JP6562955B2 - Harmonic generator - Google Patents
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Description
本発明の実施形態は、電源変圧器に接続された電力幹線から給電される電動機に付加接続される高調波発生装置に関する。 Embodiments described herein relate generally to a harmonic generator that is additionally connected to a motor that is fed from a power main line connected to a power transformer.
一般に、各種設備の動力源として誘導電動機が広く用いられている。この種の電動機では、電力幹線から固定子に設けられた一次巻線に電源電圧を供給して回転磁界を発生させ、これにより回転子に回転トルクを生じさせて運転している。この場合、固定子及び回転子の構造上、高調波電圧が発生する。この高調波電圧は、電動機の運転効率を低下させ、温度上昇をもたらす。 In general, induction motors are widely used as power sources for various facilities. In this type of electric motor, a power supply voltage is supplied from a main power line to a primary winding provided on a stator to generate a rotating magnetic field, thereby generating a rotating torque in the rotor. In this case, a harmonic voltage is generated due to the structure of the stator and the rotor. This harmonic voltage reduces the operating efficiency of the motor and causes a temperature rise.
そこで、この高調波を低減するために各種の提案がなされている。その1つの提案は、電力幹線から供給される電源電圧と同相で、所定の高調波周波数の電流を発生させ、回転子に対して制動力となるマイナス1の高調波次数で電源電圧よりほぼ90°位相の遅れた高調波電圧を発生させるリアクタンス回路を用いるものである(特許文献1参照)。
Therefore, various proposals have been made to reduce this harmonic. One proposal is that a current of a predetermined harmonic frequency is generated in phase with the power supply voltage supplied from the power main line, and a negative harmonic order of
この提案では、電力設備に接続されるモータの固定子のスロット数に応じた特定次数の高調波を作成する必要があるので、モータの構造(固定子のコイル収容の総スロット数と極対数)に応じて異なる次数の高調波が必要となる。 In this proposal, it is necessary to create harmonics of a specific order according to the number of slots of the stator of the motor connected to the power equipment, so the motor structure (total number of slots and pole pairs for accommodating the stator coils) Different orders of harmonics are required depending on.
そしてそれらの高調波の振幅を最適な値にする必要がある。しかし、それらの必要な高調波を単に合成すると、合成した高調波の振幅などが相互に影響しあい、本来必要な高調波からずれてしまうこともあった。 And it is necessary to make the amplitude of those harmonics into an optimal value. However, if these necessary harmonics are simply synthesized, the amplitudes of the synthesized harmonics may affect each other and deviate from the originally required harmonics.
本発明は、このような点に鑑みてなされたもので、周波数及び振幅値を適切に設定した消去用高調波を別々に作成して時間的に合成することにより、電動機の運転効率を向上させることが可能な高調波発生装置を提供する。 The present invention has been made in view of such points, and improves the operating efficiency of the motor by separately creating harmonics for erasing with appropriately set frequencies and amplitude values and temporally synthesizing them. Provided is a harmonic generator capable of performing
本発明が解決しようとする課題は、電力幹線に接続される電動機を改変することなく、電動機に給電する電力幹線側にて、電動機の運転効率を更に向上させ得る高調波発生装置を提供することにある。 The problem to be solved by the present invention is to provide a harmonic generator that can further improve the operating efficiency of the motor on the power trunk side that feeds the motor without altering the motor connected to the power trunk. It is in.
本発明の一実施形態に係る高調波発生装置は、電源変圧器に接続された電力幹線から交流を給電される電動機に付加接続される高調波発生装置であって、前記電動機の運転時に、その固定子のコイル収容の総スロット数(Z1)と極対数(P)の比(Z1/P)に基づいて、前記固定子と回転子との間に発生する高調波回転磁束により生じる高調波電圧のうち、{(Z1/P)−1}の次数は前記回転子に対して制動力となる、前記高調波電圧と同じ次数で逆位相となる高調波電圧を発生させる高調波発生装置であり、前記高調波発生装置は、前記電動機の{(Z1/P)−1}に対応する周波数の所定高調波の周波数及び振幅となる消去用高調波を時間的に切り替えて出力することを特徴とする。 A harmonic generation device according to an embodiment of the present invention is a harmonic generation device that is additionally connected to an electric motor that is supplied with alternating current from a power trunk line that is connected to a power transformer. Harmonic voltage generated by harmonic rotating magnetic flux generated between the stator and the rotor based on the ratio (Z1 / P) of the total number of slots (Z1) and the number of pole pairs (P) accommodated in the stator coil Among them, the order of {(Z1 / P) -1} is a harmonic generator that generates a harmonic voltage having the same order as the harmonic voltage and having an opposite phase as a braking force for the rotor. The harmonic generation device is characterized in that the erasing harmonic having the frequency and amplitude of a predetermined harmonic corresponding to {(Z1 / P) -1} of the electric motor is temporally switched and output. To do.
上記構成によれば、制動力となる回転磁束を打ち消す回転磁束を生じさせる高調波電圧を、各種類の電動機に加えるように構成したので、電動機の運転効率が向上し、省電力効果を得ることができる。 According to the above configuration, since the harmonic voltage that generates the rotating magnetic flux that cancels the rotating magnetic flux serving as the braking force is applied to each type of electric motor, the operating efficiency of the electric motor is improved and the power saving effect is obtained. Can do.
<本発明の原理の簡単な説明>
実施形態の説明に先立って、本発明の原理を簡単に説明する。
<Simple explanation of the principle of the present invention>
Prior to the description of the embodiments, the principle of the present invention will be briefly described.
上述のように、本発明者は先に上げた特許文献1で示したように、電力幹線に接続される電動機の運転時に、制動力となる{(Z1/P)−1}次数の回転磁束を打ち消す回転磁束を生じさせる高調波電圧を発生させればよいことを見出した。
As described above, the present inventor has {(Z1 / P) -1} order rotational magnetic flux that serves as a braking force during operation of the electric motor connected to the main power line, as shown in
そのために、各種電動機に対応する特定の高調波周波数で所定の振幅の消去用高調波を作成しそれらを合成してこれを電動機に供給することにより、不必要な電力消費を減らしていた。ここで各種電動機とは、モータの構造(固定子のコイル収容の総スロット数と極対数の比)が異なる電動機をいう。 Therefore, unnecessary power consumption is reduced by creating erasing harmonics having a predetermined amplitude at specific harmonic frequencies corresponding to various electric motors, synthesizing them and supplying them to the electric motor. Here, the various electric motors refer to electric motors having different motor structures (ratio of the total number of slots for accommodating the stator coils and the number of pole pairs).
電力幹線と本発明の実施形態の高調波発生装置13と、各種類の電動機の接続関係を図7に示した。後で具体的に説明する。
The connection relationship between the power trunk line, the
しかし、所定の消去用高調波を合成すると、それらの高調波相互間で相互干渉が生じて、所定の周波数、振幅を必要とする高調波からずれてしまい、それらの干渉を考慮して振幅等を調整することは比較的困難であった。 However, if the predetermined harmonics for erasing are synthesized, mutual interference will occur between those harmonics, resulting in deviation from the harmonics that require the predetermined frequency and amplitude. It was relatively difficult to adjust.
本発明では、上記のように必要な消去用高調波を個別に作成し適切な高調波を得て、それらを時間的に切り替えて加え、接続された電動機に供給するようにした。 In the present invention, the necessary erasing harmonics are individually created as described above to obtain appropriate harmonics, which are switched over in time and supplied to the connected motor.
このようにすれば、所定の時間が経つと複数の高調波が実効的に各種電動機に供給されるようになる。しかも消去用高調波は、コンピュータにより個別に容易に作成できる。 In this way, a plurality of harmonics are effectively supplied to various electric motors after a predetermined time. Moreover, the erasing harmonics can be easily created individually by a computer.
