JP2022034471A - AC motor control device and control method - Google Patents
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Abstract
Description
本発明は、電気鉄道車両、電気自動車、産業用インバータ、風力発電システム、ディーゼル発電機システム等に用いる交流電動機の制御装置および制御方法に関する。 The present invention relates to a control device and a control method for an AC motor used in an electric railway vehicle, an electric vehicle, an industrial inverter, a wind power generation system, a diesel generator system, and the like.
交流電動機の制御装置は、家電製品、産業機器、インフラなど幅広い用途にその普及が進んでいる。そのなかで、省エネルギー化や環境負荷低減の要求の高まりから電動機制御システムの高効率化が進み、また、交流電動機の高効率化の一環として、交流電動機の抵抗値が小さくなる傾向にある。さらに、交流電動機を小型化する場合においても、電動機出力を維持するために高回転型の電動機を設計することが多く、これによっても交流電動機の抵抗値が小さくなる傾向にある。 Control devices for AC motors are becoming widespread in a wide range of applications such as home appliances, industrial equipment, and infrastructure. Under such circumstances, the efficiency of the motor control system is increasing due to the increasing demand for energy saving and reduction of the environmental load, and the resistance value of the AC motor tends to be reduced as a part of the efficiency improvement of the AC motor. Further, even when the AC motor is miniaturized, a high-speed motor is often designed in order to maintain the motor output, which also tends to reduce the resistance value of the AC motor.
このように、交流電動機の高効率化や小型化に伴い、交流電動機の抵抗値はますます小さくなる傾向にある。その結果、交流電動機内部に生じるdq軸間の干渉により2次系の共振特性が顕著になることがわかっている。特に、交流電動機の高速回転時に、交流電動機の回転周波数成分のループゲインが大きくなることで、交流電動機のトルクや電流が振動するなど制御系が不安定に陥りやすくなる。 In this way, as the efficiency and miniaturization of AC motors increase, the resistance value of AC motors tends to become smaller and smaller. As a result, it is known that the resonance characteristic of the secondary system becomes remarkable due to the interference between the dq axes generated inside the AC motor. In particular, when the AC motor is rotating at high speed, the loop gain of the rotation frequency component of the AC motor becomes large, so that the control system tends to become unstable due to vibration of the torque and current of the AC motor.
したがって、交流電動機の低抵抗化に伴い、dq軸間干渉による2次系の共振特性が顕著になり、制御系が不安定になる。これにより、外乱などに対して交流電動機の駆動システムに過大な振動が発生し、駆動システムを構成する機器類が破損する恐れがあるため、交流電動機のdq軸間干渉による振動現象を抑制する必要がある。 Therefore, as the resistance of the AC motor becomes lower, the resonance characteristic of the secondary system due to the interference between the dq axes becomes remarkable, and the control system becomes unstable. As a result, excessive vibration is generated in the drive system of the AC motor due to disturbance, etc., and the equipment constituting the drive system may be damaged. Therefore, it is necessary to suppress the vibration phenomenon due to the interference between the dq axes of the AC motor. There is.
一般に、交流電動機のdq軸間干渉による振動現象を抑制する制御方法に関しては、交流電動機のトルクや電流の振動成分を検出または推定しその振動成分の位相特性が改善するよう電圧指令や周波数指令を補償する手法や、交流電動機の等価的な一次抵抗や漏れインダクタンスが所望の値になるよう制御側に見かけ上の一次抵抗や漏れインダクタンスを増加させる手法が知られている。これらの手法は、例えば、特許文献1や特許文献2に開示されている。
Generally, regarding the control method for suppressing the vibration phenomenon due to the interference between dq axes of an AC motor, a voltage command or a frequency command is issued so that the vibration component of the torque or current of the AC motor is detected or estimated and the phase characteristic of the vibration component is improved. A method of compensating and a method of increasing the apparent primary resistance and leakage inductance on the control side so that the equivalent primary resistance and leakage inductance of the AC motor become desired values are known. These methods are disclosed in, for example,
特許文献1では、誘導電動機を流れる電流の検出値に基づいて、誘導電動機の回転速度変動からトルク変動までの伝達関数の位相特性が-270度以上になるよう電圧指令および周波数指令の補償値を制御することで、誘導電動機の振動の発生を回避する技術が開示されている。
In
特許文献2では、交流電動機を流れる各相の電流検出値に一次抵抗値に相当する値を乗算したものや、各相の電流検出値の微分結果に漏れインダクタンス値に相当する値を乗算したものを、各相の交流電圧指令値から減算することで、交流電動機の等価的な一次抵抗や漏れインダクタンスが所望の値になるよう調整可能とし、交流電動機の運転を安定化させる技術が開示されている。
In
特許文献1に開示の技術は、誘導電動機のトルク分電流を推定算出し、そのトルク分電流をハイパスフィルタに通したものにゲインを乗算することで、誘導電動機の回転速度変動からトルク変動までの伝達関数の位相特性を改善するための電圧振幅補償指令値と電圧周波数補償指令値を演算している。このトルク分電流の振動成分を抽出するハイパスフィルタのカットオフ周波数や比例ゲインの設定値は、誘導電動機の電動機定数に基づいて決定している。この設定値が実値と違っていた場合、負荷機械の機械共振周波数における位相特性の改善効果が低下し、振動の抑制効果が得られない、もしくは、振動を助長してしまう恐れがある。また、制御系において、ベクトル制御の演算遅れの影響が大きい場合や、交流電動機の駆動装置において、他に位相進み遅れ補償の設計時に反映されていない時間遅れ要素が存在した場合にも、振動抑制効果の低下や振動を助長する恐れがある。
The technique disclosed in
特許文献2に開示の技術は、交流電動機の電流検出値を増幅器や微分器を用いて調節し、交流電圧指令に負帰還させることで、制御側で見かけ上の一次抵抗値や漏れインダクタンス値を増加させるものである。そのため、交流電動機の駆動装置の運転指令に応じてトルク指令や電流指令を変更した場合、電流指令の変更に伴う電流の変化に対してもその変動を抑制するように調節器の出力信号が交流電圧指令を補償してしまうことから、交流電圧指令の演算における電流制御や速度制御などの制御応答を低下させてしまう課題があった。また、制御側で見かけ上の一次抵抗値や漏れインダクタンス値を増加させているため、増幅器や微分器のゲイン値に応じて交流電圧指令の演算で用いる交流電動機の電動機定数を調整しない場合、交流電動機の一次抵抗値や漏れインダクタンス値との定数誤差が生じ、交流電圧指令を演算する制御応答の低下や電流偏差によるトルク精度の劣化といった課題があった。
The technique disclosed in
したがって、本発明の目的は、上記の課題に鑑み、交流電動機のdq軸間干渉による振動を抑制し、かつベクトル制御の制御応答の低下を防止する交流電動機の制御装置および制御方法を提供することである。 Therefore, in view of the above problems, an object of the present invention is to provide a control device and a control method for an AC motor, which suppresses vibration due to interference between dq axes of the AC motor and prevents deterioration of the control response of vector control. Is.
電力変換器により交流電動機を駆動する際、上記の課題を解決するために、本発明に係る交流電動機の制御装置は、電力変換器から交流電動機に所望の電流を流すための電圧指令値を生成する電圧指令生成部と、交流電動機に流れる電流値を検出する電流検出部と、検出した電流値から電圧指令値に対する交流電動機の駆動を安定化させるための電圧補償量を演算する安定化電圧補償部と、電圧補償量による電圧指令生成部の制御ゲイン低下分を補償する制御ゲイン補償部とを備えることを特徴とする。 In order to solve the above-mentioned problems when the AC electric motor is driven by the power converter, the AC electric motor control device according to the present invention generates a voltage command value for passing a desired current from the power converter to the AC electric motor. A voltage command generation unit, a current detection unit that detects the current value flowing through the AC motor, and a stabilized voltage compensation that calculates the voltage compensation amount for stabilizing the drive of the AC motor with respect to the voltage command value from the detected current value. It is characterized by including a unit and a control gain compensation unit that compensates for a decrease in the control gain of the voltage command generation unit due to the voltage compensation amount.
本発明によれば、簡便な構成で交流電動機のdq軸間干渉による電気角周波数ωre成分のゲインを抑制し、かつ電流指令の変化に対する電流制御の応答遅れを補償することで、安定かつ応答性の高い電動機制御の実現が可能になる。 According to the present invention, stable and responsiveness is achieved by suppressing the gain of the electric angular frequency ωre component due to the interference between the dq axes of the AC motor with a simple configuration and compensating for the response delay of the current control with respect to the change of the current command. It is possible to realize high motor control.
以下、本発明を実施するための形態として、本発明の実施例1~10について、図面を参照ながら詳細に説明する。なお、同一の要素については、全ての図において、原則として同一の符号を付している。また、同一の機能を有する部分については、後の説明を省略する。以下の実施例および変形例は、矛盾しない範囲で、その一部または全部を組み合わせてもよい。 Hereinafter, Examples 1 to 10 of the present invention will be described in detail as embodiments for carrying out the present invention with reference to the drawings. In principle, the same elements are designated by the same reference numerals in all the figures. Further, the later description will be omitted for the parts having the same function. The following examples and modifications may be combined in part or in whole to the extent that they do not contradict each other.
図1は、実施例1に係る交流電動機の制御装置を用いた交流電動機制御システムの構成例を表すブロック図である。この構成例は、制御対象である交流電動機103、交流電動機103を駆動する電力変換器102、電力変換器102を制御する制御器101、交流電動機103のトルク指令Tm*を発生する指令発生器105、交流電動機103に流れる電流を検出する相電流検出部121および交流電動機103の回転子位置を検出する回転位置検出部124を備える。
FIG. 1 is a block diagram showing a configuration example of an AC motor control system using the AC motor control device according to the first embodiment. In this configuration example, the
交流電動機103は、電力変換器102から出力される交流電力により制御される電動機である。なお、本発明の各実施例では、交流電動機の一種として、永久磁石同期電動機103を例にして発明内容を説明するが、本発明は他のすべての交流電動機に適用可能である(以下の各実施例では、本発明に係る交流電動機103を、永久磁石同期電動機103として表現する場合と、単に交流電動機103として表現する場合、が混在する)。また、本発明の各実施例では、交流電動機を例に説明するが、交流発電機を制御対象としても本発明の効果が得られる。
The AC
電力変換器102は、電力変換器102に直流電力を供給する入力端子123aと123b、6個のスイッチング素子Sup~Swnで構成される主回路部132、主回路部132を直接駆動するゲート・ドライバ133、電力変換器102の過電流保護用に取り付けた直流抵抗器134および平滑用コンデンサ131を備える。また、電力変換器102は、制御器101が生成したゲート指令信号に基づいて、入力端子123aと123bとから供給される直流電力を交流電力に変換して、この交流電力を交流電動機103に供給する。
The
相電流検出部121は、電力変換器102から交流電動機(永久磁石同期電動機)103に流れる交流電流iuおよびiwを検出する。また、相電流検出部121は、例えばホール素子を用いた電流センサにより実現される。なお、図1に示す相電流検出部121は、2相検出により交流電流を検出する構成としているが、3相検出としてもよい。さらに、相電流センサを用いず、電力変換器102の過電流保護用に取り付けられた直流抵抗器134を流れる電流値から推定される交流電流値を用いてもよい。
The phase
回転位置検出部124は、交流電動機103の回転子位置(回転角度)を検出する。回転位置検出部124は、例えばレゾルバやエンコーダ、磁気センサなどにより実現される。また、検出された回転位置から、ベクトル演算部112にて交流電動機103の回転速度ωrを算出する。なお、誘導電動機などの必ずしも回転子位置を検出する必要がない交流電動機を制御する場合、回転位置検出部124は、例えばエンコーダなどを用いて回転速度を検出するだけでもよい。さらに、回転位置センサや速度センサを用いず、電圧指令値や電流検出値などに基づいて交流電動機103の回転速度ωrや回転子位置θdを推定したものを用いて、速度センサレスや位置センサレスとする構成としてもよい。
The rotation
指令発生器105は、交流電動機103へのトルク指令Tm*を発生する、制御器101の上位に位置する制御器である。制御器101は、指令発生器105のトルク指令Tm*に基づき、交流電動機103の発生トルクを制御する。この上位の制御器としては、例えば、交流電動機103に流れる電流を制御する場合には電流制御器が用いられ、あるいは、回転速度や位置を制御する場合には速度制御器や位置制御器が用いられる。本発明に係る各実施例では、指令発生器105は、トルク制御を行うことを目的としているためトルク制御器として動作しているが、上位の制御器として、電流制御器、速度制御器または位置制御器を用いた構成としてもよい。
The
制御器101は、電流指令演算部111、ベクトル制御部112、電流検出部113、dq座標変換部114、三相座標変換部115、PWM信号制御器116および安定化制御部110を備える。
また、制御器101は、交流電動機103を流れる交流電流iuおよびiwの検出値である交流電流検出値IuおよびIwと、指令発生器105からのトルク指令Tm*とに基づいた電流制御系と位相制御系の演算結果から、電力変換器102のスイッチング素子を駆動するためのゲート指令信号を生成し、電力変換器102のゲート・ドライバ133に供給する。
The
Further, the
図2は、本発明により駆動する交流電動機103の制御において使用される座標系と記号の定義を示す図である。なお、本発明の各実施例では、交流電動機103は永久磁石同期電動機を例に説明する。
FIG. 2 is a diagram showing definitions of coordinate systems and symbols used in the control of the
図2において、a軸とb軸で定義されるab軸座標系は、永久磁石同期電動機103の固定子巻線の位相を表す固定子座標系であり、a軸は、一般的に永久磁石同期電動機103のu相巻線位相が基準にとられる。
