value P4 from the current control means 100, the rotation two-phase / three-phase coordinate conversion means 110, based on the phase angle P23 output from the
Further, when the slip frequency calculation means 150 receives the excitation current detection value P5 and the torque current detection value P6 from the three-phase / rotation two-phase coordinate conversion means 120, the value obtained by dividing the torque current detection value P6 by the excitation current detection value P5. Is multiplied by the reciprocal of the secondary time constant to calculate the slip frequency P9 and output it to the
また、軸ずれ補償器165は、二次漏れインダクタンスlrδを励磁インダクタンス・二次漏れインダクタンス参照テーブル310から受け取るとともに、励磁電流検出値P5、トルク電流検出値P6、励磁電圧検出値P7を三相/回転二相座標変換手段120から受け取ると、(7)式および(3)式の演算を行うことで一次周波数補償値P20を算出し、加算器61に出力する。
Further, the
そして、加算器61は、すべり周波数P9をすべり周波数演算手段150から受け取るとともに、一次周波数補償値P20を軸ずれ補償器165から受け取ると、すべり周波数P9と一次周波数補償値P20とを加算することにより、一次周波数指令値P21を算出し、切り替え手段320を介して積分器140に出力する。そして、積分器140は、一次周波数指令値P21を加算器61から受け取ると、一次周波数指令値P21を積分することにより、位相角P23を算出し、三相/回転二相座標変換手段120および回転二相/三相座標変換手段110に出力する。
When the
これにより、トルク軸方向のエアギャップ磁束がゼロになるように決定された一次周波数に基づいて誘導電動機40を動作させた時の入出力を観測することで、誘導電動機40に負荷をかけた時の励磁軸方向の励磁インダクタンスMγの変化とトルク軸方向の二次漏れインダクタンスlrδの変化とを計測することが可能となる。このため、励磁電流が大きくなり、鉄心が飽和しつつある状態に動作点が置かれた場合においても、二次漏れインダクタンスを精度よく算出することが可能となり、磁束演算を正確に行うことが可能となることから、指令値どおりのトルクを発生させることができる。
Thereby, when the load is applied to the
図2は、図1の励磁インダクタンス・二次漏れインダクタンス推定手段の概略構成を示すブロック図である。
図2において、励磁インダクタンス・二次漏れインダクタンス推定手段300には、一次磁束演算手段400、一次周波数演算手段410、二次磁束演算手段420および励磁インダクタンス・二次漏れインダクタンス演算手段430が設けられている。
なお、以下の説明では、励磁電流が変化しないため、一次漏れインダクタンスlsと励磁軸方向の二次漏れインダクタンスlrγとは公称値からあまり変化しないものとする。また、誘導電動機40は負荷45をかけた状態で運転され、定常状態にあるものとする。
FIG. 2 is a block diagram showing a schematic configuration of the exciting inductance / secondary leakage inductance estimating means of FIG.
In FIG. 2, the exciting inductance / secondary leakage inductance estimating means 300 is provided with a primary magnetic flux calculating means 400, a primary frequency calculating means 410, a secondary magnetic flux calculating means 420, and an exciting inductance / secondary leakage inductance calculating means 430. Yes.
In the following description, since the excitation current does not change, it is assumed that the primary leakage inductance l s and the secondary leakage inductance l r γ in the excitation axis direction do not change much from the nominal values. In addition, the
ここで、一次磁束演算手段400は、三相/回転二相座標変換手段120から出力された励磁電圧検出値P7およびトルク電圧検出値P8から一次抵抗による電圧降下分を差し引いた値を一次周波数で割った値から励磁軸一次磁束λγsおよびトルク軸一次磁束λδsを算出することができる。具体的には、一次磁束演算手段400は、以下の(8)式の演算を行うことにより、励磁軸一次磁束λγsおよびトルク軸一次磁束λδsを算出することができる。
λγs=(vδs−Rsiδs)/ω1、λδs=−(vγs−Rsiγs)/ω1 ・・・(8)
ただし、
vγs:励磁電圧検出値
vδs:トルク電圧検出値
iγs:励磁軸一次電流
iδs:トルク軸一次電流
Rs:一次抵抗
である。
Here, the primary magnetic flux calculation means 400 uses the primary frequency obtained by subtracting the voltage drop due to the primary resistance from the excitation voltage detection value P7 and torque voltage detection value P8 output from the three-phase / rotation two-phase coordinate conversion means 120. it is possible to calculate the excitation axis primary flux Ramudaganma s and torque shaft primary flux Ramudaderuta s from a value obtained by dividing. Specifically, the primary magnetic flux calculation means 400, by performing the calculation of the following equation (8), it is possible to calculate the excitation axis primary flux Ramudaganma s and torque shaft primary flux λδ s.
