JP2021061699A - Motor control device, motor control method, and electric power steering device - Google Patents
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Abstract
Description
本発明は、モータ制御装置、モータ制御方法および電動パワーステアリング装置に関する。 The present invention relates to a motor control device, a motor control method, and an electric power steering device.
従来、モータの駆動制御のための制御手法として、ベクトル制御と呼ばれる制御手法が広く用いられている。この制御手法は、ロータの主磁束方向をd軸(direct)、それに対して電気的に直角な方向をq軸(quadrature)としてdq座標を考え、3相の電流および電圧をdq座標に変換し、dq座標上のベクトルとして制御を行う手法である。このdqベクトル制御を用いると、同一の電流振幅に対してトルクが最大となるような最大トルク制御を行うことが、3相での制御に比べて容易に行えるものの、最大トルク制御を実現するためのd軸電流の演算式は複雑である。
そこで、最大トルク制御を簡単に実現するために、例えば特許文献1に記載の技術がある。この技術は、dq座標系とは異なる回転座標系(dmqm座標系)と、dq座標系とは異なる制御座標系(γδ座標系)との位相差である軸誤差を、モータの出力トルク及びトルク指令値間のトルク誤差が低減するように、弱め磁束用の電流に応じて制御する技術である。この特許文献1には、dm軸電流idm=0であるとき、最大トルク制御が実現される点が開示されている。
Conventionally, a control method called vector control has been widely used as a control method for motor drive control. In this control method, the dq coordinates are considered with the main magnetic flux direction of the rotor as the d-axis (direct) and the direction electrically perpendicular to it as the q-axis (quadrature), and the three-phase current and voltage are converted into dq coordinates. , This is a method of controlling as a vector on the dq coordinate. When this dq vector control is used, the maximum torque control that maximizes the torque for the same current amplitude can be performed more easily than the control with three phases, but in order to realize the maximum torque control. The formula for calculating the d-axis current is complicated.
Therefore, in order to easily realize the maximum torque control, for example, there is a technique described in
上記特許文献1に記載の技術では、制御用のパラメータとして、永久磁石の電機子鎖交磁束、d軸インダクタンス、およびq軸インダクタンスを用いているが、これらが磁気飽和により変動することを考慮していない。そのため、適切に最大トルク制御を実現することができないおそれがある。
そこで、本発明は、永久磁石同期モータの駆動制御に際し、容易かつ適切に最大トルク制御を実現することができるモータ制御装置、モータ制御方法および電動パワーステアリング装置を提供することを目的とする。
In the technique described in
Therefore, an object of the present invention is to provide a motor control device, a motor control method, and an electric power steering device that can easily and appropriately realize maximum torque control in driving control of a permanent magnet synchronous motor.
上記課題を解決するために、本発明の一つの態様のモータ制御装置は、永久磁石同期モータを駆動制御するモータ制御装置であって、前記永久磁石同期モータのdq軸電流と、磁気飽和により変動し得るパラメータとに基づいて、回転座標系であるdq座標系と最大トルク制御座標系であるft座標系との偏角を算出する偏角算出部と、前記永久磁石同期モータのトルク指令値に基づいて、前記ft座標系におけるt軸電流指令値を生成するt軸電流指令生成部と、前記ft座標系におけるf軸電流指令値を零として生成するf軸電流指令生成部と、前記偏角算出部により算出された偏角と、前記t軸電流指令生成部により生成されたt軸電流指令値と、前記f軸電流指令生成部により生成されたf軸電流指令値と、に基づいて、回転座標変換によりdq軸電流指令値を生成するdq軸電流指令生成部と、を備える。
このように、最大トルク制御座標系であるft座標系を利用し、f軸成分の電流が0となるよう制御するので、容易に最大トルク制御を実現することができる。また、dq座標系とft座標系との偏角の算出に際し、磁気飽和によるパラメータ変動を考慮するので、適切に最大トルク制御を実現することができる。
In order to solve the above problems, the motor control device of one aspect of the present invention is a motor control device that drives and controls a permanent magnet synchronous motor, and fluctuates due to the dq axis current of the permanent magnet synchronous motor and magnetic saturation. Based on the possible parameters, the deviation angle calculation unit that calculates the deviation angle between the dq coordinate system that is the rotation coordinate system and the ft coordinate system that is the maximum torque control coordinate system, and the torque command value of the permanent magnet synchronous motor Based on this, the t-axis current command generation unit that generates the t-axis current command value in the ft coordinate system, the f-axis current command generation unit that generates the f-axis current command value in the ft coordinate system as zero, and the deviation angle. Based on the deviation angle calculated by the calculation unit, the t-axis current command value generated by the t-axis current command generation unit, and the f-axis current command value generated by the f-axis current command generation unit. It includes a dq-axis current command generation unit that generates a dq-axis current command value by rotational coordinate conversion.
In this way, since the ft coordinate system, which is the maximum torque control coordinate system, is used and the current of the f-axis component is controlled to be 0, the maximum torque control can be easily realized. Further, since the parameter fluctuation due to magnetic saturation is taken into consideration when calculating the declination between the dq coordinate system and the ft coordinate system, the maximum torque control can be appropriately realized.
また、上記のモータ制御装置において、前記パラメータは、永久磁石鎖交磁束、d軸インダクタンスおよびq軸インダクタンスであってもよい。この場合、磁気飽和によるモータパラメータの変動を考慮したうえで、適切に最大トルク制御を実現することができる。 Further, in the above motor control device, the parameters may be a permanent magnet interlinkage magnetic flux, a d-axis inductance, and a q-axis inductance. In this case, the maximum torque control can be appropriately realized in consideration of the fluctuation of the motor parameters due to magnetic saturation.
さらに、上記のモータ制御装置において、前記偏角算出部は、前記d軸インダクタンスと前記q軸インダクタンスとの差をdq軸電流に対して一定とし、前記永久磁石鎖交磁束をq軸電流の2次関数として、前記偏角を算出してもよい。
このように、磁気飽和によるd軸q軸それぞれのインダクタンスの変動は概ね似た挙動を示すと仮定し、dq軸インダクタンス差をdq軸電流に対して一定としてもよい。この場合、簡易な演算で偏角を算出することができる。また、永久磁石鎖交磁束をq軸電流の2次関数とすることで、永久磁石鎖交磁束の変動を適切に考慮することができ、精度良く偏角を算出することができる。
Further, in the above motor control device, the deviation angle calculation unit makes the difference between the d-axis inductance and the q-axis inductance constant with respect to the dq-axis current, and sets the permanent magnet interlinkage magnetic flux to 2 of the q-axis current. The deflection angle may be calculated as a next function.
As described above, it is assumed that the fluctuations of the inductances of the d-axis and q-axis due to magnetic saturation show substantially similar behavior, and the dq-axis inductance difference may be constant with respect to the dq-axis current. In this case, the declination can be calculated by a simple calculation. Further, by making the permanent magnet interlinkage magnetic flux a quadratic function of the q-axis current, the fluctuation of the permanent magnet interlinkage magnetic flux can be appropriately considered, and the deviation angle can be calculated with high accuracy.
また、上記のモータ制御装置において、前記偏角算出部は、前記d軸インダクタンスと前記q軸インダクタンスとの差をdq軸電流に対して一定とし、前記永久磁石鎖交磁束をq軸電流の1次関数として、前記偏角を算出してもよい。
このように、磁気飽和によるd軸q軸それぞれのインダクタンスの変動は概ね似た挙動を示すと仮定し、dq軸インダクタンス差をdq軸電流に対して一定としてもよい。この場合、簡易な演算で偏角を算出することができる。また、永久磁石鎖交磁束をq軸電流の1次関数とすることで、より簡易な演算で偏角を算出することができる。
Further, in the above motor control device, the deviation angle calculation unit sets the difference between the d-axis inductance and the q-axis inductance to be constant with respect to the dq-axis current, and sets the permanent magnet interlinkage magnetic flux to 1 of the q-axis current. The deflection angle may be calculated as a next function.
