JP4747252B2 - AC-AC direct power converter controller - Google Patents
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Description
本発明は、コンデンサ等の大形のエネルギーバッファを用いることなく、半導体スイッチング素子を用いて多相交流電圧を任意の大きさ及び周波数の多相交流電圧に直接変換する交流−交流直接電力変換器に関し、特に、出力電圧の高調波低減、スイッチング回数の低減、入力力率調整、ノイズ抑制に特徴を有する交流−交流直接電力変換器の制御装置に関するものである。 The present invention provides an AC-AC direct power converter that directly converts a multi-phase AC voltage into a multi-phase AC voltage having an arbitrary magnitude and frequency using a semiconductor switching element without using a large energy buffer such as a capacitor. In particular, the present invention relates to a control device for an AC-AC direct power converter characterized by output voltage harmonic reduction, switching frequency reduction, input power factor adjustment, and noise suppression.
図4は、交流−交流直接電力変換器の一例であるマトリクスコンバータの簡略モデルである。実際のマトリクスコンバータでは、その入力側にスイッチングに伴う高調波電流抑制用のLCフィルタが必要とされるが、説明を容易にするため、図4ではこのLCフィルタを無視し、また、負荷を三相電流源iuv,ivw,iwuによって模擬している。なお、Sru,Ssu,Stu,Srv,Ssv,Stv,Srw,Ssw,Stwは、電流を双方向に通流可能な交流スイッチである。
いま、電源を対称三相電源とし、線間電圧実効値をE、電源角周波数をω、電源位相角をθとすると、相電圧er,es,etは数式1,2により与えられる。
FIG. 4 is a simplified model of a matrix converter that is an example of an AC-AC direct power converter. In an actual matrix converter, an LC filter for suppressing harmonic current associated with switching is required on the input side. However, in order to facilitate the explanation, this LC filter is ignored in FIG. Simulated by phase current sources i uv , i vw , i wu . Note that S ru , S su , S tu , S rv , S sv , S tv , S rw , S sw , and S tw are AC switches capable of passing current bidirectionally.
Now, assuming that the power source is a symmetrical three-phase power source, the line voltage effective value is E, the power source angular frequency is ω, and the power source phase angle is θ, the phase voltages er , es , and et are given by
ここでは、スイッチング周期2Tにおける電源電圧er,es,et及び負荷電流iuv,ivw,iwuをそれぞれ一定値として近似するものとする。また、電源電圧はer>0>es>et(0≦θ≦π/6)、出力相電圧指令値はvu *>vv *>vw *(線間電圧指令値vuv *,vvw *,vwu *)とする。
スイッチング半周期T間の転流回数は、9個の交流スイッチ全てに導通期間を設けると6回であるが、転流回数を4回に低減すると共に、電源力率を1に制御し、また、出力電圧をスイッチング半周期Tの平均値として指令値通りの電圧に制御する従来技術について、9個の交流スイッチSru〜StwのオンデューティDru〜Dtwの決め方を以下に説明する。
Here, it is assumed that approximates the power supply voltage e r in the switching period 2T, e s, e t and the load current i uv, i vw, i wu as constant values, respectively. The power supply voltage is er >0> es > et (0 ≦ θ ≦ π / 6), and the output phase voltage command value is v u * > v v * > v w * (line voltage command value v uv * , V vw * , v wu * ).
The number of commutations during the switching half cycle T is 6 times when all nine AC switches are provided with a conduction period, but the number of commutations is reduced to 4 times and the power factor is controlled to 1. , a conventional technique for controlling the voltage command value as the output voltage as an average value of the switching half-period T, explaining the method of determining the on-duty D ru to D tw of nine AC switch S ru to S tw below.
従来方式1として、電源電圧絶対値が最大値であるr相と出力電圧が最大値であるu相とを、スイッチング半周期Tにわたって導通し続ける方式がある。このときの各オンデューティDru〜Dtwは数式3で与えられる。
As the
図17(a)は、従来方式1の動作を示したオンデューティ(スイッチングパターン)及び出力線間電圧を示すもので、全ての線間電圧波形において零電圧と電源の最大線間電圧であるetrが存在する。
なお、この従来方式1に相当するスイッチング方法が、非特許文献1に記載されている。
FIG. 17 (a) shows the on-duty (switching pattern) and the output line voltage showing the operation of the
A switching method corresponding to the
従来方式1において、出力電圧指令値が低い場合に電源の最大線間電圧であるetrを用いない方式として、非特許文献2に記載された従来方式2が知られている。
この従来方式2の出力電圧最大値は、電源電圧の1/2である。従来方式2では、各パルスパターンの組み合わせに対するデューティDA〜DEが相電圧実効値Em=E/√3を用いて定義されており、それぞれ数式4で与えられる。
In the
The maximum value of the output voltage of the
図17(b)は、従来方式2の動作を示したオンデューティ(スイッチングパターン)及び出力線間電圧のものであり、電源の最大線間電圧etrを使用しない方式である。
FIG. 17B shows an on-duty (switching pattern) and output line voltage showing the operation of the
従来方式1では、出力電圧指令値の大きさに関わらず、電源電圧の最大線間電圧と零電圧とを用いているため、スイッチング周期における電圧リプルが増大する。電圧リプルの増大に伴って変換器が発生するノイズが大きくなり、他の装置の誤動作を招く恐れがあるため好ましくない。また、ノイズを除去するフィルタを新たに取り付けることはコスト上昇や体積の増加を招くという問題がある。
In the
従来方式2によれば、電圧リプルは低減できるが、PWM制御可能な範囲の電圧が電源電圧の1/2と低いため、高い出力電圧を得るためには制御を切り替える必要がある。しかし、制御の切替を行うとシーケンス処理が増加するため、演算装置が複雑化する恐れがある。また、制御の切替を行わない場合は出力電圧がPWM制御可能な範囲外となり、出力電圧に歪みが発生する。出力電圧の歪みは、負荷に電動機が接続されているとトルク脈動を引き起こし、電動機の損失増大や過熱などの原因となって好ましくない。
According to the
また、従来方式1,2共に、電源力率を1とする場合の制御方式である。このように電源力率1制御を行った場合には、変換器の入力側のLCフィルタにより交流電源から進み電流が流れ、実際には電源力率が進み力率になる。この進み電流による電流の増加や損失の増大により、入力リアクトルの大型化やコスト上昇を招くという問題がある。
Further, both
本発明は、上述した従来技術の欠点を解決するためになされたものであり、その目的とするところは、交流−交流直接電力変換器のスイッチング周期における出力電圧リプルを低減し、発生ノイズを低減すると共に、複雑な制御の切替なども必要としない安価な制御装置を提供することにある。 The present invention has been made to solve the above-described drawbacks of the prior art, and its object is to reduce output voltage ripple in the switching cycle of an AC-AC direct power converter and reduce generated noise. Another object of the present invention is to provide an inexpensive control device that does not require complicated control switching.