In FIG. 2, the ab-axis coordinate system defined by the a-axis and the b-axis is a stator coordinate system representing the phase of the stator winding of the permanent
d軸とq軸で定義されるdq軸座標系は、永久磁石同期電動機103の回転子の磁極位置を表す回転子座標系であり、永久磁石同期電動機103の回転子磁極位置と同期して回転する。永久磁石同期機の場合、d軸は一般的に回転子に取り付けられた永久磁石による磁極のN極方向が基準にとられ、d軸は磁極軸とも呼ばれる。
The dq-axis coordinate system defined by the d-axis and the q-axis is a rotor coordinate system representing the magnetic pole position of the rotor of the permanent
dc軸とqc軸で定義されるdc-qc軸座標系は、永久磁石同期電動機103の回転子磁極位置の推定位相、すなわち制御器101がd軸およびq軸方向と想定している座標系であり、制御軸とも呼ばれる。なお、各座標系において組み合わされる座標軸同士は、いずれも互いに直交している。
The dc-qc-axis coordinate system defined by the dc-axis and the qc-axis is the estimated phase of the rotor magnetic pole position of the permanent
上記の各座標系において、図2に示すように、a軸を基準としたd軸およびdc軸の各軸の位相を、θdおよびθdcとしてそれぞれ表す。また、d軸に対するdc軸の偏差をΔθcと表す。ここで、回転位置検出部124にて検出した永久磁石同期電動機103の回転子磁極位置θdを用いてベクトル制御を実施する場合、dq軸座標系とdc-qc軸座標系は一致することになり、d軸に対するdc軸の偏差Δθcは零となる。ただし、回転位置検出部124にて検出した永久磁石同期電動機103の回転子磁極位置にセンサ取付誤差などの角度誤差があった場合は、d軸に対するdc軸の偏差Δθcが生じることになる。
次に、図1の制御器101の構成について、順に詳しく説明する。
In each of the above coordinate systems, as shown in FIG. 2, the phases of the d-axis and the dc-axis with respect to the a-axis are represented as θd and θdc, respectively. Further, the deviation of the dc axis with respect to the d axis is expressed as Δθc. Here, when vector control is performed using the rotor magnetic pole position θd of the permanent
Next, the configuration of the
(1)電流指令演算部111
電流指令演算部111は、ベクトル制御部112から出力される永久磁石同期電動機103の駆動周波数ω1、平滑用コンデンサ131の電圧検出値Ecfおよび指令発生器105から出力されるトルク指令Tm*に基づいて、dc-qc軸座標系上の電流指令値Idc*およびIqc*を演算し出力する。
(1) Current
The current
図3は、実施例1の電流指令演算部111の構成例を表すブロック図であり、磁束量制限値演算部201、d軸電流指令演算部202およびq軸電流指令演算部203を備える。
FIG. 3 is a block diagram showing a configuration example of the current
磁束量制限値演算部201は、平滑用コンデンサ131の電圧検出値Ecfおよびベクトル制御112から出力される永久磁石同期電動機103の駆動周波数ω1に基づいて、電力変換器102の出力電圧の制限値となる磁束量制限値λlimを演算し、d軸電流指令演算部202およびq軸電流指令演算部203に出力する。磁束量制限値λlimは、電圧検出値Ecfに比例し、かつ、駆動周波数ω1に反比例する関数であればよい。例えば、以下の式(1)にて演算される。
d軸電流指令演算部202は、指令発生器105から出力されるトルク指令Tm*および磁束量制限値演算部201から出力される磁束量制限値λlimに基づいて、d軸電流指令値Idc*を演算し出力する。
The d-axis current
q軸電流指令演算部203は、指令発生器105から出力されるトルク指令Tm*および磁束量制限値演算部201から出力される磁束量制限値λlimに基づいて、q軸電流指令値Iqc*を演算し出力する。
The q-axis current
実施例1の電流指令演算部111は、d軸およびq軸電流指令の演算に際して、永久磁石同期電動機103の駆動周波数ω1と平滑用コンデンサ131の電圧検出値Ecfとの比をとり、磁束量制限値λlimとして一元化して利用する。これにより、トルク指令Tm*と磁束量制限値λlimを入力とする参照テーブルで、d軸およびq軸電流指令の演算が構成可能となる。なお、d軸電流指令の参照テーブルおよびq軸電流指令の参照テーブルは、例えば予め試験や解析から求めたものを用いればよい。
The current
(2)ベクトル制御部112
ベクトル制御部112は、dq座標変換部114が出力したdc-qc軸座標系上の電流検出値IdcおよびIqcと、電流指令演算部111が出力したdc-qc軸座標系上の電流指令値Idc*およびIqc*とを一致させるべく、それぞれ電流制御を行う。この電流制御の結果と永久磁石同期電動機103の駆動周波数ω1とに基づいて、回転座標系であるdc-qc軸上の電圧指令Vdc*およびVqc*を演算し出力する。
(2)
The
また、ベクトル制御部112は併せて、永久磁石同期電動機103の駆動周波数ω1および制御位相θdcも演算し出力する。なお、回転位置検出部124で検出した回転速度ωrおよび磁極位置θdを、駆動周波数ω1および制御位相θdcとして用いてもよい。また、電圧指令値や電流検出値などに基づいて永久磁石同期電動機103の回転速度ωrおよび磁極位置θdを推定したものを用いてもよい。
In addition, the
(3)電流検出部113
電流検出部113は、相電流検出部121が検出した永久磁石同期電動機103に流れる交流電流iuとiwとから、三相電流検出値Iu、IvおよびIwを演算し、dq座標変換部114に出力する。
(3)
The
(4)dq座標変換部114
dq座標変換部114は、電流検出部113が出力した三相電流検出値Iu、IvおよびIwを、回転位置検出部124が出力した永久磁石同期電動機103の磁極位置θdに基づいてベクトル制御部112が出力した制御位相θdcを用いて、dc-qc軸座標系上の電流検出値Idc、Iqcに変換し出力する。
(4) dq coordinate
The dq coordinate
(5)三相座標変換部115
三相座標変換部115は、ベクトル制御部112が出力した電圧指令値Vdc*およびVqc*に、安定化制御部110が出力した安定化制御電圧補償量Vd-stb*およびVq-stb*を加算した電圧指令値Vdc**およびVqc**を、ベクトル制御部112が出力した制御位相θdcに基づいて三相交流電圧指令Vu**、Vv**およびVw**に変換し、PWM信号制御器116に出力する。
(5) Three-phase coordinate
The three-phase coordinate
(6)PWM信号制御器116
PWM信号制御器116は、任意のキャリア周波数fcと平滑用コンデンサ131の電圧検出値Ecfとに基づいて三角波キャリアを生成し、その三角波キャリアと三相交流電圧指令Vu**、Vv**およびVw**に基づく変調波との大小比較を行い、パルス幅変調(PWM)を実施する。このパルス幅変調の演算結果にて生成されたゲート指令信号によって、電力変換器102を構成するスイッチング素子(Sup~Swn)をオン/オフ制御する。
(6)
The
(7)安定化制御部110
安定化制御部110は、電流指令演算部111が出力したdc-qc軸座標系上の電流指令値Idc*およびIqc*と、dq座標変換部114が出力したdc-qc軸座標系上の電流検出値IdcおよびIqcとに基づいて、安定化制御電圧補償量Vd-stb*およびVq-stb*を演算し出力する。これにより、交流電動機103の駆動を安定させ、制御特性を改善する。
(7)
The
次に、実施例1の特徴部分である安定化制御部110について詳しく説明する。
図4は、実施例1の安定化制御部110の構成例を表すブロック図で、安定化補償演算部204および制御電圧補償演算部205を備える。
Next, the
FIG. 4 is a block diagram showing a configuration example of the
安定化制御部110は、dc-qc軸座標系上の電流指令値Idc*およびIqc*とdc-qc軸座標系上の電流検出値IdcおよびIqcとを入力とし、安定化補償演算部204から出力される安定化電圧補償量Vd-dmp*およびVq-dmp*と、制御電圧補償演算部205から出力される制御電圧補償量Vd-rsp*およびVq-rsp*とを加減算した演算結果を、安定化制御電圧補償量Vd-stb*およびVq-stb*として出力する。
The
図5は、安定化制御部110が備える安定化補償演算部204の構成例を表すブロック図で、安定化補償d軸電圧演算部301および安定化補償q軸電圧演算部302を備える。
FIG. 5 is a block diagram showing a configuration example of the stabilization
安定化補償演算部204は、dc-qc軸座標系上の電流検出値IdcおよびIqcに基づいて、安定化電圧補償量Vd-dmp*およびVq-dmp*を演算し出力する。
The stabilized
安定化補償d軸電圧演算部301が演算し出力する安定化電圧補償量Vd-dmp*は、dq座標変換部114が出力したdc-qc軸座標系上の電流検出値Idcにd軸安定化補償ゲインKd-stb*を乗算した値であり、永久磁石同期電動機103の駆動を安定させる機能を有する。例えば、以下の式(2)にて演算される。
安定化補償q軸電圧演算部302が演算し出力する安定化電圧補償量Vq-dmp*は、dq座標変換部114が出力したdc-qc軸座標系上の電流検出値Iqcにq軸安定化補償ゲインKq-stb*を乗算した値であり、永久磁石同期電動機103の駆動を安定させる機能を有する。例えば、以下の式(3)にて演算される。
図6は、安定化制御部110が備える制御電圧補償演算部205の構成例を表すブロック図で、制御電圧d軸補償演算部401および制御電圧q軸補償演算部402を備える。
FIG. 6 is a block diagram showing a configuration example of the control voltage
制御電圧補償演算部205は、dc-qc軸座標系上の電流指令値Idc*およびIqc*と、dc-qc軸座標系上の電流検出値IdcおよびIqcとに基づいて、制御電圧補償量Vd-rsp*およびVq-rsp*を演算し出力する。
The control voltage
制御電圧d軸補償演算部401は、電流指令演算部111が出力したdc-qc軸座標系上の電流指令値Idc*と、dq座標変換部114が出力したdc-qc軸座標系上の電流検出値Idcとの差を入力とし、その差に基づいてdc軸上の制御電圧補償量Vd-rsp*を演算し出力する。
The control voltage d-axis
制御電圧d軸補償演算部401が出力する制御電圧補償量Vd-rsp*は、電流制御の機能を有するベクトル制御が電流指令値Idc*や電流検出値Idcの変動によって生じる電圧指令の増減分に応じた電圧補償値を演算することで、ベクトル制御部112から出力されるdc軸上の電圧指令Vdc*を補償する。例えば、以下の式(4)にて演算される。
式(4)において、電流指令値Idc*と電流検出値Idcとの差を入力とする積分器による演算結果に、ベクトル制御内の電流制御の応答設計値ωc-acr*を乗算することで、電流制御の応答遅れを含む電流指令値Idc*や電流検出値Idcの変動によって生じるベクトル制御の電圧制御量相当となる。さらに安定化補償d軸電圧演算部301で用いたd軸安定化補償ゲインKd-stb*を乗算することで、制御電圧補償量Vd-rsp*を得る。この制御電圧補償量Vd-rsp*は、ベクトル制御部112内の電流制御の積分補償器のゲインを補償することになる。
In equation (4), by multiplying the calculation result by the integrator with the difference between the current command value Idc * and the current detection value Idc as the input, the response design value ωc-acr * of the current control in the vector control, It corresponds to the voltage control amount of the vector control caused by the fluctuation of the current command value Idc * including the response delay of the current control and the current detection value Idc. Further, the control voltage compensation amount Vd-rsp * is obtained by multiplying the d-axis stabilization compensation gain Kd-stb * used in the stabilization compensation d-axis
ここでの制御電圧補償量Vd-rsp*は、積分器を用いて演算する構成としたが、比例器のみを用いた構成で以下の式(5)による演算をしてもよい。式(5)のKd-acrは、ベクトル制御内の電流制御のdc軸の比例ゲイン設定値である。
また、制御電圧補償量Vd-rsp*は、微分器を用いた構成で演算してもよいし、比例器、積分器および微分器を組み合わせた構成で演算してもよい。 Further, the control voltage compensation amount Vd-rsp * may be calculated by a configuration using a differentiator, or may be calculated by a configuration in which a proportional device, an integrator and a differentiator are combined.
このように、制御電圧補償量Vd-rsp*は、電流指令の変化に対して安定化補償演算部204の影響によるベクトル制御部112の電流制御の応答遅れを補償するものであることから、ベクトル制御部112の電圧指令演算の構成に応じて制御電圧補償量の演算構成を変更してもよい。
As described above, since the control voltage compensation amount Vd-rsp * compensates for the response delay of the current control of the
制御電圧q軸補償演算部402は、電流指令演算部111が出力したdc-qc軸座標系上の電流指令値Iqc*と、dq座標変換部114が出力したdc-qc軸座標系上の電流検出値Iqcとの差を入力とし、その差に基づいてqc軸上の制御電圧補償量Vq-rsp*を演算し出力する。
The control voltage q-axis
制御電圧q軸補償演算部402が出力する制御電圧補償量Vq-rsp*は、電流制御の機能を有するベクトル制御が電流指令値Iqc*や電流検出値Iqcの変動によって生じる電圧指令の増減分に応じた電圧補償値を演算することで、ベクトル制御部112から出力されるqc軸上の電圧指令Vqc*を補償する。例えば、以下の式(6)にて演算される。
式(6)において、電流指令値Iqc*と電流検出値Iqcとの差を入力とする積分器による演算結果に、ベクトル制御内の電流制御の応答設計値ωc-acr*を乗算することで、電流制御の応答遅れを含む電流指令値Iqc*や電流検出値Iqcの変動によって生じるベクトル制御の電圧制御量相当となる。さらに安定化補償q軸電圧演算部302で用いたq軸安定化補償ゲインKq-stb*を乗算することで、制御電圧補償量Vq-rsp*を得る。この場合の制御電圧補償量Vq-rsp*は、ベクトル制御部112内の電流制御の積分補償器のゲインを補償することになる。
In equation (6), by multiplying the calculation result by the integrator that inputs the difference between the current command value Iqc * and the current detection value Iqc by the response design value ωc-acr * of the current control in the vector control, It corresponds to the voltage control amount of the vector control caused by the fluctuation of the current command value Iqc * including the response delay of the current control and the current detection value Iqc. Further, the control voltage compensation amount Vq-rsp * is obtained by multiplying the q-axis stabilization compensation gain Kq-stb * used in the stabilization compensation q-axis
ここでの制御電圧補償量Vq-rsp*は、積分器を用いて演算する構成としたが、比例器のみを用いた構成で以下の式(7)による演算をしてもよい。(式7)のKq-acrは、ベクトル制御内の電流制御のqc軸の比例ゲイン設定値である。
また、制御電圧補償量Vq-rsp*は、微分器を用いた構成で演算してもよいし、比例器、積分器および微分器を組み合わせた構成で演算してもよい。 Further, the control voltage compensation amount Vq-rsp * may be calculated by a configuration using a differentiator, or may be calculated by a configuration in which a proportional device, an integrator and a differentiator are combined.
このように、制御電圧補償量Vq-rsp*は、電流指令の変化に対して安定化補償演算部204の影響によるベクトル制御部112の電流制御の応答遅れを補償するものであることから、ベクトル制御部112の電圧指令演算の構成に応じて制御電圧補償量の演算構成を変更してもよい。
As described above, since the control voltage compensation amount Vq-rsp * compensates for the response delay of the current control of the
したがって、制御電圧補償演算部205は、安定化補償演算部204によりベクトル制御部112の制御ゲインが低下した分を補償するように、制御電圧補償量Vd-rsp*およびVq-rsp*を演算すればよいことになる。
Therefore, the control voltage
次に、実施例1の特徴である安定化制御部110を用いた場合の交流電動機制御の安定化原理について説明する。
交流電動機の制御装置においては、交流電動機のdq干渉により2次系の共振特性が顕著になることで制御系が不安定に陥り易い。以下では、交流電動機の中でも、誘導電動機に比べて小型で高効率を実現でき、幅広い用途に普及が進めれている永久磁石同期電動機を例にして説明する。
Next, the stabilization principle of the AC motor control when the
In the control device of the AC motor, the resonance characteristic of the secondary system becomes remarkable due to the dq interference of the AC motor, and the control system tends to become unstable. In the following, a permanent magnet synchronous motor, which is smaller and more efficient than an induction motor and is being widely used in a wide range of applications, will be described as an example among AC motors.