As described above, it is assumed that the fluctuations of the inductances of the d-axis and q-axis due to magnetic saturation show substantially similar behavior, and the dq-axis inductance difference may be constant with respect to the dq-axis current. In this case, the declination can be calculated by a simple calculation. Further, by making the permanent magnet interlinkage magnetic flux a linear function of the q-axis current, the declination can be calculated by a simpler calculation.
さらにまた、上記のモータ制御装置において、前記偏角算出部は、前記永久磁石同期モータのトルク式から導出される、d軸電流をq軸電流で微分した式に従って、π/2から前記偏角を減算した角度を算出し、当該角度から前記偏角を算出してもよい。
この場合、簡易な演算で偏角を算出することができる。例えば、磁気飽和により変動し得るパラメータとして永久磁石鎖交磁束を考慮した場合、当該永久磁石鎖交磁束をq軸電流の2次関数として考えた場合であっても、d軸電流をq軸電流で微分した式は簡易な式となる。したがって、容易かつ適切に偏角を算出することができる。
Furthermore, in the motor control device, the declination calculation unit uses the declination from π / 2 according to the formula obtained by differentiating the d-axis current with the q-axis current, which is derived from the torque formula of the permanent magnet synchronous motor. The angle may be calculated by subtracting the above angle, and the argument may be calculated from the angle.
In this case, the declination can be calculated by a simple calculation. For example, when the permanent magnet interlinkage magnetic flux is considered as a parameter that can fluctuate due to magnetic saturation, the d-axis current is the q-axis current even when the permanent magnet interlinkage magnetic flux is considered as a quadratic function of the q-axis current. The formula differentiated by is a simple formula. Therefore, the declination can be calculated easily and appropriately.
また、上記のモータ制御装置において、前記偏角算出部は、前記永久磁石同期モータのトルク式から導出される、q軸電流をd軸電流で微分した式に従って、前記偏角を算出してもよい。
この場合、偏角をダイレクトに算出することができる。また、磁気飽和により変動し得るパラメータとして永久磁石鎖交磁束を考慮した場合、当該永久磁石鎖交磁束をq軸電流の1次関数として考えた場合には、q軸電流をd軸電流で微分した式は比較的簡易な式とすることができる。したがって、容易かつ適切に偏角を算出することができる。
Further, in the above motor control device, the declination calculation unit may calculate the declination according to the equation obtained by differentiating the q-axis current with the d-axis current derived from the torque equation of the permanent magnet synchronous motor. Good.
In this case, the declination can be calculated directly. Further, when the permanent magnet interlinkage magnetic flux is considered as a parameter that can fluctuate due to magnetic saturation, and when the permanent magnet interlinkage magnetic flux is considered as a linear function of the q-axis current, the q-axis current is differentiated by the d-axis current. The formula can be a relatively simple formula. Therefore, the declination can be calculated easily and appropriately.
さらに、上記のモータ制御装置は、前記永久磁石同期モータのトルクリップルを推定するトルクリップル推定部と、前記トルクリップル推定部により推定されたトルクリップルに基づいて、前記トルク指令値を補正するトルク指令補正部をさらに備え、前記t軸電流指令生成部は、前記トルク指令補正部により補正されたトルク指令値に基づいて、前記t軸電流指令値を生成してもよい。
この場合、トルクリップルを適切に抑制することができる。また、トルクリップル推定値をそのまま補正値として用いてトルク指令値に重畳することができるので、容易にトルクリップルを抑制することができる。
Further, the motor control device has a torque ripple estimation unit that estimates the torque ripple of the permanent magnet synchronous motor, and a torque command that corrects the torque command value based on the torque ripple estimated by the torque ripple estimation unit. The t-axis current command generation unit may further include a correction unit, and the t-axis current command generation unit may generate the t-axis current command value based on the torque command value corrected by the torque command correction unit.
In this case, torque ripple can be appropriately suppressed. Further, since the torque ripple estimated value can be used as it is as a correction value and superimposed on the torque command value, the torque ripple can be easily suppressed.
また、本発明の一つの態様のモータ制御方法は、永久磁石同期モータを駆動制御するモータ制御方法であって、前記永久磁石同期モータのdq軸電流と、磁気飽和により変動し得るパラメータとに基づいて、回転座標系であるdq座標系と最大トルク制御座標系であるft座標系との偏角を算出するステップと、前記永久磁石同期モータのトルク指令値に基づいて、前記ft座標系におけるt軸電流指令値を生成するステップと、前記ft座標系におけるf軸電流指令値を零として生成するステップと、前記偏角と、前記t軸電流指令値と、前記f軸電流指令値と、に基づいて、回転座標変換によりdq軸電流指令値を生成するステップと、を含む。
このように、最大トルク制御座標系であるft座標系を利用し、f軸成分の電流が0となるよう制御するので、容易に最大トルク制御を実現することができる。また、dq座標系とft座標系との偏角の算出に際し、磁気飽和によるパラメータ変動を考慮するので、適切な最大トルク制御を実現することができる。
Further, the motor control method according to one aspect of the present invention is a motor control method for driving and controlling a permanent magnet synchronous motor, which is based on the dq-axis current of the permanent magnet synchronous motor and parameters that can fluctuate due to magnetic saturation. Then, based on the step of calculating the deviation angle between the dq coordinate system which is the rotation coordinate system and the ft coordinate system which is the maximum torque control coordinate system and the torque command value of the permanent magnet synchronous motor, t in the ft coordinate system. The step of generating the shaft current command value, the step of generating the f-axis current command value in the ft coordinate system as zero, the deviation angle, the t-axis current command value, and the f-axis current command value are Based on this, it includes a step of generating a dq-axis current command value by rotational coordinate conversion.
In this way, since the ft coordinate system, which is the maximum torque control coordinate system, is used and the current of the f-axis component is controlled to be 0, the maximum torque control can be easily realized. Further, since the parameter fluctuation due to magnetic saturation is taken into consideration when calculating the declination between the dq coordinate system and the ft coordinate system, appropriate maximum torque control can be realized.
さらに、本発明の一つの態様の電動パワーステアリング装置は、上記のいずれかのモータ制御装置を備える。
これにより、操舵補助制御(操舵アシスト)を行うための車載の永久磁石同期モータの最大トルク制御を容易かつ適切に実現することができる。したがって、高効率化が実現された電動パワーステアリング装置とすることができる。
Further, the electric power steering device according to one aspect of the present invention includes any of the above motor control devices.
As a result, the maximum torque control of the in-vehicle permanent magnet synchronous motor for performing steering assist control (steering assist) can be easily and appropriately realized. Therefore, it is possible to obtain an electric power steering device in which high efficiency is realized.
本発明の一つの態様によれば、永久磁石同期モータの駆動制御に際し、容易かつ適切に最大トルク制御を実現することができる。 According to one aspect of the present invention, the maximum torque control can be easily and appropriately realized in the drive control of the permanent magnet synchronous motor.
以下、図面を用いて本発明の実施の形態について説明する。
なお、本発明の範囲は、以下の実施の形態に限定されるものではなく、本発明の技術的思想の範囲内で任意に変更可能である。
Hereinafter, embodiments of the present invention will be described with reference to the drawings.
The scope of the present invention is not limited to the following embodiments, and can be arbitrarily changed within the scope of the technical idea of the present invention.
