JP2011019399A - Motor control apparatus - Google Patents
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Abstract
Description
本発明は、永久磁石モータを安定に駆動するモータ制御装置に関する。 The present invention relates to a motor control device that stably drives a permanent magnet motor.
永久磁石モータを起動するのに、
・位置決めモードとして、特定の相に電流を通電して回転子の位置決めを行い
・次に、同期運転モードとして、永久磁石モータの回転角度位置の情報を用いない(位置フィードバックを行わない)で同期モータを駆動して、インバータの出力周波数を徐々に高めて、上記の位置決め状態から、ある回転数まで加速し、
・次にその回転数以上で、位置フィードバック運転モードとして、磁極位置の推定値もしくは磁極位置センサ等による回転角度位置の情報を用いて運転する
方法が知られている。
To start the permanent magnet motor,
・ As a positioning mode, energize a specific phase to position the rotor. ・ Next, as a synchronous operation mode, synchronize without using information on the rotation angle position of the permanent magnet motor (no position feedback) Drive the motor, gradually increase the output frequency of the inverter, accelerate from the above positioning state to a certain rotation speed,
Next, a method is known in which operation is performed by using the estimated value of the magnetic pole position or information on the rotational angle position by a magnetic pole position sensor or the like as the position feedback operation mode at the rotational speed or higher.
この方法では、上記のある回転数にて運転モードを切り替える際に、同期運転モード状態で制御系を作成している仮想の回転位置と実際の回転子位置とが大きく相違していたり、切り替えの前後でモータ出力トルクの連続性が保たれない場合では、切り替え直後に回転数が異常に高速になったり、逆に異常に低速になったりと回転速度が大きく変化する切替ショックが生じる。切替ショックの度合いは切替方法や切替時の負荷条件に応じて変わる。 In this method, when switching the operation mode at a certain rotation speed described above, the virtual rotation position creating the control system in the synchronous operation mode state and the actual rotor position are greatly different or When the continuity of the motor output torque is not maintained before and after, a switching shock is generated in which the rotational speed changes greatly when the rotational speed becomes abnormally high immediately after switching, or conversely becomes abnormally low. The degree of switching shock varies depending on the switching method and the load condition at the time of switching.
運転モードが切り替わる際の他のショックの一つとして、電流が増大するピーク電流の問題がある。これを低く抑える技術に関し、例えば特開2004−222382号公報に記載の方法がある。この従来技術では、同期運転モードの電圧の決定方法として、負荷トルクが大きくなれば永久磁石モータに流れる電流が小さくなるという関係に基づいて負荷トルクを推定し、推定した負荷トルクに対応する電圧を永久磁石モータに印加する。その後、3相の位相と回転角度位置との間の位相差が規定位相差範囲内にあるときに回転角度位置の情報を用いるモードに切り替える。 As another shock when the operation mode is switched, there is a problem of a peak current in which the current increases. Regarding a technique for keeping this low, for example, there is a method described in JP-A-2004-222382. In this prior art, as a method for determining the voltage in the synchronous operation mode, the load torque is estimated based on the relationship that the current flowing through the permanent magnet motor decreases as the load torque increases, and the voltage corresponding to the estimated load torque is determined. Apply to permanent magnet motor. After that, when the phase difference between the three-phase phase and the rotation angle position is within the specified phase difference range, the mode is switched to the mode using the rotation angle position information.
上記の従来技術では、同期運転モードにおいて、電圧を決定するために永久磁石モータに流れる電流の変化から負荷トルクの変化を推定し、一方、運転モードの切り替えは、3相の位相と回転角度位置との間の位相差が規定位相差範囲内になったときに行う構成であって、切り替え時に同期運転モードで推定した負荷トルクを利用する方法は記載されていない。また、切り替え後の大きな速度変動についての対策法が示されていない。 In the above prior art, in the synchronous operation mode, the change of the load torque is estimated from the change of the current flowing through the permanent magnet motor in order to determine the voltage. On the other hand, the switching of the operation mode includes the three-phase phase and the rotation angle position. Is a configuration that is performed when the phase difference between and becomes within the specified phase difference range, and does not describe a method of using the load torque estimated in the synchronous operation mode at the time of switching. Also, no countermeasures for large speed fluctuations after switching are shown.
本発明の目的は、同期運転モードから位置フィードバック運転モードへの切り替え時に発生する大きな速度変化を抑制し、負荷トルクによらず一様な加速特性を実現することである。 An object of the present invention is to suppress a large speed change that occurs when switching from the synchronous operation mode to the position feedback operation mode, and to realize uniform acceleration characteristics regardless of the load torque.
本発明の一つの特徴は、特定の相に電流を通電して回転子の位置決めを行う位置決めモードと、交流電流を流して位置フィードバックを行わない同期運転モードと、位置フィードバックによる運転モードとによって起動する永久磁石モータの制御装置において、同期運転モードの期間中に、位置決め時に通電した電流位相における第1の電流と、回転方向に90度進んだ位相での第2の電流との比率を順次変えることを特徴としている。 One feature of the present invention is that it is activated by a positioning mode in which current is supplied to a specific phase to position the rotor, a synchronous operation mode in which an AC current is not applied to perform position feedback, and an operation mode by position feedback. In the control device for the permanent magnet motor, the ratio of the first current in the current phase energized during positioning and the second current in the phase advanced by 90 degrees in the rotation direction is sequentially changed during the synchronous operation mode. It is characterized by that.
なお、本発明のその他の特徴は、本願特許請求の範囲に記載のとおりである。 The other features of the present invention are as described in the claims.
本発明により同期運転モードから位置フィードバック運転モードへの切り替え時に発生する大きな速度変化を抑制することが可能になる。 According to the present invention, it is possible to suppress a large speed change that occurs when switching from the synchronous operation mode to the position feedback operation mode.
本実施例では、位置フィードバック運転モードの位置情報は、モータ電圧指令とモータ電流情報から得る位置センサレス制御を行うものとして、永久磁石モータの回転子の磁束方向の位置をd軸、それから回転方向に90度進んだq軸からなるd−q実回転座標系に対して、制御上の仮想回転子位置dc軸と、それから回転方向に90度進んだ制御上の位置qc軸からなる制御上のdc−qc制御回転座標系での制御を基本としている。なお、これ以降の説明においてdc−qc座標軸を単に制御軸と呼ぶ。 In this embodiment, the position information in the position feedback operation mode is the position sensorless control obtained from the motor voltage command and the motor current information, and the position of the permanent magnet motor rotor in the magnetic flux direction is set to the d axis and then to the rotation direction. With respect to the dq real rotation coordinate system composed of the q axis advanced by 90 degrees, the control dc composed of the control virtual rotor position dc axis and the control position qc axis advanced by 90 degrees in the rotation direction. -Qc control Based on control in a rotating coordinate system. In the following description, the dc-qc coordinate axis is simply referred to as a control axis.
また、永久磁石モータは非突極型で、リラクタンストルクの発生はないものとして説明する。 Further, the description will be made assuming that the permanent magnet motor is non-salient and does not generate reluctance torque.
