JP2011101554A - Controller converter - Google Patents
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Abstract
Description
本発明は、直流電源と電気負荷装置との間で電圧変換を行なうコンバータの制御に関する。 The present invention relates to control of a converter that performs voltage conversion between a DC power source and an electric load device.
近年、モータを1つの駆動源とする電動車両が広く普及しつつある。通常、電動車両は、電池を備え、その電池から供給される電力によってモータを回転させることによって駆動力を得ている。通常、電動車両は、電池とモータとの間で電圧変換を行なうコンバータを備える。コンバータをパルス幅変調(以下「PWM(Pulse Width Modulation)」と称する。)法を用いて算出されたスイッチング周波数で駆動することによって、コンバータは電池の電圧を昇圧してモータに出力する。 In recent years, electric vehicles using a motor as one drive source are becoming widespread. Usually, an electric vehicle is equipped with a battery and obtains driving force by rotating a motor with electric power supplied from the battery. Usually, an electric vehicle includes a converter that performs voltage conversion between a battery and a motor. By driving the converter at a switching frequency calculated using a pulse width modulation (hereinafter referred to as “PWM (Pulse Width Modulation)”) method, the converter boosts the voltage of the battery and outputs it to the motor.
このようなコンバータのスイッチング周波数を制御する技術が、たとえば特許第3692993号公報(特許文献1)に開示されている。特許文献1に開示された駆動装置は、2つのスイッチング素子と、スイッチング素子同士の接続点に接続されたリアクトルとを備えるコンバータを制御する。この駆動装置は、リアクトルを流れる電流を一定としたときのコンバータの損失がキャリア周波数から一義的に決まることを前提として、コンバータの損失が最小となる最適キャリア周波数をリアクトルを流れる電流毎に記憶したマップを用いて、リアクトルを流れる電流の目標値あるいは検出値に対応する最適キャリア周波数を設定する。このように設定された最適キャリア周波数を用いてコンバータを駆動することによって、コンバータの損失が最小となる最適キャリア周波数でコンバータを効率良く駆動させることができる。
A technique for controlling the switching frequency of such a converter is disclosed in, for example, Japanese Patent No. 3692993 (Patent Document 1). The drive device disclosed in
特許文献1では、リアクトルを流れる電流を一定としたときのコンバータの損失がキャリア周波数から一義的に決まることを前提として、キャリア周波数を設定している。
In
しかしながら、実際には、たとえリアクトルを流れる電流の直流成分が一定であっても、コンバータの作動によって生じる損失は、キャリア周波数から一意に決まるものではなく、コンバータの入力電圧、出力電圧、リアクトルのインダクタンスなどによっても変動する。リアクトルを流れる電流にはコンバータのスイッチングに起因するリプル成分が含まれ、このリプル成分が損失を発生させる大きな要因となるところ、このリプル成分の振幅は、キャリア周波数だけ一義的に決まるものではないためである。したがって、コンバータで生じる損失を、キャリア周波数から一意に決まるものとするだけでは不十分であり、改良の余地がある。特に、走行状況に応じてコンバータの入力電圧、出力電圧、リアクトルのインダクタンスなどが頻繁に変化する電動車両においては、この点の改良が切望される。 However, in reality, even if the DC component of the current flowing through the reactor is constant, the loss caused by the operation of the converter is not uniquely determined from the carrier frequency, and the converter input voltage, output voltage, reactor inductance It fluctuates by etc. The current flowing through the reactor includes a ripple component due to switching of the converter, and this ripple component is a major factor that causes loss, but the amplitude of this ripple component is not uniquely determined only by the carrier frequency. It is. Therefore, it is not sufficient to make the loss generated in the converter uniquely determined from the carrier frequency, and there is room for improvement. In particular, in an electric vehicle in which the input voltage of the converter, the output voltage, the inductance of the reactor, and the like frequently change according to the traveling state, improvement of this point is eagerly desired.
本発明は、上述の課題を解決するためになされたものであって、その目的は、直流電源と電気負荷装置との間で電圧変換を行なうコンバータの動作によって生じる損失を適切に低減することができる、制御装置を提供することである。 The present invention has been made to solve the above-described problems, and an object of the present invention is to appropriately reduce the loss caused by the operation of the converter that performs voltage conversion between the DC power supply and the electric load device. It is to provide a control device that can.
この発明に係る制御装置は、直流電源と電気負荷装置との間で電圧変換を行なうコンバータを制御する。コンバータは、互いに直列に接続された2つのスイッチング素子と、2つのスイッチング素子の接続点と直流電源の正極との間に設けられたリアクトルとを含む。リアクトルを流れる電流には、直流成分に加えて、2つのスイッチング素子のスイッチングに起因するリプル成分が含まれる。制御装置は、搬送波と指令値とを比較した結果に基づいて、2つのスイッチング素子を制御するための信号を生成する信号生成部と、搬送波を生成するキャリア生成部とを含む。キャリア生成部は、直流電源からコンバータに入力される第1電圧、コンバータから電気負荷装置に出力される第2電圧、リアクトルのインダクタンス、および、リアクトルを流れる電流に基づいて、コンバータの作動によって生じるエネルギ損失が最小となる周波数を有する搬送波を生成する。 A control device according to the present invention controls a converter that performs voltage conversion between a DC power source and an electric load device. The converter includes two switching elements connected in series to each other, and a reactor provided between the connection point of the two switching elements and the positive electrode of the DC power supply. The current flowing through the reactor includes a ripple component due to switching of the two switching elements in addition to the DC component. The control device includes a signal generation unit that generates a signal for controlling the two switching elements based on a result of comparing the carrier wave and the command value, and a carrier generation unit that generates a carrier wave. The carrier generator generates energy generated by the operation of the converter based on the first voltage input from the DC power source to the converter, the second voltage output from the converter to the electric load device, the inductance of the reactor, and the current flowing through the reactor. A carrier wave having a frequency with a minimum loss is generated.
好ましくは、キャリア生成部は、第1電圧、第2電圧、インダクタンスに基づいて、搬送波の周波数とリプル成分の振幅との第1の関係を求める第1算出部と、リアクトルを流れる電流および第1の関係に基づいて、搬送波の周波数とエネルギ損失との第2の関係を求める第2算出部と、第2の関係を用いてエネルギ損失が最小となる周波数を選択し、選択した周波数を搬送波の周波数に設定する設定部とを含む。 Preferably, the carrier generation unit includes a first calculation unit that obtains a first relationship between the frequency of the carrier wave and the amplitude of the ripple component based on the first voltage, the second voltage, and the inductance, the current flowing through the reactor, and the first Based on the relationship, a second calculation unit that obtains a second relationship between the frequency of the carrier wave and the energy loss, and a frequency that minimizes the energy loss using the second relationship are selected, and the selected frequency is And a setting unit for setting the frequency.
好ましくは、設定部は、第1の関係に基づいてリプル成分の振幅が予め定められた値以下となる周波数範囲を求め、求めた周波数範囲内で搬送波の周波数を設定する。 Preferably, the setting unit obtains a frequency range in which the amplitude of the ripple component is equal to or less than a predetermined value based on the first relationship, and sets the frequency of the carrier wave within the obtained frequency range.
好ましくは、設定部は、リアクトルを流れる電流および第1の関係に基づいてリアクトルを流れる電流のピーク値が予め定められた値以下となる周波数範囲を求め、求めた周波数範囲内で搬送波の周波数を設定する。 Preferably, the setting unit obtains a frequency range in which a peak value of a current flowing through the reactor and a peak value of a current flowing through the reactor is equal to or less than a predetermined value based on the first relationship, and calculates a carrier frequency within the obtained frequency range. Set.
好ましくは、電気負荷装置は、電動機によって車両の駆動力を発生させるための装置である。 Preferably, the electric load device is a device for generating a driving force of the vehicle by an electric motor.
好ましくは、設定部は、電動機の負荷が急変するか否かを判断し、電動機の負荷が急変する場合、エネルギ損失が最小となる周波数を搬送波の周波数に設定し、電動機の負荷が急変しない場合、リアクトルを流れる電流のピーク値が予め定められた値以下となる周波数を搬送波の周波数に設定する。 Preferably, the setting unit determines whether or not the load on the motor changes suddenly, and when the load on the motor changes suddenly, the frequency that minimizes energy loss is set to the frequency of the carrier wave, and the load on the motor does not change suddenly The frequency at which the peak value of the current flowing through the reactor is not more than a predetermined value is set as the frequency of the carrier wave.