(第一の実施形態)
図1は、本実施形態におけるモータシステム300の構成図である。
モータシステム300は、モータ310と、モータ制御装置320と、インバータ330と、を備える。モータ制御装置320は、指令生成部321と、電流制御器322と、を備え、インバータ330を介してモータ310を駆動制御する。
ここで、モータ310は、永久磁石同期モータである。例えば、モータ310は、表面磁石型のSPMSM(Surface Permanent Magnet Synchronous Motor)や、埋め込み磁石型のIPMSM(Interior Permanent Magnet Synchronous Motor)、クローポール型モータなど種々の永久磁石同期モータとすることができる。
(First Embodiment)
FIG. 1 is a configuration diagram of a
The
Here, the
指令生成部321は、モータ310のトルク指令値τ*から電流指令値i*を生成する。
電流制御器322は、電流指令値i*に基づいて、モータ電流をフィードバック制御して電圧指令値v*を出力する。
インバータ330は、電圧指令値v*に基づいて生成されたPWM信号をもとに当該インバータ330を構成するスイッチング素子をオン/オフし、モータ310に電圧vを供給する。これにより、モータ310にトルクτが発生する。
The
The
以下、モータ制御装置320の機能について、具体的に説明する。
図2は、モータ制御装置320の機能ブロック図である。
この図2に示すように、モータ制御装置320は、角度検出部301と、角速度演算部302と、3相/2相変換部303と、電流指令生成部304と、電流制御部305と、2相/3相変換部306と、を備える。
Hereinafter, the functions of the
FIG. 2 is a functional block diagram of the
As shown in FIG. 2, the
角度検出部301は、角度センサ310aにより検出されたモータ角度(機械角)θMをモータ角度(電気角)θEに変換する。
角速度演算部302は、角度検出部301から出力されたモータ角度θEを微分してモータ角速度ωを演算する。
3相/2相変換部303は、3相モータ電流iu、ivおよびiwを3相/2相変換してdq軸電流id、iqを出力する。
The
The angular
The three-phase / two-
電流指令生成部304は、トルク指令値τ*、モータ角度θE、モータ加速度ωおよびdq軸電流id、iqを入力し、図1の電流指令値i*として、dq軸電流指令値id*、iq*を生成する。ここで、電流指令生成部304は、最大トルク制御を実現するdq軸電流指令値id*、iq*を生成する。
本実施形態では、最大トルク制御として、最大トルク/電流(MTPA:Maximum Torque Per Ampere)制御を対象とする。電流指令生成部304は、トルク指令τ*からdq軸電流指令値id*、iq*を生成する際に、最大トルク制御座標系であるft座標系を利用し、f軸電流を0に制御することで最大トルク制御を実現する。電流指令生成部304の具体的な機能構成については後述する。
The
In the present embodiment, the maximum torque / current (MTPA: Maximum Torque Per Ampere) control is targeted as the maximum torque control. Current
電流制御部305は、dq軸電流指令値id*、iq*とdq軸電流id、iqとの電流偏差をそれぞれ算出する。そして、電流制御部305は、算出した電流偏差に対してそれぞれ比例積分制御を行って、図1の電圧指令値v*として、dq軸電圧指令値vd、vqを算出する。このように、電流制御部305は、dq軸電流指令値id*、iq*に基づいて、ベクトル制御を行う。
2相/3相変換部306は、2相の電圧指令値vd、vqを、3相の電圧指令値vu、vvおよびvwに変換する。この電圧指令値vu、vvおよびvwに基づいてモータ310に駆動電力が供給される。
The
The two-phase / three-
図3は、図2に示す電流指令生成部304の具体的構成を示す機能ブロック図である。
この図3に示すように、電流指令生成部304は、偏角算出部304aと、t軸電流指令生成部304bと、f軸電流指令生成部304cと、dq軸電流指令生成部304dと、を備える。
偏角算出部304aは、検出されたモータ310のdq軸電流id、iqと、磁気飽和により変動し得るパラメータと、に基づいて、図4に示す回転座標系(dq座標系)に対する最大トルク制御座標系(ft座標系)の偏角δを算出する。偏角算出部304aにおける偏角δの算出方法については後述する。
FIG. 3 is a functional block diagram showing a specific configuration of the current
As shown in FIG. 3, the current
The
t軸電流指令生成部304bは、トルク指令値τ*を最大トルク制御座標系のt軸上の電流に変換し、これをt軸電流指令値it*として出力する。例えば、t軸電流指令生成部304bは、トルクとt軸電流との変換テーブルを用いて、トルク指令値τ*からt軸電流指令値it*を生成することができる。上記変換テーブルは、実測や解析により予め作成し、メモリ等に記憶しておくものとする。
なお、トルク指令値τ*からt軸電流指令値it*を生成する手法は、上記の変換テーブルを用いる手法に限定されない。例えば、トルク指令値τ*からt軸電流指令値it*を導出する関数等を用いてt軸電流指令値it*を生成してもよい。
The t-axis current
Incidentally, a technique for generating a t-axis current command value it * from the torque command value tau * is not limited to the method using the above conversion table. For example, may be generated t-axis current command value it * by using a function such as to derive a t-axis current command value it * from the torque command value tau *.
f軸電流指令生成部304cは、f軸電流指令値if*=0を出力する。
dq軸電流指令生成部304dは、ft電流指令値it*、if*と偏角δとに基づいて、ft軸からdq軸への座標変換(回転座標変換)を行い、dq軸電流指令値id*、iq*を生成する。このようにして得られたdq軸電流指令値id*、iq*が、最大トルク制御を実現する電流指令値となる。
以上のように、本実施形態におけるモータ制御方法は、永久磁石同期モータのdq軸電流と、磁気飽和により変動し得るパラメータとに基づいて、回転座標系であるdq座標系と最大トルク制御座標系であるft座標系との偏角を算出するステップと、永久磁石同期モータのトルク指令値に基づいて、ft座標系におけるt軸電流指令値を生成するステップと、ft座標系におけるf軸電流指令値を零として生成するステップと、上記の偏角、t軸電流指令値およびf軸電流指令値に基づいて、回転座標変換によりdq軸電流指令値を生成するステップと、を含む。
The f-axis current
The dq axis current
As described above, the motor control method in the present embodiment is based on the dq axis current of the permanent magnet synchronous motor and the parameters that can fluctuate due to magnetic saturation, and is a rotating coordinate system dq coordinate system and a maximum torque control coordinate system. The step of calculating the deviation angle from the ft coordinate system, the step of generating the t-axis current command value in the ft coordinate system based on the torque command value of the permanent magnet synchronous motor, and the f-axis current command in the ft coordinate system. It includes a step of generating a value as zero and a step of generating a dq-axis current command value by rotating coordinate conversion based on the above-mentioned deviation angle, t-axis current command value and f-axis current command value.
以下、偏角算出部304aにおける偏角δの算出方法について具体的に説明する。
本実施形態では、偏角算出部304aは、上述したように、dq軸電流id、iqと磁気飽和により変動し得るパラメータとに基づいて、最大トルク制御座標系の偏角δを算出する。ここで、磁気飽和により変動し得るパラメータは、永久磁石鎖交磁束Ψa、d軸インダクタンスLdおよびq軸インダクタンスLqである。これらパラメータについて、以下ように仮定する。
Hereinafter, the method of calculating the declination δ in the
In the present embodiment, as described above, the
仮定1:dq軸インダクタンス差Lq−Ldは、dq軸電流に対して一定である。
仮定2:永久磁石鎖交磁束Ψaは、q軸電流iqの2次関数として近似することができる。
Ψa=aΨiq2+bΨiq+cΨ (iq>0) ………(1)
本実施形態では、磁気飽和によるパラメータ変動を考慮するに際し、dq軸インダクタンスの比である突極比が比較的小さく、また、磁気飽和によりd軸インダクタンスおよびq軸インダクタンスは同様に変動すると仮定し、上記の仮定1のように、dq軸インダクタンス差Lq−Ldがdq軸電流に対して一定であると仮定する。
Assumption 1: The dq-axis inductance difference Lq-Ld is constant with respect to the dq-axis current.