λγ s = (vδ s -R s iδ s) / ω 1, λδ s = - (vγ s -R s iγ s) / ω 1 ··· (8)
However,
vγ s : excitation voltage detection value v δ s : torque voltage detection value i γ s : excitation shaft primary current i δ s : torque shaft primary current R s : primary resistance.
一次周波数演算手段410は、一次磁束演算手段400にて算出されたトルク軸一次磁束λδsとトルク軸一次電流iδsから偏差(λδs−lsiδs)を計算し、偏差(λδs−lsiδs)をPI演算した値を回転速度の値に足すことで、一次周波数ω1を算出することができる。具体的には、一次周波数演算手段410は、以下の(9)式の演算を行うことにより、一次周波数ω1を算出することができる。
ω1=Kp(λδs−lsiδs)+Ki∫(λδs−lsiδs)+ωre ・・・(9)
ただし、
ls:一次漏れインダクタンス
Kp:比例ゲイン
Ki:積分ゲイン
ωre:回転速度
である。
Primary frequency calculating means 410 calculates the deviation (λδ s -l s iδ s) from the primary magnetic flux calculation means 400 torque axis primary flux Ramudaderuta s and a torque-axis primary current i? S calculated in the deviation (λδ s - The primary frequency ω 1 can be calculated by adding the value obtained by PI calculation of l s iδ s ) to the rotation speed value. Specifically, the primary frequency calculation means 410 can calculate the primary frequency ω 1 by performing the calculation of the following equation (9).
ω 1 = K p (λδ s -l s iδ s) + K i ∫ (λδ s -l s iδ s) + ω re ··· (9)
However,
l s : primary leakage inductance K p : proportional gain K i : integral gain ω re : rotational speed
このように、一次周波数ω1を制御することにより、トルク軸一次磁束λδsはlsiδsに収束し、トルク軸のエアギャップ磁束λδmがゼロに収束する。この時、トルク軸一次電流iδsとトルク軸二次電流iδrの大きさは等しくなり、iδs=−iδrという関係を満たす。また、トルク軸二次磁束λδrはlrδiδsに等しくなる。
二次磁束演算手段420は、トルク軸方向のエアギャップ磁束λδmがゼロの時のトルク軸一次電流iδsとトルク軸二次電流iδrの関係、トルク軸一次磁束λδsおよびトルク軸二次磁束λδrの値に基づいて、二次抵抗とトルク電流を掛けた値をすべり周波数で割った値から励磁軸二次磁束λγrを算出することができる。
Thus, by controlling the primary frequency ω 1, the torque shaft primary flux Ramudaderuta s converges to l s i? S, the air gap flux Ramudaderuta m of torque shaft converges to zero. At this time, the magnitude of the torque axis primary current i? S and torque shaft secondary current i? R will be equal, satisfy the relationship of iδ s = -iδ r. Further, the torque shaft secondary magnetic flux λδ r becomes equal to l r δiδ s .
Secondary flux calculation means 420, the relationship of the torque axis of the air gap flux Ramudaderuta m torque axis primary current i? S and torque shaft secondary current i? R when the zero torque axis primary flux Ramudaderuta s and torque shaft secondary based on the value of the magnetic flux λδ r, it can be calculated excitation axis secondary flux Ramudaganma r from the value divided by the slip frequency value obtained by multiplying the secondary resistance and the torque current.
ここで、励磁軸一次磁束λγsおよび励磁軸二次磁束λγrは、以下の(10)式および(11)式でそれぞれ表すことができる。
λγs=Mγiγr+Lsiγs=Mγiγm+lsiγs ・・・(10)
λγr=Mγiγs+Lrγiγr=Mγiγm+lrγiγr ・・・(11)
ただし、
iγm=iγs+iγr
iγs:励磁軸一次電流
iγr:励磁軸二次電流
lrγ:励磁軸の二次漏れインダクタンス
である。
励磁軸一次磁束λγsおよび励磁軸二次磁束λγrの値には、トルク電流を増やすことで変化する励磁インダクタンスMγが含まれているが、励磁軸一次磁束λγsおよび励磁軸二次磁束λγrを観測的に算出することができるので、励磁インダクタンスMγを算出することができる。
Here, the excitation shaft primary magnetic flux λγ s and the excitation shaft secondary magnetic flux λγ r can be expressed by the following equations (10) and (11), respectively.