好ましくは、第2算出部は、エネルギ損失が生じる複数の部品にそれぞれ対応する複数の第2の関係を求める。設定部は、複数の第2の関係を用いて複数の部品で生じるエネルギ損失の合計値が最小となる周波数を選択する。 Preferably, a 2nd calculation part calculates | requires several 2nd relationship respectively corresponding to several components in which energy loss arises. The setting unit selects a frequency that minimizes the total value of energy losses generated in the plurality of components using the plurality of second relationships.
好ましくは、直流電源とコンバータとの間には、直流電源とコンバータとを接続するための部品と、第1コンデンサとが設けられる。コンバータと電気負荷装置との間には、第2コンデンサが設けられる。第2算出部は、リアクトル、2つのスイッチング素子、直流電源、接続するための部品、第1コンデンサ、第2コンデンサの少なくともいずれかにそれぞれ対応する複数の第2の関係を求める。 Preferably, a component for connecting the DC power source and the converter and a first capacitor are provided between the DC power source and the converter. A second capacitor is provided between the converter and the electric load device. The second calculation unit obtains a plurality of second relationships respectively corresponding to at least one of the reactor, the two switching elements, the DC power supply, the component for connection, the first capacitor, and the second capacitor.
好ましくは、制御装置は、リアクトルを流れる電流に応じてインダクタンスを算出する第3算出部をさらに含む。 Preferably, the control device further includes a third calculation unit that calculates an inductance in accordance with a current flowing through the reactor.
本発明によれば、直流電源と電気負荷装置との間で電圧変換を行なうコンバータの動作によって生じる損失を適切に低減することができる。 ADVANTAGE OF THE INVENTION According to this invention, the loss which arises by operation | movement of the converter which performs voltage conversion between DC power supply and an electric load apparatus can be reduced appropriately.
以下、本発明の実施の形態について、図面を参照しながら詳細に説明する。なお、図中同一または相当部分には同一符号を付してその説明は繰返さない。 Hereinafter, embodiments of the present invention will be described in detail with reference to the drawings. In the drawings, the same or corresponding parts are denoted by the same reference numerals and description thereof will not be repeated.
[実施の形態1]
図1は、この発明の実施の形態1による制御装置が適用されるモータ駆動装置の回路図である。図1を参照して、モータ駆動装置100は、直流電源Bと、コンバータ10と、インバータ20と、正極線PL1,PL2と、負極線NLと、電流センサ52と、電圧センサ54,56と、フィルタコンデンサC1と、平滑コンデンサC2と、制御装置30とを備える。
[Embodiment 1]
FIG. 1 is a circuit diagram of a motor drive device to which a control device according to
このモータ駆動装置100は、ハイブリッド自動車や電気自動車などの電動車両に搭載される。そして、交流モータMは、図示されない駆動輪に機械的に連結され、車両を駆動するためのトルクを発生する。あるいは、交流モータMは、図示されないエンジンに機械的に連結され、エンジンの動力を用いて発電する発電機として動作し、かつ、エンジンの始動を行なう電動機としてハイブリッド自動車に組み込まれるようにしてもよい。
This
コンバータ10は、リアクトルL1と、スイッチング素子Q1,Q2と、ダイオードD1,D2と(以下、Q1、Q2、D1、D2を合わせて「IPM(Intelligent Power Module)」とも記載する)を含む。リアクトルL1の一方端は、直流電源Bの正極端子に接続される正極線PL1に接続され、他方端は、スイッチング素子Q1とスイッチング素子Q2との中間点、すなわち、スイッチング素子Q1のエミッタとスイッチング素子Q2のコレクタとの接続点に接続される。スイッチング素子Q1,Q2は、正極線PL2と負極線NLとの間に直列に接続される。そして、スイッチング素子Q1のコレクタは正極線PL2に接続され、スイッチング素子Q2のエミッタは負極線NLに接続される。また、スイッチング素子Q1,Q2のコレクタ−エミッタ間には、エミッタ側からコレクタ側へ電流を流すダイオードD1,D2がそれぞれ接続される。
なお、上記のスイッチング素子Q1,Q2およびインバータ20に含まれる後述のスイッチング素子Q3〜Q8として、たとえば、IGBT(Insulated Gate Bipolar Transistor)や電力用MOS(Metal Oxide Semiconductor)トランジスタ等を用いることができる。
For example, IGBTs (Insulated Gate Bipolar Transistors) or power MOS (Metal Oxide Semiconductor) transistors can be used as the switching elements Q3 to Q8 described later included in the switching elements Q1 and Q2 and the
インバータ20は、U相アーム22と、V相アーム24と、W相アーム26とを含む。U相アーム22、V相アーム24およびW相アーム26は、正極線PL2と負極線NLとの間に並列に接続される。U相アーム22は、直列接続されたスイッチング素子Q3,Q4を含む。V相アーム24は、直列接続されたスイッチング素子Q5,Q6を含む。W相アーム26は、直列接続されたスイッチング素子Q7,Q8を含む。また、スイッチング素子Q3〜Q8のコレクタ−エミッタ間には、エミッタ側からコレクタ側へ電流を流すダイオードD3〜D8がそれぞれ接続される。そして、各相アームの中間点は、交流モータMの各相コイルにそれぞれ接続されている。
直流電源Bは、再充電可能な蓄電装置であり、たとえばニッケル水素やリチウムイオン等の二次電池である。なお、直流電源Bとして、二次電池に代えて大容量のキャパシタを用いてもよい。 DC power supply B is a rechargeable power storage device, for example, a secondary battery such as nickel metal hydride or lithium ion. Note that a large capacity capacitor may be used as the DC power source B instead of the secondary battery.
コンバータ10は、制御装置30からの信号PWCに基づいて、正極線PL2および負極線NL間の電圧(以下「システム電圧」とも称する。)を直流電源Bの出力電圧以上の電圧に昇圧する。信号PWCには、スイッチング素子Q1のオンデューティーを制御するためのスイッチング信号Sq1と、スイッチング素子Q2のオンデューティーを制御するためのスイッチング信号Sq2とが含まれる。スイッチング信号Sq1,Sq2は、スイッチング素子Q1,Q2が互いに逆の状態(すなわち、Q1オンのときはQ2オフ、Q1オフのときはQ2オン)となるように関連付けられている。システム電圧が目標電圧よりも低い場合、スイッチング素子Q2のオンデューティーを大きくする信号Sq2をコンバータ10に与えることによって、正極線PL1から正極線PL2へ電流を流すことができ、システム電圧を上昇させることができる。一方、システム電圧が目標電圧よりも高い場合、スイッチング素子Q1のオンデューティーを大きくする信号Sq1をコンバータ10に与えることによって、正極線PL2から正極線PL1へ電流を流すことができ、システム電圧を低下させることができる。
インバータ20は、制御装置30からの信号PWIに基づいて、正極線PL2および負極線NLから供給される直流電力を三相交流に変換して交流モータMへ出力し、交流モータMを駆動する。これにより、交流モータMは、トルク指令値TR1によって指定されたトルクを発生するように駆動される。また、インバータ20は、モータ駆動装置100が搭載されたハイブリッド自動車または電気自動車の制動時、交流モータMにより発電された三相交流電力を信号PWIに基づいて直流に変換し、正極線PL2および負極線NLへ出力する。
電流センサ52は、コンバータ10のリアクトルL1に流れる電流ILを検出し、その検出値を制御装置30へ出力する。なお、電流センサ52は、直流電源BからリアクトルL1へ流れる電流を正値として検出し、リアクトルL1から直流電源Bへ流れる電流を負値として検出する。
フィルタコンデンサC1は、正極線PL1と負極線NLとの間に接続される。電圧センサ54は、フィルタコンデンサC1の両端の電圧VLをコンバータ10の入力電圧として検出し、その検出値を制御装置30へ出力する。
Filter capacitor C1 is connected between positive electrode line PL1 and negative electrode line NL.