上記課題を解決するため、請求項1に記載した発明は、交流電源の各相と出力側の各相とが双方向性の交流スイッチにより直接接続され、前記交流スイッチのオンオフ動作により、交流電源電圧を任意の大きさ及び周波数の交流電圧に直接変換する交流−交流直接電力変換器において、
各相の電源電圧が入力されて最大電圧相、中間電圧相及び最小電圧相を判別する手段と、
各相の出力電圧指令値が入力されて最大電圧出力相、中間電圧出力相及び最小電圧出力相を判別する手段と、
出力電圧の大きさに関わらず、前記最大電圧出力相の交流スイッチを電源側の前記最大電圧相及び前記中間電圧相に接続して前記最小電圧相に接続しないスイッチングパターンを作成し、前記最小電圧出力相の交流スイッチを電源側の前記中間電圧相及び前記最小電圧相に接続して前記最大電圧相に接続しないスイッチングパターンを作成する手段と、を備えたものである。
In order to solve the above-described problem, according to the first aspect of the present invention, each phase of the AC power supply and each phase on the output side are directly connected by a bidirectional AC switch, and the AC power supply is turned on and off by the AC switch. In an AC-AC direct power converter that directly converts voltage to AC voltage of any magnitude and frequency,
Means for determining the maximum voltage phase, the intermediate voltage phase and the minimum voltage phase when the power supply voltage of each phase is input;
Means for determining the maximum voltage output phase, the intermediate voltage output phase, and the minimum voltage output phase when the output voltage command value of each phase is input;
Regardless of the magnitude of the output voltage, wherein the maximum voltage phase of the maximum voltage output phase power supply side AC switches and connected to the intermediate voltage phase creates a switching pattern that is not connected to the minimum voltage phase, the minimum voltage means for creating a switching pattern by connecting the AC switch output phase to the intermediate voltage phase and the minimum voltage phase of the power supply side is not connected to the maximum voltage phase, in which with a.
請求項2に記載した発明は、請求項1に記載した交流−交流直接電力変換器の制御装置において、
電源電圧を検出する手段と、出力電圧指令値を演算する手段と、前記電源電圧及び前記出力電圧指令値から前記交流スイッチのオンデューティを演算する手段と、を備えたものである。
According to a second aspect of the present invention, there is provided an AC-AC direct power converter control device according to the first aspect of the present invention.
Means for detecting a power supply voltage, means for calculating an output voltage command value, and means for calculating an on-duty of the AC switch from the power supply voltage and the output voltage command value.
請求項3に記載した発明は、請求項2に記載した交流−交流直接電力変換器の制御装置において、
前記電源電圧に基づいて電源電流指令値を演算する手段を備え、この電源電流指令値を前記オンデューティの演算に用いるものである。
According to a third aspect of the present invention, there is provided an AC-AC direct power converter control device according to the second aspect of the present invention.
Means for calculating a power supply current command value based on the power supply voltage is provided, and this power supply current command value is used for the calculation of the on-duty.
請求項4に記載した発明は、請求項2に記載した交流−交流直接電力変換器の制御装置において、
前記電源電圧に基づいて電源電圧位相角を検出する手段と、前記電源電圧位相角及び電源力率指令値から電源電流指令値を演算する手段とを備え、この電源電流指令値を前記オンデューティの演算に用いるものである。
According to a fourth aspect of the present invention, there is provided an AC-AC direct power converter control device according to the second aspect of the present invention.
Means for detecting a power supply voltage phase angle based on the power supply voltage; and means for calculating a power supply current command value from the power supply voltage phase angle and a power supply power factor command value. It is used for calculation.
請求項5に記載した発明は、請求項2に記載した交流−交流直接電力変換器の制御装置において、
前記電源電圧に基づいて電源電圧位相角の余弦値及び正弦値を演算する手段と、これらの余弦値、正弦値及び電源力率指令値から電源電流指令値を演算する手段とを備え、この電源電流指令値を前記オンデューティの演算に用いるものである。
According to a fifth aspect of the present invention, there is provided an AC-AC direct power converter control device according to the second aspect of the present invention.
Means for calculating a cosine value and a sine value of a power supply voltage phase angle based on the power supply voltage, and means for calculating a power supply current command value from these cosine value, sine value and power supply power factor command value. A current command value is used for the calculation of the on-duty.
請求項6に記載した発明は、請求項4または請求項5に記載した交流−交流直接電力変換器の制御装置において、
前記電力変換器の出力電流または出力電圧に応じて前記電源力率指令値を調節する手段を備えたものである。
According to a sixth aspect of the present invention, in the control device for an AC-AC direct power converter according to the fourth or fifth aspect,
Means for adjusting the power source power factor command value according to the output current or output voltage of the power converter is provided.
本発明によれば、低電圧から高電圧まで切替のない連続的な制御が可能であると共に、電源力率の調整により入力側LCフィルタの進み電流を補償し、また、スイッチング回数を減少させて損失の低減、コモンモードノイズ及び高調波電流の抑制が可能である。
これにより、制御装置自体の構成を簡略化すると共に、入力フィルタや放熱フィン、ノイズフィルタ等の小型化によってコストを低減させ、負荷の高効率化に伴う負荷装置の温度抑制等によって信頼性を向上させることができる。
According to the present invention, continuous control without switching from a low voltage to a high voltage is possible, the advance current of the input side LC filter is compensated by adjusting the power factor, and the number of times of switching is reduced. Loss can be reduced, and common mode noise and harmonic current can be suppressed.
This simplifies the configuration of the control device itself, reduces costs by reducing the size of input filters, heat dissipation fins, noise filters, etc., and improves reliability by controlling the temperature of the load device as the load becomes more efficient Can be made.
以下、図に沿って本発明の実施の形態を説明する。なお、以下の説明において参照する各図において、他の図と同等部分については同一符号によって示してある。 Hereinafter, embodiments of the present invention will be described with reference to the drawings. In the drawings referred to in the following description, the same parts as those in the other drawings are denoted by the same reference numerals.
まず、図1は本発明の第1実施形態の構成を示すブロック図であり、請求項1,2の発明に相当する。以下の説明では、交流−交流直接電力変換器として三相−三相の直接変換を行うマトリクスコンバータを用いている。なお、図1の主回路において、10は三相交流電源、20はマトリクスコンバータ、21はリアクトルL及びコンデンサCからなる入力フィルタ、30は負荷をそれぞれ示す。 FIG. 1 is a block diagram showing the configuration of the first embodiment of the present invention, and corresponds to the first and second aspects of the present invention. In the following description, a matrix converter that performs three-phase to three-phase direct conversion is used as an AC-AC direct power converter. In the main circuit of FIG. 1, 10 is a three-phase AC power source, 20 is a matrix converter, 21 is an input filter composed of a reactor L and a capacitor C, and 30 is a load.