一般的に、永久磁石同期電動機は、高出力化のために高回転型のものが多く、抵抗値が小さくなる傾向にある。そのため、高速域において、永久磁石同期電動機内部のdq軸間の干渉による2次系の共振特性が顕著になり易い。 In general, many permanent magnet synchronous motors are of a high rotation type in order to increase the output, and the resistance value tends to be small. Therefore, in the high-speed range, the resonance characteristic of the secondary system due to the interference between the dq axes inside the permanent magnet synchronous motor tends to be remarkable.
図7は、永久磁石同期電動機のdq軸間干渉ループを含む電圧入力から電流出力までの伝達特性を表すブロック図である。ここで、R1は永久磁石同期電動機の一次抵抗値、Ldは永久磁石同期電動機のd軸インダクタンス値、Lqは永久磁石同期電動機のq軸インダクタンス値、Keは永久磁石同期電動機の発電係数、ωreは永久磁石同期電動機の回転速度の電気角周波数を表している。 FIG. 7 is a block diagram showing transmission characteristics from a voltage input to a current output including a dq-axis interference loop of a permanent magnet synchronous motor. Here, R1 is the primary resistance value of the permanent magnet synchronous motor, Ld is the d-axis inductance value of the permanent magnet synchronous motor, Lq is the q-axis inductance value of the permanent magnet synchronous motor, Ke is the power generation coefficient of the permanent magnet synchronous motor, and ωre is. It represents the electric angular frequency of the rotation speed of a permanent magnet synchronous motor.
また、ベクトル制御部112において、dc-qc軸上の電圧指令Vdc*およびVqc*は、dc-qc軸座標系上の電流指令値Idc*およびIqc*、永久磁石同期電動機103の電気角周波数ωre、電動機定数R1、Ld、LqおよびKeを用いて、例えば、以下の式(8)にて演算される。
図7に示すブロック図において、d軸電圧外乱Δvdからq軸電流脈動Δiqまでの伝達関数Gdq(s)は、以下の式(9)により表すことができる。
さらに、d軸電圧外乱Δvdは、ベクトル制御されたdc-qc軸上の電圧指令Vqc*および速度外乱や電圧外乱、トルク外乱などによって生じる制御位相θdcと実位相θdとの位相誤差Δθを用いて、例えば、以下の式(10)により表すことができる。
したがって、ベクトル制御された永久磁石同期電動機の制御系において、位相誤差Δθからq軸電流脈動Δiqまでの伝達関数Gθq(s)は、以下の式(11)により表すことができる。
ここで、永久磁石同期電動機の回転速度が十分に速い高速域では、式(11)は、以下の式(12)のように近似することができる。
式(12)を見ると、二次遅れ要素が含まれているため、この伝達関数Gθq(s)の固有振動周波数ωnと減衰比ζは、永久磁石同期電動機の回転角周波数ωreに応じて変化することがわかる。つまり、これが高速域において制御系が不安定になる原因である。 Looking at equation (12), since the secondary lag element is included, the natural vibration frequency ωn and the damping ratio ζ of this transmission function Gθq (s) change according to the rotation angular frequency ωre of the permanent magnet synchronous motor. You can see that it does. That is, this is the cause of the instability of the control system in the high speed range.
ここで、二次遅れ要素の一般系を、以下の式(13)に示す。式(13)では、ωnは伝達関数Gn(s)で表した制御ループの固有振動周波数、ζはその制御系の減衰係数を表している。
前述した式(12)の永久磁石同期電動機のdq軸間干渉ループを含む制御系の位相誤差Δθからq軸電流脈動Δiqまでの制御系の伝達関数Gθq(s)を、この二次遅れ要素の一般系である式(13)と比較すると、この制御系の固有振動周波数ωnや減衰係数ζについては、以下の式(14)の関係が得られる。
式(14)より、永久磁石同期電動機の一次抵抗値R1が小さい場合や回転角周波数ωreが大きい場合に、減衰係数ζが小さくなることがわかる。この減衰係数ζが小さくなることで、永久磁石同期電動機のdq軸間干渉による2次系の共振特性が顕著となり、外乱に対して制御系が不安定に陥り易くなり、また、電流リプルやトルクリプルが過大になってしまう。 From equation (14), it can be seen that the attenuation coefficient ζ becomes small when the primary resistance value R1 of the permanent magnet synchronous motor is small or when the rotation angular frequency ωre is large. When this attenuation coefficient ζ becomes small, the resonance characteristic of the secondary system due to the interference between the dq axes of the permanent magnet synchronous motor becomes remarkable, the control system tends to become unstable due to disturbance, and the current ripple and torque ripple are likely to occur. Will be excessive.
そこで、実施例1では、安定化制御部110を追加することで、前述した永久磁石同期電動機のdq干渉ループを含む制御系の減衰係数ζを等価的に大きくする。これにより、電流リプルやトルクリプルを抑制し、制御の安定化を図る。
Therefore, in the first embodiment, by adding the
次に、安定化制御部110のうち、安定化補償演算部204を用いることによる交流電動機制御の安定化原理について説明する。
図8は、安定化補償演算部204を追加した場合の永久磁石同期電動機103のdq軸間干渉ループを含む電圧入力から電流出力までの伝達特性を表すブロック図である。図中では、安定化補償演算部204内の安定化補償d軸電圧演算部301の伝達特性をGsd(s)、安定化補償q軸電圧演算部302の伝達特性をGsq(s)としている。
Next, the stabilization principle of AC motor control by using the stabilization
FIG. 8 is a block diagram showing the transmission characteristics from the voltage input to the current output including the dq-axis interference loop of the permanent
図8の安定化補償演算部204を追加した場合のブロック図において、d軸電圧外乱Δvdからq軸電流脈動Δiqまでの伝達関数Gdq-stb(s)を以下の式(15)により表すことができる。
したがって、安定化補償演算部204を追加した場合のベクトル制御された永久磁石同期電動機103の制御系において、位相誤差Δθからq軸電流脈動Δiqまでの伝達関数Gθq’(s)を以下の式(16)により表すことができる。
ここで、安定化補償演算部204内の安定化補償d軸電圧演算部301および安定化補償q軸電圧演算部302を比例器で構成した場合、前述した伝達関数Gθq’(s)は、以下の式(17)のように表すことができる。
さらに、永久磁石同期電動機103の回転速度が十分に速い高速域では、式(17)は、以下の式(18)のように近似することができる。
この伝達関数Gθq’’(s)の式(18)中に含まる二次遅れ要素において、固有振動周波数ωn’’と減衰係数ζ’’は、以下の式(19)の関係となる。
式(19)を見ると、減衰係数ζ’’の第1項は、安定化補償演算部204を用いない場合の永久磁石同期電動機自体の減衰係数ζmであることがわかる。そして、減衰係数ζ’’の第2項および第3項が、安定化補償d軸電圧演算部301の伝達特性Gsd(s)および安定化補償q軸電圧演算部302の伝達特性Gsq(s)を含む式であることから、これらの安定化補償演算部204の伝達特性の設計次第でこの制御系の減衰係数が小さくなるのを防止できることがわかる。
Looking at the equation (19), it can be seen that the first term of the damping coefficient ζ ″ is the damping coefficient ζ m of the permanent magnet synchronous motor itself when the stabilization
安定化補償演算部204を用いる場合、減衰係数ζ’’の第2項および第3項の合計値となる減衰係数ζcを適切な値、例えば、0.1以上の任意の値になるように、予め設定しておけばよい。これにより、永久磁石同期電動機の一次抵抗値R1に依らず、永久磁石同期電動機のdq軸間干渉の影響を含む制御系の減衰係数が小さくなり過ぎないように制御し、永久磁石同期電動機の駆動を安定させることができる。
When the stabilization
ここで、実施例1による安定化原理の説明において、安定化補償演算部204内の安定化補償d軸電圧演算部301および安定化補償q軸電圧演算部302を比例器とし、安定化補償d軸電圧演算部301の比例ゲインをd軸安定化補償ゲインKd-stb*、安定化補償q軸電圧演算部302の比例ゲインをq軸安定化補償ゲインKq-stb*とする。その場合に、伝達特性Gsd(s)およびGsq(s)を以下の式(20)のように設定することで、安定化制御の実現が可能である。
次に、安定化制御部110のうち、制御電圧補償演算部205を用いることによる交流電動機制御の制御応答遅れや電動機定数誤差の補償原理について説明する。
まず、交流電動機の制御装置において、トルク指令や平滑用コンデンサ131の電圧検出値Ecfの大きさに応じて電流指令値Idc*およびIqc*を変更した場合、電流指令の変更に伴うベクトル制御部112内の電流制御により、電流検出値IdcおよびIqcが変動する。
Next, the compensation principle of the control response delay of the AC motor control and the motor constant error by using the control voltage
First, when the current command values Idc * and Iqc * are changed according to the magnitude of the torque command and the voltage detection value Ecf of the smoothing
その結果、電流検出値IdcおよびIqcの変動に応じて、安定化補償d軸電圧演算部301および安定化補償q軸電圧演算部302が安定化電圧補償量Vd-dmp*およびVq-dmp*を出力し、ベクトル制御部112が出力する電圧指令値を補償することになり、ベクトル制御部112の電流制御の制御応答を低下させてしまうことになる。
また、安定化補償d軸電圧演算部301および安定化補償q軸電圧演算部302を比例器とした場合、制御側で見かけ上の一次抵抗値を増加させることになるため、ベクトル制御部112の電圧指令演算において電動機定数の設定誤差による電流偏差が生じ、トルク精度が劣化してしまう。
As a result, the stabilized compensation d-axis
Further, when the stabilization compensation d-axis
そこで、電流指令値Idc*およびIqc*を変更した場合に、ベクトル制御部112が出力する電圧指令値の変動分を抑制しないように、安定化補償演算部204が出力する安定化電圧補償量Vd-dmp*およびVq-dmp*に対する電流指令値Idc*およびIqc*の変更に伴う変動分を、制御電圧補償演算部205内の制御電圧d軸補償演算部401および制御電圧q軸補償演算部402が出力する制御電圧補償量Vd-rsp*およびVq-rsp*によって補償する。
Therefore, when the current command values Idc * and Iqc * are changed, the regulated voltage compensation amount Vd output by the stabilization
ここで、安定化補償演算部204内の安定化補償d軸電圧演算部301および安定化補償q軸電圧演算部302を比例器とした場合、制御電圧d軸補償演算部401の方は、電流指令値Idc*と電流検出値Idcとの差を入力とし、その入力値を積分した演算結果にベクトル制御部112内の電流制御の応答設計値ωc-acr*を乗算し、さらに安定化補償d軸電圧演算部301で設定したd軸安定化補償ゲインKd-stb*を乗算することで、制御電圧補償量Vd-rsp*を演算すればよい。
同様に、制御電圧q軸補償演算部402の方は、電流指令値Iqc*と電流検出値Iqcとの差を入力とし、その入力値を積分した演算結果にベクトル制御部112内の電流制御の応答設計値ωc-acr*を乗算し、さらに安定化補償q軸電圧演算部302で設定したq軸安定化補償ゲインKq-stb*を乗算することで、制御電圧補償量Vq-rsp*を演算すればよい。
Here, when the stabilization compensation d-axis
Similarly, the control voltage q-axis
これにより、安定化補償演算部204がベクトル制御部112の電流制御の演算結果を妨げた分の電圧指令増減分を補償することが可能となり、電流制御の応答劣化やトルク誤差の発生を防止できるようになる。
As a result, the stabilization
以上のように、実施例1では、交流電動機の電気角周波数ωre成分のゲインを抑制する安定化電圧補償手段と、電圧指令の変化に対するベクトル制御の電圧変化の不足分を補償する制御電圧補償手段とを設ける。これによって、交流電動機のdq軸間干渉による振動を抑制し、交流電動機の制御装置の制御安定性および制御応答性の向上が可能になる。 As described above, in the first embodiment, the stabilized voltage compensating means for suppressing the gain of the electric angle frequency ωre component of the AC motor and the control voltage compensating means for compensating for the shortage of the voltage change of the vector control with respect to the change of the voltage command. And are provided. This suppresses vibration due to interference between the dq axes of the AC motor, and makes it possible to improve the control stability and control responsiveness of the control device of the AC motor.
本発明の実施例2では、安定化電圧補償量Vd-dmp*およびVq-dmp*や制御電圧補償量Vd-rsp*およびVq-rsp*の演算において、ベクトル制御部112から出力される交流電動機103の回転速度の電気角周波数相当である駆動周波数ω1または推定周波数ωre^に基づいて、d軸安定化補償ゲインKd-stb*およびq軸安定化補償ゲインKq-stb*を決定する。これにより、交流電動機の回転速度に依らず安定化補償制御による減衰係数ζcを所望の値以上にすることができ、実施例1よりも制御安定性の向上が可能な交流電動機の制御装置が実現できる。
In the second embodiment of the present invention, the AC motor output from the
図9は、実施例2に係る交流電動機の制御装置を用いた交流電動機制御システムの構成例を表すブロック図である。以下では、図1に示す実施例1と比較して、構成の相違部分のみを説明する。
実施例2に係る交流電動機の制御装置は、実施例1の安定化制御部110に替えて安定化制御部110bを用いることで実現できる。
FIG. 9 is a block diagram showing a configuration example of an AC motor control system using the AC motor control device according to the second embodiment. In the following, only the differences in the configuration will be described as compared with the first embodiment shown in FIG.