平滑コンデンサC2は、正極線PL2と負極線NLとの間に接続される。平滑コンデンサC2は、コンバータ10からの直流電圧を平滑化し、その平滑化した直流電圧をインバータ20へ供給する。
Smoothing capacitor C2 is connected between positive electrode line PL2 and negative electrode line NL. Smoothing capacitor C <b> 2 smoothes the DC voltage from
電圧センサ56は、平滑コンデンサC2の両端の電圧VHをコンバータ10の出力電圧として検出し、その検出値を制御装置30へ出力する。
回転角センサ58は、交流モータMのロータの回転角θを検出し、その検出値を制御装置30へ出力する。
The
制御装置30は、パルス幅変調法を用いて、コンバータ10を駆動するためのPWM信号を生成し、その生成したPWM信号を信号PWCとしてコンバータ10へ出力する。
また、制御装置30は、図示されない外部のECU(Electronic Control Unit)から受ける交流モータMのトルク指令値TR1およびモータ回転数MRN1に基づいて、交流モータMを駆動するためのPWM信号を生成し、その生成したPWM信号を信号PWIとしてインバータ20へ出力する。
Further,
図2は、図1に示した制御装置30の、コンバータ10の制御に関する部分の機能ブロック図である。図2を参照して、制御装置30は、電圧指令生成部102と、減算部104,108と、電圧制御演算部106と、電流制御演算部110と、駆動信号生成部111と、キャリア生成部112と、サンプル/ホールド(以下「S/H」と称する。)回路116とを含む。
FIG. 2 is a functional block diagram of a portion related to control of
電圧指令生成部102は、コンバータ10の出力電圧である電圧VHの目標値を示す電圧指令値VHcomを生成する。たとえば、電圧指令生成部102は、交流モータMのトルク指令値TR1およびモータ回転数MRN1から算出される交流モータMのパワーに基づいて電圧指令値VHcomを生成する。
Voltage
減算部104は、電圧VHの検出値を電圧指令値VHcomから減算し、その演算結果を偏差ΔVHとして電圧制御演算部106へ出力する。
電圧制御演算部106は、偏差ΔVHが「0」でない場合、電圧VHを電圧指令値VHcomに近づけるためのフィードバック制御演算(たとえば比例積分制御による演算)を実行する。そして、電圧制御演算部106は、算出された制御量を電流指令値IRとして出力する。
When the deviation ΔVH is not “0”, the voltage
キャリア生成部112は、後述の駆動信号生成部111においてPWM信号を生成するための、三角波から成るキャリア信号CRを生成し、その生成したキャリア信号CRを駆動信号生成部111およびS/H回路116へ出力する。なお、キャリア生成部112の機能については後に詳述する。
The
S/H回路116は、キャリア生成部112から受けるキャリア信号CRの山および谷のタイミングで電流ILのサンプリングを実施する。
S /
減算部108は、電圧制御演算部106から出力される電流指令値IRから、S/H回路116によってサンプリング/ホールドされた電流ILの検出値を減算し、その演算結果を電流制御演算部110へ出力する。
The subtracting
電流制御演算部110は、電流指令値IRから電流ILの検出値を減算した値を減算部108から受け、電流ILを電流指令値IRに近づけるためのフィードバック制御(以下、「電流フィードバック制御」ともいう)を、たとえば比例積分制御によって実行する。そして、電流制御演算部110は、算出された制御量をデューティー指令値dとして駆動信号生成部111へ出力する。この電流制御演算部110による電流フィードバック制御によって、コンバータ10の高い制御応答性が実現される。すなわち、電圧VHを電圧指令値VHcomに追従させる速度が向上する。
The current
駆動信号生成部111は、電流制御演算部110から受けるデューティー指令値dを、キャリア生成部112から受けるキャリア信号CRと大小比較し、その比較結果に応じて論理状態が変化する信号PWC(スイッチング信号Sq1,Sq2)を生成する。そして、駆動信号生成部111は、その生成された信号PWCをコンバータ10のスイッチング素子Q1,Q2へ出力する。
The drive
図3は、キャリア信号CR、スイッチング信号Sq2、電流ILの対応関係を示した図である。なお、図3において、電流ILは正値である。以下の説明では、スイッチング素子Q1(上アーム)およびスイッチング素子Q2(下アーム)のうち、下アームをオンする割合を「duty(0≦duty≦1)」とする。 FIG. 3 is a diagram illustrating a correspondence relationship between the carrier signal CR, the switching signal Sq2, and the current IL. In FIG. 3, the current IL is a positive value. In the following description, the ratio of turning on the lower arm of the switching element Q1 (upper arm) and the switching element Q2 (lower arm) is “duty (0 ≦ duty ≦ 1)”.
コンバータ10を構成する部品(リアクトルL1、IPMなど)で生じるエネルギ損失の大きさは、これらを流れる電流ILとキャリア周波数fcで決まるが、図3に示すように、電流ILには、直流成分に加えて、IPMのスイッチングに伴なって生じるリプル成分が含まれる。電流ILの直流成分およびキャリア周波数fcが一定であれば、このリプル成分の振幅(以下「リプル振幅IL_pp」ともいう)が大きいほど、コンバータ10を構成する部品で生じるエネルギ損失は大きくなる。
The magnitude of the energy loss that occurs in the components (reactor L1, IPM, etc.) constituting the
ここで、リアクトルL1のインダクタンスをLとすると、リプル振幅IL_ppは、下記の式(1)で表わされる。 Here, when the inductance of the reactor L1 is L, the ripple amplitude IL_pp is expressed by the following equation (1).
IL_pp=(VL/L)×(1/fc)×(VH−VL)/VH ・・・(1)
以下に、リプル振幅IL_ppが式(1)で表わされることを原理的に説明する。
IL_pp = (VL / L) × (1 / fc) × (VH−VL) / VH (1)
Hereinafter, the principle that the ripple amplitude IL_pp is expressed by the equation (1) will be described.
まず、上アームオン時(Q1オン時)のリプル振幅IL_p1を導出する。図4は、上アームオン時の電流ILの流れを示す。上アームオン時においては、図4の矢印aに示すように、電流ILは、ダイオードD1を経由して正極線PL2を流れる。この場合の電圧方程式は、下記の式(2a)となり、この式(2a)を変形すると、電流ILの傾きdIL/dtは、式(2b)で表わされる。 First, the ripple amplitude IL_p1 when the upper arm is on (when Q1 is on) is derived. FIG. 4 shows the flow of current IL when the upper arm is on. When the upper arm is on, the current IL flows through the positive line PL2 via the diode D1 as indicated by the arrow a in FIG. The voltage equation in this case is the following equation (2a). When this equation (2a) is modified, the slope dIL / dt of the current IL is represented by equation (2b).
VL−L(dIL/dt)−VH=0 ・・・(2a)
dIL/dt=(VL−VH)/L ・・・(2b)
一方、リプル振幅IL_p1は、電流ILの傾きdIL/dt、キャリア周期Tc、dutyを用いて下記の式(2c)で表わすことができるため、この式(2c)に上述の式(2b)を代入して変形すると、リプル振幅IL_p1は下記の式(2d)で表わすことができる。
VL-L (dIL / dt) -VH = 0 (2a)
dIL / dt = (VL−VH) / L (2b)
On the other hand, the ripple amplitude IL_p1 can be expressed by the following equation (2c) using the slope dIL / dt of the current IL, the carrier period Tc, and the duty. Therefore, the above equation (2b) is substituted into this equation (2c). Then, the ripple amplitude IL_p1 can be expressed by the following equation (2d).
IL_p1=(dIL/dt)×Tc×(1−duty) ・・・(2c)
IL_p1=(VL−VH)/L×Tc×(1−duty) ・・・(2d)
次に、下アームオン時(Q2オン時)のリプル振幅IL_p2を導出する。図5は、下アームオン時の電流ILの流れを示す。下アームオン時においては、図5の矢印bに示すように、電流ILは、スイッチング素子Q2を経由して負極線NLを流れる。この場合の電圧方程式は、下記の式(3a)となり、この式(3a)を変形すると、電流ILの傾きdIL/dtは、式(3b)で表わされる。
IL_p1 = (dIL / dt) × Tc × (1-duty) (2c)
IL_p1 = (VL−VH) / L × Tc × (1-duty) (2d)
Next, the ripple amplitude IL_p2 when the lower arm is on (when Q2 is on) is derived. FIG. 5 shows the flow of current IL when the lower arm is on. When the lower arm is on, the current IL flows through the negative electrode line NL via the switching element Q2, as indicated by the arrow b in FIG. The voltage equation in this case is the following equation (3a). When this equation (3a) is modified, the slope dIL / dt of the current IL is represented by equation (3b).