第1実施形態の制御装置40Aは、三相交流電源10に接続された電源電圧検出手段41と、出力電圧指令演算手段42と、電源電圧及び出力電圧指令値からマトリクスコンバータ20の交流スイッチのオンデューティを演算するオンデューティ演算手段400とを備えており、最終出力として各交流スイッチのPWMパルスGru,Gsu,Gtu,Grv,Gsv,Gtv,Grw,Gsw,Gtwを出力する。
The
電源電圧検出手段41では、例えば、三相電源端子r,s,tから入力される各相電源電圧を星形結線した抵抗等により分圧し、電源10の各相電圧er,es,etを検出する。
図2は、図1における出力電圧指令演算手段42のブロック図であり、負荷30としての誘導電動機を可変速制御する場合のものである。図2において、誘導電動機の速度指令値に相当する一次角周波数指令値ωL *を与え、V/fテーブル421により一次角周波数指令値ωL *に応じた線間電圧指令値VL *を得る。また、一次角周波数指令値ωL *を積分器422に入力して時間積分により誘導電動機の電気角θL *を得る。上記線間電圧指令値VL *と電気角θL *とに基づき、三相発振器423によって数式5により出力相電圧指令値vu *,vv *,vw *が与えられる。
In the power supply voltage detecting means 41, for example, three-phase power supply terminals r, s, divided by the resistance or the like star connection each phase power supply voltage input from t, the phase voltages e r of the power supply 10, e s, e t is detected.
FIG. 2 is a block diagram of the output voltage command calculation means 42 in FIG. 1, and is for the case where the induction motor as the
図3は、図1におけるオンデューティ演算手段400の構成を示すブロック図である。
まず、第1実施形態の基本動作であるところの、出力電圧の大きさに関わらず出力最大相の電圧は電源の最大相と中間相の電圧からパルス幅変調し、出力最小相の電圧は電源の中間相と最小相の電圧からパルス幅変調すること、言い換えれば、最大電圧を出力させる相の交流スイッチに対しては電源側の最大電圧相及び中間電圧相に接続されるようにスイッチングパターンを決定し、最小電圧を出力させる相の交流スイッチに対しては電源側の中間電圧相及び最小電圧相に接続されるようにスイッチングパターンを決定する点について説明する。
FIG. 3 is a block diagram showing the configuration of the on-duty calculation means 400 in FIG.
First, as the basic operation of the first embodiment, regardless of the magnitude of the output voltage, the voltage of the maximum output phase is pulse-width modulated from the voltage of the maximum and intermediate phases of the power supply, and the voltage of the minimum output phase is the power supply. For the AC switch of the phase that outputs the maximum voltage, change the switching pattern so that it is connected to the maximum voltage phase and the intermediate voltage phase on the power supply side. The point that the switching pattern is determined so as to be connected to the intermediate voltage phase and the minimum voltage phase on the power supply side for the AC switch of the phase that determines and outputs the minimum voltage will be described.
前述した図4のマトリクスコンバータ20を制御する場合、出力線間電圧vuv,vvw,vwu及び電源力率cosψをそれぞれ指定値通りに制御するために、数式6に従って、スイッチング半周期Tにおける9個のスイッチSru〜StwのオンデューティDru〜Dtw及びスイッチング時間Ttu〜Ttwを決めている。
When controlling the
オンデューティの条件として、マトリクスコンバータ20の負荷電流の連続性から、数式7が成立しなければならない。
As an on-duty condition, Equation 7 must be established from the continuity of the load current of the
例えば、u相においては、スイッチSru,Ssu,Stuの何れか1つだけが常にオンしなければならない。
スイッチングパターンを考えるにあたって、スイッチング周波数は電源や負荷電圧の周波数に比較して十分高く、また、誘導性負荷を前提にして、スイッチング周期2Tにおける電源電圧er,es,et及び負荷電流iuv,ivw,iwuをそれぞれ一定値として近似する。また、電源電圧はer>es>et 、出力電圧指令値はvu *>vv *>vw *という条件のもとで説明する。
For example, in the u phase, only one of the switches S ru , S su , S tu must always be turned on.
In considering the switching pattern, the switching frequency is sufficiently higher than the frequency of the power source and the load voltage, and on the premise of the inductive load, the power source voltages er , es , et and the load current i in the switching period 2T. uv , i vw , and i wu are approximated as constant values, respectively. In addition, the power supply voltage is e r> e s> e t , the output voltage command value v u *> v v *> v w * that described in the original conditions.
図5は、本実施形態におけるオンデューティ(スイッチングパターン)及び出力線間電圧を示している。各相スイッチの導通期間をオンデューティDru〜Dtwによりそれぞれ示し、前半の半周期と後半の半周期では折り返しのパターンとしている。
このスイッチングパターンは、最大出力電圧指令vu *のu相の交流スイッチについては、電源の最大電圧er(最大電圧相であるr相)及び中間電圧es(中間電圧相であるs相)のみに接続して最小電圧et(最小電圧相であるt相)には接続せず、また、最小出力電圧指令値vw *のw相の交流スイッチについては、電源の中間電圧es及び最小電圧etのみに接続して最大電圧erには接続しないPWMパターンであり、このようなPWMパターンを用いることは、同図(a)の高出力電圧時、同図(b)の低出力電圧時の何れも変わりがない。すなわち、出力電圧の大きさに関わらず、最大電圧を出力させる相の交流スイッチに対しては電源側の最大電圧相及び中間電圧相に接続されるようにスイッチングパターンを決定し、最小電圧を出力させる相の交流スイッチに対しては電源側の中間電圧相及び最小電圧相に接続されるようにスイッチングパターンを決定する。
スイッチング半周期Tの転流回数は、本実施形態ではスイッチStu,Srwを導通しない(Dtu=0,Drw=0)ので、従来方式1,2と同様に4回に低減できている。また、最大電圧と最小電圧との間の直接の切替がないので、スイッチング損失及びノイズを低減でき、全ての相で中間電圧が使用されるため、負荷中性点の電位変化を抑制することができる。
FIG. 5 shows the on-duty (switching pattern) and the output line voltage in this embodiment. Respectively the conduction period of each phase switch by on-duty D ru to D tw, the half period of the second half and the first half period of which a pattern of folding.