The control device for the AC motor according to the second embodiment can be realized by using the
図10は、実施例2の安定化制御部110bの構成例を表すブロック図で、安定化補償演算部204b、制御電圧補償演算部205bおよび補償ゲイン演算部206bを備える。
FIG. 10 is a block diagram showing a configuration example of the
安定化制御部110bは、電流指令演算部111が出力したdc-qc軸座標系上の電流指令値Idc*およびIqc*と、dq座標変換部114が出力したdc-qc軸座標系上の電流検出値IdcおよびIqcに加えて、ベクトル制御部112から出力される交流電動機103の回転速度の電気角周波数相当である駆動周波数ω1または推定周波数ωre^を入力とし、これらに基づいて、安定化制御電圧補償量Vd-stb*およびVq-stb*を演算し出力する。これにより、交流電動機103の駆動を安定させ、制御特性を改善する。
The
次に、実施例2の特徴部分である安定化制御部110bについて詳しく説明する。
図11は、安定化制御部110bが備える補償ゲイン演算部206bの構成例を表すブロック図で、d軸補償ゲイン演算部501bおよびq軸補償ゲイン演算部502bを備える。
Next, the
FIG. 11 is a block diagram showing a configuration example of the compensation
d軸補償ゲイン演算部501bは、ベクトル制御部112から出力される交流電動機103の回転速度相当である駆動周波数ω1または推定周波数ωre^に基づいて、d軸安定化補償ゲインKd-stb*を演算し、安定化補償演算部204bおよび制御電圧補償演算部205bに対して入力変数として出力する。
The d-axis compensation
d軸安定化補償ゲインKd-stb*は、交流電動機の回転速度の電気角周波数相当である駆動周波数ω1に比例する関数であればよい。例えば、以下の式(21)にて演算される。
q軸補償ゲイン演算部502bは、ベクトル制御部112から出力される交流電動機103の回転速度相当である駆動周波数ω1または推定周波数ωre^に基づいて、q軸安定化補償ゲインKq-stb*を演算し、安定化補償演算部204bおよび制御電圧補償演算部205bに対して入力変数として出力する。
The q-axis compensation
q軸安定化補償ゲインKq-stb*は、交流電動機の回転速度の電気角周波数相当である駆動周波数ω1に比例する関数であればよい。例えば、以下の式(22)にて演算される。
図12は、安定化制御部110bが備える安定化補償演算部204bの構成例を表すブロック図で、安定化補償d軸電圧演算部301bおよび安定化補償q軸電圧演算部302bを備える。
安定化補償演算部204bは、dc-qc軸座標系上の電流検出値IdcおよびIqcに加えて、補償ゲイン演算部206bから出力されるd軸安定化補償ゲインKd-stb*およびq軸安定化補償ゲインKd-stb*に基づいて、安定化電圧補償量Vd-dmp*およびVq-dmp*を演算し出力する。
FIG. 12 is a block diagram showing a configuration example of the stabilization
The stabilized
図13は、安定化制御部110bが備える制御電圧補償演算部205bの構成例を表すブロック図で、制御電圧d軸補償演算部401bおよび制御電圧q軸補償演算部402bを備える。
FIG. 13 is a block diagram showing a configuration example of the control voltage
制御電圧補償演算部205bは、dc-qc軸座標系上の電流指令値Idc*およびIqc*と、dc-qc軸座標系上の電流検出値IdcおよびIqcに加えて、補償ゲイン演算部206bから出力されるd軸安定化補償ゲインKd-stb*およびq軸安定化補償ゲインKd-stb*に基づいて、制御電圧補償量Vd-rsp*およびVq-rsp*を演算し出力する。
The control voltage
次に、実施例2の特徴である安定化制御部110bを用いた場合の交流電動機制御の安定性向上の原理について説明する。
先の実施例1において式(18)で示す伝達関数Gθq’’(s)に含まれる二次遅れ要素の固有振動周波数ωn’’および減衰係数ζ’’は、式(21)および式(22)で演算したd軸安定化補償ゲインKd-stb*およびq軸安定化補償ゲインKq-stb*を用いて以下の式(23)の関係となる。
The natural vibration frequency ωn'' and the damping coefficient ζ'' of the second-order lag element included in the transfer function Gθq'' (s) represented by the equation (18) in the above-mentioned Example 1 are the equations (21) and (22). ), The d-axis stabilization compensation gain Kd-stb * and the q-axis stabilization compensation gain Kq-stb * are used to obtain the relationship of the following equation (23).
ここで、ωre=ω1、Ld=Ld*およびLq=Lq*が成立したと仮定すると、この制御系の減衰係数ζ’’として以下の式(24)を得る。
式(24)において、減衰係数ζ’’の第1項は、交流電動機自体の減衰係数ζmであり、回転速度と電動機定数で決まる値である。そして、減衰係数ζ’’の第2項(ζcd*)および第3項(ζcq*)が、安定化補償d軸電圧演算部301および安定化補償q軸電圧演算部302の制御ループによる減衰係数の増加分である。
In the equation (24), the first term of the damping coefficient ζ'' is the damping coefficient ζ m of the AC motor itself, which is a value determined by the rotation speed and the motor constant. The second term (ζcd * ) and the third term (ζcq * ) of the attenuation coefficient ζ'' are the attenuation coefficient by the control loop of the stabilization compensation d-axis
安定化補償演算部204bを用いる場合、式(21)および式(22)d軸安定化補償ゲインKd-stb*およびq軸安定化補償ゲインKq-stb*の演算において、減衰係数ζcd*と減衰係数ζcq*との合計値を適切な値、例えば、0.1以上の任意の値になるよう設定しておけばよい。これにより、交流電動機の回転速度に拘わらず、安定化制御によって交流電動機のdq軸間干渉の影響を含む制御系の減衰係数を所望の値以上に制御し、永久磁石同期電動機の駆動を安定させることができる。
When the stabilization
したがって、実施例2では、交流電動機の回転速度に基づいてd軸安定化補償ゲインKd-stb*およびq軸安定化補償ゲインKq-stb*を決定する。これによって、交流電動機の回転速度に依らず、安定化補償制御により交流電動機内部の減衰係数を等価的に所望の値以上に設定できるようになり、実施例1よりも交流電動機の制御装置の安定性や制御応答の向上を図ることができる。 Therefore, in the second embodiment, the d-axis stabilization compensation gain Kd-stb * and the q-axis stabilization compensation gain Kq-stb * are determined based on the rotation speed of the AC motor. As a result, the damping coefficient inside the AC motor can be equivalently set to a desired value or higher by the stabilization compensation control regardless of the rotation speed of the AC motor, and the control device of the AC motor is more stable than in the first embodiment. It is possible to improve the sex and control response.
実施例3では、安定化電圧補償量Vd-dmp*およびVq-dmp*や制御電圧補償量Vd-rsp*およびVq-rsp*の演算において、交流電動機の回転速度に加えて、電流指令値Idc*およびIqc*に基づいて、d軸安定化補償ゲインKd-stb*およびq軸安定化補償ゲインKq-stb*を決定する。これにより、安定化補償制御による交流電動機内部の減衰係数を等価的に増加させる上で、交流電動機のインダクタンス値の電流依存性による変動の影響を考慮できるようになり、実施例1よりも制御安定性の向上が可能な交流電動機の制御装置が実現できる。 In the third embodiment, in the calculation of the regulated voltage compensation amounts Vd-dmp * and Vq-dmp * and the control voltage compensation amounts Vd-rsp * and Vq-rsp * , the current command value Idc is added to the rotation speed of the AC motor. Based on * and Iqc * , the d-axis stabilized compensation gain Kd-stb * and the q-axis stabilized compensation gain Kq-stb * are determined. This makes it possible to consider the influence of fluctuations due to the current dependence of the inductance value of the AC motor in increasing the damping coefficient inside the AC motor equivalently by the stabilization compensation control, and the control is more stable than in Example 1. It is possible to realize a control device for an AC motor that can improve the performance.
図14は、実施例3に係る交流電動機の制御装置を用いた交流電動機制御システムの構成例を表すブロック図である。以下では、図1に示す実施例1と比較して、構成の相違部分のみを説明する。
図14に示す実施例3に係る交流電動機の制御装置は、実施例1の安定化制御部110に替えて安定化制御部110cを用いることで実現できる。
FIG. 14 is a block diagram showing a configuration example of an AC motor control system using the AC motor control device according to the third embodiment. In the following, only the differences in the configuration will be described as compared with the first embodiment shown in FIG.
The control device for the AC motor according to the third embodiment shown in FIG. 14 can be realized by using the
図15は、実施例3の安定化制御部110cの構成例を表すブロック図で、安定化補償演算部204b、制御電圧補償演算部205bおよび補償ゲイン演算部206cを備える。
FIG. 15 is a block diagram showing a configuration example of the
安定化制御部110cは、電流指令演算部111が出力したdc-qc軸座標系上の電流指令値Idc*およびIqc*と、dq座標変換部114が出力したdc-qc軸座標系上の電流検出値IdcおよびIqcと、ベクトル制御部112から出力される交流電動機103の回転速度の電気角周波数相当である駆動周波数ω1または推定周波数ωre^とに基づいて、安定化制御電圧補償量Vd-stb*およびVq-stb*を演算し出力する。これにより、交流電動機の駆動を安定させ、制御特性を改善する。
The
安定化制御部110cでは、補償ゲイン演算部206c以外は、実施例2の安定化制御部110bと同じ構成である。
The
次に、実施例3の特徴部分である補償ゲイン演算部206cについて詳しく説明する。
図16は、安定化制御部110cが備える実施例3の補償ゲイン演算部206cの構成例を表すブロック図で、d軸補償ゲイン演算部501c、q軸補償ゲイン演算部502c、d軸インダクタンス推定演算部601cおよびq軸インダクタンス推定演算部602cを備える。
Next, the compensation
FIG. 16 is a block diagram showing a configuration example of the compensation
補償ゲイン演算部206cは、ベクトル制御部112から出力される交流電動機103の回転速度の電気角周波数相当である駆動周波数ω1と、電流指令演算部111が出力したdc-qc軸座標系上の電流指令値Idc*およびIqc*とに基づいて、d軸安定化補償ゲインKd-stb*およびq軸安定化補償ゲインKq-stb*を演算し出力する。
The compensation
d軸インダクタンス推定演算部601cは、電流指令演算部111が出力したdc-qc軸座標系上の電流指令値Idc*およびIqc*に基づいて、制御対象となる交流電動機のd軸インダクタンスの推定値Ld^を演算し、d軸補償ゲイン演算部501cに出力する。
The d-axis inductance
このd軸インダクタンスの推定値Ld^の演算は、例えば、d軸電流指令値Idc*およびq軸電流指令値Iqc*を入力変数として、予め実測または解析から求めたd軸インダクタンス値を出力する二次元参照テーブルを用いることで実現できる。なお、二次元参照テーブルの代わりに、d軸インダクタンスの近似式や設計式、理論式を用いてもよい。また、永久磁石同期電動機においては、d軸インダクタンスはq軸インダクタンスに比べて電流依存性が小さいため、電動機定数値を用いてもよい。 The calculation of the estimated value Ld ^ of the d-axis inductance uses, for example, the d-axis current command value Idc * and the q-axis current command value Iqc * as input variables, and outputs the d-axis inductance value obtained in advance from actual measurement or analysis. This can be achieved by using a dimension reference table. In addition, instead of the two-dimensional reference table, an approximate formula, a design formula, or a theoretical formula of the d-axis inductance may be used. Further, in the permanent magnet synchronous motor, since the d-axis inductance has a smaller current dependence than the q-axis inductance, the motor constant value may be used.
q軸インダクタンス推定演算部602cは、電流指令演算部111が出力したdc-qc軸座標系上の電流指令値Idc*およびIqc*に基づいて、制御対象となる交流電動機のq軸インダクタンスの推定値Lq^を演算し、q軸補償ゲイン演算部502cに出力する。
The q-axis inductance
このq軸インダクタンスの推定値Lq^の演算は、例えば、d軸電流指令値Idc*およびq軸電流指令値Iqc*を入力変数として、予め実測または解析から求めたq軸インダクタンス値を出力する二次元参照テーブルを用いることで実現できる。なお、二次元参照テーブルの代わりに、q軸インダクタンスの近似式や設計式、理論式を用いてもよい。また、q軸インダクタンスの電流依存性は、d軸電流よりもq軸電流の影響を強く受けるため、q軸電流指令値のみを入力変数とする一次元参照テーブルや近似式を用いてもよい。 The calculation of the estimated value Lq ^ of the q-axis inductance uses, for example, the d-axis current command value Idc * and the q-axis current command value Iqc * as input variables, and outputs the q-axis inductance value obtained in advance from actual measurement or analysis. This can be achieved by using a dimension reference table. Instead of the two-dimensional reference table, an approximate formula, a design formula, or a theoretical formula of the q-axis inductance may be used. Further, since the current dependence of the q-axis inductance is more influenced by the q-axis current than the d-axis current, a one-dimensional reference table or an approximate expression using only the q-axis current command value as an input variable may be used.
d軸補償ゲイン演算部501cは、ベクトル制御部112から出力される交流電動機103の回転速度相当である駆動周波数ω1およびd軸インダクタンス推定演算部601cから出力されるd軸インダクタンス推定値Ld^に基づいて、d軸安定化補償ゲインKd-stb*を演算し、安定化補償演算部204bおよび制御電圧補償演算部205bに対して入力変数として出力する。
The d-axis compensation
d軸安定化補償ゲインKd-stb*は、例えば、以下の式(25)にて演算される。
q軸補償ゲイン演算部502cは、ベクトル制御部112から出力される交流電動機103の回転速度相当である駆動周波数ω1およびq軸インダクタンス推定演算部602cから出力されるq軸インダクタンス推定値Lq^に基づいて、q軸安定化補償ゲインKq-stb*を演算し、安定化補償演算部204bおよび制御電圧補償演算部205bに対して入力変数として出力する。
The q-axis compensation
q軸安定化補償ゲインKq-stb*は、例えば、以下の式(26)にて演算される。
なお、実施例3において、d軸インダクタンス推定演算部601cおよびq軸インダクタンス推定演算部602cは、電流指令値Idc*およびIqc*の代わりに、電流検出値IdcおよびIqcを入力変数として用いてもよい。また、電流指令値Idc*およびIqc*に対して、電流制御の応答設定値を時定数とする一次遅れフィルタを通したものを用いてもよい。
In Example 3, the d-axis inductance
次に、本発明の特徴である安定化制御部110cを用いた場合の交流電動機制御の安定性向上の原理について説明する。
先の実施例1において式(18)で示す伝達関数Gθq’’(s)に含まれる二次遅れ要素の固有振動周波数ωn’’および減衰係数ζ’’は、式(25)および式(26)で演算したd軸安定化補償ゲインKd-stb*およびq軸安定化補償ゲインKq-stb*を用いて以下の式(27)の関係となる。
The natural vibration frequency ωn'' and the damping coefficient ζ'' of the second-order lag element included in the transfer function Gθq'' (s) represented by the equation (18) in the above-mentioned Example 1 are the equations (25) and (26). ), The d-axis stabilization compensation gain Kd-stb * and the q-axis stabilization compensation gain Kq-stb * are used to obtain the relationship of the following equation (27).
先の実施例2で示す式(23)において、ωre=ω1、Ld=Ld*およびLq=Lq*が成立したと仮定することで、安定化補償制御による減衰係数ζcdおよびζcqを所望の値に制御することができる。しかし、交流電動機のインダクタンス値の電流依存性により、交流電動機のd軸インダクタンス値Ldやq軸インダクタンスLqが変動した場合には、インダクタンス誤差が発生し、減衰係数ζcdおよびζcqが所望の値からずれてしまうことがわかる。d軸インダクタンスの制御設定値Ld*およびq軸インダクタンスの制御設定値Lq*の設定によっては、減衰係数ζcdおよびζcqが減少し、制御が不安定に陥りやすくなる。 By assuming that ωre = ω1, Ld = Ld * and Lq = Lq * are satisfied in the equation (23) shown in the second embodiment, the damping coefficients ζcd and ζcq by the stabilization compensation control are set to desired values. Can be controlled. However, if the d-axis inductance value Ld or q-axis inductance Lq of the AC motor fluctuates due to the current dependence of the inductance value of the AC motor, an inductance error occurs and the attenuation coefficients ζcd and ζcq deviate from the desired values. It turns out that it will end up. Depending on the setting of the control setting value Ld * of the d-axis inductance and the control setting value Lq * of the q-axis inductance, the attenuation coefficients ζcd and ζcq decrease, and the control tends to become unstable.
