JPH09298900A - Speed sensor-less vector controller - Google Patents
Speed sensor-less vector controllerInfo
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- JPH09298900A JPH09298900A JP8111496A JP11149696A JPH09298900A JP H09298900 A JPH09298900 A JP H09298900A JP 8111496 A JP8111496 A JP 8111496A JP 11149696 A JP11149696 A JP 11149696A JP H09298900 A JPH09298900 A JP H09298900A
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Abstract
Description
【0001】[0001]
【発明の属する技術分野】本発明は、速度センサレスベ
クトル制御装置において、回生トルクを制限して運転す
るようにしたものである。BACKGROUND OF THE INVENTION 1. Field of the Invention The present invention relates to a speed sensorless vector control device which operates while limiting regenerative torque.
【0002】[0002]
【従来の技術】誘導電動機の高性能な速度制御方式とし
て、すべり周波数制御形のベクトル制御方法が普及し、
これを速度センサ無しで制御する速度センサレスベクト
ル制御方法が知られている。2. Description of the Related Art A slip frequency control type vector control method has become popular as a high performance speed control method for induction motors.
A speed sensorless vector control method for controlling this without a speed sensor is known.
【0003】図3は、速度適応2次磁束オブザーバを使
用して誘導電動機の実速度を推定する、従来の誘導電動
機の速度センサレスベクトル制御装置の制御システムを
示すものである。FIG. 3 shows a control system of a conventional speed sensorless vector controller for an induction motor, which estimates the actual speed of the induction motor by using a speed adaptive secondary magnetic flux observer.
【0004】まず、図3を用いて、誘導電動機1の電動
機速度(回転角周波数ωr )の推定について説明をす
る。First, the estimation of the motor speed (rotational angular frequency ω r ) of the induction motor 1 will be described with reference to FIG.
【0005】誘導電動機1の電圧方程式は、電源角周波
数(ω0 )で回転する同期回転座標系からの諸量を観測
するd−q軸で表わすと、次式(1)で与えられる。The voltage equation of the induction motor 1 is given by the following equation (1) when it is represented by d-q axes for observing various quantities from the synchronous rotation coordinate system rotating at the power source angular frequency (ω 0 ).
【0006】[0006]
【数1】 [Equation 1]
【0007】但し、 v1d,v1q…同期回転座標(d−q軸)上の1次励磁軸
電圧,1次トルク軸電圧(V) i1d,i1q…同期回転座標(d−q軸)上の1次励磁軸
電流,1次トルク軸電流(A) λ2d,λ2q…同期回転座標(d−q軸)上の2次励磁軸
磁束,2次トルク軸磁束(Wb) ω0 …………電源角周波数(rad/sec) ωr …………電動機速度(回転角周波数,rad/sec) ωs …………すべり角周波数(rad/sec) R1 ,R2 …1次,2次抵抗(Ω) L1 ,L2 …1次,2次インダクタンス(H) M …………相互(励磁)インダクタンス(H) Lσ…………等価漏れインダクタンス(H)(Lσ=
(L1 L2 −M2 )/L2 ) s …………時間微分子(d/dt) そして、電源角周波数(ω0 )、電動機速度(ωr )、
すべり角周波数指令値(ωs * )の関係、及びすべり角
周波数指令値(ωs * )の算出は次式(2)で表わされ
る。 ω0 =ωr +ωs * ωs * =i1b * /i1a * ・τ2 ……(2) 但し、 τ2 …………2次時定数(τ2 =L2 /R2 ) 添字(*)…指令値あるいは設定値を表わす。いま、 i1d * = 一定 ……………………………………………(3) とし、上記(1)式において、(2),(3)式の条件
のもとに同期回転座標系(d−q軸)の1次電圧指令値
(v1d * ,v1q * )をデジタル電流制御器3の構成式で