This switching pattern indicates that, for the u-phase AC switch of the maximum output voltage command v u * , the maximum voltage e r (r phase that is the maximum voltage phase) and the intermediate voltage e s (s phase that is the intermediate voltage phase). Only for the minimum voltage e t (t phase which is the minimum voltage phase), and for the w-phase AC switch of the minimum output voltage command value v w * , the intermediate voltage e s of the power source and a PWM pattern not connected to the maximum voltage e r connected only to the minimum voltage e t, the use of such a PWM pattern, when a high output voltage of FIG. (a), low in FIG (b) There is no change in the output voltage. That is, regardless of the magnitude of the output voltage, the switching pattern is determined so that the AC switch of the phase that outputs the maximum voltage is connected to the maximum voltage phase and the intermediate voltage phase on the power supply side, and the minimum voltage is output. The switching pattern is determined so that the AC switch of the phase to be connected is connected to the intermediate voltage phase and the minimum voltage phase on the power supply side.
The number of commutations in the switching half cycle T can be reduced to four times as in the
本実施形態では、図5に示すように必ず線間電圧指令値と同符号の電圧パルスで線間電圧を構成することができ(例えば、線間電圧vuvについては、その指令値vuv *と同極性の電圧パルスers,estにより線間電圧vuvが構成される)、更に、指令値の絶対値が最大となる線間電圧波形vwuについては、同図(a)に示すように出力電圧が高い場合には零電圧が出力されず、同図(b)に示すように出力電圧が低い場合には最大の電圧パルスetrが出力されないので、出力電圧高調波を抑制することができる。 In the present embodiment, as shown in FIG. 5, the line voltage can be configured with voltage pulses having the same sign as the line voltage command value (for example, for the line voltage v uv , the command value v uv * the same polarity voltage pulse e rs of constructed line voltages v uv by e st), further, the line voltage waveform v wu absolute value of the command value is maximized is shown in the diagram (a) Thus, when the output voltage is high, zero voltage is not output, and when the output voltage is low as shown in FIG. 5B, the maximum voltage pulse e tr is not output, so that output voltage harmonics are suppressed. be able to.
次に、図1におけるオンデューティ演算手段400について説明する。
図6は、出力電圧指令値が最大値のu相と最小値のw相との間の負荷電流iwuのみを考慮した接続関係を示している。このとき、図5のように、u相スイッチSru,Ssuとw相スイッチSsw,Stwとをそれぞれ導通してスイッチング半周期Tのパターンを発生する。
Next, the on-duty calculation means 400 in FIG. 1 will be described.
FIG. 6 shows a connection relationship in consideration of only the load current i wu between the u phase having the maximum output voltage command value and the w phase having the minimum value. At this time, as shown in FIG. 5, the u-phase switches S ru and S su and the w-phase switches S sw and S tw are respectively conducted to generate a pattern of the switching half cycle T.
図6において、電源力率1を実現するために、電源から見た負荷側インピーダンスを抵抗Rwuと考えると、スイッチング半周期Tの平均電源電流irwu,iswu,itwuは数式8により得られる(明細書本文中では記号「−」を付記できないため、以下では、各数式における電流i,電力Pの上方に記号「−」を付して平均値を示す)。
In FIG. 6, when the load-side impedance viewed from the power source is considered as the resistance R wu in order to realize the power
これにより、スイッチング半周期Tの電源の平均電力Pwuは数式9で与えられる。
Thus, the average power P wu of the power source in the switching half cycle T is given by
数式9の平均Pwuが負荷の消費電力に等しいことから、w,u間の電流源iwuは数式10によって表される。
Since the average P wu in Equation 9 is equal to the power consumption of the load, the current source i wu between w and u is expressed by
最大出力電圧相であるu相は、最大電源電圧相のr相及び中間電源電圧相のs相のみに接続され、最小電源電圧相のt相には接続されないので、数式11が成り立つ。 The u phase, which is the maximum output voltage phase, is connected only to the r phase of the maximum power supply voltage phase and the s phase of the intermediate power supply voltage phase, and is not connected to the t phase of the minimum power supply voltage phase.
また、r相電流irwuは、スイッチSruをオンしたときだけ−iwuが流れるので、数式8,10より、オンデューティDruは数式12のようになる。
Further, r-phase current i RWU Since only -i wu flows when turning on the switch S ru, from
数式7から、オンデューティDsuは数式13により得られる。
From Equation 7, the on-duty D su is obtained by
w相については、最大電源電圧相のr相には接続されず、また、t相電流itwuは、スイッチStwをオンしたときだけiwuが流れることから、オンデューティDrw,Dtw,Dswはそれぞれ数式14〜数式16によって得られる。 The w-phase, the r-phase of the maximum power supply voltage phase is not connected, also, t-phase current i tWU, since the flow is only i wu when turning on the switch S tw, the on-duty D rw, D tw, D sw is obtained by Expression 14 to Expression 16, respectively.
次いで、中間電圧相のv相のスイッチングパターンを考える。
図7は、出力電圧指令値が最大値のu相と中間値のv相との間の負荷電流iuvのみを考慮した接続関係を示している。図7において、電源力率1を実現するために、電源から見た負荷側インピーダンスを抵抗Ruvと考えると、電源電流iruv,isuv,ituvは数式17により表される。
Next, consider the v-phase switching pattern of the intermediate voltage phase.
FIG. 7 shows a connection relationship in consideration of only the load current i uv between the u phase having the maximum output voltage command value and the v phase having the intermediate value. In FIG. 7, when the load-side impedance viewed from the power source is considered as the resistance R uv in order to realize the power
また、スイッチング半周期Tにおける電源平均電力Puvが負荷電力に等しいことから、電流源iuvは数式18によって与えられる。 Further, since the power source average power P uv in the switching half cycle T is equal to the load power, the current source i uv is given by Equation 18.
図7において、t相電流ituvは、スイッチStvをオンしたときだけ、−iuvが流れるので、オンデューティDtvは数式19により得られる。 In FIG. 7, t-phase current i tuv, only when turning on the switch S tv, since flows -i uv, on-duty D tv is obtained by equation 19.
また、図8は、出力電圧指令値が中間値のv相と最小相のw相間の負荷電流ivwのみを考慮した接続関係を示している。図8において、電源力率1を実現するために、電源から見た負荷側インピーダンスを抵抗Rvwと考えると、電源電流irvw,isvw,itvwは数式20によって表される。
FIG. 8 shows a connection relationship in consideration of only the load current ivw between the v-phase whose output voltage command value is an intermediate value and the w-phase of the minimum phase. In FIG. 8, when the load side impedance viewed from the power source is considered as the resistance R vw in order to realize the power
また、スイッチング半周期Tの電源平均電力Pvwが負荷電力に等しいことから、電流源ivwは数式21によって与えられる。
Further, since the power source average power P vw in the switching half cycle T is equal to the load power, the current source i vw is given by
図8において、r相電流irvwは、スイッチSrvをオンしたときだけivwが流れるので、オンデューティDrvは数式22により得られる。 In FIG. 8, r-phase current i rvw Since only i vw flows when turning on the switch S rv, on-duty D rv is obtained by equation 22.