Assumption 2: Permanent magnet interlinkage flux Ψa can be approximated as a quadratic function of the q-axis current iq.
Ψa = a Ψ iq 2 + b Ψ iq + c Ψ (iq> 0) ……… (1)
In the present embodiment, when considering the parameter fluctuation due to magnetic saturation, it is assumed that the salient pole ratio, which is the ratio of the dq-axis inductance, is relatively small, and that the d-axis inductance and the q-axis inductance also fluctuate due to magnetic saturation. As in
同期モータのトルクTは、以下のトルク式で表すことができる。
T=P{Ψa+(Ld−Lq)id}iq
=P{aΨiq2+bΨiq+cΨ+(Ld−Lq)id}iq ………(2)
ここで、Pは極対数、Ψaは永久磁石鎖交磁束(永久磁石からモータのコイルに鎖交している磁束)、Ldはd軸インダクタンス、Lqはq軸インダクタンス、idはd軸電流、iqはq軸電流である。
上記のトルク式において、トルク一定と仮定し(定トルク曲線上で考え)、上記(2)式をd軸電流idについて解くと、下記(3)式が得られる。
The torque T of the synchronous motor can be expressed by the following torque formula.
T = P {Ψa + (Ld-Lq) id} iq
= P {a Ψ iq 2 + b Ψ iq + c Ψ + (Ld-Lq) id} iq ……… (2)
Here, P is the number of pole pairs, Ψa is the permanent magnet interlinkage magnetic flux (magnetic flux interlinking the coil of the motor from the permanent magnet), Ld is the d-axis inductance, Lq is the q-axis inductance, id is the d-axis current, iq. Is the q-axis current.
In the above torque equation, assuming that the torque is constant (thinking on the constant torque curve), solving the above equation (2) with respect to the d-axis current id gives the following equation (3).
上記(3)式により表されるd軸電流idを、q軸電流iqで微分すると、下記(4)式が得られる。 When the d-axis current id represented by the above equation (3) is differentiated by the q-axis current iq, the following equation (4) is obtained.
そして、上記(4)式のトルクTに、上記(2)式で表されるトルク式を代入すると、下記(5)式が得られる。 Then, by substituting the torque equation represented by the above equation (2) into the torque T of the above equation (4), the following equation (5) is obtained.
上記(5)式で表されるdid/diqは、dq軸電流id、iqによって決まる値であり、図4に示す定トルク曲線A上の点Bにおける定トルク曲線Aの接線Cのq軸から見た傾きである。この接線Cは、f軸方向の直線であるため、f軸のq軸からの角度δ’は、did/diqの逆正接をとった値(tan-1(did/diq))となる。
したがって、π/2から角度δ’減算することで、ft軸のdq軸からの偏角δを算出することができる。
The did / diq represented by the above equation (5) is a value determined by the dq-axis current id and iq, and is from the q-axis of the tangent line C of the constant torque curve A at the point B on the constant torque curve A shown in FIG. It is the inclination that I saw. Since this tangent line C is a straight line in the f-axis direction, the angle δ'from the q-axis of the f-axis is a value (tan -1 (did / diq)) obtained by taking the inverse tangent of did / diq.
Therefore, the declination δ from the dq axis of the ft axis can be calculated by subtracting the angle δ'from π / 2.
このように、偏角算出部304aは、上記(2)式により表されるモータ310のトルク式から導出される、d軸電流idをq軸電流iqで微分した上記(5)式を用いて、π/2から偏角δを減算した角度δ’を算出する。そして、偏角算出部304aは、上記(6)式に示すように、算出した角度δ’をπ/2から減算することで偏角δを算出する。
この上記(6)式により算出された偏角δを用い、偏角δによる回転座標変換を行うことで、dq座標から最大トルク制御座標(ft座標)へ、またはその逆への変換が可能となる。
As described above, the
By using the declination δ calculated by the above equation (6) and performing the rotation coordinate conversion by the declination δ, it is possible to convert from the dq coordinate to the maximum torque control coordinate (ft coordinate) or vice versa. Become.
ただし、上記の偏角δの導出式は、q軸電流iqが正の領域にある場合に限って成立する式である。そこで、q軸電流iqが0である場合や負の領域にある場合にまで拡張するために、以下のように偏角δの導出式を書き換える。
(1)q軸電流iq=0による除算を回避するために、上記(5)式の分母部分のq軸電流iqをiq+εに置き換える。ここで、εは、十分小さな正の数(例えば、1×10-6)である。
(2)q軸電流iqが負の領域でも、磁気飽和についてはq軸電流の大きさのみを参照するため、q軸電流iqの絶対値をとり、偏角δの符号をq軸電流iqの符号と同じとする。つまり、上記(6)式を次式のように書き換える。
However, the above declination δ derivation formula is a formula that holds only when the q-axis current iq is in the positive region. Therefore, in order to extend the q-axis current iq to the case where it is 0 or in the negative region, the declination δ derivation formula is rewritten as follows.
(1) In order to avoid division by q-axis current iq = 0, the q-axis current iq in the denominator portion of the above equation (5) is replaced with iq + ε. Here, ε is a sufficiently small positive number (eg, 1 × 10 -6 ).
(2) Even in the region where the q-axis current iq is negative, since only the magnitude of the q-axis current is referred to for magnetic saturation, the absolute value of the q-axis current iq is taken and the sign of the declination δ is the sign of the q-axis current iq. Same as the code. That is, the above equation (6) is rewritten as the following equation.
ここで、abs( )は、括弧内の値の絶対値をとる関数、sgn( )は、括弧内の値の符号に応じて−1、0、1のいずれかの値を返す関数である。
以上により、最大トルク制御座標系を実数全体のq軸電流iqに対して利用可能となる。ただし、実用上は、システム最大電流の制限がある。
Here, abs () is a function that takes the absolute value of the value in parentheses, and sgn () is a function that returns one of -1, 0, and 1 depending on the sign of the value in parentheses.
As described above, the maximum torque control coordinate system can be used for the q-axis current iq of the entire real number. However, in practice, there is a limit on the maximum system current.
以上説明したように、本実施形態におけるモータ制御装置320は、最大トルク制御座標系(ft座標系)を利用し、f軸電流を0に制御することで、モータ310の最大トルク制御を容易に実現することができる。この最大トルク制御時における動作点は、図5に示すように、定トルク曲線Aと定電流円Dとが接する点Eとなる。なお、図5において、定電流円Dは、原点を中心に描いた円であり、動作点Eは、定トルク曲線Aに対して原点からの距離が最短となる点である。
また、モータ制御装置320は、最大トルク制御座標系を利用する際、モータパラメータとして永久磁石鎖交磁束Ψaとdq軸インダクタンスLd、Lqとを用いるが、これらのパラメータが磁気飽和により変動すること考慮して、最大トルク制御座標系の偏角δを算出する。したがって、磁気飽和を考慮した適切な最大トルク制御を実現することができる。
As described above, the
Further, when the
具体的には、モータ制御装置320は、dq軸インダクタンス差Lq−Ldがdq軸電流に対して一定であり、永久磁石鎖交磁束Ψaがq軸電流iqの2次関数として近似できるとして、偏角δを算出する。
一般に、磁気飽和によりd軸インダクタンスLdはdq軸電流に対してあまり変動せず、q軸インダクタンスLqは飽和により減少するとされている。しかし、一般的なモータは、dq軸インダクタンスが数十mH〜数百mHと高インダクタンスであり、dq軸インダクタンスの比である突極比(=Lq/Ld)も2より大きいリラクタンストルクを積極的に利用するモータであることが多い。さらに、磁気飽和によるq軸インダクタンス変動が数十mHと大きく、それに比べてd軸インダクタンス変動が10分の1以下であるため無視されている。
Specifically, in the
Generally, it is said that the d-axis inductance Ld does not fluctuate much with respect to the dq-axis current due to magnetic saturation, and the q-axis inductance Lq decreases due to saturation. However, in a general motor, the dq-axis inductance is as high as several tens of mH to several hundreds of mH, and the reluctance torque, which is the ratio of the dq-axis inductance, is also positively greater than 2. It is often a motor used for. Further, the q-axis inductance fluctuation due to magnetic saturation is as large as several tens of mH, and the d-axis inductance fluctuation is less than 1/10 of that, so that it is ignored.