以下、図面を用いて本発明の実施の形態を詳細に説明する。 Hereinafter, embodiments of the present invention will be described in detail with reference to the drawings.
図1は、本発明に係わるモータ制御装置の基本構成図である。モータ制御装置1は、大きく分けて、電流検出手段12と、その出力であるd軸検出電流Idcおよびq軸検出電流Iqcを入力して演算を行い最終的に永久磁石モータ(PM)6に印加する3相電圧指令値(Vu*,Vv*,Vw*)を出力する制御部2と、3相電圧指令値(Vu*,Vv*,Vw*)通りの電圧を永久磁石モータ6に印加する電力変換回路5とによって構成される。
FIG. 1 is a basic configuration diagram of a motor control device according to the present invention. The
電流検出手段12は、モータに流れる3相の交流電流の内、U相およびW相に流れる電流Iu,Iwを検出するモータ電流検出手段(7aおよび7b)と、検出したモータ電流を推定磁極位置θdcを用いて、3相軸から制御軸へ座標変換してd軸検出電流Idcおよびq軸検出電流Iqcを求める3φ/dq変換器8から構成される。
The current detection means 12 includes motor current detection means (7a and 7b) for detecting currents Iu and Iw flowing in the U phase and the W phase in the three-phase AC current flowing in the motor, and the detected motor current is estimated magnetic pole position It is composed of a 3φ /
電力変換回路5は、図2に示すように、インバータ21,直流電圧源20,ドライバ回路23によって構成される。インバータ21は、IGBT(Insulated Gate Bipolar Transistor)やパワーMOS FET(Metal Oxide Semiconductor Field Effect Transistor)などの半導体素子によって構成される。これら半導体は、U相,V相,W相の上下アームに用いられて、それぞれの上下アームの接続点が永久磁石モータ6へ配線されている。インバータ21は、ドライバ回路23が出力するパルス状のPWMパルス信号(22a,22b,22c)に応じてスイッチング動作をする。直流電圧源20をスイッチングすることで、任意の周波数の交流電圧を永久磁石モータ6に印加してモータを駆動する。
As shown in FIG. 2, the
制御部2は、d軸検出電流Idcおよびq軸検出電流Iqcとd軸およびq軸電圧指令値(Vd*およびVq*)を入力して、永久磁石モータ6の回転子の実回転位置(実回転座標軸)と仮想回転位置(制御軸)との位置誤差(軸誤差Δθc)を演算する軸誤差演算器10と、軸誤差Δθcと軸誤差指令値Δθ*(通常はゼロ)との差を減算器11aで求め、これがゼロになるようにインバータ周波数指令値ω1*を調整するPLL制御器13と、後述の位置決めモード及び同期運転モードと位置センサレスモードとを切り替える制御切替スイッチ(16aおよび16b)と位置センサレスモードにおいて、周波数指令値ω*とインバータ周波数指令値ω1*との差を減算器11dで求め、これがゼロになるようにq軸電流指令値(Iq*)を調整するための比例演算部と積分演算部からなる速度制御器14と、同期運転モードにおいて、d軸検出電流Idcおよびq軸検出電流Iqcと軸誤差Δθcとを用いてq軸電流推定値Iq^を求める負荷推定器15と、q軸電流推定値Iq^より、速度制御器14の積分演算部の積分項初期値I0を演算する積分項初期値演算部17とd軸およびq軸電流指令値(Id*およびIq*)とd軸検出電流Idcおよびq軸検出電流Iqcとの差を、それぞれ減算器11b,11cで求め、これらがゼロになるように第2の電流指令値(Id**およびIq**)を調整する電流制御器42および43と、Id**およびIq**とインバータ周波数指令値ω1*とを用いてベクトル演算を行いVd*およびVq*を出力する電圧指令値作成器3と、Vd*およびVq*を制御軸から3相軸へ座標変換して永久磁石モータ6に印加する3相電圧指令値(Vu*,Vv*,Vw*)を出力するdq/3φ変換器4と、インバータ周波数指令値ω1*を積分して推定磁極位置θdcを出力する積分器9とで構成される。
The
制御部2の多くは、マイコン(マイクロコンピュータ)やDSP(Digital Signal Processor)などの半導体集積回路(演算制御手段)によって構成される。
Many of the
次に制御部2を構成する各部について説明する。
Next, each part which comprises the
電圧指令値作成器3では、次式で示すように、d軸およびq軸の第2の電流指令値(Id**およびIq**)とインバータ周波数指令値ω1*とモータ定数とを用いてベクトル演算を行いVd*およびVq*を出力する。
The voltage
ここで、(式1)において、Rは永久磁石モータ6の一次巻線抵抗値、Ldはd軸のインダクタンス、Lqはq軸のインダクタンス、Keは誘起電圧定数である。
Here, in (Expression 1), R is the primary winding resistance value of the
軸誤差演算器10は、d軸検出電流Idcと、q軸検出電流Iqcと、電圧指令値作成器3からのVd*およびVq*とを用いて軸誤差Δθcを算出する。軸誤差Δθcは、減算器11aにおいて予め設定された軸誤差指令値Δθ*(通常はゼロ)から減算され、この減算値(差分)がPLL制御器13によって比例積分制御されることで検出周波数ω1が得られる。後述の位置センサレスモードでは、この検出周波数ω1をインバータ周波数指令値ω1*とし、これを積分器9で積分することで永久磁石モータ6の磁極位置を推定する事ができる。この推定による推定磁極位置θdcはdq/3φ変換器4と3φ/dq変換器8に入力され、各ブロックの演算に用いられる。
The
すなわち、本実施例における制御部2においては、永久磁石モータ6の回転子の実回転座標軸と制御軸との軸誤差Δθcを算出し、算出した軸誤差Δθcがゼロになるように、言い換えれば、制御軸が永久磁石モータ6の回転子の実回転座標軸と同一になるようにインバータ周波数指令値ω1*をPLL(Phase Locked Loop)法を用いて補正し、磁極位置を推定することとしている。
That is, in the
次に、電流制御器42および43の構成について説明する。図3はd軸電流制御器42の構成を示している。上位装置等から与えられるd軸電流指令値Id*とd軸電流検出値Idcの偏差を、減算器11bで求め、これに比例ゲインKpdを乗じる比例演算部42Aの出力信号と、積分ゲインKidを乗じて積分処理を行う積分演算部42Bの出力信号とを加算して、次式に従い、第2のd軸電流指令値Id**を出力する。
Next, the configuration of the
図4はq軸電流制御器43の構成を示している。上位装置等から与えられるもしくは速度制御器14によるq軸電流指令値Iq*とd軸電流検出値Idcの偏差を減算器11cで求め、これに比例ゲインKpqを乗じる比例演算部43Aの出力信号と、積分ゲインKiqを乗じて積分処理を行う積分演算部43Bの出力信号とを加算して、次式に従い、第2のq軸電流指令値Iq**を出力する。
FIG. 4 shows the configuration of the q-axis
最後に、速度制御器14の構成図を図5に示す。制御切替スイッチ16aがB側に有る場合、上位装置等から与えられる周波数指令値ω*とPLLによるインバータ周波数指令値ω1*の偏差を減算器11dで求め、これに比例ゲインKpaを乗じる比例演算部14Aの出力信号と、積分ゲインKiaを乗じて積分処理を行う積分演算部14Bの出力信号とを加算して、次式に従い、q軸電流指令値Iq*を出力する。
Finally, a block diagram of the
ここに、制御切替スイッチ16aがB側に切り替わった時点の、積分演算部の積分項初期値I0が本発明における重要な制御定数となっている。以下、詳細に述べる。
Here, the integral term initial value I0 of the integral calculation unit when the
永久磁石モータ6を起動する際の基本動作について説明する。図6は、永久磁石モータ6を起動する際の各運転モードの遷移を示した簡略図である。運転モードは、任意の相のモータ巻線に、徐々に直流電流を流して永久磁石モータ6の回転子をある位置に固定する位置決めモードと、d軸電流指令値Id*およびq軸電流指令値Iq*と周波数指令ω*にしたがって永久磁石モータ6に印加する電圧を決定する同期運転モードと、軸誤差Δθcがゼロになるようにインバータ周波数指令値ω1*を調整する位置センサレスモード、の3つがある。
The basic operation when starting the
これらの運転モードは、d軸電流指令値Id*,q軸電流指令値Iq*,インバータ周波数指令値ω1*のうちいずれかを変更、もしくは、制御部2内の制御切替スイッチ(16aおよび16b)を切り替えることによって別の運転モードへ遷移する。なお、制御切替スイッチ(16aおよび16b)は、特に断りがない限り2つとも同時に切り替わる。
In these operation modes, any one of the d-axis current command value Id *, the q-axis current command value Iq *, and the inverter frequency command value ω1 * is changed, or the control changeover switches (16a and 16b) in the
位置決めモードでは、制御切替スイッチ(16aおよび16b)をA側にする。つまり、周波数指令ω*がそのままインバータ周波数指令値ω1*となり、上位コントローラなどの他から与えられるq軸電流指令値Iq*0がそのままIq*となる。永久磁石モータ6に直流を流すためにインバータ周波数指令値ω1*はゼロとする。
