JP2023059144A - Current supply device and magnetic sensor - Google Patents
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Abstract
Description
本発明は、電流を供給する電流供給装置に関し、特に交流成分に直流成分が重畳された電流(以下、直流重畳周期波形電流という)を供給する電流供給装置に関する。 The present invention relates to a current supply device that supplies current, and more particularly to a current supply device that supplies current in which a DC component is superimposed on an AC component (hereinafter referred to as a DC superimposed periodic waveform current).
特許文献1に基本波型直交フラックスゲートに関する技術が開示されている。特許文献1に示す技術は、磁気コアに検出コイルを巻回して形成されるセンサヘッドと、磁気コアに励磁用の交流電流及びバイアス用の直流電流を重畳させて供給する電流供給部と、少なくともバイアス用の直流電流の極性を切り替える第1スイッチと、検出コイルに接続され、センサヘッドで測定された磁界をフィードバック電流で検出する検出回路とを備えるものである。
Japanese Unexamined Patent Application Publication No. 2002-200010 discloses a technique related to a fundamental wave type orthogonal fluxgate. The technique disclosed in
図16は、特許文献1で用いられる電流供給部の回路構成を示す図である。図16に示す電流供給部は、矩形波生成手段で生成された矩形波が入力されるトランジスタと、当該トランジスタの後段側で当該トランジスタとグランドとの間に配設され、コンデンサとコイルとが並列接続されるLC共振回路と、当該LC共振回路におけるコイルの後段側に接続するための第1端子と、グランドに接続するための第2端子とを備え、第1端子及び前記第2端子間に接続する磁気コア15に、直流電流が重畳された交流電流を供給するものである。
FIG. 16 is a diagram showing a circuit configuration of a current supply unit used in
ここで、図17は、特許文献1に記載の図16の回路を有する電流供給部が供給するコレクタ電流と負荷抵抗(図16における抵抗14に相当)に通電される電流の波形を示す図である。図17に示す通り、コレクタ電流の波形には垂直に近いような急峻な変化が含まれている。これはエミッタとグランドとの間にコンデンサが接続されているためであり、特許文献1に掛かる電流供給部は、このような急峻な変化により回路基板上の他の部品や回路に電磁干渉を引き起こす可能性があるという課題を有する。
Here, FIG. 17 is a diagram showing the waveforms of the collector current supplied by the current supply unit having the circuit of FIG. be. As shown in FIG. 17, the waveform of the collector current includes sharp changes that are almost vertical. This is because a capacitor is connected between the emitter and the ground, and the current supply part according to
また、図18は、特許文献1に記載の電流供給部が供給する電流のひずみ率及び直流成分の大きさ(Idc)と交流振幅の大きさ(Iac_amp)との比率(Iac_amp/Idc)を示す図である。図18(A)は矩形波生成手段から出力される矩形波の繰り返し周波数(トランジスタの駆動周波数)(fd)とLC共振回路の共振周波数(fr)との比率(fr/fd)に対するひずみ率を示しており、図18(B)は(fr/fd)に対する(Iac_amp/Idc)を示している。図18(A)のひずみ率は波形に含まれる基本波以外の全ての高調波成分の実効値の二乗和の平方根と基本波の実効値との比で求められ、(fr/fd)が1以下の範囲で4%~7.5%と比較的大きい値になっている。また、図18(B)の(Iac_amp/Idc)の値は(fr/fd)が0.8程度以上だと1を超えており、すなわち特許文献1に示すような基本波型直交フラックスゲートに適した交流成分の振幅よりも直流成分を大きくして単極性の直流重畳周期波形電流とする条件を満たすためには、(fr/fd)を0.8未満、好ましくは0.5未満に設定する必要がある。つまり、矩形波駆動周波数(fd)を共振周波数(fr)の2倍程度に調整する必要がある。しかしながら、依然として交流成分の波形のひずみ率が4%程度と大きいため、このひずみ率を小さくするためにfdを大きくしすぎると基本波成分が小さくなってしまい、磁気センサの駆動を考えた場合に(Iac_amp/Idc)が小さくなってしまい、センサに不適になってしまうという課題を有する。
Further, FIG. 18 shows the ratio (Iac_amp/Idc) between the distortion factor of the current supplied by the current supply unit described in
本発明は、交流成分に直流成分を重畳させた直流重畳周期波形電流を供給すると共に、この直流重畳周期波形電流の交流成分の歪みを格段に小さくすることができる電流供給装置、及び当該電流供給装置を用いた磁気センサを提供する。 The present invention provides a current supply device capable of supplying a DC superimposed periodic waveform current in which a DC component is superimposed on an AC component, and remarkably reducing the distortion of the AC component of the DC superimposed periodic waveform current, and the current supply. A magnetic sensor using the device is provided.
本発明に係る電流供給装置は、矩形波生成手段で生成された矩形波が入力されるスイッチング素子と、前記スイッチング素子の後段側に接続される第1のコイルと、前記第1のコイルの後段側で当該第1のコイルとグランドとの間に配設され、コンデンサと第2のコイルとが並列接続されるLC共振回路と、前記LC共振回路における前記第2のコイルの後段側に接続するための第1端子と、前記グランドに接続するための第2端子とを備え、前記第1端子及び前記第2端子間に接続する負荷に、交流成分と直流成分とが重畳された電流である直流重畳周期波形電流を供給するものである。 A current supply device according to the present invention includes: a switching element to which a rectangular wave generated by a rectangular wave generating means is input; a first coil connected to the rear stage side of the switching element; an LC resonant circuit disposed between the first coil and the ground on the side thereof and in which a capacitor and a second coil are connected in parallel; and a second terminal for connecting to the ground, and a current in which an AC component and a DC component are superimposed on a load connected between the first terminal and the second terminal It supplies a DC superimposed periodic waveform current.