λγ s = Mγiγ r + L s iγ s = Mγiγ m + l s iγ s ··· (10)
λγ r = Mγiγ s + L r γiγ r = Mγiγ m + l r γiγ r ··· (11)
However,
iγ m = iγ s + iγ r
iγ s : exciting shaft primary current i γ r : exciting shaft secondary current l r γ: secondary leakage inductance of the exciting shaft.
The values of the excitation shaft primary magnetic flux λγ s and the excitation shaft secondary magnetic flux λγ r include the excitation inductance Mγ that changes as the torque current increases, but the excitation shaft primary magnetic flux λγ s and the excitation shaft secondary magnetic flux λγ. Since r can be calculated observably, the excitation inductance Mγ can be calculated.
励磁インダクタンス・二次漏れインダクタンス演算手段430は、一次磁束演算手段400にて算出された励磁軸一次磁束λγsおよび二次磁束演算手段420にて算出された励磁軸二次磁束λγrに基づいて励磁軸二次電流iγrを算出し、励磁軸二次電流を用いることで励磁軸方向の励磁インダクタンスMγとトルク軸方向の二次漏れインダクタンスlrδを算出することができる。具体的には、励磁インダクタンス・二次漏れインダクタンス演算手段430は、(10)式および(11)式を用いて、以下の(12)式の演算を行うことにより、励磁軸二次電流iγrおよび励磁インダクタンスMγを算出することができる。
iγr=(λγr−(λγs−lsiγs))/lrγ、 Mγ=(λγs−lsiγs)/iγm
・・・(12)
Exciting inductance and secondary leakage inductance computing means 430, based on the primary magnetic flux calculation means 400 excitation axis primary flux calculated in Ramudaganma s and the secondary magnetic flux calculation means exciting axis two calculated at 420 rotor flux Ramudaganma r By calculating the excitation shaft secondary current iγ r and using the excitation shaft secondary current, the excitation inductance Mγ in the excitation axis direction and the secondary leakage inductance l r δ in the torque axis direction can be calculated. Specifically, the excitation inductance / secondary leakage inductance calculation means 430 performs the calculation of the following equation (12) using the equations (10) and (11), thereby obtaining the excitation shaft secondary current iγ r. Further, the excitation inductance Mγ can be calculated.
iγ r = (λγ r - ( λγ s -l s iγ s)) / l r γ, Mγ = (λγ s -l s iγ s) / iγ m
(12)
また、励磁軸二次電流iγrを用いることにより、以下の(13)式にてトルク軸方向の二次漏れインダクタンスlrδを算出することができる。
lrδ=−Rriγr/ωseiδs ・・・(13)
そして、誘導電動機40の運転範囲に応じて、大きさの異なるトルク電流を流す運転を行い、(12)式および(13)式の演算によって各トルク電流に対する励磁インダクタンスMγおよび二次漏れインダクタンスlrδを求めてから、励磁インダクタンス・二次漏れインダクタンス参照テーブル310に格納することができる。
Further, by using the excitation shaft secondary current iγ r , the secondary leakage inductance l r δ in the torque axis direction can be calculated by the following equation (13).