そこで、実施例3における減衰係数ζ’’の式(27)を見ると、交流電動機のd軸インダクタンス値Ldやq軸インダクタンスLqが電流の大きさによって変動した場合においても、交流電動機のd軸インダクタンス値およびq軸インダクタンス値を推定することで、インダクタンス誤差の発生を解消し、安定化補償制御による減衰係数ζcdおよびζcqを所望の値に制御できることがわかる。 Therefore, looking at the equation (27) of the attenuation coefficient ζ'' in Example 3, even when the d-axis inductance value Ld and the q-axis inductance Lq of the AC motor fluctuate depending on the magnitude of the current, the d-axis of the AC motor By estimating the inductance value and the q-axis inductance value, it can be seen that the occurrence of the inductance error can be eliminated and the attenuation coefficients ζcd and ζcq by the stabilization compensation control can be controlled to desired values.
したがって、実施例3では、交流電動機のインダクタンス推定値に基づいてd軸安定化補償ゲインKd-stb*およびq軸安定化補償ゲインKq-stb*を決定する。これによって、交流電動機のインダクタンス値の電流依存性による定数誤差の発生を抑制し、安定化補償制御による交流電動機内部の減衰係数を等価的に所望の値に設定できるようになり、実施例1よりも交流電動機の制御装置の安定性や制御応答の向上を図ることができる。 Therefore, in the third embodiment, the d-axis stabilization compensation gain Kd-stb * and the q-axis stabilization compensation gain Kq-stb * are determined based on the estimated inductance value of the AC motor. As a result, it becomes possible to suppress the occurrence of a constant error due to the current dependence of the inductance value of the AC motor, and to equivalently set the damping coefficient inside the AC motor by the stabilization compensation control to a desired value. It is also possible to improve the stability and control response of the control device of the AC motor.
実施例4では、安定化制御で用いるd軸安定化補償ゲインKd-stb*およびq軸安定化補償ゲインKq-stb*の演算において、ベクトル制御部112が出力するdc-qc軸上の電圧指令Vdc*およびVqc*に基づいて、安定化制御による減衰係数ζcの設定値ζcd*およびζcq*を変更する。これにより、電圧指令の大きさや偏角に応じて最適なd軸の減衰係数ζcd*およびq軸の減衰係数ζcq*を演算できるようになり、実施例1よりも制御安定性の向上が可能な交流電動機の制御装置が実現できる。
In the fourth embodiment, the voltage command on the dc-qc axis output by the
図17は、実施例4に係る交流電動機の制御装置を用いた交流電動機制御システムの構成例を表すブロック図である。以下では、図1に示す実施例1と比較して、構成の相違部分のみを説明する。
図17に示す実施例4に係る交流電動機の制御装置は、実施例1の安定化制御部110に替えて安定化制御部110dを用いることで実現できる。
FIG. 17 is a block diagram showing a configuration example of an AC motor control system using the AC motor control device according to the fourth embodiment. In the following, only the differences in the configuration will be described as compared with the first embodiment shown in FIG.
The control device for the AC motor according to the fourth embodiment shown in FIG. 17 can be realized by using the
図18は、実施例4の安定化制御部110dの構成例を表すブロック図で、安定化補償演算部204b、制御電圧補償演算部205bおよび補償ゲイン演算部206dを備える。
FIG. 18 is a block diagram showing a configuration example of the
安定化制御部110dは、電流指令演算部111が出力したdc-qc軸座標系上の電流指令値Idc*およびIqc*と、dq座標変換部114が出力したdc-qc軸座標系上の電流検出値IdcおよびIqcと、ベクトル制御部112が出力した交流電動機103の回転速度の電気角周波数相当である駆動周波数ω1または推定周波数ωre^と、ベクトル制御部112が出力したdc-qc軸上の電圧指令Vdc*およびVqc*とに基づいて、安定化制御電圧補償量Vd-stb*およびVq-stb*を演算し出力する。これにより、交流電動機の駆動を安定させ、制御特性を改善する。
The
安定化制御部110dでは、補償ゲイン演算部206d以外は、実施例2の安定化制御部110bと同じ構成である。
The
次に、実施例4の特徴部分である補償ゲイン演算部206dについて詳しく説明する。
図19は、安定化制御部110dが備える実施例4の補償ゲイン演算部206dの構成例を表すブロック図で、d軸補償ゲイン演算部501d、q軸補償ゲイン演算部502d、d軸インダクタンス推定演算部601c、q軸インダクタンス推定演算部602c、d軸減衰係数演算部701dおよびq軸減衰係数演算部702dを備える。
Next, the compensation
FIG. 19 is a block diagram showing a configuration example of the compensation
補償ゲイン演算部206dは、ベクトル制御部112から出力される交流電動機103の回転速度の電気角周波数相当である駆動周波数ω1と、電流指令演算部111が出力したdc-qc軸座標系上の電流指令値Idc*およびIqc*と、ベクトル制御部112が出力したdc-qc軸上の電圧指令Vdc*およびVqc*とに基づいて、d軸安定化補償ゲインKd-stb*およびq軸安定化補償ゲインKq-stb*を演算し出力する。
The compensation
補償ゲイン演算部206dの構成において、制御対象となる交流電動機のインダクタンス値の推定演算を行うd軸インダクタンス推定演算部601cおよびq軸インダクタンス推定演算部602cは、実施例3と同じものでよい。
In the configuration of the compensation
d軸減衰係数演算部701dは、ベクトル制御部112が出力したdc-qc軸上の電圧指令Vdc*およびVqc*に基づいて、d軸の安定化補償制御の減衰係数ζcd*を演算し出力する。
The d-axis attenuation
q軸減衰係数演算部702dは、ベクトル制御部112が出力したdc-qc軸上の電圧指令Vdc*およびVqc*に基づいて、q軸の安定化補償制御の減衰係数ζcd*を演算し出力する。
The q-axis attenuation
d軸補償ゲイン演算部501dは、ベクトル制御部112から出力される交流電動機103の回転速度相当である駆動周波数ω1とd軸インダクタンス推定演算部601cから出力されるd軸インダクタンス推定値Ld^とd軸減衰係数演算部701dから出力されるd軸の減衰係数ζcd*とに基づいて、d軸安定化補償ゲインKd-stb*を演算し出力する。
The d-axis compensation
q軸補償ゲイン演算部502dは、ベクトル制御部112から出力される交流電動機103の回転速度相当である駆動周波数ω1とq軸インダクタンス推定演算部602cから出力されるq軸インダクタンス推定値Lq^とq軸減衰係数演算部702dから出力されるq軸の減衰係数ζcq*とに基づいて、q軸安定化補償ゲインKq-stb*を演算し出力する。
The q-axis compensation
次に、実施例4の特徴である補償ゲイン演算部206dを用いた場合の交流電動機制御の安定性向上の原理およびd軸減衰係数演算部701dとq軸減衰係数演算部702dの具体的な設計方法について説明する。
Next, the principle of improving the stability of AC motor control when the compensation
交流電動機の制御装置において、外乱によって制御位相θdcと回転子の実位相θdとの位相誤差Δθが発生した場合、その位相誤差Δθの発生によって生じるd軸電圧外乱Δvdおよびq軸電圧外乱Δvqの大きさは、制御器が出力するd軸電圧指令およびq軸電圧指令の大きさに依存することになる。 When a phase error Δθ between the control phase θdc and the actual phase θd of the rotor is generated by the disturbance in the controller of the AC motor, the magnitudes of the d-axis voltage disturbance Δvd and the q-axis voltage disturbance Δvq caused by the occurrence of the phase error Δθ. It depends on the magnitude of the d-axis voltage command and the q-axis voltage command output by the controller.
永久磁石同期電動機の場合、d軸電圧外乱Δvdは、例えば、実施例1で示した式(10)により表すことができ、q軸電圧外乱Δvqは、以下の式(28)により表すことができる。
d軸電圧指令およびq軸電圧指令の大きさに応じて、外乱による位相誤差Δθ発生時の電圧外乱の大きさが変動するため、安定化制御において設定するd軸の減衰係数ζcd*およびq軸の減衰係数ζqd*もそれに応じて変更することで、交流電動機のdq軸間干渉による振動現象の抑制効果を向上させることができる。 Since the magnitude of the voltage disturbance when the phase error Δθ due to the disturbance occurs varies depending on the magnitude of the d-axis voltage command and the q-axis voltage command, the d-axis attenuation coefficient ζcd * and the q-axis set in the stabilization control By changing the damping coefficient ζqd * of the AC motor accordingly, it is possible to improve the effect of suppressing the vibration phenomenon due to the interference between the dq axes of the AC motor.
より具体的には、安定化制御による減衰係数ζc*が所望の値になるように、d軸の減衰係数ζcd*およびq軸の減衰係数ζcq*を設定する際に、ベクトル制御の演算結果であるq軸電圧指令Vqc*がd軸電圧指令Vdc*よりも大きい場合、所望の減衰係数ζc*の値のうち、d軸の減衰係数ζcd*の割合をq軸の減衰係数ζcq*よりも多くする。これにより、交流電動機のdq軸干渉による振動現象の抑制効果が得られやすくなり、制御安定性が向上する。 More specifically, when setting the d-axis damping coefficient ζcd * and the q-axis damping coefficient ζcq * so that the damping coefficient ζc * due to stabilization control becomes a desired value, the calculation result of vector control When a certain q-axis voltage command Vqc * is larger than the d-axis voltage command Vdc * , the ratio of the d-axis attenuation coefficient ζcd * to the desired values of the attenuation coefficient ζc * is larger than the q-axis attenuation coefficient ζcq * . do. This makes it easier to obtain the effect of suppressing the vibration phenomenon due to the dq-axis interference of the AC motor, and improves the control stability.
また、ベクトル制御の演算結果であるd軸電圧指令Vdc*がq軸電圧指令Vqc*よりも大きい場合、所望の減衰係数ζc*の値のうち、q軸の減衰係数ζcq*の割合をd軸の減衰係数ζcd*よりも多くする。これにより、交流電動機のdq軸干渉による振動現象の抑制効果が得られやすくなり、制御安定性が向上する。 When the d-axis voltage command Vdc * , which is the calculation result of vector control, is larger than the q-axis voltage command Vqc * , the ratio of the q-axis attenuation coefficient ζ cq * to the desired attenuation coefficient ζ c * values is the d-axis. Attenuation coefficient of ζcd * is greater than. This makes it easier to obtain the effect of suppressing the vibration phenomenon due to the dq-axis interference of the AC motor, and improves the control stability.
d軸減衰係数演算部701dが、d軸補償ゲイン演算部501dに対して入力変数として出力するd軸の減衰係数ζcd*は、例えば、ベクトル制御部112が出力したdc-qc軸上の電圧指令Vdc*およびVqc*と、安定化補償制御により得ようとする所望の減衰係数ζc*とを用いて、以下の式(29)にて演算することができる。
q軸減衰係数演算部702dが、q軸補償ゲイン演算部502dに対して入力変数として出力するq軸の減衰係数ζcd*は、例えば、ベクトル制御部112が出力したdc-qc軸上の電圧指令Vdc*およびVqc*と、安定化補償制御により得ようとする所望の減衰係数ζc*とを用いて、以下の式(30)にて演算することができる。
また、実施例4では、電圧指令Vdc*およびVqc*に基づいて、d軸の減衰係数ζcd*およびq軸の減衰係数ζcq*を変更したが、実施例1においてd軸安定化補償ゲインKd-stb*やq軸安定化補償ゲインKq-stb*を電圧指令の振幅や偏角の大きさに応じて変更しても同様の振動抑制効果の向上が期待できる。 Further, in the fourth embodiment, the d-axis attenuation coefficient ζcd * and the q-axis attenuation coefficient ζcq * are changed based on the voltage commands Vdc * and Vqc * , but in the first embodiment, the d-axis stabilization compensation gain Kd-. Even if the stb * and the q-axis stabilization compensation gain Kq-stb * are changed according to the amplitude of the voltage command and the magnitude of the deviation angle, the same improvement in vibration suppression effect can be expected.
したがって、実施例4では、ベクトル制御部112が出力するdc-qc軸上の電圧指令Vdc*およびVqc*の振幅や偏角の大きさに基づいて、安定化制御の所望の減衰係数ζc*に対して、d軸の減衰係数ζcd*とq軸の減衰係数ζcq*との割合を最適化する。これによって、外乱によるdq軸間の振動現象をより有効に抑制できるようになり、実施例1よりも交流電動機の制御装置の安定性や制御応答の向上を図ることができる。
Therefore, in the fourth embodiment, the desired attenuation coefficient ζc * of the stabilization control is obtained based on the amplitude and the magnitude of the deviation angle of the voltage commands Vdc * and Vqc * on the dc-qc axis output by the
実施例5では、ベクトル制御の電圧指令に対して、安定化制御による安定化電圧補償量Vd-dmp*およびVq-dmp*や制御電圧補償量Vd-rsp*およびVq-rsp*による補償を、交流電動機のdq軸間の干渉による2次系の共振特性の影響が顕著でない停止および低速域においては実施しない、または補償量を抑制する。これにより、停止および低速域で安定化制御による電圧補償がベクトル制御の制御応答を低下させたり、安定化制御の補償量の演算による制御の演算負荷増加を抑制することができ、実施例1よりも制御安定性の向上が可能な交流電動機の制御装置が実現できる。 In the fifth embodiment, the voltage command of the vector control is compensated by the stabilized voltage compensation amounts Vd-dmp * and Vq-dmp * by the stabilization control and the control voltage compensation amounts Vd-rsp * and Vq-rsp * . It is not carried out in the stop and low speed range where the influence of the resonance characteristic of the secondary system due to the interference between the dq axes of the AC motor is not remarkable, or the compensation amount is suppressed. As a result, the voltage compensation by the stabilization control can reduce the control response of the vector control in the stop and low speed range, and the increase in the calculation load of the control by the calculation of the compensation amount of the stabilization control can be suppressed. However, it is possible to realize a control device for an AC motor that can improve control stability.
図20は、実施例5に係る交流電動機の制御装置を用いた交流電動機制御システムの構成例を表すブロック図である。以下では、図1に示す実施例1と比較して、構成の相違部分のみを説明する。
図20に示す実施例5に係る交流電動機の制御装置は、実施例1の安定化制御部110に替えて安定化制御部110eを用いることで実現できる。
FIG. 20 is a block diagram showing a configuration example of an AC motor control system using the AC motor control device according to the fifth embodiment. In the following, only the differences in the configuration will be described as compared with the first embodiment shown in FIG.
