JP6775193B2 - Multi-phase power conversion circuit - Google Patents
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Description
本発明は、多相の電力変換回路に関する。 The present invention relates to a polyphase power conversion circuit.
大電力直流−直流変換回路において、使用するスイッチングデバイスの制約から高周波スイッチングが難しいときに、変換回路の入力電流や出力電圧の品質を高めるために、インターリーブ型の回路構成が用いられる場合がある。インターリーブ直流−直流変換回路では、各相の回路を構成するスイッチやコイル等の素子のばらつきにより、各相の電流がアンバランスになることがある。そのため、図16に示したn相インターリーブ双方向直流−直流変換回路や、図17に示した三相インターリーブ双方向直流−直流変換回路の例のように、通常は各相に電流センサを取り付け、そのセンサから得られる電流値i1、i2、i3、…inを用いて電流制御が行われる。三相のインターリーブ昇圧チョッパ回路に関する各相のインダクタの電流平衡制御については、例えば、非特許文献1に示されている方法などがある。
In a high-power DC-DC conversion circuit, when high-frequency switching is difficult due to the restrictions of the switching device used, an interleaved circuit configuration may be used in order to improve the quality of the input current and output voltage of the conversion circuit. In an interleaved DC-DC converter, the current of each phase may become unbalanced due to variations in elements such as switches and coils that make up the circuit of each phase. Therefore, as in the example of the n-phase interleaved bidirectional DC-DC conversion circuit shown in FIG. 16 and the three-phase interleaved bidirectional DC-DC conversion circuit shown in FIG. 17, a current sensor is usually attached to each phase.
ところで、交流モータ駆動用のインバータでは、直流リンク電流の値を電流センサやシャント抵抗により検出し、三相電流を求める方式が、特許文献1などで提案されている。一般的な交流モータの場合には、結線上、三相の電流の和がゼロになるため推定が行い易い。
By the way, in an inverter for driving an AC motor, a method of detecting a value of a DC link current by a current sensor or a shunt resistor to obtain a three-phase current has been proposed in
また、近年、住宅の電化システムや電気自動車が普及しつつあり、停電等の非常時は勿論のこと、平常時においても日常的に電気自動車のバッテリーを家庭用電源として使用したり家庭用電源で電気自動車のバッテリーを充電することが考えられている。 In recent years, residential electric systems and electric vehicles have become widespread, and the batteries of electric vehicles can be used as household power sources or as household power sources on a daily basis not only in emergencies such as power outages but also in normal times. It is considered to charge the battery of an electric vehicle.
インターリーブ型直流−直流電力変換回路では、回路を構成する素子の特性のばらつきにより、各相のスイッチを同一のデューティ比で駆動しても、各相の電流にアンバランスを生じてしまう。この対策として、各相に流れる電流を電流センサにより検出し制御する方法が提案されている(図16,図17参照)。しかし、この方法には、各相に電流センサを取り付けることによりコストが増加してしまうという問題がある。 In an interleaved DC-DC power conversion circuit, due to variations in the characteristics of the elements constituting the circuit, even if the switches of each phase are driven with the same duty ratio, the current of each phase becomes unbalanced. As a countermeasure, a method of detecting and controlling the current flowing through each phase by a current sensor has been proposed (see FIGS. 16 and 17). However, this method has a problem that the cost increases by attaching a current sensor to each phase.
この問題を解決するために、交流モータの駆動方法として特許文献1で提案されている直流リンク電流とスイッチの導通・非導通状態を考慮することで三相交流電流を再現する方法が考えられる。しかし、インターリーブ直流−直流変換回路や複数の電源を有し、高圧側のバスが共通であるような回路では、一般的な交流モータと異なり、必ずしも三相の電流の和がゼロになるとは限らないため、特許文献1の方法をそのまま適用することができない。
In order to solve this problem, a method of reproducing a three-phase AC current can be considered as a method of driving the AC motor by considering the DC link current and the conduction / non-conduction state of the switch proposed in
また、電気自動車のバッテリーを住宅の電化システムに接続する場合等においては、放電時(自動車のバッテリー→住宅の電化システム)に降圧し、充電時(住宅の電化システム→自動車のバッテリー)に昇圧するだけでなく、放電時にも昇圧し、充電時にも降圧したいとの要請がある。 In addition, when connecting the battery of an electric vehicle to an electric system of a house, the voltage is stepped down when discharging (battery of the car → electric system of the house) and boosted when charging (electric system of the house → battery of the car). Not only that, there is a demand to boost the voltage when discharging and to lower the voltage when charging.
本発明は、かかる要請に基づいてなされたもので、第1の直流電源と第2の直流電源との間で双方向の昇圧動作と降圧動作の両方が可能な多相の電力変換回路について、各相の電流の制御を一つの電流センサを用いて行うことを目的とする。 The present invention has been made based on such a request, and relates to a multi-phase power conversion circuit capable of both bidirectional step-up operation and step-down operation between a first DC power supply and a second DC power supply. The purpose is to control the current of each phase using one current sensor.
本発明の多相の電力変換回路は、第1のコンバータと第2のコンバータをそれらのインダクタを共通にして接続して各相毎に設けると共に、第1のコンバータの上側スイッチのデューティ比da及び第2のコンバータの上側スイッチのデューティ比dbを決定して第1のコンバータ及び第2のコンバータをPWM制御するコントローラと、第1のコンバータの共通バスで測定した測定電流ihをコントローラに供給する電流センサを備え、コントローラは、デューティ比da,dbを調整して第1のコンバータの共通バスの接続側と第2のコンバータの共通バスの接続側との間で双方向の昇圧動作と降圧動作を行わせると共に、第1のコンバータのPWM制御の搬送波の波形とデューティ比daとの関係に応じて求められたタイミングでサンプリングされた測定電流ihに基づいてインダクタを流れる電流値を推定し、第1のコンバータと第2のコンバータをPWM制御するものである。 In the multi-phase power conversion circuit of the present invention, the first converter and the second converter are connected in common by connecting their inductors and provided for each phase, and the duty ratio d a of the upper switch of the first converter. and a controller for PWM controlling the first converter and the second converter determines the duty ratio d b of the upper switch of the second converter, the measured current i h measured at the common bus of the first converter to the controller a current sensor for supplying the controller, the bidirectional step-up between the first converter connection side of the connection end of the common bus and common bus of the second converter by adjusting the duty ratio d a, the d b together to perform the operation and step-down operation, the current through the inductor based on the first converter of the measured current i h sampled at a timing determined in accordance with the relationship between the carrier wave and the duty ratio d a of the PWM control The value is estimated and the first converter and the second converter are PWM-controlled.
本発明によれば、第1の直流電源と第2の直流電源との間で双方向の昇圧動作と降圧動作の両方が可能になる。例えば、電気自動車のバッテリー(第1の直流電源)と住宅の電化システム(第2の直流電源)との間に設けた場合、電気自動車のバッテリーから住宅の電化システムへの放電時において昇圧及び降圧が可能になると共に、住宅の電化システムから電気自動車のバッテリーへの充電時において昇圧及び降圧が可能になる。 According to the present invention, both bidirectional step-up operation and step-down operation are possible between the first DC power supply and the second DC power supply. For example, when it is installed between the battery of an electric vehicle (first DC power supply) and the electric system of a house (second DC power supply), the voltage is boosted and lowered when the battery of the electric vehicle is discharged to the electric system of the house. At the same time, step-up and step-down are possible when charging the battery of an electric vehicle from the electric system of a house.