ある下記(4)式で与えると次のようになる。However, v 1d , v 1q ... Primary excitation axis voltage, primary torque axis voltage (V) i 1d , i 1q on synchronous rotation coordinates (dq axes) synchronous rotation coordinates (dq axes) ) Above primary excitation axis current, primary torque axis current (A) λ 2d , λ 2q ... Secondary excitation axis magnetic flux on secondary rotation coordinate (dq axis), secondary torque axis magnetic flux (Wb) ω 0 ………… Power supply angular frequency (rad / sec) ω r ………… Motor speed (rotational angular frequency, rad / sec) ω s ………… Slip angular frequency (rad / sec) R 1 , R 2 … 1 Next, secondary resistance (Ω) L 1 , L 2 … Primary, secondary inductance (H) M ………… Mutual (excitation) inductance (H) Lσ ………… Equivalent leakage inductance (H) (Lσ =
(L 1 L 2 −M 2 ) / L 2 ) s ………… Time fine molecule (d / dt) And power source angular frequency (ω 0 ), motor speed (ω r ),
Relationship slip angular frequency command value (omega s *), and calculates the slip angular frequency command value (omega s *) is represented by the following formula (2). ω 0 = ω r + ω s * ω s * = i 1b * / i 1a *・ τ 2 …… (2) However, τ 2 ………… Second-order time constant (τ 2 = L 2 / R 2 ) Subscript (*): Indicates a command value or set value. Now, i 1d * = constant …………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………… (………………………………………………………………………………………………………………………………………………………… of When the primary voltage command values (v 1d * , v 1q * ) of the synchronous rotation coordinate system (dq axes) are given by the following equation (4) which is a constitutive equation of the digital current controller 3, it becomes as follows.
【0008】[0008]
【数2】 [Equation 2]
【0009】上記(4)式を満足するように制御をする
と、同期回転座標(d−q軸)上の1次電流検出値i1
は1次電流指令値i1 * (i1d * ,i1q * )どおりの電
流が流れ、同期回転座標(d−q軸)上の2次磁束λ2
(λ2d,λ2q)は、 λ2d=Mi1d(一定), λ2q=0 …………………………(5) に保たれる。When the control is performed so as to satisfy the above equation (4), the primary current detection value i 1 on the synchronous rotation coordinates (dq axes) is calculated.
Indicates that the current flows according to the primary current command value i 1 * (i 1d * , i 1q * ), and the secondary magnetic flux λ 2 on the synchronous rotation coordinates (d-q axes).
(Λ 2d , λ 2q ) is kept at λ 2d = Mi 1d (constant), λ 2q = 0 …………………… (5).
【0010】これにより、誘導電動機1のトルク(T)
は、 T=M/L2 ・(λ2d・i1q−λ2q・i1d)=M2 /L2 ・(i1d・i1q) …………………………(6) となり、同期回転座標(d−q軸)上の2次磁束λ
2 (λ2d,λ2q)と2次電流i2 (i2d,i2q)には無
関係な非干渉化制御のベクトル制御が成立する。As a result, the torque (T) of the induction motor 1
Is T = M / L 2 · (λ 2d · i 1q −λ 2q · i 1d ) = M 2 / L 2 · (i 1d · i 1q ) ………………………… (6) , Secondary magnetic flux λ on synchronous rotation coordinates (d-q axes)
2 (λ 2d , λ 2q ) and the secondary current i 2 (i 2d , i 2q ) are non-interfering control vector control.
【0011】ところで、上記(2)式から明らかなよう
に、速度センサを用いない場合は、すべり角周波数指令
値ωs * が設定されていても電動機速度ωr が未知であ
るから、電源角周波数ω0 を決定することができない
が、該電源角周波数ω0 で回転する同期回転座標(d−
q軸)上の2次磁束λ2 (λ2d,λ2q)が上記(5)式
を満足するように、該電源角周波数ω0 を制御すること
により、同様に、非干渉化制御のベクトル制御を実現す
ることができる。すなわち、同一次元磁束オブザーバ4
と速度適応機構7からなる速度適応2次磁束オブザーバ
を用いて、上記(5)式を満足するような同期回転座標
(d−q軸)上の2次磁束λ2 (λ2d,λ 2q)を推定
し、その2次磁束推定値λ2 # (λ2d # ,λ2q # )に基
づき電動機速度ωr を推定(ωr # )することにより、
上記(2)式(ω0 =ωr # +ωs *)から電源角周波
数ω0 を求め、該電源角周波数ω0 によりデジタル電流
制御器3を制御することによって非干渉化制御のベクト
ル制御を実現することができる。By the way, as is clear from the above equation (2).