In the positioning mode, the control changeover switches (16a and 16b) are set to the A side. That is, the frequency command ω * becomes the inverter frequency command value ω1 * as it is, and the q-axis current command value Iq * 0 given from others such as the host controller becomes Iq * as it is. Inverter frequency command value ω1 * is set to zero to allow direct current to flow through
位置決めモードが終了後、同期運転モードへ遷移する。制御切替スイッチ(16aおよび16b)はA側のままである。同期運転モードでは、d軸電流指令値Id*を一定値のままとし(この起動方法をId起動と呼ぶ)、インバータ周波数指令値ω1*を増加させる。これにより、永久磁石モータ6はインバータ周波数指令値ω1*に追従して加速する。
After the positioning mode ends, the mode changes to the synchronous operation mode. The control changeover switches (16a and 16b) remain on the A side. In the synchronous operation mode, the d-axis current command value Id * is kept at a constant value (this activation method is called Id activation), and the inverter frequency command value ω1 * is increased. As a result, the
位置センサレスが可能になる周波数になった時点で、制御切替スイッチ(16aおよび16b)をB側にして位置センサレスモードへ遷移する。これにより、軸誤差Δθcと軸誤差指令値Δθ*(通常はゼロ)との差がゼロになるようにPLL制御器13が周波数指令値を調整すると共に、周波数指令値ω*とインバータ周波数指令値ω1*との差がゼロになるように速度制御器14がq軸電流指令値(Iq*)を調整する。Iq*は、加速トルク分と負荷トルク分に相当する値になり永久磁石モータ6は加速する。その後、加速が終了し一定速となると、負荷トルク分に相当する値で一定となる。また、d軸電流指令値Id*は、永久磁石モータが非突極型としているので、位置センサレスモードの間はゼロに設定する。
When the frequency at which position sensorless operation is possible is reached, the control changeover switches (16a and 16b) are set to the B side to shift to the position sensorless mode. Thus, the
図6に示した簡略図に対して、実際は永久磁石モータ6の負荷やPLL制御器13および電流制御器(42および43)および速度制御器14の応答周波数に応じて変化する。
6 is actually changed according to the load of the
図7および図8に、各制御器の応答周波数は一定で永久磁石モータ6の負荷が変化した場合の各指令値、永久磁石モータ6の実際の回転周波数ωr、および軸誤差Δθcの変化を示す。図7は軽負荷、図8は重負荷の場合である。
7 and 8 show changes in the command values, the actual rotation frequency ωr of the
図7および図8において注目すべきは、軸誤差Δcと回転周波数ωrの変化である。軽負荷時(図7)は、軸誤差Δθcはほぼゼロであり、回転周波数ωrもほぼインバータ周波数指令値ω1*に追従している。しかしながら、重負荷時(図8)では、軸誤差Δcは同期運転モード中から負に大きな値となっており、回転周波数ωrはインバータ周波数指令値ω1*に遅れて追従している。これは、速度制御器14の積分項初期値I0がゼロであるためIq*加速トルク分と負荷トルク分に相当する値に達するまでに時間遅れがあるためである。軸誤差Δcが大きい場合には、永久磁石モータ6が脱調して停止する場合もある。
In FIGS. 7 and 8, attention should be paid to changes in the axis error Δc and the rotation frequency ωr. When the load is light (FIG. 7), the shaft error Δθc is substantially zero, and the rotational frequency ωr substantially follows the inverter frequency command value ω1 *. However, at the time of heavy load (FIG. 8), the shaft error Δc is a negative large value from the synchronous operation mode, and the rotational frequency ωr follows the inverter frequency command value ω1 * with a delay. This is because the integral term initial value I0 of the
ここで、重負荷の場合にほぼ時間遅れなくインバータ周波数指令値ω1*に追従させることを目的に、速度制御器14の積分項初期値I0に加速トルク分と負荷トルク分に相当する値を設定した場合の結果を図9および図10に示す。図9は軽負荷、図10は重負荷の場合である。
Here, for the purpose of following the inverter frequency command value ω1 * with almost no time delay in the case of a heavy load, values corresponding to the acceleration torque and load torque are set in the integral term initial value I0 of the
先ほどと同様に軸誤差Δcと回転周波数ωrの変化に注目すると、今度は、重負荷の場合(図10)は位置センサレスモードに切り替わった後の軸誤差Δθcはほぼゼロであり、回転周波数ωrもほぼインバータ周波数指令値ω1*に追従している。これに対し、軽負荷の場合(図9)は、軸誤差Δθcが正に大きな値となっており、回転周波数ωrには過大なオーバーシュートが発生している。回転周波数ωrのオーバーシュート量があまりにも大きく、モータ制御装置1の用途によっては、設計された最大回転数を超える場合もあり問題となる。
If attention is paid to changes in the shaft error Δc and the rotational frequency ωr as before, the shaft error Δθc after switching to the position sensorless mode is almost zero in the case of a heavy load (FIG. 10), and the rotational frequency ωr is also It almost follows the inverter frequency command value ω1 *. On the other hand, in the case of a light load (FIG. 9), the axial error Δθc is a positive large value, and an excessive overshoot occurs at the rotational frequency ωr. The amount of overshoot of the rotational frequency ωr is too large, and depending on the application of the
上記の図7〜図10の結果を踏まえると、速度制御器14の積分項初期値I0を負荷に応じて適切な値とすればほぼ時間遅れなく回転周波数ωrをインバータ周波数指令値ω1*に追従させる事ができるが、初期値が適切でない場合には、時間遅れが生じる事が分かる。言い換えると、位置センサレス運転に遷移するまでに、負荷に応じた適切な速度制御器14の初期値を求める必要がある。
7-10, if the integral term initial value I0 of the
更に、位置センサレス運転モード切替時点における軸誤差を極力0に近づけておく必要がある。上述の例で示したように、同期運転モードにおいて、d軸電流指令値Id*を一定とするId起動の場合では、無負荷で0度、起動可能な最大負荷で+90度の軸誤差が発生することになる。 Furthermore, it is necessary to make the axis error as close to zero as possible when the position sensorless operation mode is switched. As shown in the above example, in the synchronous operation mode, in the case of Id activation with the d-axis current command value Id * constant, an axis error of 0 degrees with no load and +90 degrees with the maximum load that can be activated occurs. Will do.