<実施形態の説明>
以下、本発明の実施形態について、図面を用いて詳細に説明する。
<Description of Embodiment>
Hereinafter, embodiments of the present invention will be described in detail with reference to the drawings.
図1には、電力設備を構成する電源変圧器11、電力幹線12、高調波発生装置13、電動機14例えば誘導電動機、の関係を表す。これらは等価回路により示している。電動機14は、図7に示す複数種類の電動機のうちの例えば1種類の電動機を意味する。
FIG. 1 shows a relationship among a
高調波発生装置13は、リアクタンス回路15及び高調波電流発生器16からなる。高調波電流発生器16は、図示のように電源変圧器11の近傍に設けるか、又は電力幹線(低圧幹線とも呼ぶ)12の末端に接続された電動機14の入力端子近傍に接続する。
The
電源変圧器11の2次巻線の両端からは、電力幹線(100V,200V,400V等)12が導出されている。電源変圧器11の2次巻線の両端間には電源電圧V1が発生する。また、この2次巻線側には、図2に示すように電源変圧器11の巻線抵抗Rt及び巻線の漏れリアクタンス+jνXtが存在し、上述したリアクタンス回路15を構成する。
A power trunk line (100V, 200V, 400V, etc.) 12 is led out from both ends of the secondary winding of the
また、この電力幹線12間には、ν次(11次、17次、23次等)の高調波を含む高調波電流(連続波電流又はパルス電流)Iν(pls)の発生源となる高調波電流発生器16が接続されている。この高調波電流Iν(pls)はインピーダンスの低い電源変圧器11側に流れる。
In addition, between the power
電源変圧器11及びリアクタンス回路15部分の等価回路は、図2で示すように書き換えることができる。図2において、電源変圧器11の1次側漏れリアクタンス11−1は、電源変圧器11の励磁回路のリアクタンス11−eに対して著しく小さいので、1次側漏れリアクタンス11−1はショートされたことと同じとなる。
The equivalent circuit of the
リアクタンス回路15のインピーダンスをZν(pall)とする。このリアクタンス回路15部分には、高調波電流発生器16からの高調波電流Iν(pls)が図示方向に流れることにより、高調波電源電圧Vν(pls)が発生する。すなわち、高調波電流発生器16は、高調波電源電圧Vν(pls)を発生させるためのν次の高調波電流Iν(pls)を流す電流源となる。
The impedance of the
なお、(slot)は、本来電動機に生じている成分を示し、(pall)(pls)は、本発明の実施形態の高調波発生装置により発生させる成分を意味する。 Note that (slot) indicates a component originally generated in the electric motor, and (pall) (pls) indicates a component generated by the harmonic generator according to the embodiment of the present invention.
図1に戻って、電力幹線12に接続された電動機14は、固定子14−1部分、及び回転子14−2部分を有している。電動機14の固定子14−1には1次巻線w1が設けられ、回転子14−2には2次巻線w2が設けられている。固定子14−1の1次巻線w1は、電力幹線12に線路リアクタンス分+jXlを介して接続しており、この1次巻線w1自身は抵抗分r1とリアクタンス分+jνx1を有する。
Returning to FIG. 1, the
また、2次巻線w2は抵抗分r2’及びリアクタンス分+jx2’及び機械的負荷に相当する抵抗r(mk)=(1−Sν) r2’/Sνを有する。 The secondary winding w2 has a resistance component r2 ', a reactance component + jx2', and a resistance r (mk) = (1-Sν) r2 '/ Sν corresponding to a mechanical load.
ここで、電動機14の図示しない入力端子に、電力幹線12から概略基本波の電源電圧V1を印加すると、電動機14の固定子14−1に設けられた1次巻線w1には、図1で示すように、電源の基本波電圧V1に対して90°遅れの、基本波の励磁電流I(0)(1)が流れる。
Here, when a substantially fundamental power supply voltage V1 is applied from the power
また、固定子14−1と回転子14−2との間には、この励磁電流I(0)(1)に比例して、励磁電流I(0)(1)と同一位相の回転磁束φ1が発生する。そして、この回転磁束φ1に対して90°遅れ(電源電圧V1に対しては180°遅れ)の逆起電力E1が発生する。また、この電圧E1に比例して回転子14−2の2次巻線w2には電圧E1’が誘起される。 Further, between the stator 14-1 and the rotor 14-2, the rotating magnetic flux φ1 having the same phase as the exciting current I (0) (1) is proportional to the exciting current I (0) (1). Will occur. Then, a counter electromotive force E1 is generated that is 90 ° behind the rotating magnetic flux φ1 (180 ° behind the power supply voltage V1). In addition, a voltage E1 'is induced in the secondary winding w2 of the rotor 14-2 in proportion to the voltage E1.
電動機の固定子14−1には1次巻線w1を収容するスロットが形成されており、このスロットに起因して磁気抵抗が規則的に分布する。すなわち、図3(a)で示すように、固定子14−1には、上述したように、3相(u,v,w)の一次巻線(コイルとも呼ぶ)w1を収容するスロット21が形成されている。
Slots for accommodating the primary winding w1 are formed in the stator 14-1 of the electric motor, and the magnetic resistance is regularly distributed due to the slots. That is, as shown in FIG. 3A, the stator 14-1 has a
この固定子14−1と回転子14−2との隙間では、コイルを収容しているスロット21の直下と固定子鉄心直下では磁気抵抗(パーミアンス)に差が存在する。このため、基本波による回転磁束φ1の他に、スロット21に起因し、その個数に対応するν次の高調波回転磁束φνが発生する。
In the gap between the stator 14-1 and the rotor 14-2, there is a difference in magnetic resistance (permeance) between directly below the
ここで、固定子14−1の総スロット数をZ1、電機子上の極間隔をτp、極対数をPとすると、スロット21に起因するパーミアンスの分布波kは、次式(1)で示される。
なお、上式(1)においてkavはパーミアンスの平均値(average)である。 In the above formula (1), kav is an average value of permeance.
図3(b)で示す基本波回転磁束密度はB1をB1sin(π/τ・x)とすると、実際の回転状態における磁束密度波Bνは次式(2)となる。
上記式(2)から、基本波波形B1に対して90°遅れの{(Z1/P)+1)}次の高調波回転磁束B{(Z1/P)+1}、及び基本波波形B1に対して90°進みの{(Z1/P)−1}次の高調波回転磁束B{(Z1/P)−1}が発生することがわかる。(なお、以下{(Z1/P)−1}、{(Z1/P)+1}は(Z1/P−1)、(Z1/P+1)とも記載する。)
磁束は磁気回路の面積に比例するのでφ1∝B1であり、φ(Z1/P−1)次、及びφ(Z1/P+1)次の回転磁束が発生することを意味する。
From the above equation (2), the {(Z1 / P) +1)}-order harmonic rotating magnetic flux B {(Z1 / P) +1} 90 ° delayed from the fundamental waveform B1 and the fundamental waveform B1. It can be seen that a {(Z1 / P) -1} -order harmonic rotating magnetic flux B {(Z1 / P) -1} that is advanced by 90 ° is generated. (Hereinafter, {(Z1 / P) -1} and {(Z1 / P) +1} are also referred to as (Z1 / P-1) and (Z1 / P + 1)).
Since the magnetic flux is proportional to the area of the magnetic circuit, it is φ1∝B1, which means that φ (Z1 / P−1) -order and φ (Z1 / P + 1) -order rotating magnetic flux is generated.