VL−L(dIL/dt)=0 ・・・(3a)
dIL/dt=VL/L ・・・(3b)
一方、リプル振幅IL_p2は、電流ILの傾きdIL/dt、キャリア周期Tc、dutyを用いて下記の式(3c)で表わすことができるため、この式(3c)に上述の式(3b)を代入して変形すると、リプル振幅IL_p2は下記の式(3d)で表わすことができる。
VL-L (dIL / dt) = 0 (3a)
dIL / dt = VL / L (3b)
On the other hand, the ripple amplitude IL_p2 can be expressed by the following formula (3c) using the slope dIL / dt of the current IL, the carrier period Tc, and the duty. Therefore, the above formula (3b) is substituted into this formula (3c). Then, the ripple amplitude IL_p2 can be expressed by the following equation (3d).
IL_p2=(dIL/dt)×Tc×duty ・・・(3c)
IL_p2=(VL/L)×Tc×duty ・・・(3d)
ここで、dutyは、電圧VL,VHで決まり、duty=1−VL/VHなので、この式を式(2d)および式(3d)に代入すると、それぞれ下記の式(2e)および式(3e)となる。
IL_p2 = (dIL / dt) × Tc × duty (3c)
IL_p2 = (VL / L) × Tc × duty (3d)
Here, the duty is determined by the voltages VL and VH, and duty = 1−VL / VH. Therefore, when this equation is substituted into the equations (2d) and (3d), the following equations (2e) and (3e) are obtained, respectively. It becomes.
IL_p1=−(VH−VL)/L×Tc×(VL/VH) ・・・(2e)
IL_p2=(VL/L)×(VL/L)×Tc×(1−VL/VH)
=(VH−VL)/L×Tc×(VL/VH) ・・・(3e)
式(2e)と式(3e)とを比較すると、IL_p1の絶対値とIL_p2の絶対値(振幅の大きさ)は同じであり、これをリプル振幅IL_ppと定義しなおし、また、キャリア周期Tcを1/キャリア周波数fcで置き換えると、上述した式(1)となる。このように、リプル振幅IL_ppが式(1)で表わされることを原理的に説明することができる。
IL_p1 = − (VH−VL) / L × Tc × (VL / VH) (2e)
IL_p2 = (VL / L) × (VL / L) × Tc × (1-VL / VH)
= (VH−VL) / L × Tc × (VL / VH) (3e)
Comparing equation (2e) and equation (3e), the absolute value of IL_p1 and the absolute value of IL_p2 (magnitude of amplitude) are the same, which is redefined as ripple amplitude IL_pp, and the carrier period Tc is When replaced with 1 / carrier frequency fc, the above-described equation (1) is obtained. Thus, it can be explained in principle that the ripple amplitude IL_pp is expressed by the equation (1).
ところで、式(1)から明らかなように、リプル振幅IL_ppは、電圧VL,VH、インダクタンスL、キャリア周波数fcの4のパラメータから決まる。つまり、リプル振幅IL_ppは、キャリア周波数fcのみから求まる値ではなく、インダクタンスL、電圧VL,VHによっても大きく変動する。 By the way, as is clear from the equation (1), the ripple amplitude IL_pp is determined from four parameters of the voltages VL and VH, the inductance L, and the carrier frequency fc. That is, the ripple amplitude IL_pp varies greatly depending on the inductance L and the voltages VL and VH, not the value obtained only from the carrier frequency fc.
たとえば、キャリア周波数fcおよびインダクタンスLが同じ値であっても、2倍昇圧時(VH=2×VLの時)には、式(1)からリプル振幅IL_pp=VL/(2×L×fc)となる一方、3倍昇圧時(VH=3×VLの時)には、式(1)からリプル振幅IL_pp=2×VL/(3×L×fc)となり、3倍昇圧時のリプル振幅IL_ppは、2倍昇圧時に比べて、約1.3倍にもなる。さらに、インダクタンスLは、電流ILの大きさに応じて変動する。ハイブリッド自動車や電気自動車などの電動車両においては、電圧VL,VH、電流IL(インダクタンスL)が走行状態などの応じて頻繁に変化するため、これらの変化に伴なうリプル振幅IL_ppの変動も考慮した上でコンバータ10で生じる損失を低減する必要がある。
For example, even when the carrier frequency fc and the inductance L are the same value, at the time of double boosting (when VH = 2 × VL), the ripple amplitude IL_pp = VL / (2 × L × fc) from the equation (1) On the other hand, at the time of triple boosting (when VH = 3 × VL), the ripple amplitude IL_pp = 2 × VL / (3 × L × fc) from Equation (1), and the ripple amplitude IL_pp at the triple boosting Is about 1.3 times as much as that at the time of double boosting. Further, the inductance L varies according to the magnitude of the current IL. In an electric vehicle such as a hybrid vehicle or an electric vehicle, the voltages VL and VH and the current IL (inductance L) frequently change according to the driving state, etc., and therefore the fluctuation of the ripple amplitude IL_pp due to these changes is also taken into consideration. In addition, it is necessary to reduce the loss generated in the
これらの点を考慮して、キャリア生成部112は、インダクタンスLおよび電圧VL,VHを用いて、リプル振幅IL_ppをキャリア周波数fcの関数として求め、さらに、求めたリプル振幅IL_ppを用いてコンバータ10を構成する各部品で生じるエネルギ損失を各部品毎にそれぞれキャリア周波数fcの関数として求め、それらの合計値が最小となるキャリア周波数fcを選択する。この点が、本実施の形態の最も特徴的な点である。
In consideration of these points, the
図6に、キャリア生成部112の機能ブロック図を示す。キャリア生成部112は、取得部112A、インダクタンス算出部112B、振幅計算部112C、損失計算部112D、周波数決定部112E、生成部112Fを含む。
FIG. 6 shows a functional block diagram of the
取得部112Aは、キャリア信号CRの山および谷のタイミングで、電流IL、電圧VL,VHのサンプリングを実施する。なお、各値は検出値に限定されず指令値でもよい。
インダクタンス算出部112Bは、取得部112Aが取得した電流ILに対応するインダクタンスLを、図7に示すマップを用いて算出する。図7は、電流ILとインダクタンスLとの対応関係を予め記憶した示すマップである。
The
振幅計算部112Cは、インダクタンス算出部112Bが算出したインダクタンスL、取得部112Aが取得した電圧VL,VHを上述の式(1)に代入して変形することによって、リプル振幅IL_ppを下記の式(4)に示すキャリア周波数fcの関数(以下「リプル振幅関数IL_pp(fc)」ともいう)として求める。
The
IL_pp(fc)=k×(1/fc) ・・・(4)
ここで、kは(VL/L)×(VH−VL)/VHで求まる定数である。この定数kは、インダクタンス算出部112BからのインダクタンスL、取得部112Aが取得した電圧VL,VHを用いて求められる。
IL_pp (fc) = k × (1 / fc) (4)
Here, k is a constant determined by (VL / L) × (VH−VL) / VH. The constant k is obtained using the inductance L from the
図8に、キャリア周波数fcとリプル振幅IL_ppとの対応関係を示す。式(4)からも明らかなように、定数kをL,VL,VHで求めれば、リプル振幅IL_ppは、定数kを比例定数として、キャリア周波数fcに反比例する。 FIG. 8 shows a correspondence relationship between the carrier frequency fc and the ripple amplitude IL_pp. As is clear from the equation (4), if the constant k is determined by L, VL, and VH, the ripple amplitude IL_pp is inversely proportional to the carrier frequency fc, where the constant k is a proportional constant.
図6に戻って、損失計算部112Dは、リプル振幅関数IL_pp(fc)を用いてコンバータ10を構成する各部品で生じるエネルギ損失を各部品毎にそれぞれキャリア周波数fcの関数として求める。
Returning to FIG. 6, the
以下の説明では、コンバータ10を構成する各部品のうち、リアクトルL1およびIPMの損失を求める場合について例示的に説明する。
In the following description, the case where the loss of reactor L1 and IPM is calculated | required among each components which comprise the
損失計算部112Dは、予め実験等によって求めたリアクトル損失マップM1およびIPM損失マップM2を備えている。
The
リアクトル損失マップM1は、キャリア周波数fc、リプル振幅IL_pp、電流IL(直流成分)をパラメータとして、リアクトルL1の損失Loss1を定めたマップである。リアクトル損失マップM1において、リアクトル損失Loss1は、キャリア周波数fcが低いほど大きい値に設定され、またリプル振幅IL_ppが大きいほど大きい値に設定され、また電流ILが大きいほど大きい値に設定される。これは、リアクトルL1における鉄損や銅損の影響が反映された結果である。 Reactor loss map M1 is a map in which loss Loss1 of reactor L1 is determined using carrier frequency fc, ripple amplitude IL_pp, and current IL (DC component) as parameters. In reactor loss map M1, reactor loss Loss1 is set to a larger value as carrier frequency fc is lower, is set to a larger value as ripple amplitude IL_pp is larger, and is set to a larger value as current IL is larger. This is a result of reflecting the effects of iron loss and copper loss in reactor L1.