If the speed sensor is not used, the slip angular frequency command
Value ωs *Even if is set, the motor speed ωrIs unknown
Power source angular frequency ω0Can't decide
Is the power source angular frequency ω0Synchronous rotation coordinate (d-
secondary magnetic flux λ on the q-axis)Two(Λ2d, Λ2q) Is the above formula (5)
So that the power source angular frequency ω0To control
Similarly, vector control of non-interference control is realized by
Can be That is, the same-dimensional magnetic flux observer 4
Speed adaptive secondary magnetic flux observer consisting of
Using synchronous rotation coordinates that satisfy the above equation (5)
Secondary magnetic flux λ on (dq axis)Two(Λ2d, Λ 2q)
The secondary magnetic flux estimated value λTwo #(Λ2d #, Λ2q #) Based on
Motor speed ωrEstimate (ωr #)
Equation (2) (ω0= Ωr #+ Ωs *) From the power angular frequency
Number ω0And the power source angular frequency ω0Due to digital current
Vector of decoupling control by controlling the controller 3
Control can be realized.
【0012】図3に示すベクトル制御システムにおける
従来の誘導電動機の速度センサレスベクトル制御方法に
おいては、誘導電動機1の実速度を速度センサを用いな
いで検出するために、誘導電動機1の1次電流(相電
流)iu ,iv ,iw を検出し3相−2相相数変換器1
4にて相数変換した固定子座標(a−b軸)上の1次電
流検出値i1 (i1a,i1b)を得てこの1次電流検出値
i1 と、固定子座標(a−b軸)上の電動機1次電圧指
令値v1 * (v1a * ,v1b * )と、速度推定値ω r # と
を入力とする同一次元磁束オブザーバ4により、固定子
座標(a−b軸)上の2次磁束推定値λ2 # (λ2a # ,
λ2b # )と1次電流推定値i1 # (i1a #,i1b # )と
を推定し、速度適応機構7にて該1次電流推定値i1 #
(i1a # ,i1b # )と1次電流検出値i1 (i1a,
i1b)とを比較した推定誤差信号(i1−i1 # )に基
づき次式(7)で表わされる適応調整則により電動機速
度推定値(ωr # )を演算推定して誘導電動機1の速度
検出としている。In the vector control system shown in FIG.
For conventional vector control method without speed sensor of induction motor
In addition, the actual speed of the induction motor 1 is not measured using a speed sensor.
The primary current of the induction motor 1 (phase current
Flow) iu, Iv, Iw3 phase to 2 phase phase number converter 1
Primary power on the stator coordinates (a-b axis) converted in phase 4
Flow detection value i1(I1a, I1b) Is obtained and this primary current detection value
i1And the primary voltage finger of the motor on the stator coordinates (axis a-b)
Command v1 *(V1a *, V1b *) And the estimated speed value ω r #When
The same dimension magnetic flux observer 4 with
Secondary magnetic flux estimated value λ on coordinates (ab axis)Two #(Λ2a #,
λ2b #) And the estimated primary current i1 #(I1a #, I1b #)When
And the speed adaptation mechanism 7 estimates the primary current i1 #
(I1a #, I1b #) And the primary current detection value i1(I1a,
i1b) And the estimated error signal (i1−i1 #) Based on
Based on the adaptive adjustment law expressed by the following equation (7)
Degree estimate (ωr #) Is calculated and estimated, and the speed of the induction motor 1 is calculated.
I am trying to detect.