周知のように、φ(Z1/P+1)次の磁束は、基本波回転磁束波φ1に対して正方向、かつ90°遅れで回転する。また、φ(Z1/P−1)次の磁束は、基本波回転磁束波φ1に対して逆方向、かつ90°進み位相で回転する。通常、電動機の1極当りのスロット数(Z1/P)は、12,18,24個が多用されている。したがって、(Z1/P−1)次としては、11,17,23次の逆回転磁束密度波が、(Z1/P+1)次としては13,19,25次の正回転磁束密度波がそれぞれ発生する。 As is well known, the φ (Z1 / P + 1) -order magnetic flux rotates in the positive direction and 90 ° behind the fundamental wave rotating magnetic flux wave φ1. Further, the φ (Z1 / P−1) -order magnetic flux rotates in the opposite direction to the fundamental wave rotating magnetic flux wave φ1 and in a phase advanced by 90 °. Usually, 12, 18, and 24 slots are frequently used as the number of slots (Z1 / P) per pole of an electric motor. Therefore, as the (Z1 / P-1) order, 11, 17, and 23rd order reverse rotating magnetic flux density waves are generated, and as the (Z1 / P + 1) order, 13, 19, and 25th order rotating magnetic flux density waves are generated. To do.
この次数νが(Z1/P+1)次、及び(Z1/P−1)次の高調波回転磁束φν(slot)によって、固定子14−1の1次巻線w1には高調波電圧Vν(slot)が、回転子14−2の2次巻線w2には高調波電圧Vν’(slot)が生じる。 The harmonic voltage Vν (slot) is applied to the primary winding w1 of the stator 14-1 by the (Z1 / P + 1) th order and (Z1 / P-1) th order harmonic rotating magnetic flux φν (slot). However, a harmonic voltage Vν ′ (slot) is generated in the secondary winding w2 of the rotor 14-2.
このうち、(Z1/P−1)次、即ち11次,17次,23次の高調波電圧Vν’(slot)は、回転子14−2に対して制動力となる回転磁束を生じ、後述するように無駄な電力を消費することになる。したがってこれらの高調波を低減させる必要がある。以下、(Z1/P−1)次の高調波への対応を説明する。 Among them, the (Z1 / P-1) -order, that is, the 11th, 17th, and 23rd harmonic voltages Vν ′ (slot) generate a rotating magnetic flux that serves as a braking force for the rotor 14-2. As a result, wasteful power is consumed. Therefore, it is necessary to reduce these harmonics. Hereinafter, the response to the (Z1 / P-1) order harmonic will be described.
本発明では、図1及び図2で示したように、電力幹線に高調波電流発生器16を接続して、一定のν次の高調波電流Iν(pls)を、インピーダンスZν(pall)を有するリアクタンス回路15に流している。このことにより、高調波電圧Vν(pls)=Zν(pall)・Iν(pls)を発生させ、増幅する。この高調波電圧Vν(pls)により、前述したスロット21に起因するν次の高調波回転磁束φν(slot)に対して逆位相となる高調波回転磁束φν(pls)を発生させる。
In the present invention, as shown in FIG. 1 and FIG. 2, a harmonic
このことにより高調波回転磁束φν(slot)を減少させ、高調波回転磁束φν(slot)により発生する高調波電圧Vν(slot),Vν’(slot)を減少させる。その結果、高調波電圧Vν’(slot)により無駄に消費されている電力を低減させることができる。 As a result, the harmonic rotating magnetic flux φν (slot) is reduced, and the harmonic voltages Vν (slot) and Vν ′ (slot) generated by the harmonic rotating magnetic flux φν (slot) are reduced. As a result, it is possible to reduce the power that is wasted due to the harmonic voltage Vν ′ (slot).
上述した関係を、図4のベクトル図を用いて以下に説明する。 The relationship described above will be described below with reference to the vector diagram of FIG.
図4は、相の数mが3、1極1相当たりのコイル数qが3で、1極対あたりのスロット数2mq、すなわち、前述した(Z1/P)が18個の電動機における17次高調波について示している。 FIG. 4 shows that the number of phases m is 3, the number of coils q per pole is 3 and the number of slots per pole pair is 2 mq, that is, (Z1 / P) is the 17th order in the 18 motors. The harmonics are shown.
電動機14の入力端子に電源電圧V1を印加すると、固定子14−1と回転子14−2との間には、電源の基本波電圧V1に対して90°遅れの回転磁束φ1が発生し、固定子14−1の1次巻線w1には、この回転磁束φ1に対して90°遅れ(電源電圧V1に対しては180°遅れ)の逆起電力E1が発生する。
When the power supply voltage V1 is applied to the input terminal of the
固定子14−1と回転子14−2との隙間では、コイルを収容しているスロット21の数に対応するν次の高調波回転磁束φν(slot)が発生する。この高調波回転磁束φν(slot)は、基本波による回転磁束φ1に対して90°進みである。
In the gap between the stator 14-1 and the rotor 14-2, a ν-order harmonic rotating magnetic flux φν (slot) corresponding to the number of
また、この高調波回転磁束φν(slot)により1次巻線w1には高調波電圧Vν(slot)が発生する。この高調波電圧Vν(slot)は高調波回転磁束φν(slot) に対して90°進みである。 Further, a harmonic voltage Vν (slot) is generated in the primary winding w1 by the harmonic rotating magnetic flux φν (slot). The harmonic voltage Vν (slot) is advanced by 90 ° with respect to the harmonic rotating magnetic flux φν (slot).
これに対し、図1及び図2で示した高調波電流発生器16から、電源電圧V1に対して同相のν次の高調波電流Iν(pls)を、電源変圧器11の漏れリアクタンス+jνXtを含むリアクタンス回路15に図示方向で流す。高調波電流Iν(pls)は、上述したリアクタンス回路15に流れることで、そのインピーダンスZν(pall)により、リアクタンス回路15両端に高調波電流による電圧降下が生じる。その高調波電圧をVν(pls)とすると、Vν(pls)=−Zν(pall)・Iν(pls)となる。
In contrast, the harmonic
リアクタンス回路15のインピーダンスZν(pall)は、前述のように、電源変圧器11の漏れリアクタンス+jνXtを含むので、I17(pls)が流れることにより生じる高調波電圧Vν(pls)は、図4で示すように、電源電圧V1に対して90°遅れの位相となる。
Since the impedance Zν (pall) of the
ここで、高調波電流発生器16が電力幹線12の末端に接続された場合は、リアクタンス回路15のリアクタンスは、電源変圧器11のリアクタンスXtと、電力幹線12のリアクタンスXlとの合算分となり、インピーダンスZν(pall)が求まる。
Here, when the harmonic
この高調波電圧Vν(pls)が電動機14の1次巻線w1に印加されると、図1で示したように、ν次の励磁電流I(0)(ν,pls)が1次巻線w1に流れる。この励磁電流I(0)(ν,pls)は、Vν(pls)に対して90°遅れであるので、励磁電流I(0)(ν,pls)と同相の高調波回転磁束φν(pls)が図4で示すように発生する。すなわち、高調波電流発生器16に基づく高調波回転磁束φν(pls)は、スロットに起因する高調波回転磁束φν(slot)との位相角θν(slot,pls) が180°で、完全に逆位相となる。
When this harmonic voltage Vν (pls) is applied to the primary winding w1 of the
したがって、スロットに起因する高調波回転磁束φν(slot)は減少し、この高調波回転磁束φν(slot)によって発生する高調波電圧Vν(slot),及びこれによって2次巻線w2に誘起される高調波電圧Vν’ (slot)が減少する。その結果、高調波電圧Vν’(slot)により無駄に消費されている電力を低減させることができる。 Therefore, the harmonic rotating magnetic flux φν (slot) caused by the slot decreases, and is induced in the harmonic voltage Vν (slot) generated by the harmonic rotating magnetic flux φν (slot) and thereby the secondary winding w2. The harmonic voltage Vν ′ (slot) decreases. As a result, it is possible to reduce the power that is wasted due to the harmonic voltage Vν ′ (slot).