こういった問題を解決するために、速度制御器14の積分項初期値I0を負荷に応じた適切な値にするため、q軸電流推定値Iq^から求めること、及び位置センサレス運転モード切替時点における軸誤差を極力0に近づけることが本発明の目的である。なお、q軸電流推定値Iq^の代わりに永久磁石モータのトルクに比例する値から積分項初期値I0を求めてもよい。また、トルクに比例する値を速度制御器14や電流制御器や電圧指令値作成器3に直接入力してもよい。なぜならば、永久磁石モータのトルクに比例する値を速度制御器14や電流制御器や電圧指令値作成器3に入力しても、トルクに見合った制御指令を出力することを制御器2bができるため、本発明の目的である同期運転モードから位置フィードバック運転モードへの切り替え時に発生する大きな速度変化を抑制することができるからである。
In order to solve these problems, in order to set the integral term initial value I0 of the
本実施例では、積分項初期値I0の求め方について言及する。 In the present embodiment, reference is made to how to obtain the integral term initial value I0.
次に、上記の目的を実現するための一つである負荷推定器について述べる。本実施例では、負荷とはモータ出力トルクとする。このモータ出力トルクτとトルク電流Iqは、次式の関係がある。 Next, a load estimator that is one of the means for realizing the above object will be described. In this embodiment, the load is the motor output torque. The motor output torque τ and the torque current Iq have the following relationship.
ここに、Pは極対数、Keは誘起電圧定数であって、いずれも定数であることから、モータ出力トルクτの推定にあたっては、Iqを推定すればよい。このことより、図1に示した負荷推定器15では、d軸検出電流Idcおよびq軸検出電流Iqcと軸誤差Δθcとを次式を用いてq軸電流推定値Iq^を求める。
Here, P is the number of pole pairs, and Ke is an induced voltage constant, both of which are constants. Therefore, in estimating the motor output torque τ, Iq may be estimated. Accordingly, the
(式6)をベクトル図で表現すると図11のようになる。(式6)の第1項はqc軸上の電流をq軸上に投影したときの大きさであり、第2項はdc軸上の電流をq軸上に投影した時の大きさである。つまり、検出した制御軸上の電流を用いてq軸電流Iqを求めていることになる。これは、同期運転モードにおいては負荷に応じて電流位相が自動的にずれ、負荷に見合ったIqが流れるという原理を応用したものである。
If
(式6)から得られるq軸電流推定値Iq^を利用して、積分項初期値I0を演算するにあたっては、以下に示す複数の演算方法があり、用途に応じてそれぞれ効果をもたらすことができる。 In calculating the integral term initial value I0 using the q-axis current estimated value Iq ^ obtained from (Equation 6), there are a plurality of calculation methods shown below, each of which brings about an effect depending on the application. it can.
[方法1]同期運転モードの最終時点のd軸検出電流Idc,q軸検出電流Iqc,軸誤差Δθcの値で得られたq軸電流推定値Iq^を用いる。この方法によると、運転モード切替時の負荷状態に合わせた積分項初期値I0を設定できる。 [Method 1] The estimated q-axis current value Iq ^ obtained from the values of the d-axis detection current Idc, the q-axis detection current Iqc, and the axis error Δθc at the final point in the synchronous operation mode is used. According to this method, the integral term initial value I0 can be set in accordance with the load state at the time of operation mode switching.
[方法2]同期運転モード中のd軸検出電流Idc,q軸検出電流Iqc,軸誤差Δθcのある一定区間の平均値を用いて演算したIq^、もしくは瞬時瞬時の各d軸検出電流
Idc,q軸検出電流Iqc,軸誤差Δθcで求めたIq^の平均値を用いる。この方法によると、負荷脈動等があり、検出値にバラツキがある場合にも同期運転モード中の平均値を用いることで、影響を最小限にできる。
[Method 2] d-axis detection current Idc, q-axis detection current Iqc in the synchronous operation mode, Iq ^ calculated using an average value in a certain section of the axis error Δθc, or each instantaneous instantaneous d-axis detection current Idc, The average value of Iq ^ obtained from the q-axis detection current Iqc and the axis error Δθc is used. According to this method, even when there is load pulsation or the like and the detected value varies, the influence can be minimized by using the average value in the synchronous operation mode.
[方法3]図12に示すように同期運転モードの間にインバータ周波数指令値ω1*を一定にする区間を設け、その区間内のd軸検出電流Idc,q軸検出電流Iqc,軸誤差
Δθcで求めたq軸電流推定値Iq^を用いる。この区間では、モータ出力トルクは、加速トルク分がなくなり負荷トルクと等しくなるため、負荷トルクに相当するIq^を積分項初期値I0として設定できる。さらに、インバータ周波数指令値ω1*を一定にする区間を永久磁石モータ6の機械角の1回転またはそれ以上とすることで、その区間ごとに変動する周期的な脈動トルク成分を除去できる。
[Method 3] As shown in FIG. 12, there is provided a section in which the inverter frequency command value ω1 * is constant during the synchronous operation mode, and d-axis detection current Idc, q-axis detection current Iqc, and axis error Δθc in the section. The obtained q-axis current estimated value Iq ^ is used. In this section, since the motor output torque is equal to the load torque with no acceleration torque, Iq ^ corresponding to the load torque can be set as the integral term initial value I0. Furthermore, by setting the section in which the inverter frequency command value ω1 * is constant to one rotation or more of the mechanical angle of the
以上のようにして演算した積分項初期値I0によって、いかなる負荷においてもほぼ時間遅れなく回転周波数ωrをインバータ周波数指令値ω1*に追従させる事ができる。この結果、運転モードが切り替わる際のショックを大幅に低減できる。なぜならば、負荷の多くは、機械角1回転で周期的に変動するが切り替え時のショックを減らすためには、その平均的な値が必要であるためである。 With the integral term initial value I0 calculated as described above, the rotational frequency ωr can follow the inverter frequency command value ω1 * without any time delay at any load. As a result, the shock when the operation mode is switched can be greatly reduced. This is because most of the load fluctuates periodically with one rotation of the mechanical angle, but its average value is necessary to reduce the shock at the time of switching.