【0013】 ωr # =Kp (eiaλ2b # −eibλ2a # ) +Ki ∫(eiaλ2b # −eibλ2a # )dt ………(7) 但し、 eia=i1a−i1a # :推定誤差 eib=i1b−i1b # :推定誤差 Kp :速度推定部比例ゲイン Ki :速度推定部積分ゲイン なお、同一次元2次磁束オブザーバ4と速度適応機構7
とからなる速度適応2次磁束オブザーバによって誘導電
動機の実速度の推定を行なう誘導電動機1の速度センサ
レスベクトル制御方式については、「電気学会論文誌
D,111巻11号,平成3年」(久保田、尾崎、松
瀬、中野:「適応2次磁束オブザーバを用いた誘導電動
機の速度センサレス直接形ベクトル制御」)に掲載され
ている。Ω r # = K p (e ia λ 2b # −e ib λ 2a # ) + K i ∫ (e ia λ 2b # −e ib λ 2a # ) dt (7) However, e ia = i 1a −i 1a # : estimation error e ib = i 1b −i 1b # : estimation error K p : velocity estimation part proportional gain K i : velocity estimation part integration gain Note that the same-dimensional secondary magnetic flux observer 4 and velocity adaptation mechanism are used. 7
For the speed sensorless vector control method of the induction motor 1 that estimates the actual speed of the induction motor by the speed adaptive secondary magnetic flux observer consisting of and, see "Journal of the Institute of Electrical Engineers of Japan, Volume 11, No. 11, 1991" (Kubota, Ozaki, Matsuse, Nakano: "Velocity sensorless direct vector control of induction motor using adaptive secondary magnetic flux observer").
【0014】以下、上記速度適応2次磁束オブザーバを
使用して誘導電動機の実速度を推定する従来の速度セン
サレスベクトル制御方式について説明する。A conventional speed sensorless vector control system for estimating the actual speed of the induction motor using the speed adaptive secondary magnetic flux observer will be described below.
【0015】図3(制御システム構成)における動作を
説明すると、電流制御部(ACR)におけるデジタル電
流制御器3において、同期回転座標(d−q軸)上の1
次電圧指令値v1 * (v1d * ,v1q * )が、前記1次電
流指令値i1 * (i1d * ,i 1q * )と1次電流検出値i
1 (i1d,i1q)が等しく(i1d * =i1d,i1q * =i
1q)なるように、非干渉化制御を可能とする条件式であ
る上記(4)式により演算される。The operation in FIG. 3 (control system configuration)
To explain, digital current in the current controller (ACR)
In the flow controller 3, 1 on the synchronous rotation coordinate (dq axis)
Next voltage command value v1 *(V1d *, V1q *) Is the primary power
Flow command value i1 *(I1d *, I 1q *) And the primary current detection value i
1(I1d, I1q) Are equal (i1d *= I1d, I1q *= I
1q) Is a conditional expression that enables decoupling control.
It is calculated by the above equation (4).
【0016】同期回転座標(d−q軸)上の1次電圧指
令値v1 * (v1d * ,v1q * )は、座標変換器9により
固定子座標(a−b軸)上の1次電圧指令値v1 * (v
1a *,v1b * )に変換された後、2相−3相相数変換器
15により相数変換されてPWM制御インバータ2の三
相各相の1次電圧制御指令電圧vu ,vv ,vw に変換
され該PWM制御インバータ2の三相各相の出力電圧を
制御する。その結果、誘導電動機1は所望の電動機速度
指令値(ωr * )に応じて速度制御される。また、電源
角周波数ω0 で回転する同期回転座標(d−q軸)と、
誘導電動機1の固定子に固定された固定子座標(a−b
軸)との間の変換を行なう座標変換器8,9に使用され
る単位ベクトル(sin θ0 ,cos θ0 )を作り出すため
の基本位相角θ0 (θ0 =ω0 t)は次のようにして求
めることができる。即ちすべり角周波数演算器5により
上記(2)式に示すように、同期回転座標(d−q軸)
上の1次励磁軸電流指令値i1d * 、1次トルク軸電流指
令値i1q * 、及び誘導電動機1の2次時定数τ2 (=L
2 /R2 )によって求められるすべり角周波数指令値
(ωs * )と、速度適応2次磁束オブザーバ(4,7)
により推定される電動機速度推定値(ωr # )とから電
源角周波数(ω0 )を求めることができる。The primary voltage command value v 1 * (v 1d * , v 1q * ) on the synchronous rotation coordinates (dq axes) is converted by the coordinate converter 9 to 1 on the stator coordinates (ab axes). Next voltage command value v 1 * (v
1a *, v after being converted to 1b *), 2-phase -3 is number of phases converted by the phase number of phases converter 15 three-phase phase of the primary voltage control command voltage v u of the PWM control inverter 2, v v , V w to control the output voltage of each of the three phases of the PWM control inverter 2. As a result, the induction motor 1 is speed-controlled according to the desired motor speed command value (ω r * ). In addition, synchronous rotation coordinates (d-q axes) that rotate at the power supply angular frequency ω 0 ,
Stator coordinates (ab) fixed to the stator of the induction motor 1