また、一つの電流センサのみで各相の電流を独立に制御できる。例えば、各相を構成する回路素子の特性にばらつきが存在する場合にも、一つの電流センサのみで各相の電流のバランスを保つ制御を行うことができる。高圧側に接続された電流センサの値を、各相の搬送波と同期して(例えば、搬送波の谷、または山と谷の頂点で)サンプリングし、その値より各相の電流値を得ることで、各相毎に電流センサを設ける必要がなくなるという効果が得られる。 Moreover, the current of each phase can be controlled independently with only one current sensor. For example, even when the characteristics of the circuit elements constituting each phase vary, it is possible to control the balance of the current of each phase with only one current sensor. By sampling the value of the current sensor connected to the high voltage side in synchronization with the carrier wave of each phase (for example, at the valley of the carrier wave or at the peak of the peak and valley), and obtaining the current value of each phase from that value. , The effect that it is not necessary to provide a current sensor for each phase can be obtained.
以下、例示に基づき本発明を説明する。図1は、本発明の多相の電力変換回路の第1の実施形態として構成したn相インターリーブ双方向直流−直流変換回路を例示する図である。本実施形態の多相の電力変換回路は、例えばHEMS(ホーム・エネルギー・マネジメント・システム)に用いられ、例えば電気自動車と住宅の電化システムとの接続に使用される。 Hereinafter, the present invention will be described with reference to examples. FIG. 1 is a diagram illustrating an n-phase interleaved bidirectional DC-DC conversion circuit configured as a first embodiment of the multi-phase power conversion circuit of the present invention. The multi-phase power conversion circuit of the present embodiment is used, for example, in a HEMS (Home Energy Management System), for example, for connecting an electric vehicle and a residential electric system.
図1に示すように、第1のコンバータ1と第2のコンバータ2はインダクタL1,L2,…,Lnを共通にして接続されている。第1のコンバータ1と第2のコンバータ2は各相毎に設けられている。第1のコンバータ1の共通バス1aの接続側には第1の直流電源Vin(例えば、電気自動車のバッテリー)が接続され、第2のコンバータ2の共通バス2aの接続側には第2の直流電源(例えば、住宅の電化システム)3が接続されている。第1のコンバータ1の共通バス1aには電流センサ4が設けられており、後述するコントローラは電流センサ4により得られる値ihを用いて、各相のインダクタ電流(各相インダクタL1,L2,…,Lnにそれぞれ流れる電流)を推定する。n相インターリーブ型電力変換回路の各スイッチSa1u,Sa2u,…,Sanu、Sa1l,Sa2l,…,Sanl、Sb1u,Sb2u,…,Sbnu、Sb1l,Sb2l,…,Sbnlのオンオフ信号は、PWM(パルス幅変調)制御により生成できる。このとき、搬送波には、三角波が一般的に用いられる。また、各相の搬送波は互いに360/n度ずつずらしたものを使用する。
As shown in FIG. 1, the
ここで、2つのコンバータ1,2のうち、共通バス1a、2aに電流センサ4が設けられている方のコンバータを第1のコンバータ1とし、共通バス1a、2aに電流センサ4が設けられていない方のコンバータを第2のコンバータ2とする。したがって、図1に示すように、第1の直流電源Vin側のコンバータの共通バスに電流センサ4を設けた場合は、第1の直流電源Vin側のコンバータが第1のコンバータ1であり、第2の直流電源3側のコンバータが第2のコンバータ2である。また、図2に示すように、第2の直流電源3側のコンバータの共通バスに電流センサ4を設けた場合は、第2の直流電源3側のコンバータが第1のコンバータ1であり、第1の直流電源Vin側のコンバータが第2のコンバータ2である。
Here, of the two
なお、必要に応じて、第1のコンバータ1の構成要素には添え字「a」を、第2のコンバータ2の構成要素には添え字「b」を付し、第1のコンバータ1の構成要素と第2のコンバータ2の構成要素とを区別する。
If necessary, a subscript "a" is added to the component of the
各相の第1のコンバータ1は、上側スイッチSa1u,Sa2u,…,Sanuと当該上側スイッチSa1u,Sa2u,…,Sanuに直列接続した下側スイッチSa1l,Sa2l,…,Sanlを備え、且つ、上側スイッチSa1u,Sa2u,…,Sanuと下側スイッチSa1l,Sa2l,…,Sanlの中点にインダクタL1,L2,…,Lnの一端を接続すると共に、直列接続した上側スイッチSa1u,Sa2u,…,Sanuと下側スイッチSa1l,Sa2l,…,Sanlの両端をそれぞれ共通接続して各相の第1のコンバータ1の外側接続端とされている。また、各相の第2のコンバータ2は、上側スイッチSb1u,Sb2u,…,Sbnuと当該上側スイッチSb1u,Sb2u,…,Sbnuに直列接続した下側スイッチSb1l,Sb2l,…,Sbnlを備え、且つ、上側スイッチSb1u,Sb2u,…,Sbnuと下側スイッチSb1l,Sb2l,…,Sbnlの中点にインダクタL1,L2,…,Lnの他端を接続すると共に、直列接続した上側スイッチSb1u,Sb2u,…,Sbnuと下側スイッチSb1l,Sb2l,…,Sbnlの両端をそれぞれ共通接続して各相の第2のコンバータ2の外側接続端とされている。
以下では、n=3の場合である三相回路を例にとり説明する。図3は、本発明の多相の電力変換回路の第3の例として構成した三相インターリーブ双方向直流−直流変換回路を例示する図である。図3において、第1のコンバータ1について、インダクタL1と下側スイッチSa1lと上側スイッチSa1uとは、相1のコンバータを構成している。インダクタL2と下側スイッチSa2lと上側スイッチSa2uとは、相2のコンバータを構成している。インダクタL3と下側スイッチSa3lと上側スイッチSa3uとは、相3のコンバータを構成している。相1〜相3のコンバータの外側端は互いに接続され、インターリーブコンバータを構成している。
In the following, a three-phase circuit in the case of n = 3 will be described as an example. FIG. 3 is a diagram illustrating a three-phase interleaved bidirectional DC-DC conversion circuit configured as a third example of the multi-phase power conversion circuit of the present invention. 3, the
また、第2のコンバータ2について、インダクタL1と下側スイッチSb1lと上側スイッチSb1uとは、相1のコンバータを構成している。インダクタL2と下側スイッチSb2lと上側スイッチSb2uとは、相2のコンバータを構成している。インダクタL3と下側スイッチSb3lと上側スイッチSb3uとは、相3のコンバータを構成している。相1〜相3のコンバータの外側端は互いに接続され、インターリーブコンバータを構成している。
Further, with respect to the
すなわち、第1のコンバータ1と第2のコンバータ2は、各相毎にそれらのインダクタL1〜L3を共通にして接続されている。
また、第1のコンバータ1の下側スイッチSa1l,Sa2l,Sa3lの外側端と第2のコンバータ2の下側スイッチSb1l,Sb2l,Sb3lの外側端は接続されている。
That is, the
The
相1〜相3のインダクタ(リアクトル)L1〜L3の一端は、三相ブリッジ接続した第1のコンバータ1の上側スイッチSa1u,Sa2u,Sa3uと下側スイッチSa1l,Sa2l,Sa3lの中点にそれぞれ接続する。また、インダクタL1〜L3の他端は、三相ブリッジ接続した第2のコンバータ2の上側スイッチSb1u,Sb2u,Sb3uと下側スイッチSb1l,Sb2l,Sb3lの中点にそれぞれ接続する。これらスイッチは、例えば、MOSFETなどのスイッチング素子と還流ダイオードによって構成するが、これには限らない。