このように、本発明に係る交流信号生成装置においては、矩形波生成手段で生成された矩形波が入力されるスイッチング素子と、前記スイッチング素子の後段側に接続される第1のコイルと、前記第1のコイルの後段側で当該第1のコイルとグランドとの間に配設され、コンデンサと第2のコイルとが並列接続されるLC共振回路と、前記LC共振回路における前記第2のコイルの後段側に接続するための第1端子と、前記グランドに接続するための第2端子とを備えるため、非常にシンプルな回路構成で第1端子及び第2端子間に接続する負荷に、交流成分と直流成分とが重畳された直流重畳周期波形電流を供給することが可能となり、且つスイッチングの雑音を最小限に抑えて歪みの少ない直流重畳周期波形電流を供給することができるという効果を奏する。 As described above, in the AC signal generating device according to the present invention, the switching element to which the rectangular wave generated by the rectangular wave generating means is input, the first coil connected to the downstream side of the switching element, the an LC resonant circuit disposed between the first coil and the ground on the subsequent stage side of the first coil and having a capacitor and a second coil connected in parallel; and the second coil in the LC resonant circuit. and a second terminal for connection to the ground. It is possible to supply a DC superimposed periodic waveform current in which a component and a DC component are superimposed, and it is possible to supply a DC superimposed periodic waveform current with little distortion by minimizing switching noise. .
本発明に係る電流供給装置は、必要に応じて、前記矩形波生成手段で生成される矩形波の周波数を制御する矩形波周波数制御手段を備えるものである。 The current supply device according to the present invention may optionally include rectangular wave frequency control means for controlling the frequency of the rectangular wave generated by the rectangular wave generating means.
このように、本発明に係る電流供給装置においては、矩形波の周波数を制御する矩形波周波数制御手段を備えるため、矩形波の周波数に応じて交流成分の振幅と直流成分との大きさの比率を自在に制御することが可能となり、使用環境に応じた適正なパラメータを設定することができるという効果を奏する。 As described above, since the current supply device according to the present invention includes the rectangular wave frequency control means for controlling the frequency of the rectangular wave, the ratio between the amplitude of the AC component and the magnitude of the DC component is determined according to the frequency of the rectangular wave. can be freely controlled, and it is possible to set appropriate parameters according to the environment of use.
本発明に係る電流供給装置は、必要に応じて、前記矩形波周波数制御手段が、前記矩形波の周波数(fd)と前記LC共振回路の共振周波数(fr)との比率(fd/fr)を0.7≦(fd/fr)≦1.4に調整されるものである。 In the current supply device according to the present invention, if necessary, the rectangular wave frequency control means controls the ratio (fd/fr) between the frequency (fd) of the rectangular wave and the resonance frequency (fr) of the LC resonance circuit. It is adjusted to 0.7≦(fd/fr)≦1.4.
このように、本発明に係る電流供給装置においては、矩形波の周波数(fd)と前記LC共振回路の共振周波数(fr)との比率(fd/fr)が0.7≦(fd/fr)≦1.4に調整されるため、後述するシミュレーション結果から交流成分のひずみ率を1%以下程度に低減して歪みが少ない直流重畳周期波形電流を生成することができるという効果を奏する。 Thus, in the current supply device according to the present invention, the ratio (fd/fr) between the frequency (fd) of the rectangular wave and the resonance frequency (fr) of the LC resonance circuit is 0.7≦(fd/fr)≦1.4. , the distortion factor of the AC component can be reduced to about 1% or less from the simulation results described later, and a DC superimposed periodic waveform current with little distortion can be generated.
本発明に係る電流供給装置は、必要に応じて、前記第1のコイルのインダクタンスが前記第2のコイルのインダクタンスよりも大きいものである。 In the current supply device according to the present invention, the inductance of the first coil is larger than the inductance of the second coil as required.
このように、本発明に係る電流供給装置においては、第1のコイルのインダクタンスを第2のコイルのインダクタンスよりも大きくすることで、コレクタに流れる電流波形の変化を小さくし、他の回路への電磁雑音等を抑えることができるという効果を奏する。 As described above, in the current supply device according to the present invention, by making the inductance of the first coil larger than the inductance of the second coil, the change in the waveform of the current flowing through the collector is reduced, and the current supply to other circuits is reduced. This has the effect of suppressing electromagnetic noise and the like.
本発明に係る電流供給装置は、必要に応じて、前記スイッチング素子と前記第1のコイルとの間の結節点にカソード端子が接続し、アノード端子がグランドに接続するダイオードを備えるものである。 The current supply device according to the present invention may optionally include a diode having a cathode terminal connected to a node between the switching element and the first coil and an anode terminal connected to the ground.
このように、本発明に係る電流供給装置においては、スイッチング素子と第1のコイルとの間の結節点にカソード端子が接続し、アノード端子がグランドに接続するダイオードを備えるため、スイッチング素子の損失を大幅に低減することができるという効果を奏する。 As described above, the current supply device according to the present invention includes a diode whose cathode terminal is connected to the node between the switching element and the first coil and whose anode terminal is connected to the ground. can be significantly reduced.