ここで、電力幹線12から給電される電動機14は、上述した1極対あたりのスロット数、すなわち、(Z1/P)が18個の1種類の電動機のみではなく、同じ電力幹線12に(Z1/P)が12個、或いは24個の電動機も混在して用いられることが多い。すなわち、前述のように電動機14には、1極当りのスロット数(Z1/P)が12,18,24,30個である複数種類の電動機が多用されている。
Here, the
そこで、電力幹線12に接続する高調波電流発生器16には、電動機14において逆回転トルクを発生する11次、17次、23次、29次の高調波が混合した高調波電流を流すものを用いる。
Therefore, the harmonic
この高調波電流発生器16が流す高調波電流Iν(pls)は、連続波電流又はパルス電流とする。先ず、この高調波電流Iν(pls)の電流波形が、基本電源電圧V1に対して11次、17次、23次、29次の連続波電流を発生する高調波電流発生器16について図5を用いて説明する。
The harmonic current Iν (pls) that the harmonic
なお、図5は1相分を示している。実際の電力幹線12は3相系統であるので、図5で示した1相分の回路を、3相を構成する各相u,v,wの入力電圧に対応するべく3つの回路を設ける。
FIG. 5 shows one phase. Since the actual
高調波電流発生器16は、図5で示すように、交流の波形を矩形波に変えるコンパレータ51、所定の高次高調波を作成する高調波作成部52、作成された高次高調波の位相を合せる位相調整部53、高次高調波の振幅を変える可変抵抗部54、これらの位相及ぶ振幅を調整された高次高調波を切り替える高調波切替部55、この高調波切替部55の切替時間を制御する切替時間制御部55s及び切り替えられた高次高調波を出力する出力部56により構成される。
As shown in FIG. 5, the harmonic
これらのコンパレータ51、高調波作成部52、位相調整部53、可変抵抗部54、高調波切替部55、切替時間制御部55sは、例えばコンピュータにより構成され、ディジタル的に電動機内でスロットに起因する高調波磁束の高調波(消去用高調波)の作成、位相調整、振幅調整、出力高調波切替え等がなされる。特定の周波数及び振幅を有する消去用高調波が所定時間毎に切り替えられて、出力部56に入力されることになる。
The
出力部56は、半波の信号を出力するが、後続する複数種類の電動機には、所定時間後には各電動機に応じた消去用の高調波が連続的に加えられることになる。動作については後で具体的に述べる。
The
コンパレータ51の入力端子aには、各相(例えばu相)からの入力電圧、すなわち、例えば商用電源の交流の基本電源電圧V1が入力される。入力された基本電源電圧V1はコンパレータ51により、基本電源電圧V1と同相の矩形波又はこれに近い波形が得られ、出力端子bに出力される。
An input voltage from each phase (for example, u phase), that is, an AC basic power supply voltage V1 of, for example, a commercial power supply is input to the input terminal a of the
高調波作成部521,522,523,524では各々11次、17次、23次、29次の連続的な高調波が作成されている。これら高調波作成部の各出力は位相調整部531,532,533,534に一方の入力端子に入力される。
In the
一方、コンパレータ51の出力端子bから出力された矩形波は、並列に位相調整部531,532,533,534に比較出力として他方の入力端子に入力される。
On the other hand, the rectangular wave output from the output terminal b of the
位相調整部531,532,533,534の出力端子は可変抵抗部541,542,543,544の入力端子に接続されている。位相調整部531,532,533,534で位相調整された高調波は、可変抵抗部541,542,543,544において振幅を調整される。可変抵抗部541,542,543,544の出力端子は高調波切替部55の入力端子に接続されている。可変抵抗部541,542,543,544で振幅調整された高調波は、高調波切替部55で切り換えられる。
Output terminals of the
高調波切替部55の出力側には、電力幹線12の1相分を構成する線u,v間に設けられた出力部56が接続されている。出力部56は、ダイオード及び抵抗を介して線u,v間に逆並列に接続された最終段出力素子としての電力トランジスタ又はMOS型FET(図ではMOS型FETを示している)561、562を有する。
On the output side of the
そして、それらのベース又はゲートには、上述した高調波切替部55の出力端子が、それぞれバイアス回路563,564を介して接続されている。
And the output terminal of the harmonic switching
このように電力トランジスタ又はMOS型FET561、562のベース又はゲートにそれぞれバイアス回路563,564を設けたことによりアナログ増幅器として機能する。
As described above, the
出力部56では、商用交流電圧の正の半周期においては、NPN型MOSFET561が導通する。一方、商用交流電源電圧の負の半周期においては、PNP型MOSFET562が導通する。
In the
これらのFET561,562には、バイアス電圧を印加して、B級の動作をさせる。
A bias voltage is applied to these
本実施形態の高調波電流発生器16は上述のように構成されている。
The harmonic
なお、図5に示す実施形態において、出力部56に、半波の出力回路を用いている。これは全波の出力を得るためには、トランスを用いる必要があるが、前の段の位相調整部53において、位相を調整しており、位相を変化させることをできるだけ防止するためである。通常、トランスの励磁電流により位相誤差が5度程度発生する。
In the embodiment shown in FIG. 5, a half-wave output circuit is used for the
ただし、トランスを用いて全波の出力を得るようにしてもよい。その場合の高調波電流発生器16の回路構成としては、図6で示すように構成してもよい。すなわち、図5で示した回路にトランス565を加え、このトランス565を介して、各最終段出力素子561、562に直流電源+VOO,−VOOを接続する。このような構成の出力部を用いると、基本電源電圧V1が負の半サイクルにおいても、直流電源電圧が印加されることにより高調波電流を流すことが可能となる利点がある。
However, a full-wave output may be obtained using a transformer. The circuit configuration of the harmonic
<この実施形態の接続関係及び動作の説明>
ここで、この実施形態の接続関係と動作を説明する。
<Description of connection and operation of this embodiment>
Here, the connection relationship and operation of this embodiment will be described.
電力幹線には、通常、スロット数の異なる複数種類の電動機が接続される。Pを電動機の極対数、Z1を各電動機の固定子の総スロット数とする。3相電源の場合、(Z1/P)は6の倍数であるので、この値は12、18、24、30などとなる。本実施形態の高調波発生装置は、電力幹線と複数種類の電動機の間に接続される。 Normally, a plurality of types of electric motors having different numbers of slots are connected to the power trunk line. Let P be the number of pole pairs of the motor and Z1 be the total number of slots in the stator of each motor. In the case of a three-phase power supply, (Z1 / P) is a multiple of 6, so this value is 12, 18, 24, 30 and so on. The harmonic generator of this embodiment is connected between a power trunk line and a plurality of types of electric motors.
