JPS6321433B2 - - Google Patents
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- JPS6321433B2 JPS6321433B2 JP55003546A JP354680A JPS6321433B2 JP S6321433 B2 JPS6321433 B2 JP S6321433B2 JP 55003546 A JP55003546 A JP 55003546A JP 354680 A JP354680 A JP 354680A JP S6321433 B2 JPS6321433 B2 JP S6321433B2
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- H—ELECTRICITY
- H02—GENERATION; CONVERSION OR DISTRIBUTION OF ELECTRIC POWER
- H02P—CONTROL OR REGULATION OF ELECTRIC MOTORS, ELECTRIC GENERATORS OR DYNAMO-ELECTRIC CONVERTERS; CONTROLLING TRANSFORMERS, REACTORS OR CHOKE COILS
- H02P5/00—Arrangements specially adapted for regulating or controlling the speed or torque of two or more electric motors
-
- H—ELECTRICITY
- H02—GENERATION; CONVERSION OR DISTRIBUTION OF ELECTRIC POWER
- H02P—CONTROL OR REGULATION OF ELECTRIC MOTORS, ELECTRIC GENERATORS OR DYNAMO-ELECTRIC CONVERTERS; CONTROLLING TRANSFORMERS, REACTORS OR CHOKE COILS
- H02P7/00—Arrangements for regulating or controlling the speed or torque of electric DC motors
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- Control Of Motors That Do Not Use Commutators (AREA)
Description
【発明の詳細な説明】
本発明は、サイリスタモータ制御装置に係り、
特に、制御進み角βおよび界磁電流制御による定
出力制御を行なう制御装置に関するものである。[Detailed Description of the Invention] The present invention relates to a thyristor motor control device,
In particular, the present invention relates to a control device that performs constant output control using control advance angle β and field current control.
サイリスタモータの出力Pは、電動機内部の損
失を無視して考えると、(1)式に示すように、直流
機ブラシ間相当電圧VSと主回路直流相当電流Idと
の積で表わすことができる。 The output P of a thyristor motor can be expressed as the product of the DC machine brush-to-brush equivalent voltage V S and the main circuit DC equivalent current I d , as shown in equation (1), ignoring the loss inside the motor. can.
P=VS×Id ………(1)
ただし、
Et:電動機端子電圧
β:実効制御進み角
u:負荷側転流重なり角
IM:電動機電流
また、直流機ブラシ間相当電圧(以下VSと呼
ぶ)は、(2)式に示すように、端子電圧Etと制御進
み角βの関数として表わされ、端子電圧Etは、次
の(4)式に示すように、角速度ωと界磁電流Ifの関
数とし
Et=K(β、Id)×ω×If ………(4)
ただし、
K(β、Id):定数
ω:電動機回転角速度
If:界磁電流
で表わされる。 P=V S ×I d ………(1) However, E t : Motor terminal voltage β : Effective control advance angle u : Load side commutation overlap angle I M : Motor current In addition, the equivalent voltage between DC machine brushes (hereinafter referred to as VS ) is shown in equation (2). It is expressed as a function of the terminal voltage E t and the control advance angle β, and the terminal voltage E t is a function of the angular velocity ω and the field current I f , as shown in the following equation (4), and E t = K (β, I d ) × ω × I f (4) where K ( β , I d ): constant ω: motor rotational angular speed If: field current.
そこで、従来のサイリスタモータによる定出力
制御方式として、第1図に示す如き制御装置が提
案されている。これは、VSが角速度ωに関係な
く一定となるよう制御進み角βと界磁電流Ifを制
御するものである。 Therefore, as a conventional constant output control method using a thyristor motor, a control device as shown in FIG. 1 has been proposed. This is to control the control advance angle β and the field current If so that V S remains constant regardless of the angular velocity ω .