第1のコンバータ1の外側端には第1の直流電源としての電源Vinが、第2のコンバータ2の外側端には第2の直流電源3としてのLoadが、それぞれ接続されている。また、Load側の第2のコンバータ2の外側端にはコンデンサCが接続されている。第1のコンバータ1の共通バス1aに設けられている電流センサ4で検出された出力電流ihは、後述するコントローラ(図4参照)に導かれる。このコントローラは、第1及び第2のコンバータ1,2の上側スイッチSa1u,Sa2u,Sa3u,Sb1u,Sb2u,Sb3u及び下側スイッチSa1l,Sa2l,Sa3l,Sb1l,Sb2l,Sb3lを駆動する駆動信号を生成して、対応するスイッチのゲートに出力する。
The outer end of the
図4は、三相インターリーブ双方向直流−直流変換回路用のコントローラを例示する回路図である。図示のコントローラは、三相インターリーブ双方向直流−直流変換回路の出力電圧制御及び各相の電流の制御を行う。コントローラは、出力電流ih及び出力電圧vhを入力して、三相ブリッジを構成する各スイッチング素子のゲートに駆動信号を出力する。出力電圧vhは、上位の制御装置(HEMSのコントローラ)から供給される。コントローラは、第1のコンバータ1を制御する第1の制御部5と第2のコンバータ2を制御する第2の制御部6とを備えている。第1の制御部5は、電圧制御器AVR(例えば、PI制御器、但し、PIとは限らずP制御やその他の制御法も適用可能)7、インダクタ電流推定器8、搬送波及びサンプリング信号生成器9、電流制御器ACR(例えば、PI制御器、但し、PIとは限らずP制御やその他の制御法も適用可能)10、リミッタ11、PWM回路(比較器)12、及びデッドタイム生成器13を備えている。
FIG. 4 is a circuit diagram illustrating a controller for a three-phase interleaved bidirectional DC-DC converter circuit. The controller shown in the figure controls the output voltage of the three-phase interleaved bidirectional DC-DC converter circuit and controls the current of each phase. The controller inputs the output current i h and the output voltage v h , and outputs a drive signal to the gate of each switching element constituting the three-phase bridge. The output voltage v h is supplied from a host controller (HEMS controller). The controller includes a
電圧制御器AVR7は、出力電圧vhと基準電圧Vh *(上位の制御装置から供給される)との誤差を増幅して誤差増幅信号を、電流制御器ACR10へ出力する。誤差増幅信号は基準電圧Vh *から高圧側出力電圧vhを減算した値(差)が正の場合には、差の絶対値が大きくなると上昇し、差が小さくなるに従い値の変化が小さくなる。一方、差が負の場合には、差の絶対値が大きくなると減少し、差が小さくなるに従い値の変化が小さくなる。これにより、高圧側出力電圧vhが安定化するように各スイッチのデューティ比が制御される。電流制御器ACR10、リミッタ11、及びPWM回路12は、相毎に備えられる。電圧制御器AVR7からの誤差増幅信号は、必要ならば1/3分割器(図示せず)を介して、相毎に分岐して、同一の誤差増幅信号を各インダクタの電流指令値として各相電流制御器ACR10に向けて出力する。搬送波及びサンプリング信号生成器9は、サンプリング信号smplをインダクタ電流推定器8に出力すると共に、該サンプリング信号に同期して作成した搬送波(例えば、三角波)を各相PWM回路12に出力する。
The
図5(A)は、搬送波及びサンプリング信号生成器9で120(=360/3)度ずつ位相をずらして生成される搬送波Vcarr_a1,Vcarr_a2,Vcarr_a3、及びサンプリング信号smplを例示する図である。インダクタ電流推定器8は、搬送波及びサンプリング信号生成器9から供給されたサンプリング信号smplに基づいて電流センサ4の出力電流ihを測定すると共に、各相の上側スイッチのデューティ比da1〜da3の値に応じて後述するように推定法を切り替えて各相インダクタ電流の推定値iest1〜iest3を決定する。各相それぞれ推定された出力電流は、それぞれ電流制御器ACR10へ出力する。
FIG. 5A is a diagram illustrating carrier waves V carr_a1 , V carr_a2 , V carr_a3 , and sampling signal smpl generated by the carrier wave and
相毎に備えた電流制御器ACR10は、電圧制御器AVR7からの誤差増幅信号と各相推定出力電流(各相インダクタ電流の推定値iest1〜iest3)の差信号を入力し、この差信号を、必要に応じて増幅して、PI制御などを行う。即ち、偏差信号を積分し積分ゲインを乗じたものと、偏差信号に比例ゲインを乗じたものを足し合わせてその値を出力する。電流制御器ACR10からの出力電圧は、リミッタ11を介してその上限値を制限した後、電圧指令信号Vref_a1,Vref_a2,Vref_a3(デューティ比da1,da2,da3に対応する電圧信号)として、比較器(PWM回路12)において、それぞれ搬送波(三角波)電圧と比較して、搬送波電圧がPI制御器(電流制御器ACR10)出力電圧を越えるとき、上側スイッチSa1u,Sa2u,…,Sanuをオフし(後述する図6参照)、かつ下側スイッチSa1l,Sa2l,…,Sanlをオンする駆動信号を駆動回路(デッドタイム生成器13)より発生する。即ち、スイッチがオンするパルス幅を、PI制御器からの出力電圧によって制御するPWM制御を行う。下側のスイッチSa1l,Sa2l,Sa3lは、それぞれ上側のスイッチSa1u,Sa2u,Sa3uをオンオフ反転した信号となる。デッドタイム生成器13は、必要に応じて、下側のスイッチSa1l,Sa2l,Sa3lと、上側のスイッチSa1u,Sa2u,Sa3uのオンオフ間にデッドタイムを挿入する。このデッドタイム生成器13は、PWM回路12からの比較信号に基づき、スイッチを駆動する駆動信号を生成して、対応するスイッチSa1u,Sa2u,Sa3u,Sa1l,Sa2l,Sa3lのゲートに出力する。
The current controller ACR10 provided for each phase inputs an error amplification signal from the voltage controller AVR7 and a difference signal of each phase estimated output current (estimated values of each phase inductor current iest1 to iest3 ), and this difference signal Is amplified as necessary to perform PI control and the like. That is, the value obtained by integrating the deviation signal and multiplying it by the integrated gain is added and the value obtained by multiplying the deviation signal by the proportional gain is output. The output voltage from the current controller ACR10 is a voltage signal corresponding to the voltage command signals V ref_a1 , V ref_a2 , and V ref_a3 (duty ratios d a1 , d a2 , d a3 ) after limiting the upper limit value via the
図6は、PWM回路12がスイッチの駆動信号を生成する様子を例示する図である。なお、図6において、Saside,Sbsideとの記載は第1のコンバータ1側,第2のコンバータ2側を意味し、carriera1ofSa1,carriera2ofSa2,carriera3ofSa3、carrierb1ofSb1,carrierb2ofSb2,carrierb3ofSb3との記載はVcarr_a1,Vcarr_a2,Vcarr_a3、Vcarr_b1,Vcarr_b2,Vcarr_b3を意味し、Sa1,Sa2,Sa3、Sb1,Sb2,Sb3との記載はSa1u,Sa2u,Sa3u、Sb1u,Sb2u,Sb3uを意味する。PWM回路12は、第1のコンバータ1について、各相毎にデューティ比da1〜da3(Vref_a1,Vref_a2,Vref_a3)を搬送波(三角波Vcarr_a1,Vcarr_a2,Vcarr_a3)と比較し、搬送波がデューティ比を越えるとき(電圧値が越えるとき)、上側スイッチSa1u,Sa2u,Sa3uをオフし、かつ下側スイッチSa1l,Sa2l,Sa3lをオンする駆動信号を生成する。即ち、スイッチがオンするパルス幅を、電流制御器ACR10からの出力電圧によって制御するPWM制御を行う。下側スイッチSa1l,Sa2l,Sa3lは、それぞれ上側スイッチSa1u,Sa2u,Sa3uをオンオフ反転した信号となる。デッドタイム生成器13は、必要に応じて、下側スイッチSa1l,Sa2l,Sa3lと上側スイッチSa1u,Sa2u,Sa3uのオンオフ間にデッドタイムを挿入する。