IPM損失マップM2は、キャリア周波数fc、リプル振幅IL_pp、電流IL(直流成分)をパラメータとして、IPMの損失Loss2を定めたマップである。IPM損失マップM2において、IPM損失Loss2は、キャリア周波数fcが高いほど大きい値に設定され、またリプル振幅IL_ppが大きいほど大きい値に設定され、また電流ILが大きいほど大きい値に設定される。これは、IPMにおけるスイッチング損失や銅損の影響が反映された結果である。 The IPM loss map M2 is a map that defines the loss Loss2 of the IPM using the carrier frequency fc, the ripple amplitude IL_pp, and the current IL (DC component) as parameters. In the IPM loss map M2, the IPM loss Loss2 is set to a larger value as the carrier frequency fc is higher, is set to a larger value as the ripple amplitude IL_pp is larger, and is set to a larger value as the current IL is larger. This is a result reflecting the influence of switching loss and copper loss in IPM.
損失計算部112Dは、リアクトル損失マップM1、リプル振幅関数IL_pp(fc)、電流ILを用いて、リアクトル損失Loss1をキャリア周波数fcの関数とするリアクトル損失関数Loss1(fc)を求める。
The
同様に、損失計算部112Dは、IPM損失マップM2、リプル振幅関数IL_pp(fc)、電流ILを用いて、IPM損失Loss2をキャリア周波数fcの関数とするIPM損失関数Loss2(fc)として求める。
Similarly, the
図9は、リアクトル損失関数Loss1(fc)を求める手法を概略的に示した図である。電流ILは取得部112Aが取得した値に特定されるため、リアクトル損失マップM1は、図9に示すように、キャリア周波数fcおよびリプル振幅IL_ppをパラメータとしてリアクトル損失Loss1を定めたマップとなる。さらに、リプル振幅IL_ppはk×(1/fc)でありキャリア周波数fcの関数であるため、キャリア周波数fcを一意に決めるとリプル振幅IL_ppも一意に決まり、さらに、リアクトル損失マップM1を用いることでリアクトル損失Loss1も一意に決まる。損失計算部112Dは、この関係を利用してリアクトル損失関数Loss1(fc)を求める。たとえば、損失計算部112Dは、キャリア周波数fcの複数のサンプリング点に対するリアクトル損失Loss1の値を順次求めて、各サンプリング点と各サンプリング点に対するリアクトル損失Loss1との組合せを記憶する。
FIG. 9 is a diagram schematically showing a method for obtaining the reactor loss function Loss1 (fc). Since current IL is specified by the value acquired by
図9に示すように、リアクトル損失関数Loss1(fc)においては、キャリア周波数fcが高くなるほどリアクトル損失Loss1が低下する傾向にある。つまり、リアクトルL1では、キャリア周波数fcが高くなるほど、キャリア周波数fcに起因する損失(鉄損)が低下するとともに、リプル振幅IL_ppが小さくなってリプル振幅IL_ppに起因する損失(銅損および鉄損)も低下する。そのため、リアクトルL1の損失は、キャリア周波数fcが高くなるほど低下する傾向にある。 As shown in FIG. 9, in the reactor loss function Loss1 (fc), the reactor loss Loss1 tends to decrease as the carrier frequency fc increases. That is, in reactor L1, the higher the carrier frequency fc, the lower the loss (iron loss) due to the carrier frequency fc, and the smaller the ripple amplitude IL_pp and the loss due to the ripple amplitude IL_pp (copper loss and iron loss). Also decreases. Therefore, the loss of reactor L1 tends to decrease as the carrier frequency fc increases.
図10は、IPM損失関数Loss2(fc)を求める手法を概略的に示した図である。電流ILは取得部112Aが取得した値に特定されるため、IPM損失マップM2は、図10に示すように、キャリア周波数fcおよびリプル振幅IL_ppをパラメータとしてIPM損失Loss2を定めたマップとなる。さらに、リプル振幅IL_ppはk×(1/fc)でありキャリア周波数fcの関数であるため、キャリア周波数fcを一意に決めるとリプル振幅IL_ppも一意に決まり、さらに、IPM損失マップM2を用いることでIPM損失Loss2も一意に決まる。損失計算部112Dは、この関係を利用してIPM損失関数Loss2(fc)を求める。たとえば、損失計算部112Dは、キャリア周波数fcの複数のサンプリング点に対するIPM損失Loss2の値を順次求めて、各サンプリング点と各サンプリング点に対するIPM損失Loss2との組合せを記憶する。
FIG. 10 is a diagram schematically showing a method for obtaining the IPM loss function Loss2 (fc). Since the current IL is specified by the value acquired by the
図10に示すように、IPM損失関数Loss2(fc)においては、キャリア周波数fcが所定値を超える範囲で、キャリア周波数fcが高くなるほどリアクトル損失Loss2が増加する傾向にある。つまり、IPMでは、キャリア周波数fcが高くなるほど、リプル振幅IL_ppが小さくなってリプル振幅IL_ppに起因する損失(銅損)が低下するが、キャリア周波数fcに起因する損失(スイッチングに起因する損失)は増加する。そのため、IPMの損失は、キャリア周波数fcが所定値を超える範囲で、キャリア周波数fcが高くなるほど損失が増加する傾向にある。 As shown in FIG. 10, in the IPM loss function Loss2 (fc), the reactor loss Loss2 tends to increase as the carrier frequency fc increases in a range where the carrier frequency fc exceeds a predetermined value. That is, in the IPM, as the carrier frequency fc increases, the ripple amplitude IL_pp decreases and the loss (copper loss) due to the ripple amplitude IL_pp decreases, but the loss due to the carrier frequency fc (loss due to switching) decreases. To increase. Therefore, the loss of IPM tends to increase as the carrier frequency fc increases in the range where the carrier frequency fc exceeds a predetermined value.
なお、図9、10に示すリアクトル損失関数Loss1(fc)およびIPM損失関数Loss2(fc)の曲線形状はあくまで例示であって、これに限定されるものではない。 The curve shapes of the reactor loss function Loss1 (fc) and the IPM loss function Loss2 (fc) shown in FIGS. 9 and 10 are merely examples, and are not limited to these.
図6に戻って、周波数決定部112Eは、リアクトル損失関数Loss1(fc)とIPM損失関数Loss2(fc)とを合計し、コンバータ10のトータル損失Loss_totalとする。すなわち、トータル損失Loss_total=Loss1(fc)+Loss2(fc)である。このように、トータル損失Loss_totalはキャリア周波数fcのみの関数となるが、Loss1(fc)およびLoss2(fc)を導出する段階で既にリプル振幅IL_ppおよび電流ILが考慮されているため、トータル損失Loss_totalも、キャリア周波数fcだけではなく、リプル振幅IL_ppおよび電流ILを考慮した値となる。
Returning to FIG. 6, the frequency determination unit 112E adds the reactor loss function Loss1 (fc) and the IPM loss function Loss2 (fc) to obtain the total loss Loss_total of the
そして、周波数決定部112Eは、図11に示すように、トータル損失Loss_totalが最小となるキャリア周波数fcを選択する。具体的には、周波数決定部112Eは、キャリア周波数fcごとにトータル損失Loss_totalを求めた上で、最も小さいトータル損失Loss_totalに対応するキャリア周波数fcを選択する。 Then, as shown in FIG. 11, the frequency determination unit 112E selects a carrier frequency fc that minimizes the total loss Loss_total. Specifically, the frequency determination unit 112E obtains the total loss Loss_total for each carrier frequency fc, and then selects the carrier frequency fc corresponding to the smallest total loss Loss_total.