数式7,19,22より、オンデューティDsvは数式23により得られる。 From the equations 7, 19, and 22, the on-duty D sv is obtained by the equation 23.
上記では、電源電圧がer>es>et、出力電圧指令値がvu *>vv *>vw *の場合の各スイッチのオンデューティを導出した。
以下に、入出力電圧の任意の大小関係におけるスイッチングパターン発生時のオンデューティ演算手段400の作用を説明する。
In the above, the power supply voltage to derive the e r> e s> e t , the output voltage command value v u *> v v *> v w * on-duty of each switch in the case of.
The operation of the on-duty calculation means 400 when a switching pattern is generated in an arbitrary magnitude relationship between input and output voltages will be described below.
図3に示したオンデューティ演算手段では、電源電圧大小関係の情報を得るために、電源電圧の相/線間変換ブロック401において、電源電圧er,es,etから線間電圧ers,est,etrを数式24により求める。 In on-duty operation means shown in FIG. 3, in order to obtain the information of the supply voltage magnitude relation, the phase / line between transformation blocks 401 of the power supply voltage, power supply voltage e r, e s, between the lines from e t voltage e rs , E st , e tr are obtained by Equation 24.
電源大小判別ブロック402では、表1に従って、線間電圧の符号から電源モードms(1〜6)を判別し、電源の最大電圧e1、中間電圧e2、最小電圧e3を得る。ここで、添字1,2,3は、電源電圧の最大、中間、最小をそれぞれ意味する。
In the power supply
電源大小判別ブロック402の出力は、最大電圧e1、中間電圧e2、最小電圧e3と、大小関係を表す3ビットの信号r1,s1,r2s3である。信号r1,s1は、それぞれer,esが最大電圧のときにのみ“1”になり、信号r2s3は、erが中間電圧またはesが最小電圧のときにのみ“1”になる信号である。
The output of the power
図3の出力電圧の相/線間変換ブロック403は、出力電圧指令値vu *,vv *,vw *から線間電圧指令値vuv *,vvw *,vwu *を数式25により求める。
The output voltage phase /
出力大小判別ブロック404では、表2に従って、線間電圧指令値の符号から出力電圧モードmL(1〜6)を判別し、出力相電圧指令値の最大電圧va *、中間電圧vb *、最小電圧vc *を得る。ここで、添字a,b,cは、出力電圧の最大、中間、最小をそれぞれ意味する。
The output
更に、電圧指令の相/線間変換ブロック405により、線間電圧指令値vab *,vbc *,vca *を数式26により演算する。
Further, line voltage command values v ab * , v bc * and v ca * are calculated by Equation 26 by the voltage command phase /
図3のオンデューティ演算ブロック406では、電源の最大電圧e1、中間電圧e2、最小電圧e3及び線間電圧指令値vab *,vbc *,vca *を用いて、出力電圧指令値の最大電圧相a相、中間電圧相b相、最小電圧相c相がそれぞれ電源電圧の最大電圧相1相、中間電圧相2相、最小電圧相3相に接続されるスイッチのオンデューティD1a〜D3cに関して、数式27を演算する。
In the on-
相判別ブロック407では、表3に従って、出力大小判別ブロック404から受ける出力電圧モードmLから出力電圧指令値の最大電圧相a相、中間電圧相b相、最小電圧相c相がそれぞれu相、v相、w相の何れに対応するかを判断し、対応した相のPWM発生部に数式27のオンデューティを出力する。
例えばmL=1の場合には、表3によれば出力中間電圧相b相がv相であるから、D1v=D1b,D12v=D12bとして、D1v,D12vをv相比較回路ブロック410に出力する。
In
For example, when m L = 1, since the output intermediate voltage phase b phase is v phase according to Table 3, D 1v = D 1b and D 12v = D 12b and D 1v and D 12v are compared with the v phase. Output to the
図3においてPWMパルスを発生するための各相比較回路ブロック409〜411及びPWM発生ブロック412〜414は、三相とも同様の回路であり、その具体的なPWM発生原理図を図9に示す。 In FIG. 3, each of the phase comparison circuit blocks 409 to 411 and the PWM generation blocks 412 to 414 for generating the PWM pulse is the same circuit for all three phases, and a specific PWM generation principle diagram is shown in FIG.
図9はv相についてのPWM発生原理図であり、出力相電圧指令が中間電圧の場合(vb *=vv *)である。
同図(a)では、0,1間で変化する三角波キャリアとオンデューティD1v,D12v(=D1v+D2v)とを比較し、信号Q1v,Q12vが得られる。同図(b)に示す論理回路により、信号Q1v,Q12vからスイッチング信号G1v,G2v,G3vを得て、更に、これらをr,s,t相に振り分けることによりPWMパルスGrv,Gsv,Gtvを発生する。この振り分けにおいては、表1から得られる信号r1(e1=er信号)、信号s1(e1=es信号)、信号r2s3(e2=erまたはe3=es信号)を用いて、電源r,s相がそれぞれ最大電圧相、中間電圧相、最小電圧相の何れであるかを判断しPWMパルスGrv,Gsvを作成する。電源t相のPWMパルスGtvは、Grv,Gsvが共にオフ状態のときにオンする論理として得られる。
FIG. 9 is a principle diagram of PWM generation for the v phase, and is when the output phase voltage command is an intermediate voltage (v b * = v v * ).
In FIG. 6A , the triangular wave carrier changing between 0 and 1 is compared with the on-duty D 1v , D 12v (= D 1v + D 2v ), and signals Q 1v , Q 12v are obtained. The switching circuit G 1v , G 2v , G 3v is obtained from the signals Q 1v , Q 12v by the logic circuit shown in FIG. 5B, and further divided into r, s, t phases to generate the PWM pulse G rv. , G sv , G tv are generated. In this distribution, the signal r 1 (e 1 = er signal), the signal s 1 (e 1 = es signal), the signal r 2 s 3 (e 2 = er or e 3 = e) obtained from Table 1 are used. The s signal is used to determine whether the power supply r and s phases are the maximum voltage phase, intermediate voltage phase, and minimum voltage phase, respectively, and PWM pulses G rv and G sv are generated. The power supply t-phase PWM pulse G tv is obtained as logic that turns on when both G rv and G sv are in the off state.