FIG. 6 is a diagram illustrating how the
なお、図6では、理解容易のために、各相のデューティ比da1〜da3を纏めてdaとして現しているが、実際には各相毎にデューティ比da1〜da3と搬送波Vcarr_a1,Vcarr_a2,Vcarr_a3との比較を行っている。以下、第1のコンバータ1の各相デューティ比da1〜da3を纏めてdaと現し、第2のコンバータ2の各相デューティ比db1〜db3を纏めてdbと表すこともある。
In FIG. 6, for ease understanding, although expressed as d a collectively each phase of the duty ratio d a1 to d a3, indeed the duty ratio for each phase to d a1 to d a3 and carrier V Comparison with carr_a1 , V carr_a2 , and V carr_a3 is performed. There follows, represents a d a collectively phase duty ratio d a1 to d a3 of the
インダクタ電流推定器8は、供給されたサンプリング信号smplにより出力電流ihをサンプリングしかつ演算することにより、各相インダクタ電流を推定する。各相それぞれ推定されたインダクタ電流の推定値iest1〜iest3は、電流制御器ACR10に出力される。
Inductor
図5に示すように、各相の搬送波は互いに360/3度ずつずらしたものを使用するので、各相を構成する回路素子の特性が等しく、各相推定出力電流の値が同一の場合、デューティ比が同じで且つ各相それぞれ360/3度ずつ位相の異なる駆動信号となるが、各相インダクタ電流の推定値iest1〜iest3により、スイッチのオンオフする位相はスイッチ毎に調整される。 As shown in FIG. 5, since the carrier waves of each phase are shifted by 360/3 degrees from each other, when the characteristics of the circuit elements constituting each phase are the same and the values of the estimated output currents of each phase are the same, Although the duty ratio is different in phase driving signals one by and each phase 360/3 degrees the same, the estimated value i est1 through i est3 of each phase inductor current, switch-off phase is adjusted for each switch.
デューティ比da1〜da3は0.0〜1.0の値であり、実際には電圧によって示される。PWM回路12によって生成される搬送波の電圧波形の谷部分の電圧と同じ電圧がデューティ比:0.0とされ、搬送波の電圧波形の山部分の電圧と同じ電圧がデューティ比:1.0とされる。
The duty ratios d a1 to d a3 are values of 0.0 to 1.0 and are actually indicated by the voltage. The duty ratio is 0.0 for the same voltage as the valley portion of the carrier voltage waveform generated by the
第2の制御部6は、搬送波生成器14、リミッタ15、PWM回路(比較器)16、及びデッドタイム生成器17を備えている。リミッタ15、PWM回路16は相毎に備えられている。リミッタ15には、第1の制御部5の電流制御器ACR10からの出力電圧と指令電圧18との差信号が入力される。この差信号はリミッタ15を介してその上限値を制限された後、電圧指令信号Vref_b1,Vref_b2,Vref_b3(デューティ比db1,db2,db3に対応する電圧信号)として、比較器(PWM回路16)において、それぞれ搬送波(三角波)電圧と比較して、搬送波電圧がPI制御器(電流制御器ACR10)出力電圧を越えるとき、上側スイッチSb1u,Sb2u,Sb3uをオフし(後述する図6参照)、かつ下側スイッチSb1l,Sb2l,Sb3lをオンする駆動信号をデッドタイム生成器17より発生する。即ち、スイッチがオンするパルス幅を、PI制御器からの出力電圧によって制御するPWM制御を行う。下側のスイッチSb1l,Sb2l,Sb3lは、それぞれ上側のスイッチSb1u,Sb2u,Sb3uをオンオフ反転した信号となる。デッドタイム生成器17は、必要に応じて、下側のスイッチSb1l,Sb2l,Sb3lと、上側のスイッチSb1u,Sb2u,Sb3uのオンオフ間にデッドタイムを挿入する。このデッドタイム生成器17は、PWM回路16からの比較信号に基づき、スイッチを駆動する駆動信号を生成して、対応するスイッチSb1u,Sb2u,Sb3u,Sb1l,Sb2l,Sb3lのゲートに出力する。
The
指令電圧18は、図示しない上位の制御装置から供給される。図4の例では、上位の制御装置により第2のコンバータ2の上側スイッチSb1u,Sb2u,Sb3uのデューティ比dbとして0.8が設定されており、この値に対応する値の指令電圧18がリミッタ15を介してPWM回路16に供給される。
The
図5(B)は、搬送波生成器14で120(=360/3)度ずつ位相をずらして生成される搬送波Vcarr_b1,Vcarr_b2,Vcarr_b3を例示する図である。
FIG. 5B is a diagram illustrating carrier waves V carr_b1 , V carr_b2 , and V carr_b3 generated by the
図6は、PWM回路16がスイッチの駆動信号を生成する様子を例示する図である。PWM回路16は、第1のコンバータ2について、各相毎にデューティ比db1〜db3(Vref_b1〜Vref_b3)を搬送波(三角波Vcarr_b1,Vcarr_b2,Vcarr_b3)と比較し、搬送波がデューティ比を越えるとき(電圧値が越えるとき)、上側スイッチSb1u,Sb2u,Sb3uをオフし、かつ下側スイッチSb1l,Sb2l,Sb3lをオンする駆動信号を生成する。即ち、スイッチがオンするパルス幅を電圧によって制御するPWM制御を行う。下側スイッチSb1l,Sb2l,Sb3lは、それぞれ上側スイッチSb1u,Sb2u,Sb3uをオンオフ反転した信号となる。デッドタイム生成器17は、必要に応じて、下側スイッチSb1l,Sb2l,Sb3lと上側スイッチSb1u,Sb2u,Sb3uのオンオフ間にデッドタイムを挿入する。
FIG. 6 is a diagram illustrating how the
第1の直流電源Vinから第2の直流電源3への放電時において、電圧の変換は数式4によって表される。
[数4]
Vb=(da/(1−db))Va
また、第2の直流電源3から第1の直流電源Vinへの充電時については、電圧の変換は数式5によって表される。
[数5]
Va=((1−db)/da)Vb
ここで、Va:第1の直流電源Vinの電圧、Vb:第2の直流電源3の電圧、da:第1のコンバータ1のデューティ比、db:第2のコンバータ2のデューティ比、である。
During discharge from the first DC power supply V in to the second
[Number 4]
V b = (d a / ( 1-d b)) V a
As for the charging from the second
[Number 5]
V a = ((1-d b) / d a) V b
Here, V a: the voltage of the first DC power supply V in, V b: the second voltage of the
すなわち、デューティ比da,dbの設定により、放電時と充電時の双方において、昇圧動作と降圧動作の両方を行うことができる。放電と充電の切り換えは、上位の制御装置によって制御される。 That is, the duty ratio d a, by setting d b, in both during charging and during discharging, capable of performing both step-up operation and the step-down operation. Switching between discharging and charging is controlled by a higher-level control device.