生成部112Fは、周波数決定部112Eが選択したキャリア周波数fcのキャリア信号CRを生成し、駆動信号生成部111に出力する。
The
以上のように、本発明に係る実施の形態における制御制御30は、コンバータ10で損失を発生させる大きな要因であるリプル振幅IL_ppがキャリア周波数fcだけでなくインダクタンスL、電圧VL,VHによっても変動する点を考慮して、インダクタンスL、電圧VL,VHを用いてリプル振幅IL_ppをキャリア周波数fcの関数として求める。そして、求めたリプル振幅IL_ppを用いてコンバータ10で生じる損失をコンバータ10を構成する各部品毎にそれぞれキャリア周波数fcの関数として求め、それらの合計値が最小となる最適なキャリア周波数fcを選択する。そのため、リプル振幅IL_ppがキャリア周波数fcから一意に決まるものとして損失を求める場合に比べて、より精度よく損失を低減することができる。特に、インダクタンスL、電圧VL,VHが頻繁に変化するハイブリッド自動車や電気自動車などの電動車両においては、本発明に係る実施の形態における制御は損失低減に非常に有効である。
As described above, in the
[実施の形態2]
上述の実施の形態1において、損失が最小になるように考慮する部品は、コンバータ10の構成部品であるリアクトルL1およびIPMであった。
[Embodiment 2]
In the first embodiment described above, the components considered so that the loss is minimized are the reactor L1 and the IPM that are the components of the
しかしながら、リアクトルL1を流れる電流は、リアクトルL1およびIPMだけでなく、直流電源B、正極線PL1,PL2、負極線NL、フィルタコンデンサC1、平滑コンデンサC2、あるいはこれらの接続端子として用いられるバスバー(図示せず)などにも流れる。そのため、コンバータ10の作動によって生じる損失をより適切に低減するためには、これらの部品で生じる損失も考慮する必要がある。たとえば、コンバータ10を車両前部に搭載し、直流電源Bを車両後部に搭載する場合には、図12に示すように、正極線PL1および負極線NLを含む電力ケーブルPCは非常に長くなり、この電力ケーブルPCで生じる損失も無視できない。
However, the current flowing through the reactor L1 is not only the reactor L1 and the IPM, but also the DC power source B, the positive lines PL1 and PL2, the negative line NL, the filter capacitor C1, the smoothing capacitor C2, or a bus bar used as a connection terminal thereof (see FIG. (Not shown). Therefore, in order to more appropriately reduce the loss caused by the operation of the
そこで、実施の形態2では、これらの部品の損失も加味して損失が最小になるキャリア周波数fcを選択することを特徴とする。すなわち、損失計算部112Dが、図13に示すように、実施の形態1で説明したリアクトル損失マップM1およびIPM損失マップM2に加えて、電力ケーブルPCの損失Loss3、直流電源Bの損失Loss4、フィルタコンデンサC1の損失Loss5、平滑コンデンサC2の損失Loss6、バスバーの損失Loss7をそれぞれ定めた損失マップM3〜M7を予め備え、これらの損失マップM1〜M7を用いて各部品で生じる損失を各部品毎にそれぞれキャリア周波数fcの関数として求める。そして、周波数決定部112Eが、それらの合計値が最小となるキャリア周波数fcを選択する。
Therefore, the second embodiment is characterized in that the carrier frequency fc that minimizes the loss is selected in consideration of the loss of these components. That is, as shown in FIG. 13, the
このように、コンバータ10の作動によって損失を生じる多くの部品についての損失を考慮し、それらの合計値が最小となるキャリア周波数fcを選択することで、より適切に効率改善を図ることができる。
Thus, efficiency can be improved more appropriately by considering the loss of many components that cause a loss due to the operation of the
なお、損失マップM3〜M7のパラメータとしては、たとえば、図13に示すように、リアクトル損失マップM1およびIPM損失マップM2と同様に、キャリア周波数fc、リプル振幅IL_pp、電流IL(直流成分)とすればよい。パラメータは、各部品の損失特性を考慮して追加あるいは削除してもよい。たとえば、フィルタコンデンサC1や平滑コンデンサC2で生じる損失は、電流IL(直流成分)およびキャリア周波数fcの影響をあまり受けないため、損失マップM5,M6については、リプル振幅IL_ppのみをパラメータとしてもよい。 As parameters of the loss maps M3 to M7, for example, as shown in FIG. 13, similarly to the reactor loss map M1 and the IPM loss map M2, the carrier frequency fc, the ripple amplitude IL_pp, and the current IL (DC component) are used. That's fine. The parameters may be added or deleted in consideration of the loss characteristics of each component. For example, since the loss caused by the filter capacitor C1 and the smoothing capacitor C2 is not significantly affected by the current IL (DC component) and the carrier frequency fc, only the ripple amplitude IL_pp may be used as a parameter for the loss maps M5 and M6.
[実施の形態3]
上述の実施の形態1、2では、リプル振幅関数IL_pp(fc)を求め、求めたリプル振幅関数IL_pp(fc)を用いて損失合計が最小となるキャリア周波数fcを選択する手法について説明した。この際、実施の形態1、2では、リプル振幅IL_ppの大きさに対して特に制約を設けていない。
[Embodiment 3]
In the first and second embodiments described above, the method of obtaining the ripple amplitude function IL_pp (fc) and selecting the carrier frequency fc that minimizes the total loss using the obtained ripple amplitude function IL_pp (fc) has been described. At this time, in
しかし、リプル振幅IL_ppが大きいと、直流電源Bの寿命が短くなる要因となったり、直流電源Bから可聴領域の高周波音が発生する要因となったり場合がある。つまり、直流電源Bの寿命を長くしたり直流電源Bで発生するノイズを低減したりするためには、リプル振幅IL_ppの大きさに制約を設ける必要がある。 However, if the ripple amplitude IL_pp is large, the life of the DC power supply B may be shortened, or a high frequency sound in the audible region may be generated from the DC power supply B. That is, in order to extend the life of the DC power supply B or reduce noise generated by the DC power supply B, it is necessary to provide a restriction on the magnitude of the ripple amplitude IL_pp.
そこで、実施の形態3では、リプル振幅IL_ppを所定値IL_α以下に抑制可能なキャリア周波数fcの範囲をリプル振幅関数IL_pp(fc)を用いて規定し、規定された範囲内でキャリア周波数fcを選択すること(つまりキャリア周波数fcの選択範囲に制約を設けること)を特徴とする。 Therefore, in the third embodiment, the range of the carrier frequency fc that can suppress the ripple amplitude IL_pp below the predetermined value IL_α is defined using the ripple amplitude function IL_pp (fc), and the carrier frequency fc is selected within the defined range. (That is, providing a restriction on the selection range of the carrier frequency fc).
上述の式(1)から、リプル振幅IL_ppを所定値IL_α以下とするには下記の式(5)を成立させる必要があり、式(5)を変形すると、下記の式(6)となる。 From the above equation (1), in order to make the ripple amplitude IL_pp equal to or smaller than the predetermined value IL_α, the following equation (5) needs to be established. When the equation (5) is modified, the following equation (6) is obtained.
(VL/L)×(VH−VL)/VH×(1/fc)≦IL_α ・・・(5)
fc≧(VL/L)×(VH−VL)/VH×(1/IL_α) ・・・(6)
つまり、式(6)の右辺の値は、リプル振幅IL_ppが所定値IL_αとなる時のキャリア周波数fcであり、これを周波数fc_αと定義すると、図14に示すように、リプル振幅IL_ppを所定値IL_α以下とするには、キャリア周波数fcをfc_α以上にする必要がある。
(VL / L) × (VH−VL) / VH × (1 / fc) ≦ IL_α (5)
fc ≧ (VL / L) × (VH−VL) / VH × (1 / IL_α) (6)
That is, the value on the right side of Equation (6) is the carrier frequency fc when the ripple amplitude IL_pp becomes the predetermined value IL_α, and when this is defined as the frequency fc_α, the ripple amplitude IL_pp is set to the predetermined value as shown in FIG. In order to make IL_α or less, the carrier frequency fc needs to be made fc_α or more.
そこで、実施の形態3では、周波数決定部112Eは、図15に示すように、リプル振幅IL_ppを所定値IL_α以下に抑制可能なキャリア周波数fcの範囲を周波数fc_α以上の範囲とし、この範囲内でトータル損失Loss_totalが最小となるキャリア周波数fcを選択する。 Therefore, in the third embodiment, as shown in FIG. 15, the frequency determination unit 112E sets the range of the carrier frequency fc that can suppress the ripple amplitude IL_pp below the predetermined value IL_α to a range above the frequency fc_α. The carrier frequency fc that minimizes the total loss Loss_total is selected.