The basic phase angle θ 0 (θ 0 = ω 0 t) for generating the unit vector (sin θ 0 , cos θ 0 ) used in the coordinate converters 8 and 9 for conversion between You can ask in this way. That is, by the slip angular frequency calculator 5, as shown in the above equation (2), the synchronous rotation coordinates (dq axes)
The primary excitation axis current command value i 1d * , the primary torque axis current command value i 1q * , and the secondary time constant τ 2 (= L of the induction motor 1
2 / R 2 ) Slip angular frequency command value (ω s * ) and velocity adaptive secondary magnetic flux observer (4, 7)
The power source angular frequency (ω 0 ) can be obtained from the estimated motor speed value (ω r # ) estimated by
【0017】なお、同一次元磁束オブザーバ4にて推定
した固定子座標(d−q軸)上の2次磁束推定値λ2 #
(λ2d # ,λ2q # )を制御軸ずれ補償回路6に取り込
み、制御軸ずれ角周波数修正値ωrcを得ている。こうし
て、実速度を精度良く推定してすべり角周波数ωs に加
算し電源周波数ω0 を得て非干渉化制御のベクトル制御
を実現することができる。The secondary magnetic flux estimated value λ 2 # on the stator coordinates (dq axes) estimated by the same-dimensional magnetic flux observer 4
(Λ 2d # , λ 2q # ) is taken into the control axis deviation compensation circuit 6, and the control axis deviation angular frequency correction value ω rc is obtained. In this way, the actual speed can be accurately estimated and added to the slip angular frequency ω s to obtain the power supply frequency ω 0, and vector control of decoupling control can be realized.
【0018】[0018]
【発明が解決しようとする課題】上述のセンサレスベク
トル制御にあって低速域にて力行する場合には、種々の
出力電圧誤差補正により安定な運転が可能となるのであ
るが、低速域の回生の場合制御不能になることがある。
すなわち、同一次元オブザーバ4に入力される電圧v1a
* ,v1b * は指令値であるが、実際に誘導電動機1に出
力されている電圧はPWM波形であるため、デッドタイ
ムや量子化誤差、主回路素子での電圧降下等によってこ
の指令値と出力値との間で電圧誤差が生ずる。これらの
誤差を低減するためデッドタイム補償や主回路素子電圧
補償によって誤差を減らすようにしているが、誤差が無
くなることはない。ここで、電圧誤差は小さな値である
ので、出力電圧に対する誤差電圧の割合が少なくなり、
高回転域での力行・回生時、低回転での力行時のような
高出力電圧では影響はない。しかし、低回転での回生時
には、図2にて例示するように大きな回生トルクの出力
によって出力電圧が低下し、このため誤差電圧の影響が
大きくなり、換言すれば出力電圧にしめる誤差電圧の割
合が大きくなってオブザーバ4での磁束や電流の推定が
できなくなり、制御不能になる。In the sensorless vector control described above, when powering in the low speed range, stable operation can be achieved by correcting various output voltage errors. In some cases, it may be out of control.
That is, the voltage v 1a input to the same-dimensional observer 4
* , V 1b * is a command value, but since the voltage actually output to the induction motor 1 is a PWM waveform, this command value may differ due to dead time, quantization error, voltage drop in the main circuit element, etc. A voltage error occurs between the output value and the output value. In order to reduce these errors, the errors are reduced by dead time compensation or main circuit element voltage compensation, but the errors do not disappear. Here, since the voltage error is a small value, the ratio of the error voltage to the output voltage decreases,
There is no effect at high output voltage such as during power running / regeneration in high speed range and power running in low speed. However, during regeneration at low speed, the output voltage drops due to the output of a large regenerative torque, as illustrated in FIG. 2, which increases the influence of the error voltage. In other words, the ratio of the error voltage that can be used as the output voltage is reduced. When the observer 4 becomes large, it becomes impossible to estimate the magnetic flux and the current, and control becomes impossible.
【0019】本発明は、低速域での回生についても制御
不能(運転)状態となることを回避した速度センサレス
ベクトル制御装置の提供を目的とする。It is an object of the present invention to provide a speed sensorless vector control device which avoids a control uncontrollable (driving) state even for regeneration in a low speed range.