しかしながら、機械角1周期より短い区間でトルク脈動する場合には、その脈動トルクの1周期分以上の間、周波数指令を一定とすれば同様の効果が得られる。 However, when torque pulsation occurs in a section shorter than one mechanical angle cycle, the same effect can be obtained by making the frequency command constant for one cycle or more of the pulsating torque.
本発明に係わるモータ制御装置1の第2の実施形態について図13〜図16を用いて説明する。実施例1と異なる点は、モータに流れるd軸およびq軸検出電流を求める電流検出手段の構成と、同期運転モードでの電流指令値の与え方である。
A second embodiment of the
図13に示すように、電流検出手段12aは、電流検出回路7cと、電流検出回路7cで検出したインバータ入力直流電流IDCから3相交流電流(Iu,Iv,Iw)を再現するモータ電流再現演算器41と、3相軸からdq軸に変換してd軸およびq軸検出電流(IdcおよびIqc)を求める3φ/dq変換器8aによって構成される。
As shown in FIG. 13, the current detection means 12a includes a current detection circuit 7c and a motor current reproduction calculation that reproduces a three-phase AC current (Iu, Iv, Iw) from the inverter input DC current IDC detected by the current detection circuit 7c. And a 3φ /
本実施例において、電力変換装置5aのインバータ入力直流電流IDCを検出する手段は、電流検出抵抗45を用いた構成となっている(図14)。インバータ入力直流電流IDCを検出する電流検出回路46は、電流検出抵抗45の両端の電圧を演算増幅器44に入力して検出する。演算増幅器44は、例えば、オペアンプなどのICによって構成される。インバータ21をIPM(Intelligent Power Module)などの6つのスイッチング素子が1つのパッケージに収められたモジュールによって構成すると、そのパッケージの中にスイッチング素子の保護用としてシャント抵抗が内蔵される場合が多い。その場合は、新たに電流検出のための電流検出抵抗を付加する必要が無く、部品点数の削減や省スペース化が可能となる。
In this embodiment, the means for detecting the inverter input DC current IDC of the power converter 5a has a configuration using a current detection resistor 45 (FIG. 14). A current detection circuit 46 that detects the inverter input DC current IDC inputs and detects the voltage across the current detection resistor 45 to the operational amplifier 44. The operational amplifier 44 is configured by an IC such as an operational amplifier. When the
次に、電流検出回路46で検出したインバータ入力直流電流IDCから3相交流電流(Iu,Iv,Iw)を再現するモータ電流再現演算器41aについて図15を用いて説明する。 Next, a motor current reproduction calculator 41a that reproduces a three-phase AC current (Iu, Iv, Iw) from the inverter input DC current IDC detected by the current detection circuit 46 will be described with reference to FIG.
図15には、基準三角波100、各相の電圧指令信号(101a,101b,101c)、各相のインバータ駆動信号となるPWMパルス信号(22a,22b,22c)と、各相の入力電流(102a〜d)と、電流検出抵抗45に流れるインバータ入力直流電流IDCを示す。図15を見て分かるように、電力変換装置5aのインバータ入力直流電流IDCは、各相のIGBTのスイッチングの状態に応じて変化する。図15において、各相IGBTの駆動信号(22a,22b,22c)は、Highレベルの時に各相の上アームをオンしており、Lowレベルの時に各相の下アームをオンしているということを意味する。実際には、各相の上アームおよび下アームにそれぞれ独立のPWMパルス信号を与え、スイッチング動作を制御しているが、図15においては、簡易的に示している。また、図15においては、説明のためデッドタイムを設けていない図となっているが、実際には、各相の上下アームが短絡しないよう、デッドタイムを設けている。 FIG. 15 shows a reference triangular wave 100, voltage command signals (101a, 101b, 101c) for each phase, PWM pulse signals (22a, 22b, 22c) serving as inverter drive signals for each phase, and input currents (102a for each phase). To d) and the inverter input DC current IDC flowing through the current detection resistor 45. As can be seen from FIG. 15, the inverter input DC current IDC of the power conversion device 5 a changes according to the switching state of the IGBT of each phase. In FIG. 15, the drive signals (22a, 22b, 22c) of each phase IGBT turn on the upper arm of each phase when it is at a high level, and turn on the lower arm of each phase when it is at a low level. Means. Actually, an independent PWM pulse signal is applied to the upper arm and the lower arm of each phase to control the switching operation. Further, in FIG. 15, for the sake of explanation, the dead time is not provided, but actually, the dead time is provided so that the upper and lower arms of each phase are not short-circuited.
図15において、W相のみ下アームがオンとなっていてU相とV相の上アームがオンしている区間AおよびDでは、逆極性のW相入力電流を観測することができる。また、V相とW相の下アームがオンしていてU相のみ上アームがオンしている区間BおよびCにおいては、同極性のU相入力電流を観測することができる。 In FIG. 15, in the sections A and D in which the lower arm is turned on only in the W phase and the upper arms of the U phase and the V phase are turned on, the W-phase input current having the reverse polarity can be observed. Further, in the sections B and C in which the lower arms of the V phase and the W phase are turned on and only the U phase is turned on, the U-phase input current having the same polarity can be observed.
モータ電流再現演算器41aにはサンプルホールド機能があり、図15の区間A〜Dを示すサンプルホールド信号Tsampに従って、電力変換装置5aのインバータ入力直流電流IDCをサンプルホールドし、各区間の電力変換装置5aのインバータ入力直流電流IDCを組み合わせることで、3相交流のモータ電流を出力する。 The motor current reproduction computing unit 41a has a sample and hold function, samples and holds the inverter input DC current IDC of the power converter 5a according to the sample and hold signal Tsamp indicating the sections A to D in FIG. By combining the inverter input DC current IDC of 5a, a three-phase AC motor current is output.
このように、各相のIGBTのスイッチングの状態に応じて変化するインバータ入力直流電流IDCをA〜D区間において観測し、各区間の電力変換装置5aのインバータ入力直流電流IDCを組み合わせることで、3相交流のモータ電流を再現することができる。 Thus, the inverter input DC current IDC which changes according to the switching state of the IGBT of each phase is observed in the A to D sections, and the inverter input DC current IDC of the power conversion device 5a in each section is combined to obtain 3 A phase AC motor current can be reproduced.
次に、同期運転モードでの電流指令値の与え方について説明する。 Next, how to give a current command value in the synchronous operation mode will be described.