図6は、インダクタ電流(推定出力電流)の推定原理を説明する図である。図6の上段及び中段に示すように、三相の場合には、120(=360/3)度ずつ位相をずらした搬送波Vcarr_a1,Vcarr_a2,Vcarr_a3、Vcarr_b1,Vcarr_b2,Vcarr_b3(図中、carriera1ofSa1,carriera2ofSa2,carriera3ofSa3、carrierb1ofSb1,carrierb2ofSb2,carrierb3ofSb3と記載)が用いられる。Vcarr_a1,Vcarr_b1は相1に、Vcarr_a2,Vcarr_b2は相2に、Vcarr_a3,Vcarr_b3は相3に対応する搬送波である。図示のda,dbは第1及び第2のコンバータ1,2のデューティ比である。ただし、図6において記載したデューティ比da,dbは、実際には相毎に異なるda1〜da3、db1〜db3となることは上述の通りである。
FIG. 6 is a diagram for explaining the estimation principle of the inductor current (estimated output current). As shown in the upper and middle stages of FIG. 6, in the case of three phases, the carriers V carr_a1 , V carr_a2 , V carr_a3 , V carr_b1 , V carr_b2 , V carr_b3 (V carr_a1 , V carr_a2 , V carr_a3 , V carr_b2 , V carr_b3 ) are phase-shifted by 120 (= 360/3 ) degrees. In the figure, carriers a1 ofS a1 , carrier a2 ofS a2 , carrier a3 ofS a3 , carrier b1 ofS b1 , carrier b2 ofS b2 , carrier b3 ofS b3 ) are used. V carr_a1 and V carr_b1 are carriers corresponding to
また、第2のコンバータ2と第1のコンバータ1の相1〜3の上側スイッチSb1u,Sb2u,Sb3u、Sa1u,Sa2u,Sa3u(図中、Sa1,Sa2,Sa3、Sb1,Sb2,Sb3と記載)に対応するオンオフ信号を、図6の下段に示している。なお、相1〜3の下側スイッチSb1l,Sb2l,Sb3l,Sa1l,Sa2l,Sa3l(オンオフ信号の図示は省略)は、それぞれ上側スイッチSb1u,Sb2u,Sb3u、Sa1u,Sa2u,Sa3uを反転したオンオフ信号となる。
Further, the upper switches S b1u , S b2u , S b3u , S a1u , S a2u , S a3u (in the figure, S a1 , S a2 , S a3) of the
本発明では、第1のコンバータ1の各相の搬送波と同期した位相で、電流センサ4の測定電流ihをサンプリングする。このサンプリングは、各相それぞれ搬送波の1周期に少なくとも1回行う。図中に示すiD1,iD2,iD3、i’D1,i’D2,i’D3は、測定電流ihをそれぞれ図中に縦線で示すタイミング、すなわち第1のコンバータ1の搬送波の波形の谷のタイミングでサンプリングした電流値を表している。本発明は、このサンプリングした電流値iD1,iD2,iD3、i’D1,i’D2,i’D3を用いて、各相のインダクタL1、L2、L3に流れるインダクタ電流の値i1、i2、i3を演算して推定する。
In the present invention, the
[推定法1]
推定法1では、相数を2以上の整数nとし、da<((n−1)/n)の場合、各相の第1のコンバータ1の搬送波の波形の谷のタイミングでサンプリングされた測定電流ihを各相のインダクタに流れる電流値であると推定する。
[Estimation method 1]
In the
図6に示すように、相数を2以上の整数nとし、da<((n−1)/n)の場合、第1のコンバータ1の各相の搬送波の波形の谷のタイミングで、測定電流ihをサンプリングすると、インダクタ電流(推定出力電流)の推定演算が容易となる。
As shown in FIG. 6, when the number of phases is an integer n of 2 or more and da <((n-1) / n), the measurement is performed at the timing of the valley waveform of the carrier wave of each phase of the
測定電流ihは、各相のインダクタ電流値i1,i2,i3の合計になる。図6中の搬送波Vcarr_a1の波形の谷のタイミング(iD1,i’D1と表示した縦線)では、第1のコンバータ1の上側スイッチにおいて、相1のスイッチSa1uのみがオンで、相2,相3のスイッチSa2u,Sa3uはオフとなっている。それ故に、相1の搬送波Vcarr_a1の波形の谷の部分のタイミングiD1,i’D1でサンプリングすると、相1のインダクタL1のインダクタ電流値i1のみを検出できる。同様に、相2,相3の搬送波Vcarr_a2,Vcarr_a3の波形の谷のタイミングiD2,iD3、i’D2,i’D3でサンプリングすると、相2,相3のインダクタL2,L3のインダクタ電流値i2、i3を検出できる。
The measured current i h is the sum of the inductor current values i 1 , i 2 , and i 3 of each phase. In the waveform of the valley of the timing of the carrier wave V Carr_a1 in FIG 6 (i D1, i 'D1 and display the vertical lines), the first upper switch of the
このように、da<((n−1)/n)の場合、第1のコンバータ1の搬送波の波形の谷のタイミングでは、その相のインダクタ電流の値と測定電流ihの値が一致している。このタイミングでは、第1のコンバータ1の上側スイッチSa1u,Sa2u,Sa3uにおいて、該当する相のスイッチのみが導通していることが確認できる。したがって、搬送波の波形が谷のタイミングで電流センサ4の測定電流ihをサンプリングし、その相のインダクタ電流の値が検出できる。
Thus, if da <a ((n-1) / n ), the timing of the valley of the
Vcarr_a1,Vcarr_a2,Vcarr_a3の波形の谷のタイミングでサンプリングした電流センサ4で得られた値を、それぞれih1b,ih2b,ih3bとすると、各相のインダクタ電流の値i1,i2,i3は、数式6〜数式8で得られる。
[数6]
i1 = ih1b
[数7]
i2 = ih2b
[数8]
i3 = ih3b
V carr_a1, V carr_a2, the value obtained by the
[Number 6]
i 1 = i h1b
[Number 7]
i 2 = i h2b
[Number 8]
i 3 = i h3b
n相の場合には、電流センサ4で得られた値を、ihkbとすると、相kのインダクタ電流ikを数式9で得ることができる。
[数9]
ik = ihkb
In the case of n phase, the value obtained by the
[Number 9]
i k = i hkb
[推定法2]
推定法2では、相数を3以上の整数nとし、(1/n)≦daの場合、各相の第1のコンバータ1の搬送波の波形の山のタイミングで測定された測定電流ihをihktとすると、相kのインダクタに流れる出力電流ikを、
であると推定する。
[Estimation method 2]
In
Presumed to be.