なお、本実施形態における電源電圧検出手段41または出力電圧指令演算手段42はあくまで一例であり、電源電圧検出手段41については、電源10の相電圧を検出する以外に線間電圧を検出してもよいし、電源電圧の振幅は一定とみなして電源電圧の正負を検出することでも実現可能である。また、出力電圧指令演算手段42については、V/f制御以外にベクトル制御でも実現可能である。
The power supply voltage detection means 41 or the output voltage command calculation means 42 in the present embodiment is merely an example, and the power supply voltage detection means 41 may detect a line voltage in addition to detecting the phase voltage of the
次に、図10は本発明の第2実施形態を示すブロック図であり、請求項3の発明に相当する。この実施形態に係る制御装置40Bは、図1の制御装置40Aに電源電流指令演算手段43を追加したものであり、この演算手段43は電源電圧er,es,etから電源電流指令値ir *,is *,it *を演算し、オンデューティ演算手段400に出力する。
Next, FIG. 10 is a block diagram showing a second embodiment of the present invention, and corresponds to the invention of
以下では、電源力率を1に制御する場合について説明する。
電源電流指令値ir *,is *,it *は電源電圧er,es,etに比例した値であり、比例定数を1/Rsとして数式28により与えられる。なお、Rsは電源からみたマトリクスコンバータのインピーダンス(抵抗)である。
Hereinafter, a case where the power source power factor is controlled to 1 will be described.
Source current command value i r *, i s *, i t * is a value proportional to the power supply voltage e r, e s, e t , given by Equation 28 the proportionality constant as the 1 / R s. Incidentally, R s is the matrix converter of the impedance viewed from the power source (resistor).
図11は、電源電流指令値ir *,is *,it *を新たな入力として加えた場合のオンデューティ演算手段400のブロック図である。
図4に示したマトリクスコンバータの簡易モデルにおいて、電源電圧はer>es>et、出力電圧指令値はvu *>vv *>vw *とし、スイッチング周期2Tにおける電源電圧er,es,et及び負荷電流iuv,ivw,iwuをそれぞれ一定値として近似する。その後、各スイッチSru〜StwのオンデューティDru〜Dtwの演算式を導出する。
11, * source current command value i r, i s *, is a block diagram of the on-
In the matrix converter simplified model shown in FIG. 4, the power supply voltage is e r> e s> e t , the output voltage command value v u *> v v *> v and w *, the power supply voltage e r in the switching period 2T , e s, approximating e t and the load current i uv, i vw, i wu as constant values, respectively. Then, to derive a calculation formula for the on-duty D ru to D tw of the switches S ru to S tw.
数式28より、電源電圧er,es,etは、電源電流指令値ir *,is *,it *を用いて数式29により表される。 From Equation 28, the power supply voltage e r, e s, e t is * source current command value i r, i s *, represented by equation 29 using i t *.
数式29を数式11〜16,19,22,23に代入することにより、各オンデューティDru〜Dtwを数式30によって得ることができる。
By substituting Equation 29 into
以上により、マトリクスコンバータ20の9個の交流スイッチSru〜StwのオンデューティDru〜Dtwが決められた。これらのオンデューティの演算式は、数式28における比例定数1/Rsを含んでおらず、Rsに依存しないことがわかる。従って、実際の電源電流ir,is,itは、電源電流指令値ir *,is *,it *にそれぞれ比例した電流となり、電源電流の位相(入力力率)が指令値通りに制御され、電源電流の大きさは負荷電流により決まる。
Thus, the on-duty D ru to D tw of nine AC switch S ru to S tw of the
上記の説明では、電源電圧がer>es>et、出力電圧指令値がvu *>vv *>vw *の場合の各スイッチのオンデューティを導出した。
以下に、入出力電圧の任意の大小関係におけるスイッチングパターン発生時のオンデューティ演算手段400の作用を説明する。
In the above description, the power supply voltage to derive the e r> e s> e t , the output voltage command value v u *> v v *> v w * on-duty of each switch in the case of.
The operation of the on-duty calculation means 400 when a switching pattern is generated in an arbitrary magnitude relationship between input and output voltages will be described below.
図11におけるオンデューティ演算手段の電源大小判別ブロック402では、既に図3の説明で述べたように表1に従って電源電圧er,es,etの最大電圧e1、中間電圧e2、最小電圧e3を判別する。図11では、電源大小判別ブロック402に電源電流指令値ir *,is *,it *が新たに入力されており、表1に従って、電源電圧の最大電圧e1、中間電圧e2、最小電圧e3とそれぞれ同じ相の電流指令値をi1 *,i2 *,i3 *として出力する。例えば、e1=erであれば、電流指令値の大小関係に関わらずにi1 *=ir *である。
In the power supply
図11における出力電圧に関係したブロック403〜405による演算では、既に図3の説明で述べたように、出力電圧指令値vu *,vv *,vw *から線間電圧指令値vab *,vbc *,vca *が得られる。
In the calculation by the
また、オンデューティ演算ブロック406では、電源の最大電圧e1、中間電圧e2、最小電圧e3、電源電流指令値i1 *,i2 *,i3 *及び線間電圧指令値vab *,vbc *,vca *を用いて、出力電圧指令値の最大電圧相a相、中間電圧相b相、最小電圧相c相がそれぞれ電源電圧の最大電圧1相、中間電圧2相、最小電圧3相に接続されるオンデューティD1a〜D3cに関して、数式31を演算する。
Further, in the on-
オンデューティ演算ブロック406は、相判別ブロック407に数式31のオンデューティを出力する。相判別ブロック407以降のPWMパルスが出力されるまでの各ブロックの構成及び動作は、図3の説明で述べた通りである。
The on-
図12は、本発明の第3実施形態の構成を示すブロック図であり、請求項4の発明に相当する。
この実施形態に係る制御装置40Cでは、図10の制御装置40Bに電源電圧位相検出手段44を追加し、電源電流指令演算手段43が、電源電圧位相角θ及び電源力率指令値ψ*から電源電流指令値ir *,is *,it *を演算するようにしたものである。
図12において、電源電圧位相検出手段44及び電源電流指令演算手段43以外については図10と同様であるため、以下では異なる部分について説明する。
FIG. 12 is a block diagram showing the configuration of the third embodiment of the present invention, and corresponds to the invention of claim 4.
In the
In FIG. 12, the components other than the power supply voltage phase detection means 44 and the power supply current command calculation means 43 are the same as those in FIG.
図13は、電源電圧位相検出手段44の構成例であり、PLL(Phase Locked Loop:位相同期回路)を用いた場合のものである。
図13において、波形整形回路441は、電源電圧er,es,etの零クロスを検知し、π/3ごとに変化する電源1周期で3パルスの信号θ0を発生する。また、電源位相角検出値θから、θ0に対応した信号θpを発生する。位相比較器444は、信号θ0とθpとの位相角誤差Δθを検出し、この位相角誤差Δθが減少するように発振器442の出力パルスpの周波数を調整する。前記発振器442の出力パルスpをカウンタ443により計数することで、カウンタ443の出力値が電源位相角θとなる。
FIG. 13 shows an example of the configuration of the power supply voltage phase detection means 44 when a PLL (Phase Locked Loop) is used.