本発明に係る磁気センサは、必要に応じて、前記電流供給装置と、第1端子及び第2端子間にセンサヘッドを構成する磁気コアが接続される基本波型直交フラックスゲートとを備えるものである。 A magnetic sensor according to the present invention comprises, if necessary, the current supply device, and a fundamental wave type orthogonal fluxgate to which a magnetic core constituting a sensor head is connected between a first terminal and a second terminal. be.
このように、本発明に係る磁気センサにおいては、前記電流供給装置と、第1端子及び第2端子間にセンサヘッドを構成する磁気コアが接続される基本波型直交フラックスゲートとを備えるため、基本波型直交フラックスゲートの駆動源として極めて優れた特長を有する励磁電流を用いたセンシングを実現することができるという効果を奏する。 Thus, since the magnetic sensor according to the present invention includes the current supply device and the fundamental wave type orthogonal fluxgate to which the magnetic core constituting the sensor head is connected between the first terminal and the second terminal, There is an effect that sensing using an exciting current, which has an extremely excellent feature as a drive source for a fundamental wave type orthogonal fluxgate, can be realized.
以下、本発明の実施の形態を説明する。また、本実施形態の全体を通して同じ要素には同じ符号を付けている。 Embodiments of the present invention will be described below. Also, the same reference numerals are given to the same elements throughout the present embodiment.
(本発明の第1の実施形態)
本実施形態に係る電流供給装置について、図1ないし図9を用いて説明する。本実施形態に係る電流供給装置は、直流成分と交流成分とが重畳された電流である直流重畳周期波形電流を供給するものであり、この直流重畳周期波形電流は、例えば基本波型直交フラックスゲートの励磁電流として利用することを可能とし、この場合に特に優れた特性を示す。
(First embodiment of the present invention)
A current supply device according to this embodiment will be described with reference to FIGS. 1 to 9. FIG. The current supply device according to the present embodiment supplies a DC superimposed periodic waveform current, which is a current in which a DC component and an AC component are superimposed. It can be used as an exciting current for , and exhibits particularly excellent characteristics in this case.
まず、図1ないし図3を用いて本実施形態に係る電流供給装置の回路構成及び動作について説明する。図1は、本実施形態に係る電流供給装置の回路構成を示す図である。電流供給装置1は、直流電源2と、当該直流電源2の後段で当該直流電源2とコレクタ端子とが接続されるスイッチング素子としてのトランジスタ3と、当該トランジスタ3のエミッタ端子に接続されるインダクタとしての第1のコイルL1(寄生抵抗R1を含む)と、当該第1のコイルL1の後段でグランドとの間に直列に接続されるLC共振回路5と、トランジスタ3のベースに矩形波を供給して駆動する矩形波発生回路6とを備え、LC共振回路5はキャパシタとしてのコンデンサC1とインダクタとしての第2のコイルL2とが並列接続され、第2のコイルL2の後段側には当該第2のコイルL2に直列に接続するための第1の端子9と、グランドに接続するための第2の端子10とを有している。この第1の端子9と第2の端子10には負荷として例えば負荷抵抗R2(第2のコイルL2の損失抵抗を含む)が接続され、具体的には上述したような基本波型直交フラックスゲートの磁気コアなどが接続され、負荷抵抗R2に直流成分と交流成分とが重畳された直流重畳周期波形電流が供給される。なお、負荷としては、抵抗素子以外にも2端子回路であって全体として抵抗性であればインダクタンスやコンデンサが付属していても良い。
First, the circuit configuration and operation of the current supply device according to the present embodiment will be described with reference to FIGS. 1 to 3. FIG. FIG. 1 is a diagram showing the circuit configuration of the current supply device according to this embodiment. The
トランジスタ3のベースは振幅電圧Vpの矩形波で駆動され、ハイレベルがVp[V]でローレベルが0[V]である。ベース抵抗はRbである。寄生抵抗R1は第1のコイルL1の巻線抵抗損失及び磁心損失から来る寄生抵抗であり、矩形波発生回路6の駆動周波数fの一周期間において(インダクタの蓄積エネルギー)/(損失エネルギー)を表すQ値を用いて表せば、R1=ωL1/Q1で表せる。ここにω=2πfで、Q1は第1のコイル4のQ値である。
The base of the
コンデンサC1と2つの第1のコイルL1、第2のコイルL2は共振回路を形成し、この場合第1のコイルL1と第2のコイルL2とは、コンデンサC1に対して並列回路となる。LC共振回路5の共振周波数frは、第1のコイルL1と第2のコイルL2との並列インダクタンスをLp(1/Lp=1/L1+1/L2)とすると、
The capacitor C1, the two first coils L1 and the second coil L2 form a resonant circuit, in which case the first coil L1 and the second coil L2 form a parallel circuit with respect to the capacitor C1. When the parallel inductance of the first coil L1 and the second coil L2 is Lp (1/Lp=1/
で与えられる。矩形波発生回路6の駆動周波数fdを共振周波数frの近傍に設定すると、図1の回路は共振状態又はそれに近い状態で動作する。この共振動作を説明するために、図1の回路についてトランジスタ3のエミッタ端子からベース側回路を見た等価回路を図2に示す。βはトランジスタ3の電流増幅率である。矩形波発生回路6が発生する矩形波の波高値Vpのデューティ比0.5の矩形に含まれる基本波成分の振幅は、2Vp/πとなるが、V1の振幅はベースエミッタ間の電圧降下VBE(おおよそ0.7[V])のために√2V1=2(Vp-VBE)/πとなる。R2をωL2/R2=Q2とおいて、L2とQ2を用いて表せば、IL2の交流振幅成分は次式で与えられる。jは虚数単位である。
is given by When the drive frequency fd of the rectangular
図3は、図2の回路における電流、電圧についてのフェーザ図である。図3のフェーザ図から、共振時はIC1とIL2が逆位相に近くなり(IC1の上向き矢印とIL2の下向き矢印のなす角がπに近くなり)、IL1とIC1が平行に近くなる。これによって、VC1とVL1+VR1のなす角がπに近づき、与えられたV1に対して、VC1とVL1+VR1の長さが大きくなる。つまり共振条件では電圧や電流の振幅が増大する。また、fdを共振条件の近傍で動作させながら、L2は固定し、L1をL2の数倍大きくすれば(すなわち、C1を適宜小さくした場合は)コンデンサC1から流れ出る共振電流はL1とL2に分流するが、IL1とIL2の比は1/L1:1/L2となりIL1に含まれる共振電流成分は小さくなる。その結果、図1の電流iL1は大部分が直流成分からなり、相対的に小さい交流成分の電流が流れる。このことは図1の回路の利用上重要な作用をする。つまり、負荷抵抗R2に歪みの小さい交流成分と直流成分を供給しながら、トランジスタ3のコレクタ電流はその大部分が直流成分からなり、直流電源2からトランジスタ3に供給される電流が周囲に誘導性磁気雑音を出さなくなる実用上優れた作用を創出する。