図7は、相数を3以上の整数nとし、(1/n)≦daの場合のインダクタ電流の推定原理を説明する図である。なお、図7において、Saside,Sbsideとの記載は第1のコンバータ1側,第2のコンバータ2側を意味し、carriera1ofSa1,carriera2ofSa2,carriera3ofSa3、carrierb1ofSb1,carrierb2ofSb2,carrierb3ofSb3との記載はVcarr_a1,Vcarr_a2,Vcarr_a3、Vcarr_b1,Vcarr_b2,Vcarr_b3を意味し、Sa1,Sa2,Sa3、Sb1,Sb2,Sb3との記載はSa1u,Sa2u,Sa3u、Sb1u,Sb2u,Sb3uを意味する。図6と同様、三相の場合には、120(=360/3)度ずつ位相をずらした搬送波Vcarr_a1,Vcarr_a2,Vcarr_a3、Vcarr_b1,Vcarr_b2,Vcarr_b3が用いられる。
Figure 7 is a three or more integer n the number of phases is a diagram for explaining the estimation principle of the inductor current when the (1 / n) ≦ d a . In FIG. 7, the description of S a side and S b side means the
図7に示すように、相数を3以上の整数nとし、(1/n)≦daの場合、第1のコンバータ1の各相の搬送波の波形の山のタイミングで、測定電流ihをサンプリングすると、インダクタ電流値の推定演算が可能となる。
As shown in FIG. 7, and 3 or more integer n the number of phases, (1 / n) ≦ d For a, the mountains of the timing of the
図7中の第1のコンバータ1の搬送波の波形の山のタイミング(iU1,iU2,iU3と表示した縦線)で測定電流ihをサンプリングすると、第1のコンバータ1の上側スイッチSa1u,Sa2u,Sa3uにおいて、当該搬送波の形状の山のタイミングに対応する相以外の相の上側スイッチが導通状態になる。たとえば、相1の搬送波の形状の山のタイミング(iU1と表示した縦線)では、相1の上側スイッチSa1uを除いた上側スイッチSa2u,Sa3uが導通状態になり、このとき測定電流ihをサンプリングすると、相1のインダクタンス電流i1を除いたインダクタンス電流の和(i2+i3)が得られる。
Mountain timing of the
同様に、相2の搬送波の形状の山のタイミング(iU2と表示した縦線)では、相2の上側スイッチSa2uを除いた上側スイッチSa1u,Sa3uが導通状態になり、このとき測定電流ihをサンプリングすると、相2のインダクタンス電流i2を除いたインダクタンス電流の和(i1+i3)が得られ、相3の搬送波の形状の山のタイミング(iU3と表示した縦線)では、相3の上側スイッチSa3uを除いた上側スイッチSa1u,Sa2uが導通状態になり、このとき測定電流ihをサンプリングすると、相3のインダクタンス電流i3を除いたインダクタンス電流の和(i1+i2)が得られる。
Measurements Similarly, the mountain timing of the shape of the
ここで、iU1でサンプリングされた測定電流ihをih1t、iU2でサンプリングされた測定電流ihをih2t、iU3でサンプリングされた測定電流ihをih3tとすると、各相のインダクタ電流の値i1,i2,i3は数式11,数式12,数式13によって求めることができる。
[数11]
i1=(ih2t+ih3t−ih1t)/2
[数12]
i2=(ih1t+ih3t−ih2t)/2
[数13]
i3=(ih1t+ih2t−ih3t)/2
Here, the measurement current i h sampled at i U1 i h1t, i U2 of sampled measured current i h a i H2T, when the measured current i h sampled at i U3 and i H3T, each phase of The inductor current values i 1 , i 2 , and i 3 can be obtained by
[Number 11]
i 1 = (i h2t + i h3t −i h1t ) / 2
[Number 12]
i 2 = (i h1t + i h3t −i h2t ) / 2
[Number 13]
i 3 = (i h1t + i h2t −i h3t ) / 2
n相の場合には、相kのインダクタ電流を数式14で得ることができる。
[推定法3]
推定法3では、相数を3以上の整数nとし、切替点S1,S2が(1/n)≦S1<S2<((n−1)/n)であるとすると、コントローラは、デューティ比daがda<S2の状態からdaの増加によってS2≦daの状態になった場合、各相の第1のコンバータ1の搬送波の波形の山のタイミングで測定された測定電流ihをihktとすると、相kのインダクタに流れる出力電流ikを数式15であると推定し、デューティ比daがS1<daの状態からdaの減少によってda≦S1の状態になった場合、各相の第1のコンバータ1の搬送波の波形の谷のタイミングで測定された測定電流ihを各相のインダクタに流れる電流値であると推定する。
In the
すなわち、da<((n−1)/n)の場合には上述の推定法1を適用でき、(1/n)≦daの場合には上述の推定法2を適用できる。この関係を図8に示す。例えば三相(n=3)の場合には、da<0.66(=2/3)では推定法1を適用でき、0.33(=1/3)≦daでは推定法2を適用できる。したがって、0.33(=1/3)≦da<0.66(=2/3)では、推定法1,2の両方を適用できる。
That is, in the case of d a <((n-1 ) / n) can be applied
推定法3では、推定法1,2の両方を適用できる範囲に2つの切替点S1,S2を設定し、デューティ比daが図8の矢印A方向(増加方向)に切替点S2を越えた場合には推定法を推定法1→推定法2へと切り替えるが、矢印B方向(減少方向)に切替点S2を越えても推定法を切り替えず、推定法2を維持する。また、デューティ比daが図8の矢印B方向(減少方向)に切替点S1を越えた場合には推定法を推定法2→推定法1へと切り替えるが、矢印A方向(増加方向)に切替点S1を越えても推定法を切り替えず、推定法1を維持する。
In
このように、推定法1→推定法2への切替点S2と推定法2→推定法1への切替点S1を異なる値に設定することで、ヒステリシス特性を持たせることができ、daが切替点付近で細かく増減しても頻繁な推定法切替を防止することができ、双方向昇降圧直流−直流変換回路の制御を安定化させることができる。
Thus, the
[推定法4]
推定法4では、相数を3以上の整数nとし、切替点S3が(1/n)≦S3≦((n−1)/n)であるとすると、コントローラは、デューティ比daがda<S3の場合、各相の第1のコンバータ1の搬送波の波形の谷のタイミングで測定された測定電流ihを各相のインダクタに流れる電流値であると推定し、デューティ比daがS3≦daの場合、各相の第1のコンバータ1の搬送波の波形の山のタイミングで測定された測定電流ihをihktとすると、相kのインダクタに流れる出力電流ikを、
In the
上述の通り、(1/n)≦da<((n−1)/n)では、推定法1、2の両方を適用できる。推定法4では、推定法1,2の両方を適用できる範囲に切替点S3を設定し、デューティ比daが図9の矢印A方向(増加方向)に切替点S3を越えた場合に推定法を推定法1→推定法2へと切り替え、逆に、矢印B方向(減少方向)に切替点S3を越えた場合に推定法を推定法2→推定法1へと切り替える。図9の例では、切替点S3を0.5としている。このように切替点を1つにする場合には、制御を単純化することができる。
As described above, in (1 / n) ≤ d a <((n-1) / n), both the
充電時の三相インターリーブ双方向直流−直流変換回路(図3参照)について、推定法1を適用した場合のシミュレーション結果を図10〜図15に示す。図10〜図15では第1のコンバータ1の搬送波の周波数と第2のコンバータ2の搬送波の周波数を同じにしているが、必ずしも同じでなくても良い。例えば、第1のコンバータ1の搬送波の周波数を第2のコンバータ2の搬送波の周波数の2倍、4倍等にしても良い。また、図10〜図15では第1のコンバータ1の搬送波と第2のコンバータ2の搬送波の位相を180度ずらしているが、これには限られない。
FIGS. 10 to 15 show simulation results when the