【0020】[0020]
【課題を解決するための手段】上述の目的を達成する本
発明は、次の発明特定事項を有する。 (1)誘導電動機のベクトル制御装置のうち、1次電流
検出値、1次電圧指令値、及び速度推定値を入力して同
一次元磁束オブザーバ及び速度適応機構にて速度推定値
を得る速度センサレスベクトル制御装置において、最大
回生可能トルクにてトルク分電流をリミットする手段を
有することを特徴とする。 (2)(1)において、トルク分電流をリミットする手
段は、トルク分電流入力端にリミッタを備え、このリミ
ッタをテーブルにて制御したものであることを特徴とす
る。The present invention that achieves the above object has the following matters specifying the invention. (1) Of the vector control device for the induction motor, a speed sensorless vector for inputting the primary current detection value, the primary voltage command value, and the speed estimation value to obtain the speed estimation value by the same-dimensional magnetic flux observer and the speed adaptation mechanism. The control device is characterized in that it has means for limiting the current corresponding to the torque at the maximum regenerable torque. (2) In (1), the means for limiting the torque component current has a limiter at the torque component current input end, and the limiter is controlled by a table.
【0021】トルク分電流リミッタを備えることにより
運転不能となるトルク分電流を抑えることができる。By providing the torque component current limiter, it is possible to suppress the torque component current which becomes inoperable.
【0022】[0022]
【発明の実施の形態】ここで、図1を参照して本発明の
実施の形態の一例を説明する。なお、図1において図3
と同一部分には同符号を付し、その説明を省略する。大
きな回生トルクを出力すると出力電圧が制御不能になる
程低下することを回避するためには、回生トルクを制限
して運転するような指令にすれば良い。このため、回生
トルクの制限値を設定して、制御可能出力電圧にて計算
することによって、なるべく回生トルクを出力しつつ制
御不能にしない制御が可能となる。この場合、制御可能
出力電圧は、運転可能最低出力電圧として示す電圧方程
式に基づき次式[数3]にて表わすことができる。DETAILED DESCRIPTION OF THE PREFERRED EMBODIMENTS Here, an example of an embodiment of the present invention will be described with reference to FIG. In FIG. 1, FIG.
The same parts as those of the above are denoted by the same reference numerals, and the description thereof will be omitted. In order to prevent the output voltage from being lowered to the extent that it becomes uncontrollable when a large regenerative torque is output, a command to limit the regenerative torque to operate may be given. Therefore, by setting the limit value of the regenerative torque and calculating with the controllable output voltage, it is possible to perform control that outputs the regenerative torque as much as possible and does not disable the control. In this case, the controllable output voltage can be expressed by the following equation [Equation 3] based on the voltage equation shown as the operable minimum output voltage.
【数3】 (Equation 3)
【0023】この場合、運転可能最低電圧はインバータ
2の性能に左右され、図2において運転可能最低電圧を
5Vとすると、図2に示す例では250rpm では50
%、200rpm では25%の回生運転しかできないこと
になる。したがって、上述の[数3]に基づき推定回転
数、モータ定数、電圧方程式、トルク分電流指令、運転
可能最低電圧等により、運転可能な最大回生トルクであ
るトルク分電流を計算し、運転可能な回生トルク以下の
回生指令を出すことにより安定な運転を行なうことがで
きる。In this case, the lowest operable voltage depends on the performance of the inverter 2. If the lowest operable voltage is 5 V in FIG. 2, in the example shown in FIG.
%, At 200 rpm, only 25% regenerative operation can be performed. Therefore, based on the above [Equation 3], the torque component current that is the maximum regenerative torque that can be operated is calculated by the estimated rotation speed, the motor constant, the voltage equation, the torque component current command, the minimum operable voltage, etc. Stable operation can be performed by issuing a regeneration command equal to or less than the regeneration torque.
【0024】トルク分電流を求めるに当っては、[数
3]を解くことになるが、この二次方程式の解を求める
に当ってはルート計算等や係数を求める計算が必要で、
これらの計算を制御周期ごとに行なうには能力の高いC
PUが必要となる。このため、回生トルク電流リミッタ
10をトルク電流指令入力部に備え、この回生トルク電
流リミッタのリミット値をリミッタテーブル11より呼
び出して運転可能な電圧となるトルク分電流指令を得る
ことができる。To obtain the torque current, [Equation 3] is solved, but in order to obtain the solution of this quadratic equation, route calculation and calculation for coefficients are required.