図7に、これらの複数種類の電動機と、これらの電動機と電力幹線の間に付加接続される本発明の高調波発生装置の接続関係を示す。すなわち、本実施形態の高調波発生装置13は、電力幹線12に接続され、この高調波発生装置13は電動機1412、1418a、1418b、1424a、1424b、1430に接続される。
FIG. 7 shows a connection relationship between the plurality of types of electric motors and the harmonic generator of the present invention additionally connected between the electric motors and the power trunk line. That is, the
高調波発生装置13は、高調波電流発生器16を内蔵する。電動機1412はZ1/Pが12であり、電動機1418a,1418bはZ1/Pが18のタイプである。また、電動機1412a,1412bはZ1/Pが24であり、電動機143はZ1/Pが30のタイプである。このように複数種類の電動機が高調波発生装置13の出力端子に接続されている
したがって、これらの電動機の運転効率を向上させるために、高調波発生装置13の高調波電流発生器16に各種電動機に対応した逆回転トルクを発生する複数の次数の高調波電流を流すことにより、接続されるトランスの漏れリアクタンスにおいて、複数の次数の高調波電圧を同時に発生させる必要があった。
The
消去のための逆回転方向の高調波の次数(逆高調波次数)νは、{(Z1/P)−1}となる。3相電源の場合、逆高調波次数νの値は、5,11,17,23,29,35,41等が一般的に多く用いられる。そこで、図5に示した高調波電流発生器16では、11、17、23、29次の連続高調波を作成して位相調整し、その後振幅を調整してこれらの高調波を切り替え、半波出力として出力部56から出力している。
The order of the harmonics in the reverse rotation direction for erasing (reverse harmonic order) ν is {(Z1 / P) −1}. In the case of a three-phase power source, 5, 11, 17, 23, 29, 35, 41, etc. are generally frequently used as the value of the inverse harmonic order ν. Therefore, in the harmonic
次に、図5に示す高調波電流発生器16の動作につき、まず図8の波形図を用いてわかりやすく説明する。図8に示す波形図は、基本的に出力部56からの出力波形を示す。
Next, the operation of the harmonic
高調波作成部521、522、523、524では、各々上記11、17,23、29次の高調波の連続波が作成されている。これらの高調波は、位相調整部531,532,533,534で位相調整される。その後、可変抵抗部541、542、543、544で各々の高調波の振幅が調整され、高周波切替部55で切り替えられて、出力部56から半波として出力される。
In the
図8における、波形821aは、高調波作成部521において作成された11次高調波の連続波波形の上半波を示す。この11次高調波の立ち上がりのゼロクロス点は、交流81の立ち上がりゼロクロス点のタイミングと合うように、位相調整部531において両方向矢印871方向に調整される。したがって、11次高調波の立ち上がりゼロクロス点は交流の立ち上がりゼロクロス点に合致し矢印881の時点となる。11次高調波の立ち下りゼロクロス点は、交流の立ち下りゼロクロス点とも位相を合せられる。
A
また、波形822aは、高調波作成部522において作成された17次高調波の連続波波形の上半波を示す。この17次高調波の立ち上がりのゼロクロス点は、次の周期での交流81の立ち上がりゼロクロス点のタイミングと合うように、位相調整部532において両方向矢印872方向に調整される。したがって、17次高調波の立ち上がりゼロクロス点は交流の立ち上がりゼロクロス点に合致し矢印882の時点となる。
A
同様に、波形823aは、高調波作成部522において作成された23次高調波の連続波波形の上半波を示す。この23次高調波の立ち上がりのゼロクロス点は、次の周期での交流81の立ち上がりゼロクロス点のタイミングと合うように、位相調整部533において両方向矢印872方向に調整される。したがって、23次高調波の立ち上がりゼロクロス点は交流の立ち上がりゼロクロス点に合致し矢印883の時点となる。
Similarly, the
図8には示していないが、29次高調波についても同様に位相調整部534において位相調整される。
Although not shown in FIG. 8, the
振幅値については、可変抵抗部54において調整される。具体的には11次高調波の位相調整部531の出力は可変抵抗部541に振幅調整され、図8に示すように振幅値I11となる。
The amplitude value is adjusted in the variable resistance unit 54. Specifically, the output of the 11th-order harmonic
17次高調波の位相調整部532の出力は可変抵抗部542に振幅調整され、図8に示すように振幅値I17となる。同様に、23次高調波の位相調整部533の出力は可変抵抗部542に振幅調整され、図8に示すように振幅値I23となる。
The output of the 17th-order harmonic
図8には示していないが、29次高調波についても、同様に位相調整部534出力は可変抵抗部544で振幅調整される。
Although not shown in FIG. 8, the amplitude of the output of the
これらの位相調整及び振幅調整された11次、17次、23次、29次の高調波は、高調波切替部55において交流のほぼ1周期で切り替えられる。
The 11th-order, 17th-order, 23rd-order, and 29th-order harmonics subjected to the phase adjustment and the amplitude adjustment are switched by the
この切替時間は切替時間制御部55sにおいて検査のために制御される。この切替制御時間は、通常、交流の1周期よりも長い時間にされる。位相調整及び振幅調整された11次、17次、23次、29次の全波の高調波が出力部56に印加されることになる。
This switching time is controlled for inspection by the switching
出力部56において、図8に示すように各高調波は正及び負の半波の波形とされる。
In the
なお、高調波作成部52において作成される高調波は、正弦波が最も好ましい。他の高調波成分が含まれないからである。したがって矩形波は他の高調波成分を含むので好ましくない。できるだけ正弦波に近い波形であることが望ましい。
The harmonic generated by the
<必要な各高調波の振幅値>
ここで、生じている電動機で生ずる高調波を消去するために必要な各高調波の振幅値について説明する。
<Amplitude value of each required harmonic>
Here, the amplitude value of each harmonic necessary for eliminating the harmonic generated in the generated electric motor will be described.
電動機のスロットに起因して発生する高調波回転磁束φνの大きさは、スロットの幾何学的形状に関係する。通常、スロット数が大きくなるほど、高調波回転磁束φν(slot)は小さくなる。 The magnitude of the harmonic rotating magnetic flux φν generated due to the slot of the electric motor is related to the geometric shape of the slot. Normally, the higher the number of slots, the smaller the harmonic rotating magnetic flux φν (slot).
電動機のスロットに起因して生ずる高調波磁束によって発生する高調波電圧は小さく、その計測は一般に困難である。 The harmonic voltage generated by the harmonic magnetic flux generated due to the slot of the motor is small, and its measurement is generally difficult.
本発明者は、電力幹線において、インバータ等の高調波発生機器をまったく有しない幹線において高調波電圧Eνの実測を試みた。 The inventor attempted to actually measure the harmonic voltage Eν in a main line that does not have any harmonic generator such as an inverter in the main power line.
その結果を表1に示す。上段に高調波の次数νを、下段にその高調波電圧Eνの基本波に対する含有比率(%)を表している。
この表から、高調波電圧Eνは高調波次数φνの1.2から1.5乗に逆比例することを見出した。 From this table, it has been found that the harmonic voltage Eν is inversely proportional to the harmonic order φν to the power of 1.2 to 1.5.
高調波回転磁束φν(slot)により電動機の巻線に発生する電圧Eν(slot)は、上記(2)式により、逆高調波次数νに比例することが理解される。上記表1により高調波回転磁束φν(slot)は高調波次数νの略2.2乗に逆比例することがわかった。数式で表すと次式(3)になる。 It is understood that the voltage Eν (slot) generated in the motor winding by the harmonic rotating magnetic flux φν (slot) is proportional to the inverse harmonic order ν according to the above equation (2). From Table 1 above, it was found that the harmonic rotating magnetic flux φν (slot) is inversely proportional to the harmonic order ν of approximately 2.2. This is expressed by the following formula (3).
φν(slot)∝1/ν2.2 ・・・・・・(3)
電動機の中において発生する高調波起電力Eν(slot)∝ν×φν(slot)であるから、
Eν(slot)∝ ν×φν(slot)=ν×1/ν2.2=1/ν1.2 ・・・(4)
となる。
φν (slot) ∝1 / ν 2.2 (3)
Since the harmonic electromotive force Eν (slot) ∝ν × φν (slot) generated in the motor,
Eν (slot) ∝ν × φν (slot) = ν × 1 / ν 2.2 = 1 / ν 1.2 (4)
It becomes.
このように、電動機で発生する高調波起電力Eν(slot)はν1.2 に逆比例する。 Thus, the harmonic electromotive force Eν generated by the electric motor (slot) is inversely proportional to [nu 1.2.
そこで、本発明の一実施形態の高調波発生装置では、上記高調波起電力Eν(slot)を消去するために逆回転の消去用高調波起電力を作成し印加すればよい。 Therefore, in the harmonic generator according to an embodiment of the present invention, a reverse rotation erasing harmonic electromotive force may be generated and applied in order to eliminate the harmonic electromotive force Eν (slot).
図2に示す高調波電流発生器16に流す消去用高調波電流Iν(pls)は 1/ν2.2 に比例させる。すなわち、次式(5)となる。
Erasing harmonic current Iν flowing in the harmonic
Iν(pls)∝1/ν2.2 ・・・・・・・(5)
また、消去用高調波起電力Vν(pls)はν×Iν(pls)に比例するから次式(6)となる。
Iν (pls) ∝1 / ν 2.2・ ・ ・ ・ ・ ・ (5)
Further, since the erasing harmonic electromotive force Vν (pls) is proportional to ν × Iν (pls), the following equation (6) is obtained.