l r δ = −R r iγ r / ω se iδ s (13)
Then, in accordance with the operation range of the
あるいは、誘導電動機40の運転範囲が不明であれば、励磁インダクタンス・二次漏れインダクタンス推定手段300が出力する一次周波数を用いても誘導電動機40のトルク制御が可能であるので、この一次周波数を用いて誘導電動機40の運転を行いながら、(12)式および(13)式の演算によって各トルク電流に対する励磁インダクタンスMγおよび二次漏れインダクタンスlrδを求め、励磁インダクタンス・二次漏れインダクタンス参照テーブル310に格納するようにしてもよい。
そして、各トルク電流に対する励磁インダクタンスMγおよび二次漏れインダクタンスlrδが励磁インダクタンス・二次漏れインダクタンス参照テーブル310に格納されると、切り替え手段320を切り替えることで、加算器61から出力される一次周波数指令値P21を積分器140に入力し、誘導電動機40の通常運転を行うことができる。
Alternatively, if the operating range of the
When the excitation inductance Mγ and the secondary leakage inductance l r δ for each torque current are stored in the excitation inductance / secondary leakage inductance reference table 310, the primary output from the
1 誘導電動機の制御装置
10 インバータ
20 電圧検出手段
30 電流検出手段
40 誘導電動機
45 負荷
50 速度検出手段
61 加算器
62 減算器
100 電流制御手段
110 回転二相/三相座標変換手段
120 三相/回転二相座標変換手段
135 トルク電流指令値作成手段
140 積分器
150 すべり周波数演算手段
165 軸ずれ補償器
300 励磁インダクタンス・二次漏れインダクタンス推定手段
310 励磁インダクタンス・二次漏れインダクタンス参照テーブル
320 切り替え手段
400 一次磁束演算手段
410 一次周波数演算手段
420 二次磁束演算手段
430 励磁インダクタンス・二次漏れインダクタンス演算手段
DESCRIPTION OF SYMBOLS 1 Control apparatus of
Claims (4)
励磁インダクタンス・二次漏れインダクタンス推定手段にて算出された励磁軸方向の励磁インダクタンスとトルク軸方向の二次漏れインダクタンスとを記憶する励磁インダクタンス・二次漏れインダクタンス記憶手段とを備えることを特徴とする誘導電動機の制御装置。 Excitation inductance and torque in the excitation axis direction based on the observed values of input and output of the induction motor when the induction motor is operated based on the primary frequency determined so that the air gap magnetic flux in the torque axis direction becomes zero Exciting inductance / secondary leakage inductance estimating means for estimating the axial secondary leakage inductance,
An excitation inductance / secondary leakage inductance storage means for storing the excitation inductance in the excitation axis direction calculated by the excitation inductance / secondary leakage inductance estimation means and the secondary leakage inductance in the torque axis direction is provided. Induction motor controller.
前記誘導電動機に印加される電圧の検出値から一次電圧による電圧降下分を差し引いた値を一次周波数で割った値から励磁軸一次磁束およびトルク軸一次磁束を算出する一次磁束演算手段と、
前記一次磁束演算手段にて算出されたトルク軸一次磁束、トルク電流および前記誘導電動機の回転速度に基づいて一次周波数を算出する一次周波数演算手段と、
トルク軸方向のエアギャップ磁束がゼロの時の一次側と二次側のトルク電流の関係、トルク軸一次磁束およびトルク軸二次磁束の値に基づいて、励磁軸二次磁束を算出する二次磁束演算手段と、
前記一次磁束演算手段にて算出された励磁軸一次磁束および前記二次磁束演算手段にて算出された励磁軸二次磁束に基づいて励磁軸二次電流を算出し、前記励磁軸二次電流を用いることで励磁軸方向の励磁インダクタンスとトルク軸方向の二次漏れインダクタンスを算出する励磁インダクタンス・二次漏れインダクタンス演算手段とを備えることを特徴とする請求項1から3のいずれか1項記載の誘導電動機の制御装置。 The exciting inductance / secondary leakage inductance estimating means is:
Primary magnetic flux calculation means for calculating the excitation axis primary magnetic flux and the torque axis primary magnetic flux from the value obtained by subtracting the voltage drop due to the primary voltage from the detected value of the voltage applied to the induction motor and dividing by the primary frequency;
Primary frequency calculation means for calculating a primary frequency based on the torque shaft primary magnetic flux calculated by the primary magnetic flux calculation means, torque current and the rotation speed of the induction motor;
Secondary that calculates the excitation shaft secondary magnetic flux based on the relationship between the torque current on the primary side and the secondary side when the air gap magnetic flux in the torque axis direction is zero, the value of the torque shaft primary magnetic flux and the torque shaft secondary magnetic flux Magnetic flux calculation means;
An excitation axis secondary current is calculated based on the excitation axis primary flux calculated by the primary flux calculation means and the excitation axis secondary flux calculated by the secondary flux calculation means, and the excitation axis secondary current is calculated. 4. An excitation inductance / secondary leakage inductance calculation means for calculating an excitation inductance in the excitation axis direction and a secondary leakage inductance in the torque axis direction by using the excitation inductance and the secondary leakage inductance calculation means. Induction motor controller.
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