各図とも、上段が第1のコンバータ1の搬送波(相1:1点鎖線、相2:2点鎖線、相3:破線)及びデューティ比da(実線)、中段が第2のコンバータ2の搬送波(相1:1点鎖線、相2:2点鎖線、相3:破線)及びデューティ比db(実線)、下段がインダクタ電流(相1:1点鎖線、相2:2点鎖線、相3:破線)及び測定電流ih(実線)である。
In each figure, the upper row is the carrier of the first converter 1 (phase 1: 1 dashed line, phase 2: dashed line, phase 3: dashed line) and duty ratio da (solid line), and the middle is the carrier of the
[実施例1]
図10は、第1のコンバータ1のデューティ比da:0.3、第2のコンバータ2のデューティ比db:0.9とした場合のシミュレーション結果である。daとn(=3)との関係では、推定法1の適用が可能なda<((n−1)/n)となっている。
[Example 1]
FIG. 10 is a simulation result when the duty ratio d a : 0.3 of the
第1のコンバータ1の相1の搬送波の波形の谷のタイミングでは、測定電流ihは相1のインダクタL1のインダクタ電流であり、相2の搬送波の波形の谷のタイミングでは、測定電流ihは相2のインダクタL2のインダクタ電流であり、相3の搬送波の波形の谷のタイミングでは、測定電流ihは相3のインダクタL3のインダクタ電流である。したがって、推定法1を適用することで、1つの電流センサ4の測定電流ihに基づいて各相インダクタに流れる電流値を推定できることが確認できた。
The timing of the valley of the
[実施例2]
図11は、第1のコンバータ1のデューティ比da:0.5、第2のコンバータ2のデューティ比db:0.9とした場合のシミュレーション結果である。実施例1に対し、デューティ比daを変化させている。daとn(=3)との関係では、推定法1の適用が可能なda<((n−1)/n)となっている。
[Example 2]
FIG. 11 is a simulation result when the duty ratio d a : 0.5 of the
実施例1と同様、第1のコンバータ1の相1の搬送波の波形の谷のタイミングでは、測定電流ihは相1のインダクタL1のインダクタ電流であり、相2の搬送波の波形の谷のタイミングでは、測定電流ihは相2のインダクタL2のインダクタ電流であり、相3の搬送波の波形の谷のタイミングでは、測定電流ihは相3のインダクタL3のインダクタ電流である。したがって、推定法1を適用することで、1つの電流センサ4の測定電流ihに基づいて各相インダクタに流れる電流値を推定できることが確認できた。
Similarly to Example 1, at the timing of the valley of the
[実施例3]
図12は、第1のコンバータ1のデューティ比da:0.7、第2のコンバータ2のデューティ比db:0.9とした場合のシミュレーション結果である。実施例1,2に対し、デューティ比daを変化させている。daとn(=3)との関係では、推定法2の適用が可能な(1/n)≦daとなっている。
[Example 3]
FIG. 12 shows a simulation result when the duty ratio d a : 0.7 of the
第1のコンバータ1の相1の搬送波の波形の山のタイミングでは、測定電流ihは相2のインダクタL2のインダクタ電流と相3のインダクタL3のインダクタ電流との和であり、相2の搬送波の波形の山のタイミングでは、測定電流ihは相1のインダクタL1のインダクタ電流と相3のインダクタL3のインダクタ電流との和であり、相3の搬送波の波形の山のタイミングでは、測定電流ihは相1のインダクタL1のインダクタ電流と相2のインダクタL2のインダクタ電流との和である。したがって、推定法2を適用することで、1つの電流センサ4の測定電流ihに基づいて各相インダクタに流れる電流値を推定できることが確認できた。
The mountain timing of the
[実施例4]
図13は、第1のコンバータ1のデューティ比da:0.3、第2のコンバータ2のデューティ比db:0.1とした場合のシミュレーション結果である。実施例1に対しデューティ比dbを変化させている。daとn(=3)との関係では、推定法1の適用が可能なda<((n−1)/n)となっている。
[Example 4]
FIG. 13 is a simulation result when the duty ratio d a : 0.3 of the
第1のコンバータ1の相1の搬送波の波形の谷のタイミングでは、測定電流ihは相1のインダクタL1のインダクタ電流であり、相2の搬送波の波形の谷のタイミングでは、測定電流ihは相2のインダクタL2のインダクタ電流であり、相3の搬送波の波形の谷のタイミングでは、測定電流ihは相3のインダクタL3のインダクタ電流である。したがって、推定法1を適用することで、1つの電流センサ4の測定電流ihに基づいて各相インダクタに流れる電流値を推定できることが確認できた。
The timing of the valley of the
[実施例5]
図14は、第1のコンバータ1のデューティ比da:0.5、第2のコンバータ2のデューティ比db:0.1とした場合のシミュレーション結果である。実施例2に対し、デューティ比daを変化させている。daとn(=3)との関係では、推定法1の適用が可能なda<((n−1)/n)となっている。
[Example 5]
FIG. 14 is a simulation result when the duty ratio d a : 0.5 of the
実施例4と同様、第1のコンバータ1の相1の搬送波の波形の谷のタイミングでは、測定電流ihは相1のインダクタL1のインダクタ電流であり、相2の搬送波の波形の谷のタイミングでは、測定電流ihは相2のインダクタL2のインダクタ電流であり、相3の搬送波の波形の谷のタイミングでは、測定電流ihは相3のインダクタL3のインダクタ電流である。したがって、推定法1を適用することで、1つの電流センサ4の測定電流ihに基づいて各相インダクタに流れる電流値を推定できることが確認できた。
Similarly to Example 4, the timing of the valley of the
[実施例6]
図15は、第1のコンバータ1のデューティ比da:0.7、第2のコンバータ2のデューティ比db:0.1とした場合のシミュレーション結果である。実施例4,5に対し、デューティ比daを変化させている。daとn(=3)との関係では、推定法2の適用が可能な(1/n)≦daとなっている。
[Example 6]
FIG. 15 is a simulation result when the duty ratio d a : 0.7 of the
第1のコンバータ1の相1の搬送波の波形の山のタイミングでは、測定電流ihは相2のインダクタL2のインダクタ電流と相3のインダクタL3のインダクタ電流との和であり、相2の搬送波の波形の山のタイミングでは、測定電流ihは相1のインダクタL1のインダクタ電流と相3のインダクタL3のインダクタ電流との和であり、相3の搬送波の波形の山のタイミングでは、測定電流ihは相1のインダクタL1のインダクタ電流と相2のインダクタL2のインダクタ電流との和である。したがって、推定法2を適用することで、1つの電流センサ4の測定電流ihに基づいて各相インダクタに流れる電流値を推定できることが確認できた。
The mountain timing of the
また、実施例1〜6より、dbを0.9から0.1に変化させても同じ推定法を適用できることが確認できた。dbを他の値に変化させた場合も同様である。したがって、dbの値に影響されることなく、daの値に基づいて推定法を決定できることも確認できた。 Further, from Examples 1 to 6, it was confirmed that it is possible to apply the same estimation method by changing d b 0.1 0.9. The same applies when d b is changed to another value. Accordingly, without being affected by the value of d b, it was confirmed to be able to determine the estimation method based on the value of d a.