Vν(pls)∝1/ν1.2 ・・・・・・・(6)
すなわち、消去用高調波起電力Vν(pls)はν1.2に逆比例させればよい。
Vν (pls) ∝1 / ν 1.2・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ (6)
In other words, erasing the harmonic electromotive force Vν (pls) may be brought into inversely proportional to [nu 1.2.
各高調波の振幅については、表1の各高調波の振幅比を用いる。 For the amplitude of each harmonic, the amplitude ratio of each harmonic in Table 1 is used.
また、電流については、17次高調波電流を基準とすると、各高調波電流の比率は、表2のようになる。
事例1、事例2は実際に測定してみた各高調波電流の比率である。電動機においてスロットにより発生する高調波磁束を抑制するために、図2に示す高調波電流発生器16にIν(pls)を流す。17次高調波を基準とすると大体、23次高調波ではその50%、29次高調波では30%、35次高調波では20%が最適比率となる。
また、電力幹線に流す逆回転磁界を発生する各高調波電流の位相は基本波に対して略同位相とすることが好ましい。基本波に対する17次高調波の供給電流の位相は、±10°以内程度とすることが好ましい。 Moreover, it is preferable that the phase of each harmonic current that generates the counter-rotating magnetic field flowing through the power trunk line is substantially the same as the fundamental wave. The phase of the supply current of the 17th harmonic with respect to the fundamental wave is preferably within about ± 10 °.
<すべりについての説明>
次に、図1で説明した電動機14の2次巻線w2における電力について詳細に説明する。まず、すべりについて説明する。
<Explanation about slip>
Next, the power in the secondary winding w2 of the
固定子14−1と回転子14−2との隙間に発生する回転磁束のうち、前述したように11次、17次、23次の成分は、基本波回転磁束に対して逆方向に回転する。これに対し、13次、19次、25次の成分は正方向に回転する。ここで、固定子上のν次高調波の回転磁束の速度をNνとする。回転子は概略基本波の同期速度N0で回転する。ν次高調波のすべりSνは次式(7)で求められる。 Of the rotating magnetic flux generated in the gap between the stator 14-1 and the rotor 14-2, the 11th, 17th, and 23rd components rotate in the opposite direction to the fundamental rotating magnetic flux as described above. . On the other hand, the 13th, 19th, and 25th components rotate in the positive direction. Here, the speed of the rotating magnetic flux of the ν order harmonic on the stator is Nν. The rotor rotates at the approximate fundamental wave synchronization speed N0. The slip Sν of the ν-order harmonic is obtained by the following equation (7).
Sν=(Nν−N0)/Nν ・・・(7)
11次、17次、23次の逆回転磁束の場合、式(7)のNνに−1/11,−1/17,−1/23を代入すると、Sνの値として、+12,+18,+24が得られる。
Sν = (Nν−N0) / Nν (7)
In the case of 11th, 17th, and 23rd order reverse rotating magnetic fluxes, substituting -1/11, -1/17, -1/23 for Nv in equation (7) gives +12, +18, +24 as the value of Sv. Is obtained.
この場合、回転子14−2の等価回路は、図9に示される。入力抵抗は、r2‘/Sνで示され、正の値であるので、この次数の高調波電力は電源から回転子に入力される。 In this case, an equivalent circuit of the rotor 14-2 is shown in FIG. Since the input resistance is indicated by r 2 ′ / Sν and is a positive value, harmonic power of this order is input from the power source to the rotor.
また、機械的軸出力に相当する等価抵抗rmkが図10に示され、各Sνを代入すると負の値になる。すなわち、電動機14は、この高調波成分に対して制動機として運転する。したがって、回転子14−2において、逆回転磁束を発生する高調波電力は軸から回転子に回成され2次巻線w2で消費される。
Further, an equivalent resistance r mk corresponding to the mechanical axis output is shown in FIG. 10, and when each Sν is substituted, it becomes a negative value. That is, the
13次、19次、25次の正回転磁束の場合は、式(7)から、すべりSνは−12,−18,−24と負の値となる。 In the case of 13th order, 19th order, and 25th order positive rotating magnetic fluxes, the slip Sν has negative values of −12, −18, −24 from the equation (7).
この場合、回転子14−2の等価回路は図9であり、入力抵抗r2‘/Sνは負の値である。この次数の高調波電力は電源から回転子に入力されず、電源側に反射する。また、機械的軸出力に相当する等価抵抗rmkは、図10で示され、負の値となる。したがって、回転子14−2において、正回転磁束を発生する高調波電力は軸から回転子を経由して商用電源側に回生される。 In this case, an equivalent circuit of the rotor 14-2 is shown in FIG. 9, and the input resistance r 2 ′ / Sν is a negative value. The harmonic power of this order is not input from the power source to the rotor but is reflected to the power source side. Further, the equivalent resistance r mk corresponding to the mechanical shaft output is shown in FIG. 10 and takes a negative value. Therefore, in the rotor 14-2, the harmonic power generating the positive rotating magnetic flux is regenerated from the shaft to the commercial power supply side via the rotor.
電動機14の2次巻線w2における基本波による電力についてみる。図9は、図1で示した電動機14の回転子14−2部分について、2次巻線w2に基本波電圧E1’が誘起された場合の等価回路である。
The electric power by the fundamental wave in the secondary winding w2 of the
図9から、基本波の2次入力電力P1’、すべりをS1とすると、2次入力電力P1’は次式(8)で求められる。
ここで、5.5kwの電動機の一例として、r2=0.3Ω、x2=0.3Ω,S1=0.04とすると、式(4)から、P1’は次式(9)となる。 Here, as an example of a 5.5 kw motor, assuming that r2 = 0.3Ω, x2 = 0.3Ω, and S1 = 0.04, P1 ′ is expressed by the following equation (9) from equation (4).
P1’=0.04(E1’)2/(r2) ・・・(9)
次に、逆回転磁束を発生する高調波が印加された場合の回転子14−2における高調波電圧含有率と消費電力についてみる。
P1 ′ = 0.04 (E1 ′) 2 / (r2) (9)
Next, the harmonic voltage content rate and power consumption in the rotor 14-2 when a harmonic that generates reverse rotating magnetic flux is applied will be described.
図10は、図1で示した電動機14の回転子14−2部分について、高調波電圧Vν’(slot)が2次巻線w2に誘起された場合の2次巻線w2の等価回路を示している。2次巻線w2における基本波電圧E1’に対するν次の高調波電圧Vν’の含有率をKνとすると、KνはKν=Vν’/E1’で示される。2次巻線w2への高調波入力電力をPν’とすると、図10により次式(10)が得られる。
ここで、ν=17とすると、前述した式(3)からSν=+18となる。5.5kwの電動機では、前述のようにr2=0.3Ω、x2=0.3Ωである。 Here, when ν = 17, Sν = + 18 from the above-described equation (3). In the 5.5 kw electric motor, as described above, r2 = 0.3Ω and x2 = 0.3Ω.
ここで、ローター2次回路においては、基本波のすべり電流による比較的大きな磁束上に重畳している。鉄芯のB−H曲線の特性により高調波はB−H曲線の飽和領域で作用している。そのため、高調波における透磁率は基本波に比較して小さくなる。 Here, in the rotor secondary circuit, it is superimposed on a relatively large magnetic flux due to the slip current of the fundamental wave. The harmonics act in the saturation region of the BH curve due to the characteristics of the BH curve of the iron core. Therefore, the permeability at the harmonic is smaller than that at the fundamental wave.
そこで、基本波のX2=0.3Ωに対して1/5とすると、X2=(1/5)×0.5Ωとなり、これらを式(10)に代入すると17次の高調波入力電力P17’は次式(11)となる。 Therefore, if it is 1/5 with respect to X2 = 0.3Ω of the fundamental wave, it becomes X2 = (1/5) × 0.5Ω, and if these are substituted into the equation (10), the 17th harmonic input power P17 ′. Becomes the following equation (11).