13, the
次いで、図12における電源電流指令演算手段43の作用を説明する。電源位相角θ及び電源力率角指令値ψ*から、電源電流指令値ir *,is *,it *を数式32により演算する。 Next, the operation of the power supply current command calculation means 43 in FIG. 12 will be described. From the power supply phase angle θ and the power supply power factor angle command value ψ * , the power supply current command values i r * , i s * , and i t * are calculated by Equation 32.
数式32において電流指令値の振幅を1としているのは、既に述べたように実際の電源電流ir,is,itは電源電流指令値ir *,is *,it *にそれぞれ比例した電流となり、電源電流指令値の振幅に依存しないためである。従って、実際の電流と電流指令値との比例関係により、電源力率角指令値ψ*通りの電源力率を実現することができる。 What is 1 the amplitude of the current command value in Equation 32, the actual supply current i r, as already mentioned, i s, i t is the power current command value i r *, i s *, i t * , respectively This is because the current becomes proportional and does not depend on the amplitude of the power supply current command value. Therefore, the power source power factor corresponding to the power source power factor angle command value ψ * can be realized by the proportional relationship between the actual current and the current command value.
図14は、本発明の第4実施形態の構成を示すブロック図であり、請求項5の発明に相当する。
この実施形態における制御装置40Dは、図10の制御装置40Bに電源電圧位相角θの余弦値及び正弦値を演算する余弦・正弦演算手段45を追加したものであり、電源電流指令演算手段43が、上記の余弦値cosθ、正弦値sinθ及び電源力率角指令値ψ*から電源電流指令値ir *,is *,it *を演算するようになっている。
図14において余弦・正弦演算手段45及び電源電流指令演算手段43以外については図10,図12と同様であるため、以下では異なる部分について説明する。
FIG. 14 is a block diagram showing the configuration of the fourth embodiment of the present invention, and corresponds to the invention of claim 5.
The
14 is the same as FIG. 10 and FIG. 12 except for the cosine / sine calculation means 45 and the power supply current command calculation means 43, and different parts will be described below.
図14の余弦・正弦演算手段45において、電源電圧er,es,etは数式1の対称三相電圧とし、電源電圧を数式33のように静止座標(α−β座標)変換して、二相の電源電圧eα,eβを得る。
In the cosine-sine calculating means 45 in FIG. 14, the power supply voltage e r, e s, e t is symmetrical three-
数式33より、cosθ,sinθはそれぞれ数式34によって得られる。 From Equation 33, cos θ and sin θ are obtained by Equation 34, respectively.
図14の電源電流指令演算手段43では、数式34のcosθ,sinθ及び電源力率角指令値ψ*から、電源電流指令値ir *,is *,it *をそれぞれ数式35〜数式37により演算する。 In the power supply current command calculation means 43 in FIG. 14, the power supply current command values i r * , i s * , and i t * are calculated from cos θ, sin θ and power supply power factor angle command value ψ * in Expression 34, respectively. Calculate by
次いで、図15は本発明の第5実施形態を示すブロック図であり、請求項6の発明に相当する。
この実施形態における制御装置40Eは、図12の制御装置40Cに負荷電流検出手段46及び力率角指令演算手段47を追加して構成されており、負荷電流に応じて電源力率角指令値ψ*を調節するようになっている。
FIG. 15 is a block diagram showing a fifth embodiment of the present invention, and corresponds to the invention of
The
上記の各実施形態では、マトリクスコンバータ20の入力側のLCフィルタ21を無視して説明しているが、実際に制御している電源電流指令値はLCフィルタ21を通過した後のコンバータ入力電流である。
以下では、LCフィルタ21に流れ込む進相電流が無視できなくなる軽負荷時などを想定して、力率角指令演算手段47により電源力率を1に制御する方式を説明する。
In each of the above embodiments, the explanation is made by ignoring the
In the following, a method for controlling the power source power factor to 1 by the power factor angle command calculation means 47 will be described assuming a light load where the phase advance current flowing into the
図16(a)にマトリクスコンバータ入力部の一相分等価回路を、同図(b)にそのベクトル図をそれぞれ示す。なお、以下において、明細書本文中ではベクトルを示す「・」(ドット)を付記することができないため、これを省略する。
図16(a)では、マトリクスコンバータに流れ込む電流指令値Im *を電流源で表している。Im *=0としたとき、LCフィルタ21のコンデンサ電流ICは数式38により与えられる。
FIG. 16A shows a one-phase equivalent circuit of the matrix converter input section, and FIG. 16B shows a vector diagram thereof. In the following description, a “.” (Dot) indicating a vector cannot be added in the specification text, and thus will be omitted.
In FIG. 16A, the current command value I m * flowing into the matrix converter is represented by a current source. When I m * = 0, the capacitor current I C of the
通常、LCフィルタの共振周波数は電源周波数より十分高いので、ωL−1/ωC<0の関係が得られ、Iq>0となるので、コンデンサ電流ICは進み電流となる。図16(b)に示すように、電源電流Isを数式39のごとくマトリクスコンバータ20が必要とする有効電流成分Ipのみとする。
Usually, since the resonance frequency of the LC filter is sufficiently higher than the power supply frequency, a relationship of ωL−1 / ωC <0 is obtained, and I q > 0, so that the capacitor current I C becomes a leading current. As shown in FIG. 16 (b), and the power supply current I s only valid current component I p required by the
この時、電源力率1を実現するためには、マトリクスコンバータ20の入力電流指令値Im *を数式40のように与えればよい。
At this time, in order to realize the power
すなわち、図16(b)に示す力率角指令値ψ*を与えることで、電源力率1を実現することができる。
図15の制御装置40Eにおいて、電源電圧位相検出手段44による線間電圧実効値Eの演算、負荷電流検出手段46、力率角指令演算手段47以外については前記各実施形態と同様であるため、以下では異なる部分について説明する。
That is, the power
In the
線間電圧実効値Eの値については、使用電源が既定されていればコントローラ内で定数として持つこともできる。また、実効値Eが一定値とは限らない場合には、電源電圧位相検出手段44により、電源電圧er,es,etを用いて数式33の二相の電源電圧eα,eβから、実効値Eを数式41により演算することができる。
The value of the line voltage effective value E can also be held as a constant in the controller if the power supply to be used is defined. Further, when the effective value E is not necessarily constant value, the power supply voltage phase detection means 44, the power supply voltage e r, e s, the power supply voltage of the two-phase formula 33 using a e t e α, e β Therefore, the effective value E can be calculated by
図15における負荷電流検出手段46は、負荷電流iu,ivをホールCTを用いて検出し、残りのw相電流iwを数式42により得る。 Load current detection means 46 in FIG. 15, the load current i u, the i v detected by using a Hall CT, to obtain the remaining w-phase current i w using Equation 42.