The control device for the AC motor according to the fifth embodiment shown in FIG. 20 can be realized by using the
図21は、実施例5の安定化制御部110eの構成例を表すブロック図で、安定化補償演算部204b、制御電圧補償演算部205bおよび補償ゲイン演算部206eを備える。
FIG. 21 is a block diagram showing a configuration example of the
安定化制御部110eは、電流指令演算部111が出力したdc-qc軸座標系上の電流指令値Idc*およびIqc*と、dq座標変換部114が出力したdc-qc軸座標系上の電流検出値IdcおよびIqcと、ベクトル制御部112が出力した交流電動機103の回転速度の電気角周波数相当である駆動周波数ω1または推定周波数ωre^と、ベクトル制御部112が出力したdc-qc軸上の電圧指令Vdc*およびVqc*とに基づいて、安定化制御電圧補償量Vd-stb*およびVq-stb*を演算し出力する。これにより、交流電動機の駆動を安定させ、制御特性を改善する。
The
安定化制御部110eでは、補償ゲイン演算部206e以外は、実施例2の安定化制御部110bと同じ構成である。
The
次に、実施例5の特徴部分である補償ゲイン演算部206eについて詳しく説明する。
図22は、安定化制御部110eが備える実施例5の補償ゲイン演算部206eの構成例を表すブロック図で、d軸補償ゲイン演算部501d、q軸補償ゲイン演算部502d、d軸インダクタンス推定演算部601c、q軸インダクタンス推定演算部602c、d軸減衰係数演算部701eおよびq軸減衰係数演算部702eを備える。
Next, the compensation
FIG. 22 is a block diagram showing a configuration example of the compensation
補償ゲイン演算部206eは、ベクトル制御部112から出力される交流電動機103の回転速度の電気角周波数相当である駆動周波数ω1と、電流指令演算部111が出力したdc-qc軸座標系上の電流指令値Idc*およびIqc*と、ベクトル制御部112が出力したdc-qc軸上の電圧指令Vdc*およびVqc*とに基づいて、d軸安定化補償ゲインKd-stb*およびq軸安定化補償ゲインKq-stb*を演算し出力する。
The compensation
補償ゲイン演算部206eでは、d軸減衰係数演算部701eおよびq軸減衰係数演算部702e以外は、実施例4の補償ゲイン演算部206dと同じ構成である。
The compensation
d軸減衰係数演算部701eは、ベクトル制御部112が出力したdc-qc軸上の電圧指令Vdc*およびVqc*とベクトル制御部112が出力した交流電動機の駆動周波数ω1とに基づいて、d軸の安定化補償制御の減衰係数ζcd*を演算し出力する。
The d-axis attenuation
d軸減衰係数演算部701eが、d軸補償ゲイン演算部501dに対して入力変数として出力するd軸の減衰係数ζcd*は、例えば、駆動周波数ω1がdq軸間干渉による振動現象が問題とならない任意の設定速度よりも低い速度域において、設定値よりも小さい値または零に絞るようにすればよい。
The d-axis damping coefficient ζcd * output by the d-axis damping
q軸減衰係数演算部702eは、ベクトル制御部112が出力したdc-qc軸上の電圧指令Vdc*およびVqc*とベクトル制御部112が出力した交流電動機の駆動周波数ω1とに基づいて、q軸の安定化補償制御の減衰係数ζcq*を演算し出力する。
The q-axis attenuation
q軸減衰係数演算部702eが、q軸補償ゲイン演算部502dに対して入力変数として出力するq軸の減衰係数ζcq*は、例えば、駆動周波数ω1がdq軸間干渉による振動現象が問題とならない任意の設定速度よりも低い速度域において、設定値よりも小さい値または零に絞るようにすればよい。
The q-axis damping coefficient ζcq * output by the q-axis damping
また、駆動周波数ω1に応じたd軸の減衰係数ζcd*およびq軸の減衰係数ζcq*の変更は、任意の設定速度に対してヒステリシスを設けた上で、ステップ上に変化させてもよいし、任意の設定速度範囲でテーパー状に変化させてもよい。 Further, the d-axis damping coefficient ζcd * and the q-axis damping coefficient ζcq * may be changed in steps according to the drive frequency ω1 after providing hysteresis for an arbitrary set speed. , May be changed in a tapered shape within an arbitrary set speed range.
したがって、実施例5では、交流電動機のdq軸間の干渉による2次系の共振特性の影響が小さい停止および低速域において、安定化制御による安定化電圧補償量Vd-dmp*、Vq-dmp*や制御電圧補償量Vd-rsp*、Vq-rsp*の補償量を抑制する。これによって、停止および低速域で安定化制御による電圧補償がベクトル制御の制御応答を低下させたり、安定化制御の補償量の演算による制御の演算負荷増加を抑制することができ、実施例1よりも制御安定性や制御応答の向上が可能な交流電動機の制御装置が実現できる。 Therefore, in the fifth embodiment, the stabilized voltage compensation amount Vd-dmp * and Vq-dmp * by the stabilized control are in the stop and low speed range where the influence of the resonance characteristic of the secondary system due to the interference between the dq axes of the AC motor is small. And control voltage compensation amount Vd-rsp * , Vq-rsp * compensation amount is suppressed. As a result, the voltage compensation by the stabilization control can reduce the control response of the vector control in the stop and low speed range, and the increase in the calculation load of the control by the calculation of the compensation amount of the stabilization control can be suppressed. However, it is possible to realize a control device for an AC motor that can improve control stability and control response.
また、実施例5において、交流電動機が停止および低速域で減衰係数ζcd*およびζcq*を減少させるだけでなく、高速域で減衰係数を増加させてもよい。その結果、交流電動機の制御装置において、dq軸間干渉による振動の影響が大きい速度域においてのみ安定化制御による補償量を増加することができる。これにより、実施例1よりも振動抑制効果と制御安定性の向上が可能な交流電動機の制御装置が実現できる。 Further, in the fifth embodiment, not only the AC motor may decrease the damping coefficients ζcd * and ζcq * in the stopped and low speed range, but also the damping coefficient may be increased in the high speed range. As a result, in the control device of the AC motor, the compensation amount by the stabilization control can be increased only in the speed range where the influence of the vibration due to the dq-axis interference is large. As a result, it is possible to realize a control device for an AC motor capable of improving the vibration suppression effect and control stability as compared with the first embodiment.
実施例6では、ベクトル制御の演算周期に応じて、安定化制御で設定する減衰係数の大きさを制限することで、安定化制御のループゲイン過大による不安現象を回避することができる。これにより、実施例1よりも制御安定性の向上が可能な交流電動機の制御装置が実現できる。 In the sixth embodiment, by limiting the magnitude of the attenuation coefficient set in the stabilization control according to the calculation cycle of the vector control, it is possible to avoid the anxiety phenomenon due to the excessive loop gain of the stabilization control. As a result, it is possible to realize a control device for an AC motor capable of improving control stability as compared with the first embodiment.
図23は、実施例6に係る交流電動機の制御装置を用いた交流電動機制御システムの構成例を表すブロック図である。以下では、図1に示す実施例1と比較して、構成の相違部分のみを説明する。
図23に示す実施例6に係る交流電動機の制御装置は、実施例1の安定化制御部110に替えて安定化制御部110fを用いることで実現できる。
FIG. 23 is a block diagram showing a configuration example of an AC motor control system using the AC motor control device according to the sixth embodiment. In the following, only the differences in the configuration will be described as compared with the first embodiment shown in FIG.
The control device for the AC motor according to the sixth embodiment shown in FIG. 23 can be realized by using the
図24は、実施例6の安定化制御部110fの構成例を表すブロック図で、安定化補償演算部204b、制御電圧補償演算部205bおよび補償ゲイン演算部206fを備える。
FIG. 24 is a block diagram showing a configuration example of the
安定化制御部110fは、電流指令演算部111が出力したdc-qc軸座標系上の電流指令値Idc*およびIqc*と、dq座標変換部114が出力したdc-qc軸座標系上の電流検出値IdcおよびIqcと、ベクトル制御部112が出力した交流電動機103の回転速度の電気角周波数相当である駆動周波数ω1または推定周波数ωre^と、ベクトル制御部112が出力したdc-qc軸上の電圧指令Vdc*およびVqc*と、ベクトル制御の演算周期Tcとに基づいて、安定化制御電圧補償量Vd-stb*およびVq-stb*を演算し出力する。これにより、交流電動機の駆動を安定させ、制御特性を改善する。
The
安定化制御部110fでは、補償ゲイン演算部206f以外は、実施例2の安定化制御部110bと同じ構成である。
The
次に、実施例6の特徴部分である補償ゲイン演算部206fについて詳しく説明する。
図25は、安定化制御部110fが備える補償ゲイン演算部206fの構成例を表すブロック図で、d軸補償ゲイン演算部501d、q軸補償ゲイン演算部502d、d軸インダクタンス推定演算部601c、q軸インダクタンス推定演算部602c、d軸減衰係数演算部701fおよびq軸減衰係数演算部702fを備える。
Next, the compensation
FIG. 25 is a block diagram showing a configuration example of the compensation
補償ゲイン演算部206fは、ベクトル制御部112から出力される交流電動機103の回転速度の電気角周波数相当である駆動周波数ω1と、電流指令演算部111が出力したdc-qc軸座標系上の電流指令値Idc*およびIqc*と、ベクトル制御部112が出力したdc-qc軸上の電圧指令Vdc*およびVqc*と、ベクトル制御の演算周期Tcとに基づいて、d軸安定化補償ゲインKd-stb*およびq軸安定化補償ゲインKq-stb*を演算し出力する。
The compensation
実施例6の補償ゲイン演算部206fでは、d軸減衰係数演算部701fおよびq軸減衰係数演算部702f以外は、実施例4の補償ゲイン演算部206dと同じ構成である。
The compensation
d軸減衰係数演算部701fは、ベクトル制御部112が出力したdc-qc軸上の電圧指令Vdc*およびVqc*とベクトル制御部112が出力した交流電動機の駆動周波数ω1とベクトル制御の演算周期Tcとに基づいて、d軸の安定化補償制御の減衰係数ζcd*を演算し出力する。
The d-axis attenuation
d軸減衰係数演算部701fがd軸補償ゲイン演算部501dに対して入力変数として出力するd軸の減衰係数ζcd*は、例えば、駆動周波数ω1とベクトル制御の演算周期Tcとの比に応じてd軸の減衰係数ζcd*を安定化制御のループゲイン過大による制御の不安定現象を引き起こさない任意の値に制限する。駆動周波数ω1とベクトル制御の演算周期Tcとの比に対する減衰係数ζcd*の制限値は、予め解析または実験から求めることができる。
The d-axis attenuation coefficient ζ cd * output by the d-axis attenuation
q軸減衰係数演算部702fは、ベクトル制御部112が出力したdc-qc軸上の電圧指令Vdc*およびVqc*とベクトル制御部112が出力した交流電動機の駆動周波数ω1とベクトル制御の演算周期Tcとに基づいて、q軸の安定化補償制御の減衰係数ζcq*を演算し出力する。
The q-axis attenuation
q軸減衰係数演算部702fがq軸補償ゲイン演算部502dに対して入力変数として出力するq軸の減衰係数ζcq*は、例えば、駆動周波数ω1とベクトル制御の演算周期Tcとの比に応じてq軸の減衰係数ζcq*を安定化制御のループゲイン過大による制御の不安定現象を引き起こさない任意の値に制限する。駆動周波数ω1とベクトル制御の演算周期Tcとの比に対する減衰係数ζcq*の制限値は、予め解析または実験から求めることができる。
The q-axis attenuation coefficient ζcq * output by the q-axis attenuation
したがって、実施例6では、交流電動機の駆動周波数ω1とベクトル制御の演算周期Tcとに応じて、安定化制御で用いる減衰係数の大きさを制限する。これによって、ベクトル制御の演算周期が長くなることで高速域での安定化制御のループゲイン過大による制御の不安現象を回避することができ、実施例1よりも制御安定性の向上が可能な交流電動機の制御装置が実現できる。 Therefore, in the sixth embodiment, the magnitude of the attenuation coefficient used in the stabilization control is limited according to the drive frequency ω1 of the AC motor and the calculation cycle Tc of the vector control. As a result, the calculation cycle of the vector control becomes longer, so that the control anxiety phenomenon due to the excessive loop gain of the stabilization control in the high speed range can be avoided, and the control stability can be improved as compared with the first embodiment. A control device for an electric motor can be realized.
実施例7では、安定化制御のうち、ベクトル制御の応答遅延や電動機定数誤差によるトルク精度の低下を防止する制御電圧補償量Vd-rsp*およびVq-rsp*の補償演算を、ベクトル制御内の電流制御の積分器を利用して行う。これにより、実施例1より簡便な構成で制御安定性の向上が可能な交流電動機の駆動装置を実現できる。 In the seventh embodiment, among the stabilization controls, the compensation calculation of the control voltage compensation amounts Vd-rsp * and Vq-rsp * that prevent the torque accuracy from being lowered due to the response delay of the vector control and the motor constant error is performed in the vector control. This is done using a current-controlled integrator. As a result, it is possible to realize a drive device for an AC motor capable of improving control stability with a simpler configuration than that of the first embodiment.
図26は、実施例7に係る交流電動機の制御装置を用いた交流電動機制御システムの構成例を表すブロック図である。以下では、図1に示した実施例1と比較して、構成の相違部分のみを説明する。
図26に示す実施例7に係る交流電動機の制御装置は、実施例1のベクトル制御部112および安定化制御部110に替えて、ベクトル制御部112gおよび安定化補償演算部204gを用いることで実現できる。
FIG. 26 is a block diagram showing a configuration example of an AC motor control system using the AC motor control device according to the seventh embodiment. In the following, only the differences in the configuration will be described as compared with the first embodiment shown in FIG.