P17’=2.722Kν(E1’)2/(r2’) ・・・(11)
ここで、P17‘次の高調波磁界がN0/νで回転している場合の同期ワットである。
P17 ′ = 2.722Kν (E1 ′) 2 / (r2 ′) (11)
Here, it is the synchronous watt when the P17′-order harmonic magnetic field rotates at N0 / ν.
実際には、回転子は同期速度N0で回転しているので同期速度に換算すると、ローター2次回路における実際の高調波電力P17‘はν倍となり、次式(12)となる。 Actually, since the rotor rotates at the synchronization speed N0, when converted into the synchronization speed, the actual harmonic power P17 'in the rotor secondary circuit is multiplied by ν, and the following equation (12) is obtained.
P17’=2.722νKν(E1’)2/(r2’) ・・・(12)
上記式(12)にKν=0.0086%を代入し、前述の式(9)との関係からP17’を求めると、P17’=0.1P1‘となる。すなわち、17次高調波電圧の含有率が、0.0086%であると、基本波の10%相当が2次巻線w2の抵抗によって消費される。
P17 ′ = 2.722νKν (E1 ′) 2 / (r2 ′) (12)
Substituting Kν = 0.0086% into the above equation (12) and calculating P17 ′ from the relationship with the above equation (9), P17 ′ = 0.1P1 ′. That is, when the content of the 17th harmonic voltage is 0.0086%, 10% of the fundamental wave is consumed by the resistance of the secondary winding w2.
そこで、この実施形態では、図4で説明したように、スロットに起因して生じるν次の高調波回転磁束φν(slot)に対して、高調波電流発生器16からの高調波電流Iν(pls)によりリアクタンス回路15に生じたν次の高調波電圧Vν(pls)に基づき逆位相となる高調波回転磁束φν(pls)を発生させる。
Therefore, in this embodiment, as described with reference to FIG. 4, the harmonic current Iν (pls) from the harmonic
そして、この逆位相となる高調波回転磁束φν(pls)により、スロットに起因して生じるν次の高調波回転磁束φν(slot)を低減させている。この高調波回転磁束φν(slot)が低減することにより、高調波電圧Vν(slot),及びこれによって2次巻線w2に誘起される高調波電圧Vν’ (slot)が減少する。その結果、高調波電圧Vν’(slot)により2次巻線w2で無駄に消費されている電力を低減させることができる。 Then, the harmonic rotating magnetic flux φν (slot) generated due to the slot is reduced by the harmonic rotating magnetic flux φν (pls) having an opposite phase. As the harmonic rotating magnetic flux φν (slot) is reduced, the harmonic voltage Vν (slot) and thereby the harmonic voltage Vν ′ (slot) induced in the secondary winding w2 are reduced. As a result, the power consumed in the secondary winding w2 can be reduced by the harmonic voltage Vν ′ (slot).
ここで、前述のように、2次巻線に流入する高調波電力のうち、11次、17次、23次の高調波電力は2次巻線w2で消費され、13次、19次、25次の高調波電力は、電源側に回生されることを説明した。 Here, as described above, of the harmonic power flowing into the secondary winding, the 11th, 17th, and 23rd harmonic power is consumed by the secondary winding w2, and the 13th, 19th, 25th, It has been explained that the next harmonic power is regenerated on the power supply side.
したがって、通常はこの高調波電力分と基本波の機械軸出力電力分とが加算された電力が、電動機14の入力電力である。
Therefore, normally, the power obtained by adding the harmonic power and the fundamental mechanical axis output power is the input power of the
上述した実施形態では、図1で説明した高調波発生装置13を、電源変圧器11から導出された電力幹線12に設けて省電力設備を構成して、高調波電力分を減少させたので、この電力幹線12から給電される電動機14への入力電力が減少する。
In the above-described embodiment, the
図11は電動機の回転速度又はすべりに対する電動機14の2次巻線w2への入力電力の関係を示す特性図である。上述した省電力設備を投入する前は曲線aで示す特性であったが、省電力設備を投入した後は曲線bで示す特性に移行する。したがって電動機のすべりはSaからSbに減少し、電動機14への入力電力は減少する。
FIG. 11 is a characteristic diagram showing the relationship of the input power to the secondary winding w2 of the
<所定時間後に消費電力が減ることの説明>
図5にその構成例を示し、図8に示した波形図によりその動作を説明したように本願発明の高調波発生装置では、各逆起電力を発生させるための高次高調波を個々別々に作成し、それらの時間的に切り替えて出力し、その振幅値を変化させて出力部から、各種類の電動機に供給する。
<Explanation of reduced power consumption after a predetermined time>
FIG. 5 shows an example of its configuration, and its operation is described with reference to the waveform diagram shown in FIG. 8. In the harmonic generator of the present invention, the higher-order harmonics for generating each back electromotive force are individually separated. They are generated, switched in terms of time and output, and the amplitude value is changed and supplied from the output unit to each type of electric motor.
図7において、30KWの電動機1430のみを動作させた場合、すなわち逆起電力として29次の高調波を発生させた場合の1日の消費電力量、1時間当たりの最大電力データの変化例を、表3に示す。
表3では各日付に対して、電動機の1日の消費電力量と、電力発生部を接続していないときの1日の内で1時間当たりの最大電力、電力発生部を付加接続したときの1日のうちで1時間当たりの最大電力を示している。 In Table 3, for each date, the power consumption per day of the motor, the maximum power per hour within the day when the power generator is not connected, and when the power generator is additionally connected It shows the maximum power per hour in one day.
一般的に用いられている電動機は、通常、自動的に動作開始(オン)と動作停止(オフ)を繰り返している。したがって、電動機にある時点において、本発明一実施形態の高調波発生装置13を付加接続しても、電動機は不定期に動作開始と動作停止を行うので、どの時点から高調波発生装置による省電力効果が発生したかを正確に指摘することは困難である。
In general, an electric motor generally used automatically repeats operation start (on) and operation stop (off). Therefore, even if the
表3に示す電動機は一定の軸出力電力で運転している電動機である。表3に示す消費電力量の変化を見ると、電力発生部を付加接続して9日目あたりから、1日のうちで1時間当たりの最大消費電力が減ってきていることが理解できる。 The electric motors shown in Table 3 are electric motors operating at a constant shaft output power. From the change in power consumption shown in Table 3, it can be understood that the maximum power consumption per hour in one day has decreased from the ninth day after the power generation unit is additionally connected.
一方、図7において、複数台の電動機、具体的には10KWの電動機、10台、22KWの電動機2台、30KWの電動機2台を接続した場合の最大消費電力データの変化の例を表4に示す。
表4では各日付に対して、全電動機の1日の消費電力量と、電力発生部を接続していないときの1日の内の1時間当たりの最大使用電力量、電力発生部を付加接続したときの1日の内の1時間当たりの最大消費電力量を示している。この場合にも、これら複数の電動機も、各々独立して動作開始、動作停止を繰り返している。 In Table 4, for each date, the daily power consumption of all motors, the maximum amount of power used per hour during the day when the power generator is not connected, and the power generator are additionally connected. The maximum power consumption per hour in one day is shown. Also in this case, the plurality of electric motors repeatedly start and stop operation independently of each other.
したがって、本発明一実施形態の電力発生部による省電力効果がどの時点から発生しているかを正確に指摘することは困難である。しかし、表4においても、電力発生部を付加接続してから8日目あたりから、一時間当たりの最大消費電力量が、目立って減ってきていることが理解できる。 Therefore, it is difficult to accurately indicate from which point the power saving effect by the power generation unit according to the embodiment of the present invention occurs. However, also in Table 4, it can be understood that the maximum power consumption per hour has been remarkably reduced from the eighth day after the power generation unit is additionally connected.