第1図において、サイリスタモータの主回路
は、サイリスタ順変換器1、逆変換器2、モータ
3、及び変流器4、電圧検出用変圧器8より構成
され、界磁回路は、界磁用サイリスタ変換器1
9、界磁電流検出器20にて構成されている。制
御回路は、主回路電流を制御する電流検出器5、
電流制御回路6、電源側自動パルス移相器7で構
成される電源側の電流制御系と、VSが一定とな
るよう制御進み角βを制御するVS指令設定器2
1、VS検出器9、VS制御回路10、基本βO指令
回路11、負荷側自動パルス移相器12で構成さ
れる負荷側の制御系と、端子電圧Etが一定となる
よう界磁電流を制御するEt指令設定器22、Et検
出器15、端子電圧Et制御回路16、界磁電流制
御回路17、界磁用自動パルス移相器18より構
成される界磁制御系とより構成されている。第2
図は、従来方式である第1図の制御方式にて定出
力制御を行なつたときの、電動機回転角速度ωに
対するVS、Et、βO、Ifの関係を図示したものであ
る。第2図から明らかなように、角速度ωが基底
角速度ωB以上では、ωが高くなるにしたがつて、
Etが一定となるようIfを弱め制御し、VSが一定と
なるよう設定制御進み角βOを大きく制御してい
る。したがつて、ωB〜ωTの間は、角速度に関係
なくVS一定、Id一定となり定出力となる。しかし
ながら、角速度零付近、即ち起動初期の領域では
逆起電力が無い為βO=0度に固定され、起動後の
所定速度(通常約5〜10%速度)から徐々に転流
余裕角を確保するに必要なβOに増加させている
為、零速度から基低速度ωBの間直流機ブラシ間
電圧VSは、速度に比例した電圧とならず、第2
図のVSに示すように段付きとなる欠点がある。
ここで基底速度は界磁弱めをしない定格速度のこ
とである。 In FIG. 1, the main circuit of the thyristor motor is composed of a thyristor forward converter 1, an inverse converter 2, a motor 3, a current transformer 4, and a voltage detection transformer 8. Thyristor converter 1
9. Consists of a field current detector 20. The control circuit includes a current detector 5 that controls the main circuit current;
A current control system on the power supply side consisting of a current control circuit 6, an automatic pulse phase shifter 7 on the power supply side, and a V S command setting device 2 that controls the control advance angle β so that V S is constant.
1. A load-side control system consisting of a V S detector 9, a V S control circuit 10, a basic β O command circuit 11, and a load-side automatic pulse phase shifter 12, and a field so that the terminal voltage E t is constant. A field control system consisting of an Et command setting device 22 for controlling the magnetic current, an Et detector 15, a terminal voltage Et control circuit 16, a field current control circuit 17, and an automatic pulse phase shifter 18 for the field. It is configured. Second
The figure illustrates the relationship between V S , E t , β O , and If with respect to the motor rotational angular velocity ω when constant output control is performed using the conventional control method shown in FIG . 1. As is clear from Fig. 2, when the angular velocity ω is higher than the base angular velocity ω B , as ω increases,
I f is weakly controlled so that E t is constant, and the set control advance angle β O is largely controlled so that V S is constant. Therefore, between ω B and ω T , V S is constant and I d is constant regardless of the angular velocity, resulting in a constant output. However, in the vicinity of zero angular velocity, that is, in the initial startup region, there is no back electromotive force, so β O = 0 degrees is fixed, and commutation margin angle is gradually secured from a predetermined speed after startup (usually about 5 to 10% speed). Therefore, between zero speed and base low speed ω B , the DC machine brush voltage V S does not become a voltage proportional to the speed, but the second
It has the disadvantage of being stepped, as shown by V S in the figure.
Here, the base speed is the rated speed without field weakening.
ところで、サイリスタモータの場合、電機子反
作用及び転流重なり角が大きく、これらは、主回
路電流と界磁電流により変化する。その様子を第
3図及び第4図にて説明する。 By the way, in the case of a thyristor motor, the armature reaction and the commutation overlap angle are large, and these change depending on the main circuit current and field current. The situation will be explained with reference to FIGS. 3 and 4.
第3図は、主回路電流に対する電機子反作用角
δ、転流重なり角uの変化を示したものである。
図の実線は界磁電流Ifが強め(If−full)、点線はIf
弱め(If−week)の場合を示す。主回路電流Idが
増加する程、また界磁電流Ifが減少する程、δ及
びuは大きくなる。 FIG. 3 shows changes in the armature reaction angle δ and the commutation overlap angle u with respect to the main circuit current.
The solid line in the figure indicates that the field current I f is strong (I f −full), and the dotted line indicates I f
The case of weak (I f −week) is shown. As the main circuit current I d increases and as the field current I f decreases, δ and u become larger.