FIG. 3 is a phasor diagram of current and voltage in the circuit of FIG. From the phasor diagram of FIG. 3, at resonance, IC1 and IL2 are nearly out of phase (the angle formed by the upward arrow of IC1 and the downward arrow of IL2 is nearly π), and IL1 and IC1 are nearly parallel. As a result, the angle between VC1 and VL1+VR1 approaches π, and the length of VC1 and VL1+VR1 increases with respect to a given V1. In other words, the amplitude of voltage and current increases under resonance conditions. Also, if L2 is fixed and L1 is made several times larger than L2 while operating fd near the resonance condition (that is, if C1 is made small appropriately), the resonant current flowing out of capacitor C1 will be split between L1 and L2. However, the ratio of IL1 and IL2 becomes 1/L1:1/L2, and the resonance current component contained in IL1 becomes small. As a result, the current iL1 in FIG. 1 is mostly composed of a DC component, and a current with a relatively small AC component flows. This has an important effect on the utilization of the circuit of FIG. That is, while AC and DC components with small distortion are supplied to the load resistor R2, most of the collector current of the
直流電流成分については、図2の等価回路においてV1をVp-VBEとし、C1を開放、L1、L2を短絡し、ωL1/Q1をL1の直流抵抗(直流に対する巻線の抵抗)R1dcで置き換え、R2をL2の直流抵抗と負荷抵抗の和R2dcで表せば次式で与えられる。ここにDは矩形波のデューティ比で、トランジスタ3のon期間(Ton)を一周期間(T)で割ったものである。直流電流は矩形波の繰り返し周波数fには原理的に無関係である。
Regarding the DC current component, in the equivalent circuit of Fig. 2, V1 is Vp-VBE, C1 is open, L1 and L2 are short-circuited, ωL1/Q1 is replaced by the DC resistance of L1 (winding resistance to DC) R1dc, If R2 is represented by the sum R2dc of the DC resistance of L2 and the load resistance, it is given by the following equation. Here, D is the duty ratio of the rectangular wave, which is obtained by dividing the on period (Ton) of the
次に、矩形波発生回路の駆動周波数fdの制御、並びに第1のコイルL1のインダクタンスL1及び第2のコイルL2のインダクタンスL2の関係について図4ないし図6を用いて説明する。IL2の交流成分Iacとfd/frの関係について所定のL2に対しL1(E6系列を仮定)を種々変化させた時の計算した結果を図4及び図5に示す。図4においてトランジスタ3のエミッタ接地電流増幅率β=120、図5ではβ=240としている。ただし、この一連の計算ではQ1=30、Q2=9、デューティ比=0.5とし、k=L1/L2とする。また、図4及び図5において電流の大きさは各kに対する直流成分の大きさ(破線)との比で表している。
Next, the control of the driving frequency fd of the rectangular wave generating circuit and the relationship between the inductance L1 of the first coil L1 and the inductance L2 of the second coil L2 will be described with reference to FIGS. 4 to 6. FIG. FIG. 4 and FIG. 5 show the results of calculations of the relationship between the AC component Iac of IL2 and fd/fr when L1 (assuming the E6 series) is varied with respect to a predetermined L2. 4, the grounded emitter current amplification factor β of the
ここで、基本波型直交フラックスゲートセンサにおいて磁気コアに供給される励磁電流は、交流成分の振幅よりも直流成分が大きい方が好ましい。交流成分の振幅が直流成分よりも大きくなると電流の向きがマイナス(逆向き)になる時間が生じてしまい、その間の磁界の向きが逆極性となり磁壁が移動することでバルクハウゼン雑音が生じてしまうからである。図4及び図5のシミュレーション結果からfd/fr=1の極めて近傍ではL1とL2とのインダクタンスが接近したところで(kの値が1に近いところで)交流成分の振幅が直流成分に対して大きくなっている。 Here, in the excitation current supplied to the magnetic core in the fundamental wave type quadrature fluxgate sensor, it is preferable that the amplitude of the DC component is larger than the amplitude of the AC component. When the amplitude of the AC component becomes larger than that of the DC component, there is a time when the direction of the current becomes negative (in the opposite direction), and during that time the direction of the magnetic field becomes the opposite polarity, causing the domain wall to move, resulting in Barkhausen noise. It is from. From the simulation results in FIGS. 4 and 5, in the very vicinity of fd/fr=1, where the inductances of L1 and L2 are close (where the value of k is close to 1), the amplitude of the AC component becomes larger than that of the DC component. ing.