これに対して、例えば電動パワーステアリング装置を対象としたモータとして、dq軸インダクタンスが100μH〜700μH程度と小さく、突極比も大きくて1.2程度であり、マグネットトルクを主体とするモータがある。このようなモータでは、磁気飽和によるd軸q軸それぞれのインダクタンス変動は10〜20μH程度と小さく、またそれらの変動は概ね似た挙動を示す。このため上述したように、磁気飽和によるパラメータ変動として、dq軸インダクタンス差Lq−Ldがdq軸電流に対して一定であるとすることができる。これにより、偏角δの算出に際し、複雑な計算を簡易化できる。 On the other hand, for example, as a motor for an electric power steering device, there is a motor having a dq-axis inductance as small as about 100 μH to 700 μH, a salient pole ratio as large as about 1.2, and a motor mainly composed of magnet torque. .. In such a motor, the inductance fluctuation of each of the d-axis and the q-axis due to magnetic saturation is as small as about 10 to 20 μH, and these fluctuations show substantially similar behavior. Therefore, as described above, it can be assumed that the dq-axis inductance difference Lq-Ld is constant with respect to the dq-axis current as the parameter fluctuation due to magnetic saturation. This makes it possible to simplify complicated calculations when calculating the declination δ.
また、モータ制御装置320は、d軸電流idをq軸電流iqで微分した上記(5)式を用いて角度δ’を算出し、上記(6)式に示すように、算出した角度δ’をπ/2から減算することで偏角δを算出する。つまり、本実施形態では、図4に示す接線C(f軸方向の直線)のq軸から見た傾きdid/diqを算出し、この傾きdid/diqに基づいて偏角δを算出する。したがって、簡易な演算で偏角を算出することができる。
図4に示す接線C(f軸方向の直線)のd軸から見た傾きdiq/didを直接計算しようとした場合、上記(2)式により表されるモータ310のトルク式をq軸電流iqについて解く必要がある。このとき、永久磁石鎖交磁束Ψaをq軸電流iqの2次関数として考えた場合、3次方程式を解く必要があり、演算が複雑となる。
これに対して、本実施形態では、永久磁石鎖交磁束Ψaをq軸電流iqの2次関数として考えた場合であっても、簡易な演算により精度良く偏角を算出することができる。
Further, the
When trying to directly calculate the slope diq / did seen from the d-axis of the tangent line C (straight line in the f-axis direction) shown in FIG. 4, the torque formula of the
On the other hand, in the present embodiment, even when the permanent magnet interlinkage magnetic flux Ψa is considered as a quadratic function of the q-axis current iq, the declination can be calculated accurately by a simple calculation.
さらに、モータ制御装置320は、上述したように、最大トルク制御座標系を利用し、f軸電流を0に制御することで最大トルクでの駆動を実現する。そのため、このときのt軸電流とモータ出力トルクが一対一に対応する。したがって、トルク指令値τ*からt軸電流指令値it*へ変換し、変換したt軸電流指令値it*と、0に設定されたf軸電流指令値if*とに基づいて、偏角δを用いた回転座標変換を行うことで、容易に最大トルク制御を実現できるdq軸電流指令値id*、iq*を生成することができる。
このように、本実施形態におけるモータ制御装置320は、永久磁石同期モータの駆動制御に際し、磁気飽和によるパラメータ変動を考慮したうえで、容易かつ適切に最大トルク制御を実現することができる。
Further, as described above, the
As described above, the
(第二の実施形態)
次に、本発明における第二の実施形態について説明する。
上述した第一の実施形態では、永久磁石鎖交磁束Ψaをq軸電流iqの2次関数として近似する場合について説明した。本実施形態では、永久磁石鎖交磁束Ψaをq軸電流iqの1次関数として近似する場合について説明する。
(Second embodiment)
Next, a second embodiment of the present invention will be described.
In the first embodiment described above, a case where the permanent magnet interlinkage magnetic flux Ψa is approximated as a quadratic function of the q-axis current iq has been described. In this embodiment, a case where the permanent magnet interlinkage magnetic flux Ψa is approximated as a linear function of the q-axis current iq will be described.
本実施形態におけるモータ制御装置の構成は、図1〜図3に示す第一の実施形態のモータ制御装置320と同様である。ただし、図3の偏角算出部304aにおける偏角δの算出方法が第一の実施形態とは異なる。
偏角算出部304aでは、上述した第一の実施形態における仮定2を、次のように変更する。
仮定2’:永久磁石鎖交磁束Ψaは、q軸電流iqの1次関数として近似することができる。
Ψa=bΨiq+cΨ (iq>0) ………(8)
そして、偏角算出部304aは、上述した第一の実施形態においてaΨ=0と置いた場合と同様の手法により、偏角δを算出する。
The configuration of the motor control device in this embodiment is the same as that of the
In the
Assumption 2': Permanent magnet interlinkage flux Ψa can be approximated as a linear function of the q-axis current iq.
Ψa = b Ψ iq + c Ψ (iq> 0) ……… (8)
Then, the
これにより、本実施形態においても、上述した第一の実施形態と同様に、最大トルク制御座標系(ft座標系)を利用して、モータ310の最大トルク制御を容易に実現することができる。また、最大トルク制御座標系の偏角δの算出に際し、磁気飽和によるパラメータ変動を考慮するので、適切な最大トルク制御を実現することができる。とりわけ、本実施形態では、上記パラメータである永久磁石鎖交磁束Ψaをq軸電流iqの1次関数として近似するので、より簡易な導出式を用いて偏角δを算出することができる。
Thereby, also in the present embodiment, the maximum torque control of the
(第三の実施形態)
次に、本発明における第三の実施形態について説明する。
上述した第一の実施形態および第二の実施形態では、d軸電流idをq軸電流iqで微分したdid/diqを算出することでf軸のq軸からの角度δ’を算出し、角度δ’から偏角δを算出する場合について説明した。本実施形態では、q軸電流iqをd軸電流idで微分したdiq/didを算出することで、直接、偏角δを算出する場合について説明する。
(Third embodiment)
Next, a third embodiment of the present invention will be described.
In the first embodiment and the second embodiment described above, the angle δ'from the q-axis of the f-axis is calculated by calculating did / diq obtained by differentiating the d-axis current id with the q-axis current iq, and the angle. The case of calculating the declination δ from δ'has been described. In the present embodiment, a case where the declination δ is directly calculated by calculating diq / did obtained by differentiating the q-axis current iq with the d-axis current id will be described.
本実施形態におけるモータ制御装置の構成は、図1〜図3に示す第一の実施形態のモータ制御装置320と同様である。ただし、図3の偏角算出部304aにおける偏角δの算出方法が第一の実施形態とは異なる。
偏角算出部304aでは、上述した第二の実施形態と同じ仮定の下、最大トルク制御座標系の偏角δを算出する。
仮定1:dq軸インダクタンス差Lq−Ldは、dq軸電流に対して一定である。
仮定2’:永久磁石鎖交磁束Ψaは、q軸電流iqの1次関数として近似することができる。
Ψa=bΨiq+cΨ (iq>0) ………(9)
The configuration of the motor control device in this embodiment is the same as that of the
The
Assumption 1: The dq-axis inductance difference Lq-Ld is constant with respect to the dq-axis current.