次に、図15における力率角指令演算手段47の作用を説明する。マトリクスコンバータのスイッチング半周期Tの平均出力電力Poutは、負荷電流iu,iv,iw及び出力電圧指令値vu *,vv *,vw *を用いて数式43から求めることができる。
Next, the operation of the power factor angle command calculating means 47 in FIG. 15 will be described. The average output power P out in the switching half cycle T of the matrix converter can be obtained from
損失を無視すれば、マトリクスコンバータの入出力電力は等しいので、電源側の有効電流Ipは、数式44により得ることができる。
If the loss is ignored, the input / output power of the matrix converter is equal, so that the effective current Ip on the power supply side can be obtained by
なお、損失を考慮する場合には、損失分に相当した有効電流を数式44の右辺に加算して対応すればよい。一方、線間電圧実効値Eと数式38との関係から、コンデンサに流れる無効電流Iqは数式45によって得られる。
In addition, when considering the loss, an effective current corresponding to the loss may be added to the right side of
数式44の有効電流Ip、数式45の無効電流Iqを用いて、図16(b)のベクトル図から、力率角指令値ψ*は数式46によって与えられる。
The power factor angle command value ψ * is given by
または、力率角指令演算手段42が、力率角指令値ψ*の代わりに数式47によりcosψ*,sinψ*を演算し、図15の電源電流指令値手段43が、これらのcosψ*,sinψ*を用いて数式35〜37により電源電流指令値ir *,is *,it *を演算することもできる。
Or, the power factor angle command calculating means 42, cos * according to
なお、この実施形態では負荷電流(マトリクスコンバータ20の出力電流)iu,iv,iwに基づいて力率角指令値ψ*を演算しているが、マトリクスコンバータ20の出力電圧に基づいて力率角指令値ψ*を調節するように構成しても良い。
また、この第5実施形態のように出力電流や出力電圧に応じて力率角指令値ψ*を調節する着想は、図14に示した第4実施形態の制御装置40Dにも適用可能である。
In this embodiment, the power factor angle command value ψ * is calculated based on the load current (output current of the matrix converter 20) i u , i v , i w, but based on the output voltage of the
Further, the idea of adjusting the power factor angle command value ψ * according to the output current and output voltage as in the fifth embodiment is also applicable to the
10:三相交流電源
20:マトリクスコンバータ
21:入力フィルタ
30:負荷
40A,40B,40C,40D,40E:制御装置
400:オンデューティ演算手段
41:電源電圧検出手段
42:出力電圧指令演算手段
421:V/fテーブル
422:積分器
423:三相発振器
43:電源電流指令演算手段
44:電源電圧位相検出手段
45:余弦・正弦演算手段
46:負荷電流検出手段
47:力率角指令演算手段
10: Three-phase AC power supply 20: Matrix converter 21: Input filter 30:
Claims (6)
各相の電源電圧が入力されて最大電圧相、中間電圧相及び最小電圧相を判別する手段と、
各相の出力電圧指令値が入力されて最大電圧出力相、中間電圧出力相及び最小電圧出力相を判別する手段と、
出力電圧の大きさに関わらず、前記最大電圧出力相の交流スイッチを電源側の前記最大電圧相及び前記中間電圧相に接続して前記最小電圧相に接続しないスイッチングパターンを作成し、前記最小電圧出力相の交流スイッチを電源側の前記中間電圧相及び前記最小電圧相に接続して前記最大電圧相に接続しないスイッチングパターンを作成する手段と、
を備えたことを特徴とする交流−交流直接電力変換器の制御装置。 Each phase of the AC power supply and each phase on the output side are directly connected by a bidirectional AC switch, and the AC power supply voltage is directly converted into an AC voltage of an arbitrary magnitude and frequency by the on / off operation of the AC switch. -In AC direct power converter,
Means for determining the maximum voltage phase, the intermediate voltage phase and the minimum voltage phase when the power supply voltage of each phase is input;
Means for determining the maximum voltage output phase, the intermediate voltage output phase, and the minimum voltage output phase when the output voltage command value of each phase is input;
Regardless of the magnitude of the output voltage, wherein the maximum voltage phase of the maximum voltage output phase power supply side AC switches and connected to the intermediate voltage phase creates a switching pattern that is not connected to the minimum voltage phase, the minimum voltage It means for creating a switching pattern by connecting the AC switch output phase to the intermediate voltage phase and the minimum voltage phase of the power supply side is not connected to the maximum voltage phase,
AC characterized by comprising a - AC direct power converter controller.
電源電圧を検出する手段と、出力電圧指令値を演算する手段と、前記電源電圧及び前記出力電圧指令値から前記交流スイッチのオンデューティを演算する手段と、を備えたことを特徴とする交流−交流直接電力変換器の制御装置。 In the control apparatus of the AC-AC direct power converter according to claim 1,
AC-, comprising: means for detecting a power supply voltage; means for calculating an output voltage command value; and means for calculating an on-duty of the AC switch from the power supply voltage and the output voltage command value. Control device for AC direct power converter.
前記電源電圧に基づいて電源電流指令値を演算する手段を備え、この電源電流指令値を前記オンデューティの演算に用いることを特徴とする交流−交流直接電力変換器の制御装置。 In the control apparatus for an AC-AC direct power converter according to claim 2,
A control device for an AC-AC direct power converter, comprising means for calculating a power supply current command value based on the power supply voltage, and using the power supply current command value for the calculation of the on-duty.
前記電源電圧に基づいて電源電圧位相角を検出する手段と、前記電源電圧位相角及び電源力率指令値から電源電流指令値を演算する手段とを備え、この電源電流指令値を前記オンデューティの演算に用いることを特徴とする交流−交流直接電力変換器の制御装置。 In the control apparatus for an AC-AC direct power converter according to claim 2,
Means for detecting a power supply voltage phase angle based on the power supply voltage; and means for calculating a power supply current command value from the power supply voltage phase angle and a power supply power factor command value. A control device for an AC-AC direct power converter, characterized by being used for calculation.
前記電源電圧に基づいて電源電圧位相角の余弦値及び正弦値を演算する手段と、これらの余弦値、正弦値及び電源力率指令値から電源電流指令値を演算する手段とを備え、この電源電流指令値を前記オンデューティの演算に用いることを特徴とする交流−交流直接電力変換器の制御装置。 In the control apparatus for an AC-AC direct power converter according to claim 2,
Means for calculating a cosine value and a sine value of a power supply voltage phase angle based on the power supply voltage, and means for calculating a power supply current command value from these cosine value, sine value and power supply power factor command value. A control apparatus for an AC-AC direct power converter, wherein a current command value is used for the calculation of the on-duty.
前記電力変換器の出力電流または出力電圧に応じて前記電源力率指令値を調節する手段を備えたことを特徴とする交流−交流直接電力変換器の制御装置。 In the control apparatus for an AC-AC direct power converter according to claim 4 or 5,
An AC-AC direct power converter control device comprising means for adjusting the power source power factor command value in accordance with an output current or an output voltage of the power converter.
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