C, which has high ability to perform these calculations for each control cycle,
PU is required. Therefore, the regenerative torque current limiter 10 is provided in the torque current command input unit, and the limit value of the regenerative torque current limiter is called from the limiter table 11 to obtain the torque current command that provides an operable voltage.
【0025】[0025]
【発明の効果】以上説明したように本発明によれば、計
算して得た最大回生可能トルクにて、回生トルクをリミ
ットすることにより、出力電圧の低下によるセンサレス
ベクトル制御不能領域での運転は除くことができ、運転
不能とならない安定運転が可能となる。As described above, according to the present invention, the operation in the sensorless vector control impossible region due to the decrease of the output voltage is performed by limiting the regenerative torque to the maximum reproducible torque calculated. It can be eliminated, and stable operation that does not prevent operation is possible.
【図1】本発明の実施の形態の一例のブロック図。FIG. 1 is a block diagram of an example of an embodiment of the present invention.
【図2】回生による出力電圧特性線図。FIG. 2 is an output voltage characteristic diagram due to regeneration.
【図3】従来例のブロック図。FIG. 3 is a block diagram of a conventional example.
10 トルク分電流リミッタ 11 トルク分電流リミッタテーブル 10 Torque Current Limiter 11 Torque Current Limiter Table
Claims (2)
1次電流検出値、1次電圧指令値、及び速度推定値を入
力して同一次元磁束オブザーバ及び速度適応機構にて速
度推定値を得る速度センサレスベクトル制御装置におい
て、 最大回生可能トルクにてトルク分電流をリミットする手
段を有することを特徴とする速度センサレスベクトル制
御装置。1. A vector controller for an induction motor, comprising:
In the speed sensorless vector control device that receives the primary current detection value, the primary voltage command value, and the speed estimation value to obtain the speed estimation value by the same-dimensional magnetic flux observer and the speed adaptation mechanism, the maximum torque that can be regenerated is the torque component. A speed sensorless vector control device comprising means for limiting an electric current.
ルク分電流入力端にリミッタを備え、このリミッタをテ
ーブルにて制御するものからなることを特徴とする請求
項1記載の速度センサレスベクトル制御装置。2. The speed sensorless vector control device according to claim 1, wherein the means for limiting the torque component current comprises a limiter at the torque component current input end, and the limiter is controlled by a table. .
Priority Applications (1)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
JP8111496A JPH09298900A (en) | 1996-05-02 | 1996-05-02 | Speed sensor-less vector controller |
Applications Claiming Priority (1)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
JP8111496A JPH09298900A (en) | 1996-05-02 | 1996-05-02 | Speed sensor-less vector controller |
Publications (1)
Publication Number | Publication Date |
---|---|
JPH09298900A true JPH09298900A (en) | 1997-11-18 |
Family
ID=14562767
Family Applications (1)
Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
---|---|---|---|
JP8111496A Pending JPH09298900A (en) | 1996-05-02 | 1996-05-02 | Speed sensor-less vector controller |
Country Status (1)
Country | Link |
---|---|
JP (1) | JPH09298900A (en) |
Cited By (2)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
KR100294335B1 (en) * | 1999-03-03 | 2001-07-12 | 윤종용 | Velocity and flux estimation method for sensorless control of induction motor |
JP2006174531A (en) * | 2004-12-13 | 2006-06-29 | Toyo Electric Mfg Co Ltd | Motor controller |
-
1996
- 1996-05-02 JP JP8111496A patent/JPH09298900A/en active Pending
Cited By (2)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
KR100294335B1 (en) * | 1999-03-03 | 2001-07-12 | 윤종용 | Velocity and flux estimation method for sensorless control of induction motor |
JP2006174531A (en) * | 2004-12-13 | 2006-06-29 | Toyo Electric Mfg Co Ltd | Motor controller |
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Legal Events
Date | Code | Title | Description |
---|---|---|---|
A02 | Decision of refusal |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A02 Effective date: 20030909 |