また、図6は、本実施形態に係る電流供給装置において直流重畳周期波形電流の交流成分のひずみ率を計算した結果を示す図である。Rb=1kΩ、β=120、k=2.13として計算したものである。図6のシミュレーション結果から、駆動周波数fdと共振周波数frが等しいときに最も歪みが小さくなっており、0.7<fd/fr<1.4の範囲ではひずみ率が1%程度以下と極めてきれいな正弦波が生成されていることがわかる。 FIG. 6 is a graph showing the result of calculation of the distortion factor of the AC component of the DC superimposed periodic waveform current in the current supply device according to this embodiment. It is calculated with Rb=1 kΩ, β=120, and k=2.13. From the simulation results in Fig. 6, the distortion is the smallest when the drive frequency fd and the resonance frequency fr are equal, and in the range of 0.7<fd/fr<1.4, a very clean sine wave with a distortion rate of 1% or less is generated. It can be seen that
この点について、図12に示す従来の回路の場合と比較する。従来の回路においては、図12に示す結果からfd/fr>2が好適であり、このときのひずみ率は5%程度と大きい。これに対して、本実施形態に係る電流供給装置は図6の結果から0.7<fd/fr<1.4の範囲ではひずみ率が1%程度以下となっており、従来の回路と比べて極めて優位な直流重畳周期波形電流を得ることが可能となる。また、fd/fr=1で最も歪みが小さくなるが、図4及び図5の結果が示すように交流成分の振幅が直流成分よりも大きくなってしまう場合がある。このような場合であっても、第1のコイルL1及び第2のコイルL2のそれぞれのインダクタンスを調整することで歪みを最小限に抑えつつ、直流成分を交流成分の振幅よりも大きくした直流重畳周期波形電流を生成することが可能である。 This point will be compared with the case of the conventional circuit shown in FIG. In the conventional circuit, fd/fr>2 is preferable from the results shown in FIG. 12, and the distortion factor at this time is as large as about 5%. On the other hand, the current supply device according to the present embodiment has a distortion factor of about 1% or less in the range of 0.7<fd/fr<1.4 from the results of FIG. 6, which is extremely superior to the conventional circuit. It becomes possible to obtain a DC superimposed periodic waveform current. Also, the distortion is the smallest at fd/fr=1, but as shown in the results of FIGS. 4 and 5, the amplitude of the AC component may become larger than that of the DC component. Even in such a case, the distortion is minimized by adjusting the inductance of each of the first coil L1 and the second coil L2, and the DC superimposition in which the DC component is made larger than the amplitude of the AC component is performed. It is possible to generate a periodic waveform current.
次に、第1のコイルL1及び第2のコイルL2のそれぞれのインダクタンスの調整について図7ないし図9を用いて説明する。交流成分を生成する場合に、トランジスタ3の駆動に伴ってコレクタ電流が急峻に変動すると回路の他の部分に電磁雑音を与える問題が発生する。図11に示すように従来の回路を用いた場合はコレクタ電流が非常に急峻な立ち上がり及び立ち下がりの変化を示しており、電磁雑音の影響が大きくなってしまう。本実施形態においては、第1のコイルL1及び第2のコイルL2のインダクタンスを調整することで、コレクタに流れる電流による雑音の影響を最小限にすることが可能である。
Next, adjustment of the inductances of the first coil L1 and the second coil L2 will be described with reference to FIGS. 7 to 9. FIG. When the AC component is generated, if the collector current fluctuates sharply as the
図1の回路において、コレクタに流れる電流の振幅がどれくらいになるかについて計算した結果の一例を図7に示す。図7において電流の大きさは各kに対する直流成分の大きさ(破線)との比で表している。kが小さくなると、すなわち図1の回路でL1が小さくなると、コレクタに流れる直流が不連続になり、k=0.47の場合では共振条件下(fd=fr)でコレクタに流れる電流の波高値は直流成分の2倍程度になる。エミッタ接地電流増幅率β=240の場合も全体の関係は類似であるが、k=0.47でfd=frのときはコレクタに流れる電流の波高値が直流成分の2.5倍ほどに達する。これらの結果から言えるのは、fd=fr又はfdがfrに極めて近い場合ではL1をL2より大きくすることで、コレクタ電流に含まれる交流成分を抑制できることである。コレクタ電流に含まれる交流成分の振幅がIdcより小さくなると連続的に流れる電流成分が現れる。なお、図7からわかるように、k>1、k<1、k=1のいずれに対しても、fd/frを許容内で1から遠ざける(例えば、fd/fr=0.8~0.7又はfd/fr=1.2~1.4)ことによっても同様のことが可能である。 FIG. 7 shows an example of the result of calculating the amplitude of the current flowing through the collector in the circuit of FIG. In FIG. 7, the magnitude of the current is represented by the ratio to the magnitude of the DC component (broken line) for each k. When k becomes smaller, that is, when L1 becomes smaller in the circuit of Fig. 1, the direct current flowing through the collector becomes discontinuous. Double the ingredients. The overall relationship is similar when the grounded emitter current amplification factor β=240, but when k=0.47 and fd=fr, the peak value of the current flowing through the collector reaches about 2.5 times the DC component. From these results, it can be said that when fd=fr or fd is very close to fr, setting L1 to be larger than L2 can suppress the AC component contained in the collector current. When the amplitude of the AC component contained in the collector current becomes smaller than Idc, a continuously flowing current component appears. As can be seen from FIG. 7, for any of k>1, k<1, and k=1, fd/fr is kept away from 1 within tolerance (for example, fd/fr=0.8 to 0.7 or fd/ fr = 1.2 to 1.4).