Assumption 2': Permanent magnet interlinkage flux Ψa can be approximated as a linear function of the q-axis current iq.
Ψa = b Ψ iq + c Ψ (iq> 0) ……… (9)
この場合、トルク式は次式で表すことができる。
T=P{Ψa+(Ld−Lq)id}iq
=P{bΨiq+cΨ+(Ld−Lq)id}iq
bΨiq2+{cΨ+(Ld−Lq)id}iq−T/P=0 ………(10)
上記のトルク式において、トルク一定と仮定し(定トルク曲線上で考え)、上記(10)式をq軸電流iqについて解くと、下記(11)式が得られる。
In this case, the torque equation can be expressed by the following equation.
T = P {Ψa + (Ld-Lq) id} iq
= P {b Ψ iq + c Ψ + (Ld-Lq) id} iq
b Ψ iq 2 + {c Ψ + (Ld-Lq) id} iq-T / P = 0 ……… (10)
In the above torque equation, assuming that the torque is constant (thinking on the constant torque curve), solving the above equation (10) with respect to the q-axis current iq gives the following equation (11).
q軸電流iqが0のとき、モータ出力トルクも0となるので、q軸電流iqの式は次式となる。 When the q-axis current iq is 0, the motor output torque is also 0, so the equation of the q-axis current iq is as follows.
上記(12)式により表されるq軸電流iqを、d軸電流idで微分すると、下記(13)式が得られる。 When the q-axis current iq represented by the above equation (12) is differentiated by the d-axis current id, the following equation (13) is obtained.
そして、上記(13)式のトルクTに、上記(10)式で表されるトルク式を代入すると、下記(14)式が得られる。 Then, by substituting the torque equation represented by the equation (10) into the torque T of the equation (13), the following equation (14) is obtained.
上記(14)式で表されるdiq/didは、図4に示す定トルク曲線A上の点Bにおける定トルク曲線Aの接線C(f軸方向の直線)のd軸から見た傾きである。そのため、did/diqの逆正接をとることで、ft軸のdq軸からの偏角δを算出することができる。 The diq / did represented by the above equation (14) is an inclination seen from the d-axis of the tangent line C (straight line in the f-axis direction) of the constant torque curve A at the point B on the constant torque curve A shown in FIG. .. Therefore, the declination δ from the dq axis of the ft axis can be calculated by taking the inverse tangent of did / diq.
このように、偏角算出部304aは、上記(2)式により表されるモータ310のトルク式から導出される、q軸電流iqをd軸電流idで微分した上記(14)式を用いて、上記(15)式に示すように偏角δを算出する。
この上記(15)式により算出された偏角δを用い、偏角δによる回転座標変換を行うことで、dq座標から最大トルク制御座標(ft座標)へ、またはその逆への変換が可能となる。
As described above, the
By using the declination δ calculated by the above equation (15) and performing the rotation coordinate conversion by the declination δ, it is possible to convert from the dq coordinate to the maximum torque control coordinate (ft coordinate) or vice versa. Become.
これにより、本実施形態においても、上述した第一の実施形態および第二の実施形態と同様に、最大トルク制御座標系(ft座標系)を利用して、モータ310の最大トルク制御を容易に実現することができる。また、最大トルク制御座標系の偏角δの算出に際し、磁気飽和によるパラメータ変動を考慮するので、適切な最大トルク制御を実現することができる。
また、本実施形態では、トルク式から導出されるdid/diqの式を用いて偏角δをダイレクトに算出することができる。このとき、上記パラメータである永久磁石鎖交磁束Ψaをq軸電流iqの1次関数として近似することで、比較的簡易な導出式を用いて偏角δを算出することができる。
As a result, also in the present embodiment, the maximum torque control of the
Further, in the present embodiment, the declination δ can be directly calculated by using the did / diq equation derived from the torque equation. At this time, by approximating the permanent magnet interlinkage magnetic flux Ψa, which is the above parameter, as a linear function of the q-axis current iq, the deviation angle δ can be calculated using a relatively simple derivation formula.
(第四の実施形態)
次に、図6に基づいて、本発明における第三の実施形態について説明する。
この第四の実施形態は、上述した第一から第三の実施形態において、モータ駆動時に発生するトルクリップルを抑制するようにしたものである。
本実施形態におけるモータ制御装置の構成は、図1および図2に示すモータ制御装置320と同様である。ただし、図1の指令生成部321および図2の電流指令生成部304の構成が、上述した各実施形態とは異なる。
(Fourth Embodiment)
Next, a third embodiment of the present invention will be described with reference to FIG.
In the first to third embodiments described above, the fourth embodiment suppresses the torque ripple generated when the motor is driven.
The configuration of the motor control device in this embodiment is the same as that of the
図6は、本実施形態における図1の指令生成部321の構成を示すブロック図である。
この図6に示すように、指令生成部321は、トルクリップル推定器321aと、減算器321bと、指令値変換器321cと、を備える。
トルクリップル推定器321aは、例えば、モータ角速度ωおよびモータ電流iを入力としてトルクリップル推定値τrを推定する。なお、トルクリップル推定器321aの構成は、上記に限定されるものではなく、何らかの手法によりトルクリップルが推定可能であればよい。
FIG. 6 is a block diagram showing the configuration of the
As shown in FIG. 6, the
The
減算器321bは、与えられたトルク指令値τ*からトルクリップル推定値τrを減算し、補正後のトルク指令値τ*’を出力する。このように、本実施形態では、トルクリップル推定値τrを、トルク指令値τ*を補正するためのトルクリップル補正値として用いる。
指令値変換器321cは、補正後のトルク指令値τ*’を電流指令値i*に変換して出力する。
なお、図6において、トルクリップル推定器321aがトルクリップル推定部に対応し、減算器321bがトルク指令補正部に対応している。
The
In FIG. 6, the
図7は、本実施形態における図2の電流指令生成部304の具体的構成を示す機能ブロック図である。この図7において、図3と同様の構成を有する部分には図3と同一符号を付し、以下、構成が異なる部分を中心に説明する。
トルク指令補正部304dは、トルク指令値τ*をトルクリップル補正値τrによって補正し、補正後のトルク指令値τ*’をt軸電流指令生成部304bに出力する。ここで、トルクリップル補正値τrは、上述した図6のトルクリップル推定器321aにより推定されたトルクリップル推定値である。
FIG. 7 is a functional block diagram showing a specific configuration of the current
The torque
t軸電流指令生成部304bは、トルクリップル補正値τrによって補正されたトルク指令値τ*’に基づいて、t軸電流指令値it*を生成する。t軸電流指令値it*の生成方法は、上述した各実施形態におけるトルク指令値τ*からt軸電流指令値it*の生成方法と同様である。
このように、トルクリップル補正値(トルクリップル推定値)τrにより補正された補正後のトルク指令値τ*’に基づいてモータ310が駆動される。その結果、モータ310の駆動時に生じるトルクリップルを適切に抑制することができる。また、トルクリップルが抑制されることで、トルクリップルに起因する騒音を低減することができる。したがって、モータシステム300の静粛性を向上させることができる。
The t-axis current
In this way, the
以上のように、本実施形態におけるモータ制御装置320は、上述した各実施形態と同様に、最大トルク制御座標系(ft座標系)を利用して、モータ310の最大トルク制御を容易に実現することができる。最大トルク制御座標系を用い、f軸電流を0に制御することで最大トルク制御を実現するので、このときのt軸電流とモータ出力トルクとが一対一に対応する。
したがって、トルク指令値τ*へトルクリップル補正値τrを重畳して当該トルク指令値τ*を補正することで、トルクリップル分の補正が反映されたt軸電流指令値it*を生成することができ、トルクリップルを適切に抑制することができる。また、トルクリップルを低減するためのトルクリップル補正値τrに、何らかの手法により得られたトルクリップル推定値をそのまま使用することができるので、容易にトルクリップルを抑制することができる。
As described above, the
Therefore, by correcting the torque command value tau * by superimposing the torque ripple correction value τr to the torque command value tau *, to generate a t-axis current command value correction is reflected in the torque ripple it * It is possible to suppress torque ripple appropriately. Further, since the torque ripple estimated value obtained by some method can be used as it is for the torque ripple correction value τr for reducing the torque ripple, the torque ripple can be easily suppressed.