また、本発明の対象であるサイリスタモータの
ように、電動機の逆起電圧を利用して転流せしめ
る方式の場合、衆知の如く転流余裕角(β−u)
をサイリスタのターンオフタイム以上確保しなけ
ればならないという問題がある。したがつて、使
用最大電流でかつ界磁電流最小の条件でβ−uが
所定値を確保するような設定制御進み角βOを決め
る必要がある。 In addition, in the case of a system that uses the back electromotive force of the motor to cause commutation, such as the thyristor motor that is the object of the present invention, as is well known, the commutation margin angle (β-u)
There is a problem in that the turn-off time of the thyristor must be ensured. Therefore, it is necessary to determine the setting control advance angle β O such that β−u maintains a predetermined value under the conditions of the maximum current used and the minimum field current.
第4図は、主回路電流、界磁電流によるδの変
化をベクトル図にて説明したものである。第4図
aは主回路電流が変化した場合である。無負荷時
磁束ΦO、無負荷誘起電圧EOの状態にて、主回路
電流IM1をEOに対しβO−u/2だけ進み位相に流す
と、電機子反作用による減磁により磁束はΦ1と
なり端子電圧はEt1に下がる。さらに主回路電流
をIM2に増加させると電機子反作用角はδ1からδ2
と大きくなり、磁束Φ2端子電圧Et2と更に小さく
なる。第4図bは界磁電流が変化した場合のδお
よび端子電圧Etの影響を示す。無負荷時磁束Φ0、
無負荷誘起電圧EOに主回路電流IM1をβO−u/2の進
み位相に流し、電機子反作用角δ1が発生して磁束
Φ1、端子電圧Et1の状態となる。この状態より界
磁電流を弱め(week)たとすると、点線に示す
如く、無負荷時磁束はΦ0′に、無負荷端子電圧は
EO′に下がり、同じ主回路電流IM1に対し減磁量は
同じでも、電機子反作用角としては、δ3と大きく
なり、磁束Φ3、端子電圧Et3と小さくなる。 FIG. 4 is a vector diagram explaining the change in δ due to the main circuit current and field current. FIG. 4a shows a case where the main circuit current changes. Under the conditions of no-load magnetic flux Φ O and no-load induced voltage E O , if the main circuit current I M1 is advanced by β O - u/2 relative to E O , the magnetic flux will decrease due to demagnetization due to armature reaction. Φ 1 and the terminal voltage drops to E t1 . When the main circuit current is further increased to I M2 , the armature reaction angle changes from δ 1 to δ 2
The magnetic flux Φ 2 terminal voltage E t2 becomes even smaller. FIG. 4b shows the effect of δ and terminal voltage E t as the field current changes. No-load magnetic flux Φ 0 ,
The main circuit current I M1 is applied to the no-load induced voltage E O in an advanced phase of β O -u/2, and an armature reaction angle δ 1 is generated, resulting in a state of magnetic flux Φ 1 and terminal voltage E t1 . If the field current is weakened (week) from this state, the no-load magnetic flux will become Φ 0 ' and the no-load terminal voltage will become Φ 0 ', as shown by the dotted line.
Even if the amount of demagnetization is the same for the same main circuit current I M1 , the armature reaction angle becomes large, δ 3 , and the magnetic flux Φ 3 and terminal voltage E t3 become small.
したがつて、サイリスタモータにおける定出力
制御を行なうには、界磁弱め制御が必要である
が、その場合、前述の如く電機子反作用の影響が
大きく、これらを考慮しなければならない。 Therefore, in order to perform constant output control in a thyristor motor, field weakening control is necessary, but in this case, as mentioned above, the influence of armature reaction is large, and these must be taken into consideration.
しかるに、第1図に示す従来の制御方式では、
主回路電流、界磁電流の変化によるu、δおよび
端子電圧Etの影響が考慮されていない。u、δお
よびEtが変化し、結果としてVSが変化すること
により初めてβOを制御している。これは、β−u
を確保するようなβOの制御と言う点では応答が遅
いという欠点がある。特に、界磁弱め領域では転
流余裕角β−u不足による転流失敗の可能性があ
る。 However, in the conventional control method shown in Fig. 1,
The effects of changes in the main circuit current and field current on u, δ and terminal voltage Et are not taken into consideration. β O is controlled only by changing u, δ, and E t and, as a result, changing V S . This is β-u
The disadvantage is that the response is slow when it comes to controlling β O to ensure . In particular, in the field weakening region, there is a possibility of commutation failure due to insufficient commutation margin angle β-u.