K=2.13、fd/fr=0.9としてIL2とコレクタ電流についてシミュレーションした結果を図8及び図9に示す。図8はIL2、すなわち負荷抵抗に通電される電流の波形を示した結果であり、図9はIL1、すなわちコレクタ電流の波形を示した結果である。図8については、図11の負荷電流の波形と比較しても明らかなように、直流重畳周期波形電流が非常に歪みの少ない波形となっている。また、図7のk=2.13の曲線から、fd/frが0.9に近いところではコレクタ電流に含まれる交流成分の振幅が小さいことが読み取れるが、これを実際に示しているのが図9の波形となる。直流成分は交流成分の振幅の中心あたりの値であり、図8及び図9のいずれにおいても0.08[A]程度でほぼ同じであるが、図9のコレクタ電流では変動成分が非常に小さくなっている。これは、図11の場合と比較して電磁雑音の原因となるコレクタに流れる電流の変動成分が抑えられることを示している。 8 and 9 show the simulation results for IL2 and collector current with K=2.13 and fd/fr=0.9. FIG. 8 shows IL2, that is, the waveform of the current flowing through the load resistor, and FIG. 9 shows the result of IL1, that is, the waveform of the collector current. Regarding FIG. 8, as is clear from comparison with the waveform of the load current in FIG. 11, the DC superimposed periodic waveform current has a waveform with very little distortion. Also, from the curve of k=2.13 in FIG. 7, it can be read that the amplitude of the AC component contained in the collector current is small when fd/fr is close to 0.9. becomes. The DC component is a value around the center of the amplitude of the AC component, and is approximately 0.08 [A] in both FIGS. 8 and 9, which is almost the same. there is This indicates that the fluctuating component of the current flowing through the collector, which causes electromagnetic noise, is suppressed as compared with the case of FIG.
以上のことから、本実施形態に係る電流供給装置においては、図6に示したように0.7<fd/fr<1.4の範囲で矩形波発生回路6の駆動周波数fdを制御することで交流成分に歪みの少ないきれいな直流重畳周期波形電流を得ることができる。また、図4及び図5から、駆動周波数fdを適宜調整することで、交流成分の振幅よりも直流成分を大きくしつつ、交流成分/直流成分の比を調整して基本波型直交フラックスゲートの励磁電流に最適な電流を生成することが可能となる。 From the above, in the current supply device according to the present embodiment, as shown in FIG. It is possible to obtain a clean DC superimposed periodic waveform current with little distortion. 4 and 5, by appropriately adjusting the driving frequency fd, the ratio of the AC component/DC component is adjusted while the DC component is made larger than the amplitude of the AC component. It becomes possible to generate an optimum current for the excitation current.
また、上記駆動周波数fdの制御に加えて、又はfdの制御に依らなくても、図4及び図5に示したように第1のコイルL1と第2のコイルL2のインダクタンスを調整することでも交流成分の振幅よりも直流成分を大きくして基本波型直交フラックスゲートの励磁電流に最適な電流を生成することが可能となる。 In addition to the control of the drive frequency fd, or without depending on the control of fd, the inductances of the first coil L1 and the second coil L2 can be adjusted as shown in FIGS. It is possible to generate an optimum current for the excitation current of the fundamental wave type quadrature fluxgate by increasing the amplitude of the DC component relative to the amplitude of the AC component.
さらに、図7~図9に示したように、L1をL2より大きくすれば、コレクタ電流に含まれる交流成分を抑制できることから、L1及びL2を調整する際にL1>L2とすることでコレクタに流れる電流による雑音の影響を抑えることが可能となる。 Furthermore, as shown in FIGS. 7 to 9, if L1 is made larger than L2, the AC component contained in the collector current can be suppressed. It is possible to suppress the influence of noise caused by the flowing current.
なお、上述したように、本実施形態に係る電流供給装置が生成した電流は磁気センサの励磁電流として利用することができる。磁気センサの構成については、例えば特許文献1などに示されているため詳細な説明は省略するが、磁気センサのセンサヘッドを構成する磁気コアに励磁電流(直流成分が重畳された交流成分からなる直流重畳周期波形電流)を通電する場合に、図1の回路の負荷抵抗R2を磁気コアとすることで、基本波型直交フラックスゲートセンサに極めて優位な励磁電流を供給することが可能となる。
As described above, the current generated by the current supply device according to this embodiment can be used as the excitation current for the magnetic sensor. The configuration of the magnetic sensor is described in, for example,
また、図1に示す回路のコレクタ側(直流電源2とトランジスタ3との間)に10Ω程度の抵抗を挿入することでトランジスタ3の電流増幅率のバラツキの影響を抑制すると共に、過大電流を抑制するようにしてもよい。このような構成により副次的にトランジスタ3のコレクタ損失の一部を挿入した抵抗に分配することが可能である。K=L1/L2が1より小さい場合にコレクタ電流の周期的変動が大きいため、この副次的効果が顕著に現れる。例えば、k=0.7の時10Ωを挿入すると電流値は88%になるが、コレクタ損失の40%を抵抗に移すことができる。スイッチング素子における発熱が過大となる恐れがある時は、適切な抵抗値の抵抗を挿入することで発熱箇所を分散してこの問題を軽減することが可能である。
In addition, by inserting a resistor of about 10 Ω on the collector side (between the
(本発明の第2の実施形態)
本実施形態に係る電流供給装置について、図10ないし図15を用いて説明する。本実施形態に係る電流供給装置は、前記第1の実施形態に係る電流供給装置において、トランジスタのベース駆動電圧がローレベルのときに当該トランジスタを遮断領域とすることで損失を大幅に低減するものである。なお、本実施形態において前記第1の実施形態と同様の説明は省略する。
(Second embodiment of the present invention)
A current supply device according to this embodiment will be described with reference to FIGS. 10 to 15. FIG. In the current supply device according to the present embodiment, in the current supply device according to the first embodiment, when the base drive voltage of the transistor is at low level, the transistor is used as a cutoff region, thereby greatly reducing the loss. is. In this embodiment, the same description as that of the first embodiment is omitted.