(応用例)
上述した各実施形態におけるモータシステム300は、例えば図8に示すように、車両1に搭載された電動パワーステアリング装置10に適用することができる。
図9は、電動パワーステアリング装置10の模式図である。
この図9に示すように、電動パワーステアリング装置10はコラムタイプEPS(電動パワーステアリング装置)であり、運転者から与えられる力が伝達する順に、ステアリングホイール11、ステアリングシャフト12、操舵補助機構13、ユニバーサルジョイント14a、インターミディエイトシャフト15、ユニバーサルジョイント14b、ピニオンシャフト16、ステアリングギヤ17、タイロッド18a、18b、ハブユニット19a、19b、および転舵輪20L、20Rを備える。
(Application example)
The
FIG. 9 is a schematic view of the electric
As shown in FIG. 9, the electric
ステアリングシャフト12は、入力軸12aと、出力軸12bと、を備える。入力軸12aの一方の端部はステアリングホイール11に連結され、入力軸12aの他方の端部は、トルクセンサ31を介して出力軸12bの一方の端部に連結される。出力軸12bの他方の端部はユニバーサルジョイント14aに連結される。これら入力軸12aおよび出力軸12b間には、図示しないトーションバーが介装されている。
The steering
運転者から作用される操舵力は、ステアリングホイール11から入力軸12aと出力軸12bとを有するステアリングシャフト12に伝達される。そして、出力軸12bに伝達された操舵力は、ユニバーサルジョイント14aを介してインターミディエイトシャフト15に伝達され、さらに、ユニバーサルジョイント14bを介してピニオンシャフト16に伝達される。このピニオンシャフト16に伝達された操舵力は、ステアリングギヤ17を介してタイロッド18a、18bにそれぞれ伝達され、ハブユニット19a、19bを介して転舵輪20L、20Rを転舵させる。
ここで、ステアリングギヤ17は、ピニオンシャフト16に連結されたピニオン17aと、このピニオン17aに噛合するラック17bと、を備え、ピニオン17aに伝達された回転運動をラック17bによって直進運動に変換している。
The steering force acted on by the driver is transmitted from the
Here, the steering gear 17 includes a
操舵補助機構13は、ステアリングシャフト12の出力軸12bに連結され、操舵補助力を出力軸12bに伝達する。この操舵補助機構13は、出力軸12bに連結された減速ギヤ21と、この減速ギヤ21に連結されて操舵系に対して補助操舵力を発生する電動モータ22と、を備える。
ここで、電動モータ22は、例えば3相ブラシレスモータとすることができる。また、減速ギヤ21は、例えばウォームギヤとすることができる。この場合、電動モータ22で生じたトルクは、減速ギヤ21の内部のウォームを介してウォームホイールに伝達され、ウォームホイールを回転させる。これにより、減速ギヤ21は、電動モータ22で生じたトルクを増加させ、出力軸12bに補助操舵トルクを与える。
The
Here, the
トルクセンサ31は、ステアリングホイール11に付与されて入力軸12aに伝達された操舵トルクを検出するためのもので、図示しないトーションバーで連結された入力軸12aと出力軸12bとの相対的な変位(回転変位)を、コイル対のインピーダンスの変化に対応させて検出する。このトルクセンサ31から出力されるトルク検出値は、コントロールユニット(ECU)30に入力される。
ECU30は、車載電源であるバッテリ38から電源供給されることによって作動する。バッテリ38の負極は接地され、その正極は、エンジン始動を行うイグニッションスイッチ39を介してECU30に接続されるとともに、イグニッションスイッチ39を介さずに直接、ECU30に接続されている。
The
The
ECU30は、所定のプログラムを実行することで上述したモータ制御装置320の機能を実現するCPUを具備する。
ECU30は、トルクセンサ31により検出されたトルク検出値の他に、車速センサ32により検出された車速検出値を取得する。そして、ECU30は、これらに応じた操舵補助力を操舵系に付与する操舵補助制御(操舵アシスト)を行う。具体的には、ECU30は、トルク検出値と車速検出値とに基づいて操舵補助指令値(操舵補助トルク指令値)を算出する。そして、ECU30は、算出した操舵補助トルク指令値に基づいて、電動モータ22に供給する駆動電流を制御する。
ここで、ECU30は、上記の操舵補助トルク指令値を図2のトルク指令値τ*とし、上記の電動モータ22を図2のモータ310として、図2に示すモータ制御装置320と同様の機能を実現することができる。
The
The
Here, the
したがって、操舵補助制御(操舵アシスト)を行うための車載の永久磁石同期モータの最大トルク制御を容易かつ適切に実現することができる。したがって、高効率化が実現された電動パワーステアリング装置とすることができる。
また、上述した第三の実施形態のように、図2の電流指令生成部304が図7に示す構成を有する場合には、電動モータ22の駆動時におけるトルクリップルを適切に抑制することができる。
Therefore, it is possible to easily and appropriately realize the maximum torque control of the in-vehicle permanent magnet synchronous motor for performing steering assist control (steering assist). Therefore, it is possible to obtain an electric power steering device in which high efficiency is realized.
Further, when the current
図9に示すようなコラムタイプEPSの場合、電動モータ22が運転者(ステアリングホイール11)に近いため、電動モータ22の振動が機械要素を通じて運転者に伝わりやすい。また、電動モータ22の振動が原因で騒音が発生し、これが車室内に伝わり、搭乗者へ不快感を与えてしまう。上記のように電動モータ22のトルクリップルを適切に抑制することができれば、トルクリップルに起因する騒音を低減することができ、車室内の静粛性を向上させることができる。
In the case of the column type EPS as shown in FIG. 9, since the
(変形例)
上記各実施形態においては、モータシステム300の適用例として、電動パワーステアリング装置10を示したが、上記に限定されるものではない。モータシステム300は、例えば、ブレーキペダル操作を電気信号に変換し、アクチュエータを介して摩擦ブレーキを差動させる電動ブレーキ(ブレーキ・バイ・ワイヤ)や、ステアリング操作を電気信号に変換し、アクチュエータを介して車輪を転舵するステア・バイ・ワイヤなどにも適用可能である。なお、制御対象のモータは、上述したような車載のモータに限定されるものではない。
(Modification example)
In each of the above embodiments, the electric
なお、本発明は、上述した実施形態の1以上の機能を実現するプログラムを、ネットワークまたは記憶媒体を介して、システムまたは装置に供給し、そのシステムまたは装置のコンピュータにおける1つ以上のプロセッサがプログラムを読み出し実行することによっても実現可能である。この場合、記録媒体から読み出されたプログラム自体が実施形態の機能を実現することになる。また、当該プログラムを記録した記録媒体は本発明を構成することができる。
また、コンピュータが読み出したプログラムを実行することにより、実施形態の機能が実現されるだけでなく、プログラムの指示に基づき、コンピュータ上で稼働しているオペレーティングシステム(OS)などが実際の処理の一部または全部を行い、その処理によって上記した実施形態の機能が実現されてもよい。
In the present invention, a program that realizes one or more functions of the above-described embodiment is supplied to a system or device via a network or a storage medium, and one or more processors in the computer of the system or device program the program. It can also be realized by reading and executing. In this case, the program itself read from the recording medium realizes the function of the embodiment. In addition, the recording medium on which the program is recorded can constitute the present invention.