また、VSは(2)式にも示したように、Etとβ即
ちu、δの要素により変動するが、第1図に示す
従来方式では、電機子反作用によるEtの変動を考
慮していない為、βOの制御としては逆に働くこと
がある。電流増加によりβ−uを確保する上では
βOを大きくしなければならないが、Et低下により
VS低下を検出し、結果としてβOを小さくしてVS
を所定値に保とうと動作する。以上のように、こ
のような制御方式では、電流の急増・急減に対し
て対処できない。 In addition, as shown in equation (2), V S varies depending on the elements of E t and β, that is, u and δ, but in the conventional method shown in Figure 1, the variation of E t due to armature reaction is taken into consideration. Because this is not the case, it may work in the opposite direction as a control for β O. In order to secure β-u by increasing the current, β O must be increased, but as E t decreases,
Detects a decrease in V S and as a result reduces β O to reduce V S
It operates to keep the value at a predetermined value. As described above, such a control method cannot cope with a sudden increase or decrease in current.
また上記不具合を設定βOを大きくして対処しよ
うとすれば、力率・効率が悪く変換器容量が大き
くなる。また、u、δの影響が小さな電動機を製
作しようとすれば、電動機の寸法・重量が非常に
大きくなり不経済である。 Furthermore, if an attempt is made to deal with the above problem by increasing the setting β O , the power factor and efficiency will deteriorate and the converter capacity will increase. Furthermore, if an attempt is made to manufacture an electric motor in which the effects of u and δ are small, the size and weight of the electric motor will become extremely large, which is uneconomical.
本発明の目的は、前記従来方式の欠点をなく
し、主回路電流、界磁電流によるu、δ変動およ
び電機子反作用によるEtの変動を補償し、力率・
効率が良く、かつ経済的な定出力制御を行なうこ
とのできるサイリスタモータ制御装置を提供する
ことにある。 The purpose of the present invention is to eliminate the drawbacks of the conventional method, compensate for the fluctuations of u and δ due to the main circuit current and field current, and the fluctuations of Et due to armature reaction, and compensate for the power factor and
It is an object of the present invention to provide a thyristor motor control device capable of efficient and economical constant output control.
本発明は、力率・効率が最良で経済的な装置と
するには、(2)式より考えて、転流余裕角β−uを
常に最小にすることにあると着目し、主回路電
流、界磁電流、電動機角速度ωよりu、δを予測
してβ−uが最低限確保され、かつVSを一定に
保つに最適な設定制御進み角βOおよび端子電圧Et
をあらかじめ演算し、指令値として与えるととも
に、さらに、製作誤差や指令値の設定誤差による
VSの変動は、VSの閉ループ制御系によりβOを補
正し、VSを一定に保つようにしたことを特徴と
する。 The present invention focuses on the fact that in order to create an economical device with the best power factor and efficiency, considering equation (2), the commutation margin angle β-u must always be minimized, and the main circuit current , field current, and motor angular velocity ω to predict u and δ, and determine the optimal setting control advance angle β O and terminal voltage E t to ensure that β−u is at a minimum and to keep V S constant.
is calculated in advance and given as a command value.
The variation of V S is characterized in that β O is corrected by a closed loop control system of V S to keep V S constant.
電機子反作用角δは、第4図のベクトル図よ
り、(5)式にて求められ、また転流重なり角uは(6)
式より求めることができる。 The armature reaction angle δ is obtained from the vector diagram in Fig. 4 using equation (5), and the commutation overlap angle u is obtained using equation (6).
It can be obtained from the formula.
δ=tan-1Xq・IMcos(βO−u/2)/EO−Xd・IMsin(
βO−u/2)………(5)
ただし、
Xd:d軸同期リアクタンス
Xq:q軸同期リアクタンス
XC:転流リアクタンス
したがつて、あらかじめ、角速度ωに対する
VSおよび端子電圧Etの変化パターンを決め、次
にβ−uが最小となるようなu及びδを(2)、(5)、
(6)式のくり返し計算により求めβO指令値を決める
ことができる。δ=tan -1 X q・I M cos(β O −u/2)/E O −X d・I M sin(
β O −u/2)……(5) However, X d : d-axis synchronous reactance X q : Q-axis synchronous reactance X C : Commutation reactance Therefore, in advance,
Determine the change pattern of V S and terminal voltage E t , then select u and δ such that β-u is minimum (2), (5),
The β O command value can be determined by repeatedly calculating equation (6).