図10は、本実施形態に係る電流供給装置の回路構成を示す図である。前記第1の実施形態における図1の場合と異なるのは、トランジスタ3のエミッタ端子とグランドとの間にダイオード20を有することである。ダイオード20のカソード端子は、トランジスタ3のエミッタ端子と第1のコイルL1との結節点に接続され、アノード端子はグランドへ接続されている。ダイオード20は、トランジスタ3のエミッタ端子と第1のコイルL1の結節点との電位が負になるとき、ダイオード20を通して第1のコイルL1に電流を供給できるようにする。
FIG. 10 is a diagram showing the circuit configuration of the current supply device according to this embodiment. A difference from the case of FIG. 1 in the first embodiment is that a
トランジスタ3のベース電圧がハイレベル(≒Vp[V])でトランジスタ3がオン状態にある時は第1のコイルL1に電流が供給されるが、ベース電圧がローレベル(≒0[V])になってトランジスタ3がオフ状態に移行しようとするタイミングにおいて第1のコイルL1に電流が流れていると、その電流が不連続にならないように第1のコイルL1の上端の電位はその下端の電位に比べ急激に負へ遷移し電流を保とうとする。本実施形態においては、この急激な電位変化によってダイオード20がオンとなり電流の連続性が保たれる。一方、第1の実施形態に係る電流供給装置の場合、この期間はトランジスタ3が能動領域で導通するため、必要とする励磁電力の大きさによっては電力損失や発熱などの問題が生じてしまう場合がある。そのため、本実施形態においては、上述したダイオード20を有する構成とすることで、ドランジスタ3のエミッタ端子と第1のコイルL1との結節点の電位が負になる場合であっても、ダイオード20を通して第1のコイルL1に電流を供給でき、損失を大幅に低減することが可能となる。
When the base voltage of the
以下、ダイオード20として順方向電位降下が小さいショットキーダイオードを用いて各部の電流波形をシミュレーションした。シミュレーションの条件は、図10の回路において、fd/fr=0.92、k=L1/L2=2.13、R1=2.8kΩ、β=240、インダクタL1のQ値がQ1=30、インダクタL2のQ値がQ2=9、ベースドライブの矩形波はデューティ比=0.5とした。ここに、Q1=ωL1/rで、rは角周波数ωでのインダクタL1の損失を表す等価直列抵抗である。またQ2=ωL2/R2である。L2の損失はR2に含ませている。このシミュレーションの結果を図11に示す。図11(A)はトランジスタ3のコレクタ電流波形、図11(B)はダイオード20を流れる電流波形、図11(C)は第1のコイルL1を流れる電流波形である。なお、時間軸の0はデータの抽出を開始したタイミングであり、シミュレーションを開始した時点を表すものでは無い。
In the following, a Schottky diode having a small forward potential drop was used as the
トランジスタ3のコレクタ電流の導通期間は、ベース電流がハイレベルの期間であり、ダイオード20の導通期間は、ベース電流がローレベルの期間である。それぞれの導通期間における電流を足し合わせたものが第1のコイルL1に流れる電流であり、これは図11(A)の電流波形と図11(B)の電流波形を足し合わせて図11(C)の電流波形となることを目視で確認することができる。
The conduction period of the collector current of the
図11のシミュレーションにおいて、負荷抵抗R2に流れる電流波形を図12に示す。平均値(直流レベル)が交流成分の振幅より大きく波形はユニポーラーになっている。すなわち、負荷抵抗R2の代わりにこれと同程度の抵抗値を持つ基本波型直交フラックスゲートのセンサヘッドを接続することで、当該基本波型直交フラックスゲートに最適な励磁電流とすることができる。 FIG. 12 shows the current waveform flowing through the load resistor R2 in the simulation of FIG. The average value (DC level) is greater than the amplitude of the AC component and the waveform is unipolar. That is, by connecting a sensor head of a fundamental-wave quadrature fluxgate having a resistance value approximately equal to that of the load resistor R2, the excitation current can be optimized for the fundamental-wave quadrature fluxgate.
次に、前記第1の実施形態における図1の回路構成の場合と、本実施形態における図10の回路構成の場合とで電力損失の比較を行った。ほぼ同様の直流重畳周期波形電流を得るために、図1の回路においてR1=1000Ω、fd/fr=0.95とし、その他のパラメータについては本実施形態における上記定数と同じにしてシミュレーションを行った。その結果を図13に示す。図13に示すように、図1の回路構成において、本実施形態に係る図12の電流波形とほぼ同様の電流波形が生成されていることがわかる。 Next, power loss was compared between the circuit configuration shown in FIG. 1 in the first embodiment and the circuit configuration shown in FIG. 10 in the present embodiment. In order to obtain substantially the same DC superimposed periodic waveform current, a simulation was performed with R1=1000Ω and fd/fr=0.95 in the circuit of FIG. The results are shown in FIG. As shown in FIG. 13, it can be seen that in the circuit configuration of FIG. 1, a current waveform substantially similar to the current waveform of FIG. 12 according to this embodiment is generated.