Further, by executing the program read by the computer, not only the function of the embodiment is realized, but also the operating system (OS) running on the computer is one of the actual processes based on the instruction of the program. The function of the above-described embodiment may be realized by performing a part or all of the processing.
10…電動パワーステアリング装置、300…モータシステム、304…電流指令生成部、304a…偏角算出部、304b…t軸電流指令生成部、304c…f軸電流指令生成部、304d…dq軸電流指令生成部、304e…トルク指令補正部、320…モータ制御装置 10 ... Electric power steering device, 300 ... Motor system, 304 ... Current command generation unit, 304a ... Deviation angle calculation unit, 304b ... t-axis current command generation unit, 304c ... f-axis current command generation unit, 304d ... dq-axis current command Generation unit, 304e ... Torque command correction unit, 320 ... Motor control device
Claims (10)
前記永久磁石同期モータのdq軸電流と、磁気飽和により変動し得るパラメータとに基づいて、回転座標系であるdq座標系と最大トルク制御座標系であるft座標系との偏角を算出する偏角算出部と、
前記永久磁石同期モータのトルク指令値に基づいて、前記ft座標系におけるt軸電流指令値を生成するt軸電流指令生成部と、
前記ft座標系におけるf軸電流指令値を零として生成するf軸電流指令生成部と、
前記偏角算出部により算出された偏角と、前記t軸電流指令生成部により生成されたt軸電流指令値と、前記f軸電流指令生成部により生成されたf軸電流指令値と、に基づいて、回転座標変換によりdq軸電流指令値を生成するdq軸電流指令生成部と、を備えることを特徴とするモータ制御装置。 A motor control device that drives and controls a permanent magnet synchronous motor.
A deviation that calculates the deviation angle between the dq coordinate system, which is a rotating coordinate system, and the ft coordinate system, which is a maximum torque control coordinate system, based on the dq-axis current of the permanent magnet synchronous motor and parameters that can fluctuate due to magnetic saturation. Angle calculation unit and
A t-axis current command generator that generates a t-axis current command value in the ft coordinate system based on the torque command value of the permanent magnet synchronous motor.
An f-axis current command generator that generates the f-axis current command value in the ft coordinate system as zero, and an f-axis current command generator.
The deviation angle calculated by the deviation angle calculation unit, the t-axis current command value generated by the t-axis current command generation unit, and the f-axis current command value generated by the f-axis current command generation unit. Based on this, a motor control device including a dq-axis current command generator that generates a dq-axis current command value by rotational coordinate conversion.
前記d軸インダクタンスと前記q軸インダクタンスとの差をdq軸電流に対して一定とし、前記永久磁石鎖交磁束をq軸電流の2次関数として、前記偏角を算出することを特徴とする請求項2に記載のモータ制御装置。 The declination calculation unit
A claim characterized in that the difference between the d-axis inductance and the q-axis inductance is made constant with respect to the dq-axis current, and the deviation angle is calculated by using the permanent magnet interlinkage magnetic flux as a quadratic function of the q-axis current. Item 2. The motor control device according to Item 2.
前記d軸インダクタンスと前記q軸インダクタンスとの差をdq軸電流に対して一定とし、前記永久磁石鎖交磁束をq軸電流の1次関数として、前記偏角を算出することを特徴とする請求項2に記載のモータ制御装置。 The declination calculation unit
A claim characterized in that the difference between the d-axis inductance and the q-axis inductance is made constant with respect to the dq-axis current, and the deviation angle is calculated by using the permanent magnet interlinkage magnetic flux as a linear function of the q-axis current. Item 2. The motor control device according to Item 2.
前記永久磁石同期モータのトルク式から導出される、d軸電流をq軸電流で微分した式に従って、π/2から前記偏角を減算した角度を算出し、当該角度から前記偏角を算出することを特徴とする請求項1から4のいずれか1項に記載のモータ制御装置。 The declination calculation unit
The angle obtained by subtracting the deviation angle from π / 2 is calculated according to the equation obtained by differentiating the d-axis current with the q-axis current derived from the torque equation of the permanent magnet synchronous motor, and the deviation angle is calculated from the angle. The motor control device according to any one of claims 1 to 4, wherein the motor control device is characterized.
前記永久磁石同期モータのトルク式から導出される、q軸電流をd軸電流で微分した式に従って、前記偏角を算出することを特徴とする請求項1から4のいずれか1項に記載のモータ制御装置。 The declination calculation unit
The invention according to any one of claims 1 to 4, wherein the declination is calculated according to an equation obtained by differentiating the q-axis current with the d-axis current, which is derived from the torque equation of the permanent magnet synchronous motor. Motor control device.
前記トルクリップル推定部により推定されたトルクリップルに基づいて、前記トルク指令値を補正するトルク指令補正部をさらに備え、
前記t軸電流指令生成部は、
前記トルク指令補正部により補正されたトルク指令値に基づいて、前記t軸電流指令値を生成することを特徴とする請求項1から6のいずれか1項に記載のモータ制御装置。 A torque ripple estimation unit that estimates the torque ripple of the permanent magnet synchronous motor,
A torque command correction unit that corrects the torque command value based on the torque ripple estimated by the torque ripple estimation unit is further provided.
The t-axis current command generator
The motor control device according to any one of claims 1 to 6, wherein the t-axis current command value is generated based on the torque command value corrected by the torque command correction unit.
前記永久磁石同期モータのdq軸電流と、磁気飽和により変動し得るパラメータとに基づいて、回転座標系であるdq座標系と最大トルク制御座標系であるft座標系との偏角を算出するステップと、
前記永久磁石同期モータのトルク指令値に基づいて、前記ft座標系におけるt軸電流指令値を生成するステップと、
前記ft座標系におけるf軸電流指令値を零として生成するステップと、
前記偏角と、前記t軸電流指令値と、前記f軸電流指令値と、に基づいて、回転座標変換によりdq軸電流指令値を生成するステップと、を含むことを特徴とするモータ制御方法。 It is a motor control method that drives and controls a permanent magnet synchronous motor.
A step of calculating the deviation angle between the dq coordinate system, which is a rotating coordinate system, and the ft coordinate system, which is a maximum torque control coordinate system, based on the dq-axis current of the permanent magnet synchronous motor and parameters that can fluctuate due to magnetic saturation. When,
A step of generating a t-axis current command value in the ft coordinate system based on the torque command value of the permanent magnet synchronous motor, and
The step of generating the f-axis current command value in the ft coordinate system as zero, and
A motor control method including a step of generating a dq-axis current command value by rotational coordinate conversion based on the declination angle, the t-axis current command value, and the f-axis current command value. ..
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JP2001197800A (en) * | 2000-01-07 | 2001-07-19 | Toshiba Corp | Motor controller |
JP2004215316A (en) * | 2002-12-26 | 2004-07-29 | Aisin Aw Co Ltd | Control device and method for motor-operated drive, and its program |
JP2007259686A (en) * | 2005-08-26 | 2007-10-04 | Sanyo Electric Co Ltd | Motor control unit |
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Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
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JP2001197800A (en) * | 2000-01-07 | 2001-07-19 | Toshiba Corp | Motor controller |
JP2004215316A (en) * | 2002-12-26 | 2004-07-29 | Aisin Aw Co Ltd | Control device and method for motor-operated drive, and its program |
JP2007259686A (en) * | 2005-08-26 | 2007-10-04 | Sanyo Electric Co Ltd | Motor control unit |
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