The control device for the AC motor according to the seventh embodiment shown in FIG. 26 is realized by using the
図27は、実施例7のベクトル制御部112gの構成例を表すブロック図で、d軸電流指令比例制御部801g、d軸電流指令積分制御部802g、q軸電流指令比例制御部803g、q軸電流指令積分制御部804g、電圧指令演算部805g、制御電圧d軸補償演算部401g、制御電圧q軸補償演算部402gおよび速度・位相演算部901gを備える。
FIG. 27 is a block diagram showing a configuration example of the
ベクトル制御部112gは、電流指令演算部111が出力したdc-qc軸座標系上の電流指令値Idc*およびIqc*と、dq座標変換部114が出力したdc-qc軸座標系上の電流検出値IdcおよびIqcに基づいて、交流電動機をベクトル制御するためのdc-qc軸上の電圧指令Vdc*およびVqc*に、安定化補償演算部204gが出力する安定化電圧補償量Vd-dmp*およびVq-dmp*の影響によるベクトル制御の応答遅延や電動機定数誤差によるトルク精度の低下を防止するための制御電圧補償量Vd-rsp*およびVq-rsp*を加算した電圧指令Vdc**およびVqc**を演算し出力する。
The
実施例7の安定化補償演算部204gは、実施例1の安定化補償演算部204(図5)と同じ構成で構わない。すなわち、安定化補償演算部204g内の安定化補償d軸電圧演算部301gおよび安定化補償q軸電圧演算部302g(図示せず)は、実施例1の安定化補償演算部204内の安定化補償d軸電圧演算部301および安定化補償q軸電圧演算部302と同じである。
The stabilization
次に、実施例7の特徴部分であるベクトル制御部112gについて詳しく説明する。
d軸電流指令比例制御部801gは、電流指令演算部111が出力したdc-qc軸座標系上の電流指令値Idc*とdq座標変換部114が出力したdc-qc軸座標系上の電流検出値Idcとの偏差に基づいて、電流指令値Idc*に電流検出値Idcを追従させるための比例演算を行い、第2のd軸電流指令値(比例演算分)Idc-p**として出力する。
Next, the
The d-axis current command
d軸電流指令比例制御部801gにおいて、第2のd軸電流指令値(比例演算分)Idc-p**は、電流制御の応答設計値ωc-acr*を用いて、例えば、以下の式(31)にて演算される。
d軸電流指令積分制御部802gは、電流指令演算部111が出力したdc-qc軸座標系上の電流指令値Idc*とdq座標変換部114が出力したdc-qc軸座標系上の電流検出値Idcとの偏差に基づいて、電流指令値Idc*に電流検出値Idcを追従させるための積分演算を行い、第2のd軸電流指令値(積分演算分)Idc-i**として出力する。
The d-axis current command
d軸電流指令積分制御部802gにおいて、第2のd軸電流指令値(積分演算分)Idc-i**は、電流制御の応答設計値ωc-acr*を用いて、例えば、以下の式(32)にて演算される。
q軸電流指令比例制御部803gは、電流指令演算部111が出力したdc-qc軸座標系上の電流指令値Iqc*とdq座標変換部114が出力したdc-qc軸座標系上の電流検出値Iqcとの偏差に基づいて、電流指令値Iqc*に電流検出値Iqcを追従させるための比例演算を行い、第2のq軸電流指令値(比例演算分)Iqc-p**として出力する。
The q-axis current command proportional control unit 803g detects the current command value Iqc * on the dc-qc axis coordinate system output by the current
q軸電流指令比例制御部803gにおいて、第2のq軸電流指令値(比例演算分)Iqc-p**は、電流制御の応答設計値ωc-acr*を用いて、例えば、以下の式(33)にて演算される。
q軸電流指令積分制御部804gは、電流指令演算部111が出力したdc-qc軸座標系上の電流指令値Iqc*とdq座標変換部114が出力したdc-qc軸座標系上の電流検出値Iqcとの偏差に基づいて、電流指令値Iqc*に電流検出値Iqcを追従させるための積分演算を行い、第2のq軸電流指令値(積分演算分)Iqc-i**として出力する。
The q-axis current command
q軸電流指令積分制御部804gにおいて、第2のq軸電流指令値(積分演算分)Iqc-i**は、電流制御の応答設計値ωc-acr*を用いて、例えば、以下の式(34)にて演算されるものとする。
速度・位相演算部901gは、回転位置検出部124が出力した交流電動機の回転子位置θdに基づいて、交流電動機の回転速度の電気角周波数相当の駆動周波数ω1および制御位相となるdc軸の位相θdcを算出し出力する。
Based on the rotor position θd of the AC motor output by the rotation
電圧指令演算部805gは、d軸電流指令比例制御部801gが出力した第2のd軸電流指令値(比例演算分)Idc-p**と、d軸電流指令積分制御部802gが出力した第2のd軸電流指令値(積分演算分)Idc-i**と、q軸電流指令比例制御部803gが出力した第2のq軸電流指令値(比例演算分)Iqc-p**と、q軸電流指令積分制御部804gが出力した第2のq軸電流指令値(積分演算分)Iqc-i**と、速度・位相演算部901gが出力した交流電動機の駆動周波数ω1とに基づいて、dc-qc軸座標系上の電圧指令値Vdc*およびVqc*を演算し出力する。
The voltage command calculation unit 805g has a second d-axis current command value (proportional calculation) Idc-p ** output by the d-axis current command
電圧指令演算部805gにおいて、dc-qc軸座標系上の電圧指令値Vdc*およびVqc*は、例えば、永久磁石同期電動機の場合、前述した各入力変数と、電動機定数の制御設定値R1*、Ld*、Lq*およびKe*を用いて、以下の式(35)にて演算される。
制御電圧d軸補償演算部401gは、d軸電流指令積分制御部802gが出力した第2のd軸電流指令値(積分演算分)Idc-i**に基づいて、安定化補償演算部204gが出力する安定化電圧補償量Vd-dmp*の影響によるベクトル制御の応答遅延やトルク精度の低下を防止するための制御電圧補償量Vd-rsp*を演算し出力する。
The control voltage d-axis
制御電圧d軸補償演算部401gが出力する制御電圧補償量Vd-rsp*は、例えば、以下の式(36)にて演算される。
制御電圧q軸補償演算部402gは、q軸電流指令積分制御部804gが出力した第2のq軸電流指令値(積分演算分)Iqc-i**に基づいて、安定化補償演算部204gが出力する安定化電圧補償量Vq-dmp*の影響によるベクトル制御の応答遅延やトルク精度の低下を防止するための制御電圧補償量Vq-rsp*を演算し出力する。
The control voltage q-axis
制御電圧q軸補償演算部402gが出力する制御電圧補償量Vq-rsp*は、例えば、以下の式(37)にて演算される。
実施例7では、制御電圧d軸補償演算部401gおよび制御電圧q軸補償演算部402gを比例器を用いた構成とし、安定化補償演算部204g内の安定化補償d軸電圧演算部301gおよび安定化補償q軸電圧演算部302gと同じ比例器を用いて実現することができる。
In the seventh embodiment, the control voltage d-axis
したがって、実施例7は、ベクトル制御内の電流制御の積分出力を利用することで、制御電圧補償量Vd-rsp*およびVq-rsp*の演算に比例器を用いることができる。これにより、実施例1よりも簡便な構成で制御安定性の向上が可能な交流電動機の駆動装置を実現できる。 Therefore, in the seventh embodiment, the proportional device can be used for the calculation of the control voltage compensation amount Vd-rsp * and Vq-rsp * by utilizing the integrated output of the current control in the vector control. As a result, it is possible to realize a drive device for an AC motor capable of improving control stability with a simpler configuration than that of the first embodiment.
実施例8では、安定化制御による電圧補償演算において、dq座標変換部114が出力したdc-qc軸座標系上の電流検出値IdcおよびIqcから振動成分を抽出した値に基づいて、安定化電圧補償量ΔVd-dmp*およびΔVq-dmp*を算出することで、ベクトル制御の応答遅延や電動機定数誤差によるトルク精度の低下を防止するための制御電圧補償量Vd-rsp*およびVq-rsp*の補償演算を省略できるようにする。これにより、実施例1よりも簡便な構成で制御安定性の向上が可能な交流電動機の制御装置が実現できる。
In the eighth embodiment, in the voltage compensation calculation by the stabilized control, the stabilized voltage is based on the current detected values Idc on the dc-qc axis coordinate system output by the dq coordinate
図28は、実施例8に係る交流電動機の制御装置を用いた交流電動機制御システムの構成例を表すブロック図である。以下では、図1に示した実施例1と比較して、構成の相違部分のみを説明する。
図28に示す実施例8に係る交流電動機の制御装置は、実施例1の安定化制御部110に替えて安定化制御部110hを用いることで実現できる。
FIG. 28 is a block diagram showing a configuration example of an AC motor control system using the AC motor control device according to the eighth embodiment. In the following, only the differences in the configuration will be described as compared with the first embodiment shown in FIG.
The control device for the AC motor according to the eighth embodiment shown in FIG. 28 can be realized by using the
図29は、実施例8の安定化制御部110hの構成例を表すブロック図で、振動成分抽出部207h、安定化補償演算部204hおよび補償ゲイン演算部206hを備える。
安定化制御部110hは、dq座標変換部114が出力したdc-qc軸座標系上の電流検出値IdcおよびIqcと、ベクトル制御部112が出力した交流電動機103の回転速度の電気角周波数相当である駆動周波数ω1または推定周波数ωre^とに基づいて、安定化電圧補償量ΔVd-dmp*およびΔVq-dmp*を演算し出力する。これにより、交流電動機の駆動を安定させ、制御特性を改善する。
FIG. 29 is a block diagram showing a configuration example of the
The
ここで、補償ゲイン演算部206hは、例えば、実施例2の補償ゲイン演算部206bと同じものを用いることで実現できる。
Here, the compensation
次に、実施例8の特徴部分である振動成分抽出部207hおよび安定化補償演算部204hについて詳しく説明する。
図30は、安定化制御部110hが備える振動成分抽出部207hの構成例を表すブロック図で、d軸電流一次遅れフィルタ1001hおよびq軸電流一次遅れフィルタ1002hを備える。
Next, the vibration
FIG. 30 is a block diagram showing a configuration example of the vibration
振動成分抽出部207hは、dq座標変換部114が出力したdc-qc軸座標系上の電流検出値IdcおよびIqに基づいて、d軸電流振動成分ΔIdcおよびq軸電流振動成分ΔIqcを演算し出力する。
The vibration
ここで、d軸電流振動成分ΔIdcおよびq軸電流振動成分ΔIqcは、例えば、一次遅れフィルタを用いることで算出することができる。また、振動成分抽出のための一次遅れフィルタの時定数は、例えば、電流制御の応答に干渉しないように、電流制御応答設計値ωc-acr*の逆数とした時定数Tacr*よりも短い値に設定すればよい。 Here, the d-axis current vibration component ΔIdc and the q-axis current vibration component ΔIqc can be calculated by using, for example, a first-order lag filter. Further, the time constant of the first-order lag filter for extracting the vibration component is shorter than the time constant Tacr * , which is the reciprocal of the current control response design value ωc-acr * so as not to interfere with the current control response. Just set it.
また、振動成分抽出部207hは、一次遅れフィルタを用いたハイパスフィルタの構成によってd軸およびq軸電流の振動成分を抽出したが、振動成分の成分抽出には、微分や不完全微分を用いてもよいし、積分や不完全積分を組み合わせたバンドパスフィルタを用いてもよい。
Further, the vibration
図31は、安定化制御部110hが備える安定化補償演算部204hの構成例を表すブロック図で、安定化補償d軸電圧演算部301hおよび安定化補償q軸電圧演算部302hを備える。
FIG. 31 is a block diagram showing a configuration example of the stabilization
安定化補償演算部204hは、振動成分抽出部207hが出力したd軸電流振動成分ΔIdcおよびq軸電流振動成分ΔIqcに基づいて、交流電動機の駆動を安定させるための安定化電圧補償量ΔVd-dmp*およびΔVq-dmp*を演算し出力する。
The stabilized
安定化電圧補償量ΔVd-dmp*は、例えば、振動成分抽出部207hが出力したd軸電流振動成分ΔIdcに、補償ゲイン演算部206hが出力するd軸安定化補償ゲインKd-stb*を乗算し、以下の式(38)にて演算される。
また、安定化電圧補償量ΔVq-dmp*は、例えば、振動成分抽出部207hが出力しq軸電流振動成分ΔIqcに、補償ゲイン演算部206hが出力するq軸安定化補償ゲインKq-stb*を乗算し、以下の式(39)にて演算される。
ここで、d軸安定化補償ゲインKd-stb*およびq軸安定化補償ゲインKq-stb*は、定数でもよいし、電流指令値や、電圧指令値、交流電動機の回転速度などの関数式として演算したものを用いてもよい。 Here, the d-axis stabilization compensation gain Kd-stb * and the q-axis stabilization compensation gain Kq-stb * may be constants, or may be functional expressions such as a current command value, a voltage command value, and an AC motor rotation speed. The calculated one may be used.
次に、図32は、実施例8の変形例である交流電動機の制御装置を用いた交流電動機制御システムの構成例を表すブロック図である。以下では、図28に示す実施例8の構成例と比較して、構成の相違部分のみを説明する。
実施例8の変形例に係る交流電動機の制御装置は、図28に示す実施例8の安定化制御部110hの代わりに、安定化制御部110iを用いることで実現できる。
Next, FIG. 32 is a block diagram showing a configuration example of an AC motor control system using a control device for an AC motor, which is a modification of the eighth embodiment. In the following, only the differences in the configuration will be described as compared with the configuration example of the eighth embodiment shown in FIG. 28.
The control device for the AC motor according to the modified example of the eighth embodiment can be realized by using the
図33は、実施例8の変形例である安定化制御部110iの構成例を表すブロック図で、振動成分抽出部207h、安定補償演算部204hおよび補償ゲイン演算部206hを備える。
FIG. 33 is a block diagram showing a configuration example of the
安定化制御部110iは、電流指令演算部111が出力したdc-qc軸座標系上の電流指令値Idc*およびIqc*と、dq座標変換部114が出力したdc-qc軸座標系上の電流検出値IdcおよびIqcと、ベクトル制御部112が出力した交流電動機103の回転速度の電気角周波数相当である駆動周波数ω1または推定周波数ωre^とに基づいて、安定化電圧補償量ΔVd-dmp*およびΔVq-dmp*を演算し出力する。これにより、交流電動機の駆動を安定させ、制御特性を改善する。
The
ここで、安定化制御部110iは、d軸電流およびq軸電流の振動成分の抽出に当たり、電流指令値と電流検出値との偏差を振動成分抽出部207hの入力とする点以外は、実施例8の構成例で示した安定化制御部110hと同じ構成である。
Here, in the embodiment, the
以上のように、実施例8は、電流検出値IdcおよびIqcから振動成分を抽出した値に基づいて、安定化電圧補償量ΔVd-dmp*およびΔVq-dmp*を算出して、交流電動機の駆動を安定させ、制御特性を改善する。これによって、制御電圧補償量Vd-rsp*およびVq-rsp*の補償演算を省略できるため、実施例1よりも簡便な構成で制御安定性の向上が可能な交流電動機の制御装置が実現できる。 As described above, in the eighth embodiment, the stabilized voltage compensation amounts ΔVd-dmp * and ΔVq-dmp * are calculated based on the values obtained by extracting the vibration components from the current detection values Idc and Iqc, and the AC motor is driven. To stabilize and improve the control characteristics. As a result, the compensation calculation for the control voltage compensation amounts Vd-rsp * and Vq-rsp * can be omitted, so that a control device for an AC motor capable of improving control stability with a simpler configuration than in the first embodiment can be realized.
実施例9は、先に説明した実施例1~8に係る交流電動機の制御装置において、安定化制御部または安定化補償演算部が、ベクトル制御部の演算周期とは異なる周期で演算を実行するものである。すなわち、安定化制御部または安定化補償演算部の演算周期を、ベクトル制御の演算周期よりも短い周期に設定することで、本発明の安定化制御による制御安定性のさらなる向上が可能な交流電動機の制御装置を実現することができる。 In the ninth embodiment, in the control device for the AC motor according to the first to eighth embodiments described above, the stabilization control unit or the stabilization compensation calculation unit executes an operation at a cycle different from the calculation cycle of the vector control unit. It is a thing. That is, by setting the calculation cycle of the stabilization control unit or the stabilization compensation calculation unit to a period shorter than the calculation cycle of the vector control, the AC motor capable of further improving the control stability by the stabilization control of the present invention. Control device can be realized.
図34は、実施例9に係る交流電動機の制御装置を用いた交流電動機制御システムの構成例を表すブロック図である。以下では、図1に示す実施例1と比較して、構成の相違部分のみを説明する。
図34に示す実施例9に係る交流電動機の制御装置は、実施例1のベクトル制御部112と安定化制御部110とから成る構成に替えて、電圧指令演算部117jと実施例1の安定化制御部110を構成する安定化補償演算部204とから成る構成を用いるものである。
FIG. 34 is a block diagram showing a configuration example of an AC motor control system using the AC motor control device according to the ninth embodiment. In the following, only the differences in the configuration will be described as compared with the first embodiment shown in FIG.