位置決めモードは、実施例1と同様にd軸に直流電流を流し永久磁石モータ6のd軸の位置に固定する。位置決めが終了後、同期運転モードへ遷移するが、本実施例では、同期運転モード中のId*およびIq*は次式より求めることとする。
In the positioning mode, as in the first embodiment, a direct current is passed through the d-axis and the
ここで、Iposは位置決めモードの最終時点に流す電流値、Kpos1及びKpos2は電流振幅調整ゲイン、ωposは単位時間当たりの電流位相θpの変化量、Tは同期運転モードに遷移してからの時間である。 Here, Ipos is a current value that flows at the final point of the positioning mode, Kpos1 and Kpos2 are current amplitude adjustment gains, ωpos is a change amount of the current phase θp per unit time, and T is a time after transition to the synchronous operation mode. is there.
先の実施例で説明したd軸のみに電流を流すId起動の場合では、既に述べたように軸誤差Δθcは、無負荷時に0°、最大負荷時に+90°となる。一方、詳しくは述べないが、逆にq軸のみに流すIq起動の場合では、位置センサレスモードに切り替える際、無負荷時に−90°、最大負荷時に0°となり、いずれも最大で90°の軸誤差が発生することになり、その結果、図1で示したPLL制御器13が、その軸誤差を0にするべく動作して検出周波数ω1が大きく変動することとなり、正しい速度検出が行えない。そのため、切替ショックが大きくなる。
In the case of Id activation in which current is supplied only to the d-axis described in the previous embodiment, as already described, the axis error Δθc is 0 ° at no load and + 90 ° at the maximum load. On the other hand, although not described in detail, in the case of Iq activation that flows only to the q axis, when switching to the position sensorless mode, the axis is −90 ° at no load and 0 ° at the maximum load. As a result, an error occurs. As a result, the
本実施例では、同期運転モード中に電流位相θpを変更することで、d軸のみに流れていた電流を低減させて、q軸にも流れるようにしている。このようにして、同期運転モード中の電流位相を変更することで、軸誤差Δθcの最大値を減らす事ができ、切替ショックを減らす事ができる。 In this embodiment, by changing the current phase θp during the synchronous operation mode, the current that has flowed only in the d-axis is reduced so that it also flows in the q-axis. Thus, by changing the current phase during the synchronous operation mode, the maximum value of the axis error Δθc can be reduced, and the switching shock can be reduced.
ここで、電流振幅調整ゲインKpos1及びKpos2の決定方法によって、以下に示す複数の演算方法があり、それぞれ用途に応じた効果をもたらすことができる。 Here, depending on the method of determining the current amplitude adjustment gains Kpos1 and Kpos2, there are a plurality of calculation methods shown below, and each can bring about an effect corresponding to the application.
[方法1]Kpos1=Kpos2=1として、位置センサレスモード切替時に電流位相θp=45°とする方法。この場合は、位置センサレス切替時には、Id*=Iq*となる。最大負荷条件での様子を図16に示した。同期運転モード中に電流位相θpが0°から45°に変化し、モード切替時には、軸誤差Δθcは+45°となる。一方、逆に無負荷時では−45°であり、全負荷範囲に対して、最大でも45°ということになる。 [Method 1] A method in which Kpos1 = Kpos2 = 1 and the current phase θp = 45 ° when the position sensorless mode is switched. In this case, at position sensorless switching, Id * = Iq *. The state under the maximum load condition is shown in FIG. During the synchronous operation mode, the current phase θp changes from 0 ° to 45 °, and when the mode is switched, the axis error Δθc becomes + 45 °. On the other hand, when no load is applied, the angle is −45 °, and the maximum load range is 45 °.
[方法2]Kpos1=1,Kpos2=Iq^/Iposとして、位置センサレスモード切替時に電流位相θp=90°とする方法。この方法では、図1に示した負荷推定器の出力、すなわち(式6)に従って求めたIq^をKpos2とすることに特徴がある。そして、位置センサレスモード切替時には、電流位相θp=90°であることから、その時点では、Id*=0,Iq*=Iq^となり、軸誤差は、ほとんど0となる。 [Method 2] A method in which Kpos1 = 1, Kpos2 = Iq ^ / Ipos, and the current phase θp = 90 ° when the position sensorless mode is switched. This method is characterized in that the output of the load estimator shown in FIG. 1, that is, Iq ^ obtained according to (Equation 6) is Kpos2. When the position sensorless mode is switched, since the current phase θp = 90 °, at that time, Id * = 0 and Iq * = Iq ^, and the axial error is almost zero.
[方法3]Kpos1=Kpos2=Iq^/Iposとして、位置センサレスモード切替時に電流位相θp=90°とする方法。この方法では、図1に示した負荷推定器の出力、すなわち(式6)に従って求めたIq^をKpos1及びKpos2とすることに特徴がある。方式2との相違は、同期運転モード期間中にも、常に軸誤差がほとんど0となることである。
[Method 3] A method in which Kpos1 = Kpos2 = Iq ^ / Ipos and the current phase θp = 90 ° when the position sensorless mode is switched. This method is characterized in that the output of the load estimator shown in FIG. 1, that is, Iq ^ obtained according to (Equation 6) is Kpos1 and Kpos2. The difference from
[方法4]同期運転モードの初期段階は、上記方法1として、少なくとも終了段階では、上記の方式2もしくは方式3とする方法。この方法は、同期運転モードの初期段階において、軸誤差Δθcに推定誤差が多く含まれる場合に最適な方法となる。
[Method 4] The initial stage of the synchronous operation mode is the above-described
本発明に係わるモータ制御装置の第3の実施形態について以下説明する。 A third embodiment of the motor control device according to the present invention will be described below.
本実施例におけるモータ制御装置1bの全体構成図を図17に示す。先に示した2つの実施例とは負荷推定器の構成が異なる。負荷推定器15aは、d軸およびq軸電圧指令値(Vd*およびVq*)と、d軸およびq軸検出電流(IdcおよびIqc)とを入力して、次式により永久磁石モータの有効電力とトルク推定値(τ^)を演算する構成となっている。
An overall configuration diagram of the motor control device 1b in the present embodiment is shown in FIG. The configuration of the load estimator is different from the two embodiments shown above. The
ここで、(式8)において、Wpは有効電力、Wcuは銅損、ωrは永久磁石モータの実際の回転周波数、また、Rは永久磁石モータ6の一次巻線抵抗値、ω*は周波数指令、Pは永久磁石モータの極対数である。
Here, in (Equation 8), Wp is the active power, Wcu is the copper loss, ωr is the actual rotational frequency of the permanent magnet motor, R is the primary winding resistance value of the
さらに、(式8)を用いて演算したτ^を次式により、q軸電流推定値(Iq^)を推定する。 Further, a q-axis current estimated value (Iq ^) is estimated from τ ^ calculated using (Expression 8) by the following expression.
ここで、(式9)において、τ^は推定トルク、Pは極対数、Keは誘起電圧定数である。 Here, in (Equation 9), τ is an estimated torque, P is the number of pole pairs, and Ke is an induced voltage constant.