1:第1のコンバータ
1a:第1のコンバータ1の共通バス
2:第2のコンバータ
2a:第2のコンバータ2の共通バス
4:電流センサ
5:コントローラの第1の制御部
6:コントローラの第2の制御部
L1,L2,L3,Ln:各相のインダクタ
1: First converter 1a: Common bus of the
Claims (6)
前記第1のコンバータの上側スイッチのデューティ比da及び前記第2のコンバータの上側スイッチのデューティ比dbを決定して前記第1のコンバータ及び前記第2のコンバータをPWM制御するコントローラと、前記第1のコンバータの共通バスで測定した測定電流ihを前記コントローラに供給する電流センサを備え、
前記コントローラは、前記デューティ比da,dbを調整して前記第1のコンバータの共通バスの接続側と前記第2のコンバータの共通バスの接続側との間で双方向の昇圧動作と降圧動作を行わせると共に、前記第1のコンバータのPWM制御の搬送波の波形と前記デューティ比daとの関係に応じて求められたタイミングでサンプリングされた前記測定電流ihに基づいて前記インダクタを流れる電流値を推定し、前記第1のコンバータと前記第2のコンバータをPWM制御する
ことを特徴とする多相の電力変換回路。 The first converter and the second converter are connected in common with their inductors and provided for each phase.
A controller for PWM controlling said first converter upper switch of the duty ratio d a and the second converter of the first to determine the duty ratio d b of the upper switches of the converter and the second converter, the the measured current i h measured at the common bus of the first converter includes a current sensor to supply to said controller,
Wherein the controller, the duty ratio d a, a bi-directional boost operation between the connection side of the common bus of the second converter and to adjust the d b connection side of the common bus of said first converter Buck together to perform the operation, through the inductor based on the first converter the measured current i h sampled at a timing determined in accordance with the relationship between the carrier wave of the PWM control and the duty ratio d a of A multi-phase power conversion circuit characterized in that a current value is estimated and PWM control is performed on the first converter and the second converter.
ことを特徴とする請求項1記載の多相の電力変換回路。 The number of phases is two or more integer n, when a d a <((n-1 ) / n), wherein the controller is sampled at the timing of the valley of each phase of the first converter carrier wave the multiphase power conversion circuit of claim 1, wherein the estimating and the measured current i h is a value of current flowing through each phase of the inductor.
であると推定する
ことを特徴とする請求項1記載の多相の電力変換回路。 The number of phases and an integer of three or more n, (1 / n) ≦ d For a, the controller, the measured current i h measured in angle of the timing of each phase of the first converter carrier waveform Is i hkt, and the output current i k flowing through the inductor of phase k is
The multi-phase power conversion circuit according to claim 1, wherein the power conversion circuit is presumed to be.
前記デューティ比daがS1<daの状態からdaの減少によってda≦S1の状態になった場合、各相の前記第1のコンバータの搬送波の波形の谷のタイミングで測定された前記測定電流ihを各相のインダクタに流れる電流値であると推定する
ことを特徴とする請求項1記載の多相の電力変換回路。 The number of phases is three or more integer n, when the switching point S1, S2 is assumed to be (1 / n) ≦ S1 < S2 <((n-1) / n), the controller, the duty ratio d a is d a <If consisted state S2 of the state of S2 ≦ d a by increased d a, the measured current i h measured in angle of the timing of each phase of the first converter carrier waveform i When HKT, the output current i k flowing through the inductor of phase k,
If the duty ratio d a is ready for d a ≦ S1 by a reduction in d a from the state of S1 <d a, the measured timing of the valley of each phase of the first converter carrier waveform multiphase power conversion circuit of claim 1, wherein the estimating and the measured current i h is a value of current flowing through each phase of the inductor.
であると推定する
ことを特徴とする請求項1記載の多相の電力変換回路。 The number of phases is three or more integer n, the switching point S3 is assumed to be (1 / n) ≦ S3 ≦ ((n-1) / n), the controller, the duty ratio d a is d a <S3 cases, estimates that a current value flowing in the measurement current i h measured at the timing of the valley of each phase of the first converter carrier waveforms to each phase of the inductor, the duty ratio d a is S3 for ≦ d a, when the measuring current i h measured at the timings of the peaks of each phase of the first converter carrier waveform and i HKT, the output current i k flowing through the inductor of phase k,
The multi-phase power conversion circuit according to claim 1, wherein the power conversion circuit is presumed to be.
前記各相の第2のコンバータは、上側スイッチと当該上側スイッチに直列接続した下側スイッチを備え、且つ、前記上側スイッチと前記下側スイッチの中点に前記インダクタの他端を接続すると共に、直列接続した上側スイッチと下側スイッチの両端をそれぞれ共通接続して前記各相の第2のコンバータの外側接続端とする
ことを特徴とする請求項1から5のいずれか1つに記載の多相の電力変換回路。 The first converter of each phase includes an upper switch and a lower switch connected in series to the upper switch, and one end of the inductor is connected in series to the midpoint between the upper switch and the lower switch. Both ends of the connected upper switch and lower switch are commonly connected to form the outer connection end of the first converter of each phase.
The second converter of each phase includes an upper switch and a lower switch connected in series with the upper switch, and connects the other end of the inductor to the midpoint between the upper switch and the lower switch. The multiple according to any one of claims 1 to 5, wherein both ends of the upper switch and the lower switch connected in series are commonly connected to form the outer connection end of the second converter of each phase. Phase power conversion circuit.
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