このような条件下において、図1の回路構成及び図10の回路構成のそれぞれにおけるトランジスタ3のスイッチング損失波形を図14に示す。図14(A)が図1の回路構成におけるトランジスタ3のスイッチング損失波形で、図14(B)が図10の回路構成におけるトランジスタ3のスイッチング損失波形である。図14(A)の場合はスイッチング損失の平均が0.347(W)であり、トランジスタ3のベース駆動電圧がローレベルのときに大きな損失が発生している。これは、上述したように、能動領域での電流の導通によるものである。トランジスタ3のベース駆動電圧がハイレベルの時はトランジスタ3が飽和時の導通損失であり、その主要部はトランジスタ3のオン抵抗にコレクタ電流を乗じたものからなる。
FIG. 14 shows switching loss waveforms of the
一方、図14(B)においてはスイッチング損失の平均が0.132(W)であり、トランジスタ3のベース駆動電圧がローレベルの時は、トランジスタ3が遮断領域にあり損失が発生しない。トランジスタ3のベース駆動電圧がハイレベルの時は、トランジスタ3が飽和時の導通損失のみからなる。その結果、図14から明らかなように、本実施形態における回路構成においては大幅な損失低減ができる。
On the other hand, in FIG. 14B, the average switching loss is 0.132 (W), and when the base driving voltage of the
次に、直流電源2から供給される電力について比較する。図15は直流電源2からの供給電力の時間変化を示すグラフであり、図15(A)が図1の回路構成の場合、図15(B)が図10の回路構成の場合を示している。図15(A)では直流電源2からの供給電力の平均が0.478(W)で、図15(B)では直流電源2からの供給電力の平均が0.276(W)となっている。これらの比較から明らかなように、本実施形態に係る図10の回路構成においては、供給電力の大幅な低減が見込まれる。
Next, the power supplied from the
このように、本実施形態に係る電流供給装置においては、トランジスタ3によるスイッチング損失を大幅に低減することができ、前記第1の実施形態における回路構成の58%程度の電力供給で同等の直流重畳周期波形電流を生成することが可能となる。
Thus, in the current supply device according to the present embodiment, the switching loss due to the
1 電流供給装置
2 直流電源
3 トランジスタ
5 LC共振回路
6 矩形波発生回路
9 第1の端子
10 第2の端子
20 ダイオード
C1 コンデンサ
L1 第1のコイル
L2 第2のコイル
R1,R2 抵抗
1
Claims (6)
前記スイッチング素子の後段側に接続される第1のコイルと、
前記第1のコイルの後段側で当該第1のコイルとグランドとの間に配設され、コンデンサと第2のコイルとが並列接続されるLC共振回路と、
前記LC共振回路における前記第2のコイルの後段側に接続するための第1端子と、
前記グランドに接続するための第2端子とを備え、
前記第1端子及び前記第2端子間に接続する負荷に、交流成分と直流成分とが重畳された電流である直流重畳周期波形電流を供給することを特徴とする電流供給装置。 a switching element to which the rectangular wave generated by the rectangular wave generating means is input;
a first coil connected to the downstream side of the switching element;
an LC resonance circuit disposed between the first coil and the ground on the rear stage side of the first coil and having a capacitor and a second coil connected in parallel;
a first terminal for connection to the rear stage side of the second coil in the LC resonance circuit;
a second terminal for connecting to the ground;
A current supply device, characterized in that a DC superimposed periodic waveform current, which is a current in which an AC component and a DC component are superimposed, is supplied to a load connected between the first terminal and the second terminal.
前記矩形波生成手段で生成される矩形波の周波数を制御する矩形波周波数制御手段を備
える電流供給装置。 The current supply device according to claim 1,
A current supply device comprising rectangular wave frequency control means for controlling the frequency of the rectangular wave generated by the rectangular wave generating means.
前記矩形波周波数制御手段が、前記矩形波の周波数(fd)と前記LC共振回路の共振周波数(fr)との比率(fd/fr)を0.7≦(fd/fr)≦1.4に調整される電流供給装置。 In the current supply device according to claim 2,
The rectangular wave frequency control means adjusts the ratio (fd/fr) between the frequency (fd) of the rectangular wave and the resonant frequency (fr) of the LC resonant circuit to 0.7≦(fd/fr)≦1.4. feeding device.
前記第1のコイルのインダクタンスが前記第2のコイルのインダクタンスよりも大きい
電流供給装置。 The current supply device according to any one of claims 1 to 3,
A current supply device in which the inductance of the first coil is greater than the inductance of the second coil.
前記スイッチング素子と前記第1のコイルとの間の結節点にカソード端子が接続し、アノード端子がグランドに接続するダイオードを備える電流供給装置。 The current supply device according to any one of claims 1 to 4,
A current supply device comprising a diode having a cathode terminal connected to a node between the switching element and the first coil and having an anode terminal connected to ground.
前記第1端子及び前記第2端子間にセンサヘッドを構成する磁気コアが接続される基本
波型直交フラックスゲートとを備える磁気センサ。
a current supply device according to any one of claims 1 to 5;
A magnetic sensor comprising a fundamental wave type orthogonal fluxgate to which a magnetic core constituting a sensor head is connected between the first terminal and the second terminal.
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