この(式8)及び(式9)に基づいて推定したIq^を用いて、先の2つの実施例で示したように、
・位置センサレスモード切替時における速度制御器14を構成する積分演算部14Bの積分項初期値I0を演算すること、
・同期運転モードにおいて、(式7)に示したKpos1やKpos2に適用してId*やIq*の作成に利用すること
ができる。
Using Iq ^ estimated based on (Equation 8) and (Equation 9), as shown in the previous two embodiments,
Calculating the integral term initial value I0 of the integral calculation unit 14B constituting the
In the synchronous operation mode, it can be used to create Id * and Iq * by applying to Kpos1 and Kpos2 shown in (Expression 7).
本実施例においては、有効電力から銅損を減算してモータ出力を求め、これに基づいて推定トルクを求めるという考えに基づいている。(式8)で用いる値は、回転子位置に依存しないため、軸誤差Δcが発生している場合でも求めることができ、さらに、四則計算のみの簡単な演算によって求める事ができるのが特徴である。また、有効電力の方が銅損に比べて大きければ大きいほど精度良くトルクを推定できるという特徴がある。 The present embodiment is based on the idea that the motor output is obtained by subtracting the copper loss from the active power, and the estimated torque is obtained based on this. Since the value used in (Equation 8) does not depend on the rotor position, it can be obtained even when the axis error Δc occurs, and it can be obtained by a simple calculation using only four arithmetic calculations. is there. Further, there is a feature that the torque can be estimated more accurately as the active power is larger than the copper loss.
本発明に係わるモータ制御装置の第4の実施形態について図18を用いて説明する。図18は本発明によるモータ制御装置201を洗濯機の駆動システムに適用した際の模式図である。洗濯機200は、水受け槽208の中に、洗濯槽206と攪拌翼(パルセータ)205がある構成となっており、洗濯槽206と攪拌翼205を駆動用モータ203で駆動する。洗濯槽206と攪拌翼205のどちらを駆動するかは、洗濯工程中にクラッチ部204によって切り替える。なお、クラッチ部204は減速機構有の構成と無の構成のいずれでもよい。モータ制御装置201は、モータ配線202を介して駆動用モータ203に交流電圧を印加して駆動する。
A motor control apparatus according to a fourth embodiment of the present invention will be described with reference to FIG. FIG. 18 is a schematic diagram when the
洗濯機の洗濯工程は、大きく分けると「洗い」「すすぎ」「脱水」「乾燥」がある。これら各工程において、周波数指令ω*や起動時間が変化し、さらに洗濯物の量や布質によって負荷トルクや慣性モーメントが大幅に変化するという特徴がある。特に「洗い」時の起動においては、洗濯物が水に浸かっている状態で攪拌翼205を駆動用モータ203で駆動するため、駆動用モータ203から見る負荷トルクは、時々刻々と変化する。洗濯機には定常状態が無いと言っても過言ではない。こういった用途では、特に速度制御器14の応答周波数を一義的に決定することは非常に困難で、どこかの負荷にあわせた応答周波数とすると他の負荷時に性能が悪くなるといったトレードオフが発生する。しかしながら、本発明の負荷推定器15を用いることで、起動時の特性はほぼ一定にする事ができる。また、電力変換回路5aのインバータ入力直流電流IDCからd軸およびq軸検出電流を検出して各制御に用い、さらに、算出した軸誤差Δθcがゼロになるようにインバータ周波数指令値ω1*をPLL法を用いて補正して推定磁極位置θdcを推定することで、モータ電流検出手段(7aおよび7b)と位置センサを省略でき、洗濯槽をより大きくする事ができる。
The washing process of a washing machine can be broadly divided into “washing”, “rinsing”, “dehydration” and “drying”. Each of these processes is characterized in that the frequency command ω * and the start-up time change, and further, the load torque and the moment of inertia change greatly depending on the amount of laundry and the cloth quality. In particular, at the time of starting “washing”, the
本発明に関わるモータ制御装置の第5の実施形態について図19を用いて説明する。図19は本発明によるモータ制御装置301をエアコン300に適用した際の模式図である。エアコンは、室内機302と室外機303の構成となっており、室内機と室外機は配管304で接続され、配管内を冷媒が流れる。室内機は、熱交換器305と送風機306がある構成となっており、室外機には、熱交換器307,圧縮機308,圧縮機駆動用モータ309,モータ制御装置301の構成となっている。エアコンは、室内機と室外機のあいだを冷媒が流れ、室内機の熱交換器により冷風、または温風を室内に送り込んでいる。
A fifth embodiment of the motor control apparatus according to the present invention will be described with reference to FIG. FIG. 19 is a schematic diagram when the
このような構成において、圧縮機には、機械角1回転毎、または負荷の特性によって生じるトルク脈動が存在する。また、圧縮機の入力と出力側の圧力差がほとんどない均圧状態や圧力差がある差圧状態があり、圧縮機駆動用モータから見る負荷トルクは均圧状態では軽く、差圧状態では重くなる、という特徴がある。このような用途において、例えば、均圧状態に合わせてモータ起動させると、差圧状態で位置センサレスモード切替時のショックが発生し起動性能が悪くなり、逆に差圧状態に合わせてモータ起動させると、均圧状態での起動性能が悪くなる。 In such a configuration, the compressor has torque pulsation caused by one rotation of the mechanical angle or due to load characteristics. In addition, there are pressure equalization states where there is almost no pressure difference between the input and output sides of the compressor and differential pressure states where there is a pressure difference. The load torque seen from the compressor drive motor is light in the pressure equalization state and heavy in the pressure difference state. It has the feature of becoming. In such an application, for example, if the motor is started in accordance with the pressure equalization state, a shock at the time of switching the position sensorless mode occurs in the differential pressure state, and the start-up performance deteriorates. Conversely, the motor is started in accordance with the differential pressure state. Then, the start-up performance in the pressure equalization state becomes worse.
そこで、本発明の負荷推定器15を用いることで、負荷に見合ったトルクを推定することが可能となり、どのような圧力状態であってもスムーズな起動が実現できるようになる。この結果、エアコンとして重要な機能である「急速冷房」(あるいは「急速暖房」)が、どのような条件であっても実現可能となる。
Therefore, by using the
本発明に係わるモータ制御装置1の制御部2は、マイコンやDSPなどの半導体集積回路を用いてソフトウェアで構成されることが多い。そのため、制御部2が正しく構成されているかの検証が難しいという欠点がある。そこで、本実施例においては、本発明に関する構成が正しく動作しているかを検証する方法について、図20を用いて説明する。
The
測定が必要な値は、モータ制御装置1から出力される3相電圧値(Vu,Vv,Vw)、3相電流値(Iu,Iv,Iw)、永久磁石モータ6の磁極位置θdである。
The values that need to be measured are the three-phase voltage values (Vu, Vv, Vw), the three-phase current values (Iu, Iv, Iw) output from the
3相電圧値は、直流電圧源20のN側と各相端子(30a,30b,30c)間の電圧を測ることで測定できる。もしくは各相の線間電圧を測定してそこから算出してもよい。
The three-phase voltage value can be measured by measuring the voltage between the N side of the
3相電流値は、例えば、CTなどで測定できる。 The three-phase current value can be measured by, for example, CT.