これにより、直流電源Bの寿命の長期化および直流電源Bで発生するノイズの低減を図りつつ、損失の低減を図ることができる。さらに、トータル損失Loss_totalが最小となるキャリア周波数fcを探索する範囲が制限されるため、キャリア周波数fcの探索時間も短縮することができる。 As a result, it is possible to reduce the loss while extending the life of the DC power supply B and reducing noise generated in the DC power supply B. Furthermore, since the search range for the carrier frequency fc that minimizes the total loss Loss_total is limited, the search time for the carrier frequency fc can be shortened.
なお、図1に示したモータ駆動装置100では、リプル振幅IL_ppはフィルタコンデンサC1で減衰された後に、直流電源Bに印加される。したがって、所定値IL_αは、直流電源Bの寿命やノイズに影響するリプル振幅だけでなく、フィルタコンデンサC1での減衰分を考慮して決定される。
In the
[実施の形態4]
上述の実施の形態1〜3では、コンバータ10、コンバータ10に接続される部品の損失を最小化する手法を説明したが、ハイブリッド自動車や電気自動車などの電動車両においては、交流モータMの負荷は、運転者が急な加速を要求したりタイヤのスリップ/グリップが生じたりするなど、走行状況に応じて急変する。
[Embodiment 4]
In the first to third embodiments described above, the method of minimizing the loss of the components connected to the
たとえばスリップ/グリップが生じる場合、図16に示すように、スリップによって電流ILが急増した後、グリップによって電流ILが急減する。IPMを流れる電流を許容電流値以下としてIPMを保護する観点からは、電流ILのピーク値を所定の範囲内に収まるように制御することが望ましい。電流ILのピーク値をIL_peakと定義すると、ピーク値IL_peakは、図16に示すように、電流IL(直流成分)にリプル振幅IL_ppの半分を加算した値となる。 For example, when slip / grip occurs, as shown in FIG. 16, the current IL is rapidly decreased by the grip and then the current IL is rapidly decreased by the grip. From the viewpoint of protecting the IPM by setting the current flowing through the IPM to be equal to or less than the allowable current value, it is desirable to control the peak value of the current IL to be within a predetermined range. If the peak value of the current IL is defined as IL_peak, the peak value IL_peak is a value obtained by adding half of the ripple amplitude IL_pp to the current IL (DC component) as shown in FIG.
そこで、実施の形態4では、電流ILのピーク値を所定値IL_β以下に抑制可能なキャリア周波数fcの範囲をリプル振幅関数IL_pp(fc)を用いて規定し、規定された範囲内でキャリア周波数fcを選択することでIPMの保護を図ることを特徴とする。 Therefore, in the fourth embodiment, the range of the carrier frequency fc that can suppress the peak value of the current IL to be equal to or less than the predetermined value IL_β is defined using the ripple amplitude function IL_pp (fc), and the carrier frequency fc is within the defined range. It is characterized by protecting the IPM by selecting.
図17に、実施の形態4に係るキャリア生成部112の機能ブロック図を示す。実施の形態4に係るキャリア生成部112は、取得部112A、インダクタンス算出部112B、周波数決定部112G、生成部112Fを含む。なお、周波数決定部112G以外の取得部112A、インダクタンス算出部112B、生成部112Fは、実施の形態1で説明したので、ここでの詳細な説明は繰返さない。
FIG. 17 shows a functional block diagram of
周波数決定部112Gは、電流ILのピーク値が所定値IL_β以下に抑制可能なキャリア周波数fcを選択し、選択したキャリア周波数fcを生成部112Fに出力する。
The frequency determination unit 112G selects a carrier frequency fc that can suppress the peak value of the current IL to be equal to or less than the predetermined value IL_β, and outputs the selected carrier frequency fc to the
以下、周波数決定部112Gが行なう周波数fc_βの選択手法について詳述する。ピーク値IL_peakは、上述したように、電流IL(直流成分)にリプル振幅IL_ppの半分を加算した値となり、下記の式(7)で表わされる。 Hereinafter, a method of selecting the frequency fc_β performed by the frequency determination unit 112G will be described in detail. As described above, the peak value IL_peak is a value obtained by adding half of the ripple amplitude IL_pp to the current IL (DC component), and is represented by the following equation (7).
IL_peak=IL+IL_pp/2 ・・・(7)
上述の式(7)から、ピーク値IL_peakを所定値IL_β以下とするには下記の式(8)を成立させる必要があり、式(8)を変形すると、下記の式(9)となる。
IL_peak = IL + IL_pp / 2 (7)
From the above equation (7), in order to make the peak value IL_peak less than or equal to the predetermined value IL_β, it is necessary to establish the following equation (8).
IL+{(VL/L)×(VH−VL)/VH×(1/fc)}/2≦IL_β
・・・(8)
fc≧(VL/L)×(VH−VL)/VH×{1/(IL_β−IL)}/2
・・・(9)
つまり、式(9)の右辺の値は、ピーク値IL_peakが所定値IL_βとなる時のキャリア周波数fcであり、これをfc_βと定義すると、ピーク値IL_peakを所定値IL_β以下とするには、キャリア周波数fcをfc_β以上にする必要がある。
IL + {(VL / L) × (VH−VL) / VH × (1 / fc)} / 2 ≦ IL_β
... (8)
fc ≧ (VL / L) × (VH−VL) / VH × {1 / (IL_β−IL)} / 2
... (9)
That is, the value on the right side of the equation (9) is the carrier frequency fc when the peak value IL_peak becomes the predetermined value IL_β. If this is defined as fc_β, the carrier value can be less than or equal to the predetermined value IL_β. The frequency fc needs to be greater than or equal to fc_β.
そこで、周波数決定部112Gは、ピーク値IL_peakを所定値IL_β以下に抑制可能なキャリア周波数fcの範囲をfc_β以上の範囲とし、この範囲内でキャリア周波数fcを選択する。これにより、ピーク値IL_peakを所定値IL_β以下に抑制することができ、IPMの保護を図ることができる。 Therefore, the frequency determination unit 112G sets the range of the carrier frequency fc that can suppress the peak value IL_peak to be equal to or lower than the predetermined value IL_β as a range equal to or higher than fc_β, and selects the carrier frequency fc within this range. Thereby, the peak value IL_peak can be suppressed below the predetermined value IL_β, and the IPM can be protected.
このように、実施の形態4では、ピーク値IL_peakを所定値IL_β以下に抑制可能なキャリア周波数fcを予め求め、求めたキャリア周波数fcでコンバータ10が制御される。そのため、ピーク値IL_peakを確実に所定値IL_β以下に抑制することができる。
Thus, in the fourth embodiment, carrier frequency fc that can suppress peak value IL_peak to a predetermined value IL_β or less is obtained in advance, and
また、fc_β以上の範囲で、実施の形態1〜3で説明したようにトータル損失Loss_totalが最小となるキャリア周波数fcを選択すれば、ピーク値IL_peakを所定値IL_β以下に抑制しつつ、損失の低減をも図ることができる。 Further, if the carrier frequency fc that minimizes the total loss Loss_total is selected within the range of fc_β or more as described in the first to third embodiments, the loss can be reduced while the peak value IL_peak is suppressed to a predetermined value IL_β or less. Can also be achieved.
なお、キャリア周波数fcには、IPM発熱およびスイッチング速度の上限値等から決まる、上限周波数がある。したがって、実際には、fc_β以上かつ上限周波数以下の範囲で、キャリア周波数fcを選択することになる。 The carrier frequency fc has an upper limit frequency that is determined by the upper limit value of the IPM heat generation and the switching speed. Therefore, actually, the carrier frequency fc is selected in the range of fc_β and the upper limit frequency.
また、たとえば電流ILとdutyとからピーク値IL_peakを予測し、ピーク値IL_peakの予測値が所定値IL_β以下となるようにdutyに制限を設ける最終手段的な手法を併せ持つと、より確実にピーク値IL_peakを所定値IL_β以下に抑制することができる。 Further, for example, when the peak value IL_peak is predicted from the currents IL and duty, and the final means is provided to limit the duty so that the predicted value of the peak value IL_peak is equal to or less than the predetermined value IL_β, the peak value is more reliably obtained. IL_peak can be suppressed to a predetermined value IL_β or less.