The control device for the AC motor according to the ninth embodiment shown in FIG. 34 has a voltage
図35は、実施例9の電圧指令演算部117jの構成例を表すブロック図で、電圧指令演算部117jは、実施例1のベクトル制御部112と、実施例1の安定化制御部110を構成する制御電圧補償演算部205とを併せて備えるものである。
FIG. 35 is a block diagram showing a configuration example of the voltage
このように、実施例9は、交流電動機103の電気角周波数ωre成分のゲインを抑制しdq軸間干渉の振動抑制に関わる安定化補償演算部204と、交流電動機のベクトル制御に関わるベクトル制御部112と、制御電圧補償演算部205とから成る構成の括り方を演算周期に応じて括りなおすものである。すなわち、安定化補償演算部204の演算周期をなるべく短い演算周期で実行することを容易にする。
As described above, in the ninth embodiment, the stabilization
したがって、実施例9では、安定化制御部または安定化補償演算部の演算周期をなるべく短い周期に設定することで、本発明の安定化制御による制御安定性のさらなる向上が可能な交流電動機の制御装置を実現できる。 Therefore, in the ninth embodiment, by setting the calculation cycle of the stabilization control unit or the stabilization compensation calculation unit to the shortest possible cycle, the control of the AC motor capable of further improving the control stability by the stabilization control of the present invention is possible. The device can be realized.
実施例10は、鉄道車両の一部として、先に説明した実施例1~9のいずれかの構成を用いた交流電動機の制御装置を搭載するものである。
図36は、実施例10に係る鉄道車両の一部の概略構成を示す図である。
The tenth embodiment is equipped with a control device for an AC motor using any of the configurations of the first to ninth embodiments described above as a part of a railroad vehicle.
FIG. 36 is a diagram showing a schematic configuration of a part of a railroad vehicle according to the tenth embodiment.
図36に示す鉄道車両は、交流電動機103aおよび103bが搭載された台車、並びに、交流電動機103cおよび103dが搭載された台車を有する。また、鉄道車両は、制御器101、電力変換器102、指令発生器105および相電流検出部121を含む交流電動機の制御装置を搭載する。
The railroad vehicle shown in FIG. 36 has a bogie on which the
ここで、鉄道車両は、運転士によりマスター・コントローラを介して入力された運転指令に基づき指令発生器105が発生したトルク指令値Tm*に応じて、架線から集電装置を介して供給された電力を電力変換器102で交流電力に変換して交流電動機103に供給することで交流電動機103を駆動する。鉄道車両の車軸と連結されている交流電動機103により、鉄道車両の走行が制御される。
Here, the railroad vehicle is supplied from the overhead wire via the current collector according to the torque command value Tm * generated by the
実施例10は、鉄道車両に、実施例1~9のいずれかの構成を備える交流電動機の制御装置を搭載することで、制御安定性および制御応答の向上が可能な鉄道車両の走行制御を実現することができる。 In the tenth embodiment, the running control of the railroad vehicle capable of improving the control stability and the control response is realized by mounting the control device of the AC electric motor having the configuration according to any one of the first to ninth embodiments on the railroad vehicle. can do.
以上、本発明を実施するための形態として実施例1~10について説明した。交流電動機であれば、他の電動機であっても同様に適用することが可能である。例えば、永久磁石同期電動機、巻線型同期電動機、リラクタンストルクによる同期機も同様である。また、発電機の制御に対しても同様に適用可能である。 Examples 1 to 10 have been described above as embodiments for carrying out the present invention. If it is an AC motor, it can be applied to other motors in the same manner. For example, the same applies to a permanent magnet synchronous motor, a winding type synchronous motor, and a reluctance torque synchronous motor. It can also be applied to the control of a generator as well.
また、本発明は、上記した実施例1~10に限定されるものではなく、様々な変形例が含まれる。上記した各実施例は本発明を分かりやすく説明したものであり、必ずしも説明した全ての構成を備えるものに限定されるものではない。さらに、実施例の構成の一部を他の実施例の構成に置き換えることが可能であり、ある実施例の構成に他の実施例の構成を加えることも可能であり、各実施例の構成の一部について他の構成の追加・削除・置換をすることが可能である。そしてまた、上記した実施例および変形例で例示した各構成および各処理は、実装形態や処理効率に応じて適宜統合、分離、または処理順序の入れ替えを行ってもよく、上記した実施例および変形例は、矛盾しない範囲でその一部または全部を組合せてもよい。 Further, the present invention is not limited to the above-mentioned Examples 1 to 10, and includes various modifications. Each of the above-described embodiments describes the present invention in an easy-to-understand manner, and is not necessarily limited to the one having all the configurations described. Further, it is possible to replace a part of the configuration of the embodiment with the configuration of another embodiment, and it is also possible to add the configuration of another embodiment to the configuration of one embodiment. It is possible to add / delete / replace other configurations for some parts. Further, each configuration and each process exemplified in the above-mentioned Examples and Modifications may be appropriately integrated, separated, or the processing order may be changed according to the mounting form and the processing efficiency, and the above-mentioned Examples and Modifications may be performed. The example may be a combination of some or all of them within a consistent range.
101 制御器
102 電力変換器
103 交流電動機
105 指令発生器
110 安定化制御部
111 電流指令演算部
112 ベクトル制御部
113 電流検出部
114 dq座標変換部
115 三相座標変換部
116 PWM信号制御器
117 電圧指令演算部
121 相電流検出部
123 入力端子
124 回転位置検出部
131 平滑用コンデンサ
132 主回路部
133 ゲート・ドライバ
134 直流抵抗器
201 磁束量制限値演算部
202 d軸電流指令演算部
203 q軸電流指令演算部
204 安定化補償演算部
205 制御電圧補償演算部
206 補償ゲイン演算部
207 振動成分抽出部
301 安定化補償d軸電圧演算部
302 安定化補償q軸電圧演算部
401 制御電圧d軸補償演算部
402 制御電圧q軸補償演算部
501 d軸補償ゲイン演算部
502 q軸補償ゲイン演算部
601 d軸インダクタンス推定演算部
602 q軸インダクタンス推定演算部
701 d軸減衰係数演算部
702 q軸減衰係数演算部
801 d軸電流指令比例制御部
802 d軸電流指令積分制御部
803 q軸電流指令比例制御部
804 q軸電流指令積分制御部
805 電圧指令演算部
901 速度・位相演算部
1001 d軸電流一次遅れフィルタ
1002 q軸電流一次遅れフィルタ
101 Controller 102 Power converter 103 AC electric motor 105 Command generator 110 Stabilization control unit 111 Current command calculation unit 112 Vector control unit 113 Current detection unit 114 dq coordinate conversion unit 115 Three-phase coordinate conversion unit 116 PWM signal controller 117 Voltage Command calculation unit 121 Phase current detection unit 123 Input terminal 124 Rotation position detection unit 131 Smoothing capacitor 132 Main circuit unit 133 Gate driver 134 DC resistor 201 Current flux amount limit value calculation unit 202 d-axis current command calculation unit 203 q-axis current Command calculation unit 204 Stabilization compensation calculation unit 205 Control voltage compensation calculation unit 206 Compensation gain calculation unit 207 Vibration component extraction unit 301 Stabilization compensation d-axis voltage calculation unit 302 Stabilization compensation q-axis voltage calculation unit 401 Control voltage d-axis compensation calculation Part 402 Control voltage q-axis compensation calculation unit 501 d-axis compensation gain calculation unit 502 q-axis compensation gain calculation unit 601 d-axis inductance estimation calculation unit 602 q-axis inductance estimation calculation unit 701 d-axis attenuation coefficient calculation unit 702 q-axis attenuation coefficient calculation 801 d-axis current command proportional control unit 802 d-axis current command integration control unit 803 q-axis current command proportional control unit 804 q-axis current command integration control unit 805 voltage command calculation unit 901 speed / phase calculation unit 1001 d-axis current primary delay Filter 1002 q-axis current first-order lag filter
Claims (12)
前記電力変換器から前記交流電動機に所望の電流を流すための電圧指令値を生成する電圧指令生成部と、
前記交流電動機に流れる電流値を検出する電流検出部と、
検出した前記電流値から前記電圧指令値に対する前記交流電動機の駆動を安定化させるための電圧補償量を演算する安定化電圧補償部と、
前記電圧補償量による前記電圧指令生成部の制御ゲイン低下分を補償する制御ゲイン補償部と
を備える交流電動機の制御装置。 It is a control device for an AC motor driven by a power converter.
A voltage command generator that generates a voltage command value for passing a desired current from the power converter to the AC motor, and a voltage command generator.
A current detection unit that detects the value of the current flowing through the AC motor,
A stabilized voltage compensating unit that calculates a voltage compensation amount for stabilizing the drive of the AC motor with respect to the voltage command value from the detected current value.
A control device for an AC motor including a control gain compensation unit that compensates for a decrease in control gain of the voltage command generation unit due to the voltage compensation amount.
前記安定化電圧補償部は、前記電流値にゲインを乗算した値を前記電圧補償量とする
ことを特徴とする交流電動機の制御装置。 The drive device for an AC motor according to claim 1.
The regulated voltage compensation unit is a control device for an AC motor, characterized in that the voltage compensation amount is a value obtained by multiplying the current value by a gain.
前記電流値に乗算する前記ゲインの値は、前記交流電動機の回転速度、インダクタンス、および当該交流電動機に対する制御系の減衰係数、トルク指令、電流指令、演算周期、の少なくともいずれか一つに応じて変更される
ことを特徴とする交流電動機の制御装置。 The drive device for an AC motor according to claim 2.
The value of the gain to be multiplied by the current value depends on at least one of the rotation speed and inductance of the AC motor, the attenuation coefficient of the control system for the AC motor, the torque command, the current command, and the calculation cycle. A control device for an AC motor that is characterized by being modified.
前記制御ゲイン補償部は、前記制御ゲイン低下分の補償として、前記電圧指令生成部が備える積分補償器または比例補償器のゲインを補償する
ことを特徴とする交流電動機の制御装置。 The drive device for an AC motor according to any one of claims 1 to 3.
The control gain compensating unit is a control device for an AC motor, which compensates for the gain of an integral compensator or a proportional compensator included in the voltage command generating unit as compensation for a decrease in the controlled gain.
前記電圧指令生成部、前記安定化電圧補償部および前記制御ゲイン補償部は、前記交流電動機の直交する回転座標軸であるd軸上およびq軸上でそれぞれの信号を取り扱い、
前記安定化電圧補償部は、前記d軸上の前記電圧指令値を補償する演算に用いるd軸のゲインおよび前記q軸上の前記電圧指令値を補償する演算に用いるq軸のゲインそれぞれを、前記d軸および前記q軸の前記電圧指令値の少なくとも一方に応じて変更する
ことを特徴とする交流電動機の制御装置。 The control device for an AC motor according to any one of claims 1 to 4.
The voltage command generation unit, the regulated voltage compensation unit, and the control gain compensation unit handle signals on the d-axis and the q-axis, which are orthogonal rotation coordinate axes of the AC motor, respectively.
The stabilized voltage compensating unit determines the gain of the d-axis used in the calculation for compensating the voltage command value on the d-axis and the gain of the q-axis used in the calculation for compensating the voltage command value on the q-axis. A control device for an AC motor, characterized in that the voltage command value of the d-axis and the q-axis is changed according to at least one of the voltage command values.
前記安定化電圧補償部は、前記交流電動機の運転が停止および低速域の場合には前記電圧補償量を抑制する
ことを特徴とする交流電動機の制御装置。 The control device for an AC motor according to any one of claims 1 to 5.
The stabilized voltage compensating unit is a control device for an AC motor, characterized in that the voltage compensation amount is suppressed when the operation of the AC motor is stopped and in a low speed range.
前記電力変換器から前記交流電動機に所望の電流を流すための電圧指令値を生成する電圧指令生成部と、
前記交流電動機に流れる電流値を検出する電流検出部と、
検出した前記電流値から抽出した電流振動成分に基づいて前記電圧指令値に対する前記交流電動機の駆動を安定化させるための電圧補償量を演算する安定化電圧補償部と
を備える交流電動機の制御装置。 It is a control device for an AC motor driven by a power converter.
A voltage command generator that generates a voltage command value for passing a desired current from the power converter to the AC motor, and a voltage command generator.
A current detection unit that detects the value of the current flowing through the AC motor,
A control device for an AC motor including a stabilized voltage compensation unit that calculates a voltage compensation amount for stabilizing the drive of the AC motor with respect to the voltage command value based on the current vibration component extracted from the detected current value.
前記安定化電圧補償部は、一次遅れフィルタを用いて、前記電流値または前記電流値と電流指令値との差分から前記電流振動成分を抽出する
ことを特徴とする交流電動機の制御装置。 The drive device for an AC motor according to claim 7.
The regulated voltage compensating unit is a control device for an AC motor, characterized in that the current vibration component is extracted from the current value or the difference between the current value and the current command value by using a first-order lag filter.
前記安定化電圧補償部の演算周期は、前記電圧指令生成部の演算周期よりも短い周期に設定される
ことを特徴とする交流電動機の制御装置。 The control device for an AC motor according to any one of claims 1 to 8.
A control device for an AC motor, wherein the calculation cycle of the regulated voltage compensation unit is set to a cycle shorter than the calculation cycle of the voltage command generation unit.
前記電力変換器から前記交流電動機に所望の電流を流すための電圧指令値を生成する電圧指令生成ステップと、
前記交流電動機に流れる電流値を検出する電流検出ステップと、
検出した前記電流値から前記電圧指令値に対する前記交流電動機の駆動を安定化させるための電圧補償量を演算する安定化電圧補償ステップと、
前記電圧補償量による前記電圧指令値の生成時の制御ゲイン低下分を補償する制御ゲイン補償ステップと
を有する交流電動機の制御方法。 It is a control method for an AC motor driven by a power converter.
A voltage command generation step for generating a voltage command value for passing a desired current from the power converter to the AC motor, and a voltage command generation step.
A current detection step for detecting the current value flowing through the AC motor, and
A stabilized voltage compensation step for calculating a voltage compensation amount for stabilizing the drive of the AC motor with respect to the voltage command value from the detected current value, and
A control method for an AC motor having a control gain compensation step for compensating for a decrease in control gain when a voltage command value is generated due to the voltage compensation amount.
前記電力変換器から前記交流電動機に所望の電流を流すための電圧指令値を生成する電圧指令生成ステップと、
前記交流電動機に流れる電流値を検出する電流検出ステップと、
検出した前記電流値から電流振動成分を抽出する振動分抽出ステップと、
前記電流振動成分に基づいて前記電圧指令値に対する前記交流電動機の駆動を安定化させるための電圧補償量を演算する安定化電圧補償ステップと
を有する交流電動機の制御方法。 It is a control method for an AC motor driven by a power converter.
A voltage command generation step for generating a voltage command value for passing a desired current from the power converter to the AC motor, and a voltage command generation step.
A current detection step for detecting the current value flowing through the AC motor, and
A vibration component extraction step for extracting a current vibration component from the detected current value, and a vibration component extraction step.
A control method for an AC motor having a stabilized voltage compensation step for calculating a voltage compensation amount for stabilizing the drive of the AC motor with respect to the voltage command value based on the current vibration component.
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