永久磁石モータ6の磁極位置θdは、例えば、エンコーダなどを用いた磁極位置センサ52を取り付けることで測定できる。θdは、永久磁石モータ6の回転子の磁束方向の位置とし、固定子側のU相に電流を流した時に発生する巻線磁束の方向を0°として選ぶ。3相電圧値および3相電流値をそれぞれ3φ/dq変換器(8aおよび8b)へ代入し、磁極位置θdを用いて、dq軸電圧値(VdおよびVq)およびdq軸電流値(IdおよびIq)を得る。
The magnetic pole position θd of the
同期運転モードにおいて制御部2は位置制御を行っていないため、実回転座標軸と制御軸との軸誤差が生じている。そのため、負荷に応じてdq軸電流は変化してしまう。そこで、dq軸電圧値(VdおよびVq)に注目し、(式1)の関係を満足しているかを確認する。例えば、実施例1のように同期運転モードの間Iq*をゼロとしている場合は、Vdには、R×Id*に相当する電圧が出力されるはずである。
Since the
位置センサレスモードにおいては、特に、モードが遷移するときの各値の動きに注目する。負荷推定器15が正常に動作していれば、モードが遷移する際に、各値が変化する。負荷によっては、不連続的な電流波形が観測される。次に、位置決めモードおよび同期運転モードの運転条件は変更せず永久磁石モータ6の負荷のみを変更し、モードが遷移する際の各値の変化を観測する。負荷が増えるにつれ位置センサレスモードに遷移した際のVqが大きくなっていれば、負荷推定が正常に行われていると確認できる。さらに、磁極位置θdを微分器51に入れ永久磁石モータ6の実際の回転周波数ωrを求める。負荷によらずほぼ時間遅れなく回転周波数ωrがインバータ周波数指令値ω1*に追従していれば、負荷推定の最終的な効果を確認できる。
In the position sensorless mode, attention is particularly paid to the movement of each value when the mode changes. If the
本発明に関わるモータ制御装置の第7の実施形態について図21を用いて説明する。 A motor control apparatus according to a seventh embodiment of the present invention will be described with reference to FIG.
図21は本発明によるモータ制御装置401を電動オイルポンプ400に適用した際の模式図の一例である。 FIG. 21 is an example of a schematic diagram when the motor control device 401 according to the present invention is applied to the electric oil pump 400.
電動オイルポンプ400により、油圧回路402の吐出圧(圧力)の調整を行うが、図2に示す「同期運転モード」から「位置センサレスモード」に移行する際に、負荷推定器15がない場合は、モータ6が急加減速を起こし、それに伴い油圧を一定に保てない課題がある(または、油圧が一定になるまで長時間必要)。
The electric oil pump 400 adjusts the discharge pressure (pressure) of the hydraulic circuit 402. When the “synchronous operation mode” shown in FIG. 2 is shifted to the “position sensorless mode”, the
そこで、本発明の負荷推定器15を用いることで、負荷に見合ったトルクを推定することが可能となり、速やかに油圧を一定に保つことができる。
Therefore, by using the
1,1b…モータ制御装置、2,2b…制御部、3…電圧指令値作成器、5…電力変換回路、6…永久磁石モータ、7a,7b…モータ電流検出手段、7c…電流検出回路、8,8a,8b…3φ/dq変換器、9…積分器、10…軸誤差演算器、11a,11b,11c,11d…減算器、12,12a…電流検出手段、13…PLL制御器、14…速度制御器、14A…比例演算部、14B…積分演算部、15,15a…負荷推定器、16a,16b…制御切替スイッチ、17…積分項初期値演算部、20…直流電圧源、21…インバータ、22a,22b,22c…PWMパルス信号、23…ドライバ回路、41…モータ電流再現演算器、42…d軸電流制御器、43…q軸電流制御器、44…演算増幅器、45…電流検出抵抗、46…電流検出回路、50…検証装置、52…磁極位置センサ、200…洗濯機、203…駆動用モータ、Idc…d軸電流、Iqc…q軸電流、Id*…d軸電流指令値、Iq*…q軸電流指令値、Iq^…q軸電流推定値、I0…積分項初期値、Vd*…d軸電圧指令値、Vq*…q軸電圧指令値、ω*…周波数指令値、ω1*…インバータ周波数指令値、ω1…検出周波数、ωr…回転周波数、Δθc…軸誤差、θdc…推定磁極位置、θp…電流位相、IDC…インバータ入力直流電流。
DESCRIPTION OF
Claims (4)
交流電流を流して位置フィードバックを行わない同期運転モードと、
位置フィードバックによる運転モードとによって起動する永久磁石モータの制御装置において、
同期運転モードの期間中に、位置決め時に通電した電流位相における第1の電流と、回転方向に90度進んだ位相での第2の電流との比率を順次変えることを特徴とするモータ制御装置。 Positioning mode in which current is passed through a specific phase to position the rotor,
Synchronous operation mode in which alternating current is passed and position feedback is not performed,
In the control device of the permanent magnet motor that is activated by the operation mode by position feedback,
A motor control device characterized by sequentially changing a ratio of a first current in a current phase energized during positioning and a second current in a phase advanced by 90 degrees in a rotation direction during a period of a synchronous operation mode.
前記第1の電流はd軸電流、前記第2の電流はq軸電流又は、前記第1の電流はq軸電流、前記第2の電流はd軸電流であることを特徴とするモータ制御装置。 In claim 1,
The motor control apparatus according to claim 1, wherein the first current is a d-axis current, the second current is a q-axis current, the first current is a q-axis current, and the second current is a d-axis current. .
前記同期運転モードから前記位置フィードバックによる運転モードとに切り替える直前には、第1の電流と第2の電流が、ほぼ等しくなっていることを特徴とするモータ制御装置。 In claim 1,
Immediately before switching from the synchronous operation mode to the operation mode by position feedback, the first current and the second current are substantially equal.
前記同期運転モードに、前記永久磁石モータのトルクに比例する値の推定演算を行い、
前記永久磁石モータのトルクに比例する値を基に、同期運転モードから位置フィードバックによる運転モードとに切り替える直前の第1の電流と第2の電流の比率を、トルクが大きくなるにつれて、第1の電流が小さくなる方向もしくは第2の電流が大きくなる方向に変えることを特徴とするモータ制御装置。 In claim 1,
In the synchronous operation mode, an estimation calculation of a value proportional to the torque of the permanent magnet motor is performed,
Based on a value proportional to the torque of the permanent magnet motor, the ratio of the first current and the second current immediately before switching from the synchronous operation mode to the operation mode by position feedback is increased as the torque increases. A motor control device characterized by changing to a direction in which the current decreases or a direction in which the second current increases.
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