[実施の形態5]
上述の実施の形態1〜4のうち、実施の形態1〜3では損失を最小化する手法を、実施の形態4では部品を保護する手法を、それぞれ説明した。
[Embodiment 5]
Of the above-described first to fourth embodiments, the first to third embodiments have described a technique for minimizing loss, and the fourth embodiment has described a technique for protecting a component.
これに対し、実施の形態5では、車両の走行状況に応じて、損失最小化を優先させるのか、部品保護を優先させるのかを切り替えて、キャリア周波数fcを制御することを特徴とする。 On the other hand, the fifth embodiment is characterized in that the carrier frequency fc is controlled by switching between giving priority to loss minimization or giving priority to component protection in accordance with the traveling state of the vehicle.
たとえば、図18に示すように、電流ILがしきい値よりも小さい場合は、損失最小化を優先して、損失を最小とするキャリア周波数fcを選択し、スリップ/グリップが生じて電流ILがしきい値よりも大きくなった場合には、部品保護を優先して、ピーク値IL_peakを抑制するキャリア周波数fcを選択する。 For example, as shown in FIG. 18, when current IL is smaller than a threshold value, loss minimization is prioritized and carrier frequency fc that minimizes loss is selected, slip / grip occurs, and current IL is When it becomes larger than the threshold value, the carrier frequency fc that suppresses the peak value IL_peak is selected with priority given to component protection.
なお、スリップ/グリップは通常の走行状態では極まれにしか発生しないため、負荷が安定している通常時は損失最小化を優先し、スリップ/グリップなどの負荷急変時に部品保護を優先することによって、燃費を実質的に低下させることなく部品を保護することができる。 Since slip / grip occurs only rarely under normal driving conditions, priority is given to minimizing loss when the load is stable, and priority is given to parts protection during sudden changes in load such as slip / grip. Parts can be protected without substantially reducing fuel consumption.
また、たとえば、交流モータMのトルクが低くかつ回転速度が低い領域では負荷が急変する可能性が低いことを考慮し、制御装置30が、図19に示すような低トルクかつ低回転速度の領域で損失最小化を優先し、その他の領域では部品保護を優先するようにしてもよい。
Further, for example, considering that the load is unlikely to change suddenly in the region where the torque of the AC motor M is low and the rotation speed is low, the
また、図20に示すように、制御装置30が、タイヤのスリップグリップが生じたか否か(負荷が急変したか否か)を交流モータMの回転速度の変化などに基づいて判定し(ステップ(以下「S」と略す)10)、スリップ/グリップが生じていない場合(S10にてNO)は、損失最小化を優先し(S20)、スリップ/グリップが生じた場合(S10にてYES)は、部品保護を優先する(S30)ようにしてもよい。上述のように、スリップ/グリップは通常の走行状態では極まれにしか発生しないため、この場合も、燃費を実質的に低下させることなく、部品を保護することができる。
Further, as shown in FIG. 20, the
今回開示された実施の形態はすべての点で例示であって制限的なものではないと考えられるべきである。本発明の範囲は上記した説明ではなくて特許請求の範囲によって示され、特許請求の範囲と均等の意味および範囲内でのすべての変更が含まれることが意図される。 The embodiment disclosed this time should be considered as illustrative in all points and not restrictive. The scope of the present invention is defined by the terms of the claims, rather than the description above, and is intended to include any modifications within the scope and meaning equivalent to the terms of the claims.
10 コンバータ、20 インバータ、22 U相アーム、24 V相アーム、26 W相アーム、30 制御装置、52 電流センサ、54,56 電圧センサ、58 回転角センサ、100 モータ駆動装置、102 電圧指令生成部、104,108 減算部、106 電圧制御演算部、110 電流制御演算部、111 駆動信号生成部、112B インダクタンス算出部、112 キャリア生成部、112A 取得部、112E,112G 周波数決定部、112C 振幅計算部、112D 損失計算部、112F 生成部、116 S/H回路、B 直流電源、C1 フィルタコンデンサ、C2 平滑コンデンサ、CR キャリア信号、D1〜D8 ダイオード、Q1〜Q8 スイッチング素子、L1 リアクトル、M 交流モータ、M1 リアクトル損失マップ、M2 IPM損失マップ、M3〜M7 損失マップ、NL 負極線、PC 電力ケーブル、PL1,PL2 正極線。
10 converter, 20 inverter, 22 U-phase arm, 24 V-phase arm, 26 W-phase arm, 30 control device, 52 current sensor, 54, 56 voltage sensor, 58 rotation angle sensor, 100 motor drive device, 102
Claims (9)
前記コンバータは、互いに直列に接続された2つのスイッチング素子と、前記2つのスイッチング素子の接続点と前記直流電源の正極との間に設けられたリアクトルとを含み、
前記リアクトルを流れる電流には、直流成分に加えて、前記2つのスイッチング素子のスイッチングに起因するリプル成分が含まれ、
前記制御装置は、
搬送波と指令値とを比較した結果に基づいて、前記2つのスイッチング素子を制御するための信号を生成する信号生成部と、
前記搬送波を生成するキャリア生成部とを含み、
前記キャリア生成部は、前記直流電源から前記コンバータに入力される第1電圧、前記コンバータから前記電気負荷装置に出力される第2電圧、前記リアクトルのインダクタンス、および、前記リアクトルを流れる電流に基づいて、前記コンバータの作動によって生じるエネルギ損失が最小となる周波数を有する前記搬送波を生成する、コンバータの制御装置。 A control device for a converter that performs voltage conversion between a DC power source and an electric load device,
The converter includes two switching elements connected in series with each other, and a reactor provided between a connection point of the two switching elements and a positive electrode of the DC power source,
The current flowing through the reactor includes a ripple component due to switching of the two switching elements in addition to a DC component,
The controller is
A signal generation unit that generates a signal for controlling the two switching elements based on a result of comparing the carrier wave and the command value;
A carrier generation unit for generating the carrier wave,
The carrier generation unit is based on a first voltage input from the DC power source to the converter, a second voltage output from the converter to the electric load device, an inductance of the reactor, and a current flowing through the reactor. A control device for a converter that generates the carrier wave having a frequency at which energy loss caused by the operation of the converter is minimized.
前記第1電圧、前記第2電圧、前記インダクタンスに基づいて、前記搬送波の周波数と前記リプル成分の振幅との第1の関係を求める第1算出部と、
前記リアクトルを流れる電流および前記第1の関係に基づいて、前記搬送波の周波数と前記エネルギ損失との第2の関係を求める第2算出部と、
前記第2の関係を用いて前記エネルギ損失が最小となる周波数を選択し、選択した周波数を前記搬送波の周波数に設定する設定部とを含む、請求項1に記載のコンバータの制御装置。 The carrier generator is
A first calculation unit that obtains a first relationship between the frequency of the carrier wave and the amplitude of the ripple component based on the first voltage, the second voltage, and the inductance;
A second calculation unit for obtaining a second relationship between the frequency of the carrier wave and the energy loss based on the current flowing through the reactor and the first relationship;
2. The converter control device according to claim 1, further comprising: a setting unit that selects a frequency that minimizes the energy loss using the second relationship, and sets the selected frequency to the frequency of the carrier wave.
前記設定部は、複数の前記第2の関係を用いて前記複数の部品で生じるエネルギ損失の合計値が最小となる周波数を選択する、請求項2に記載のコンバータの制御装置。 The second calculation unit obtains a plurality of the second relationships respectively corresponding to a plurality of parts in which the energy loss occurs.
3. The converter control device according to claim 2, wherein the setting unit selects a frequency at which a total value of energy losses generated in the plurality of components is minimized using the plurality of second relationships.
前記コンバータと前記電気負荷装置との間には、第2コンデンサが設けられ、
前記第2算出部は、前記リアクトル、前記2つのスイッチング素子、前記直流電源、前記接続するための部品、前記第1コンデンサ、前記第2コンデンサの少なくともいずれかにそれぞれ対応する複数の前記第2の関係を求める、請求項7に記載のコンバータの制御装置。 Between the DC power supply and the converter, a component for connecting the DC power supply and the converter, and a first capacitor are provided,
A second capacitor is provided between the converter and the electric load device,
The second calculation unit includes a plurality of second units respectively corresponding to at least one of the reactor, the two switching elements, the DC power supply, the component for connection, the first capacitor, and the second capacitor. The converter control device according to claim 7, wherein a relationship is obtained.
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