条件を変えてそのほかの実験も行ったが、やはり、高調波発生装置を付加接続してから、各電動機に省電力効果が現れるまでには、2日から10日くらいかかることがわかった。これは後述するように、電動機の鉄芯などによる保持作用が原因と思われる。 Although other experiments were conducted under different conditions, it was found that it took about 2 to 10 days from the time when the harmonic generator was additionally connected until the power saving effect appeared in each motor. As described later, this is considered to be caused by the holding action by the iron core of the electric motor.
このように、接続される各種類の電動機に応じて逆起電力を発生する所定の高次高調波を作成し所定振幅値に調整された高調波を出力する電力設備を付加接続することにより、各電動機において生ずる高調波を削減することによって、省電力効果を得ることが可能となる。 In this way, by creating a predetermined high-order harmonic that generates back electromotive force according to each type of electric motor to be connected, and additionally connecting power equipment that outputs a harmonic adjusted to a predetermined amplitude value, By reducing the harmonics generated in each electric motor, it is possible to obtain a power saving effect.
本願の発明者は、電動機おけるスロットに起因して発生する回転磁界を抑制するために、微弱な高調波電圧を電動機の端子に印加した場合、省電力効果の遅延作用、及び保持作用があることを見出した。 The inventor of the present application has a delay action and a holding action of a power saving effect when a weak harmonic voltage is applied to the terminal of the motor in order to suppress the rotating magnetic field generated due to the slot in the motor. I found.
すなわち、微弱な高調波電圧を印加した直後から省電力の効果が現れるまでには、数日、少なくとも2日から5日くらいかかること、また効果が現れた後に本願発明の高調波発生装置を止めても、約10日から20日程度、省電力効果を維持することがわかった。 That is, it takes several days, at least 2 to 5 days from the time when a weak harmonic voltage is applied until the power saving effect appears, and after the effect appears, the harmonic generator of the present invention is stopped. However, it was found that the power saving effect was maintained for about 10 to 20 days.
この原因は、電動機を構成する磁気回路の鉄芯に、いわゆるヒステリシス特性に起因する磁気効果が残留しているためと考えられる。 This is considered to be because a magnetic effect due to so-called hysteresis characteristics remains on the iron core of the magnetic circuit constituting the electric motor.
<本発明の変形例・応用例>
本発明のいくつかの実施形態を説明したが、これらの実施形態は例として提示したものであり、発明の範囲を限定することは意図していない。上記実施形態では、本発明を誘導電動機に適用する場合について説明した。しかし、回転子に永久磁石を用いるPM電動機にも本発明は適用可能である。
<Modifications and application examples of the present invention>
Although several embodiments of the present invention have been described, these embodiments have been presented by way of example and are not intended to limit the scope of the invention. In the above embodiment, the case where the present invention is applied to an induction motor has been described. However, the present invention is also applicable to a PM motor using a permanent magnet for the rotor.
これら新規な実施形態は、その他のさまざまな形態で実施されることが可能であり、発明の要旨を逸脱しない範囲で、種々の省略、置き換え、変更を行うことができる。これらの実施形態やその変形は、発明の範囲や要旨に含まれると共に、特許請求の範囲に記載された発明とその均等の範囲に含まれる。 These novel embodiments can be implemented in various other forms, and various omissions, replacements, and changes can be made without departing from the scope of the invention. These embodiments and modifications thereof are included in the scope and gist of the invention, and are included in the invention described in the claims and the equivalents thereof.
11・・・電源変圧器
12・・・電力幹線
13・・・高調波発生装置
14,1412,1418a,1418b,1424a,1424b,1430・・・電動機
14−1・・・固定子
14−2・・・回転子
15・・・リアクタンス回路
16・・・高調波電流発生器
21・・・スロット
DESCRIPTION OF
Claims (5)
前記電動機の運転時に、その固定子のコイル収容の総スロット数(Z1)と極対数(P)の比(Z1/P)に基づいて、前記固定子と回転子との間に発生する高調波回転磁束により生じる高調波電圧のうち、前記回転子に対して制動力となる次数の高調波電圧に対して、この制動力となる前記高調波電圧と同じ次数で逆位相となる高調波電圧を発生させる高調波発生装置であり、
前記高調波発生装置は、
この電動機の{(Z1/P)−1}に対応する周波数の所定高調波の周波数及び振幅となる消去用高調波を時間的に切り替えて出力することを特徴とする高調波発生装置。 A harmonic generator additionally connected to an electric motor fed with alternating current from a power trunk connected to a power transformer,
Harmonics generated between the stator and the rotor based on the ratio (Z1 / P) of the total number of slots (Z1) and the number of pole pairs (P) in the stator coil during operation of the motor Among the harmonic voltages generated by the rotating magnetic flux, the harmonic voltage having the same order as the harmonic voltage serving as the braking force and the opposite phase with respect to the harmonic voltage serving as the braking force for the rotor. A harmonic generator to generate,
The harmonic generator is
A harmonic generator characterized in that a erasing harmonic having a frequency and an amplitude of a predetermined harmonic corresponding to {(Z1 / P) -1} of this electric motor is switched over in time and output.
前記電力幹線に設けられ、前記電源変圧器の漏れリアクタンス含むインピーダンスを有し、前記高調波電流が流れることにより前記回転子に対して制動力となる高調波電圧と同じ次数で前記電源電圧より略90°遅れた高調波電圧を発生させるリアクタンス回路とを備える
ことを特徴とする請求項1記載の高調波発生装置。 A harmonic current generator that generates a harmonic current of the order based on the number of slots in phase with the power supply voltage supplied from the power trunk line;
Provided in the power trunk line, having an impedance including leakage reactance of the power transformer, and having the same order as the harmonic voltage serving as a braking force for the rotor due to the harmonic current flowing, is approximately the power supply voltage. The harmonic generation device according to claim 1, further comprising a reactance circuit that generates a harmonic voltage delayed by 90 °.
この高調波電流生成手段により作成された前記高調波電流のゼロクロス点を前記交流のゼロクロス点と合せる位相調整手段と、
位相調整された前記高調波電流を時間的に切り替える切替手段と、
この切替手段により切り替えられた前記高調波電流を前記電動機に出力する出力手段と、
を有することを特徴とする請求項2記載の高調波発生装置。 The harmonic current generator includes a harmonic current generating means for independently creating a harmonic current having a predetermined amplitude of a continuous wave of a plurality of harmonic orders corresponding to Z1 / P of the motor to be connected;
Phase adjusting means for combining the zero cross point of the harmonic current created by the harmonic current generating means with the zero cross point of the alternating current;
Switching means for temporally switching the phase-adjusted harmonic current;
Output means for outputting the harmonic current switched by the switching means to the motor;
The harmonic generator according to claim 2, wherein:
これらの高調波作成部から出力された高調波のゼロクロス点を前記電力幹線により印加される交流のゼロクロス点に位相を合せる複数の位相調整部と、
これらの位相調整部から出力された高調波の振幅を調整する複数の振幅調整部と、
これらの振幅調整された高調波を前記交流に合わせて切り替えて出力する高調波切替部と、
この高調波切替部により切り替えて出力された高調波を出力し前記電動機に供給する出力部と、
を有することを特徴とする請求項2記載の高調波発生装置。 The harmonic current generator includes a plurality of harmonic generation units that generate a continuous wave harmonic current corresponding to Z1 / P of the motor to be connected;
A plurality of phase adjustment units that match the phase of the zero cross points of the harmonics output from these harmonic generation units with the zero cross points of the alternating current applied by the power trunk line;
A plurality of amplitude adjusters for adjusting the amplitude of the harmonics output from these phase adjusters;
A harmonic switching unit that switches and outputs the harmonics adjusted in amplitude according to the alternating current;
An output unit that outputs the harmonics switched and output by the harmonic switching unit and supplies the harmonics; and
The harmonic generator according to claim 2, wherein:
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