前記計算に求めたEt及びβOを指令値として与え
ればVSはほぼ一定となるが、さらに製作誤差、
設定誤差を考えて、VSを一定に制御する閉ルー
プ制御系をもうけ、このVS制御回路の出力によ
りβO指令を補正することにより高精度の定出力制
御方式が実現できる。 If E t and β O obtained in the above calculation are given as command values, V S becomes almost constant, but manufacturing errors and
A highly accurate constant output control system can be realized by providing a closed loop control system that controls V S to a constant value in consideration of setting errors, and correcting the β O command using the output of this V S control circuit.
次に、本発明の一実施例について説明する。第
5図に本発明の一実施例を示す。 Next, one embodiment of the present invention will be described. FIG. 5 shows an embodiment of the present invention.
第5図において、主回路構成機器及び電流制御
回路6、電源側自動パルス移相器7、負荷側自動
パルス移相器12、VS検出器9、Et検出器15、
Et制御回路16、界磁電流制御回路17、界磁用
自動パルス移相器18は、上述した第1図に示し
たものと同じでありここでは特に説明を加えな
い。 In FIG. 5, main circuit components and current control circuit 6, power supply side automatic pulse phase shifter 7, load side automatic pulse phase shifter 12, V S detector 9, E t detector 15,
The E t control circuit 16, the field current control circuit 17, and the field automatic pulse phase shifter 18 are the same as those shown in FIG. 1 described above, and will not be particularly described here.
本発明の特徴とする回路構成は、主回路電流指
令および界磁電流If、角速度ωの信号を入力とし
前述の計算にて求めた最適のβO指令を出力するβO
指令演算回路23、角速度ωと主回路電流指令に
応じて、端子電圧Et指令を出力するEt指令演算回
路24、角速度ωを入力としVS指令を出力する
VS指令回路25、VS検出値がVS指令となるよう
にβO指令を補正するVS制御回路26より構成さ
れる。βO指令演算回路23は、具体的には例えば
第6図のように構成される。同図は、関数発生器
29,29′,29″、掛け算器30にて構成した
場合の一例を示したものである。 The circuit configuration that characterizes the present invention is such that the main circuit current command, field current I f , and angular velocity ω signals are input, and the optimum β O command obtained by the above calculation is output .
The command calculation circuit 23 outputs the terminal voltage Et command according to the angular velocity ω and the main circuit current command. The Et command calculation circuit 24 takes the angular velocity ω as input and outputs the V S command.
It is composed of a V S command circuit 25 and a V S control circuit 26 that corrects the β O command so that the V S detected value becomes the V S command. Specifically, the β O command calculation circuit 23 is configured as shown in FIG. 6, for example. This figure shows an example of a configuration including function generators 29, 29', 29'' and a multiplier 30.
βO指令演算回路23の出力、即ちβO指令は、無
負荷時βO指令発生部27と負荷時βO指令発生部2
8の和として出力される。無負荷時βO指令発生部
27は、角速度ωと界磁電流Ifの信号を入力し、
ω、Ifに応じて無負荷時所定のVSとなるような基
準βO指令値を出力する。負荷時βO指令発生部28
は、主回路電流指令と界磁電流Ifの信号により、
電機子電流によるu、δの増加量を補償し、所定
のVSを保つようなβO指令補正値を出力する。関
数発生器29,29′,29″の関数は、主回路電
流及び角速度ωに対する端子電圧Et、界磁電流If
の変化量を決め、(2)、(5)、(6)式のくり返し計算に
よりβ、u、δがあらかじめ求められる。前記計
算にて求めたβ、u、δよりβOの関数を決めるこ
とができる。 The output of the β O command arithmetic circuit 23, that is, the β O command, is generated by the no-load β O command generator 27 and the loaded β O command generator 2.
Output as the sum of 8. The no-load β O command generation unit 27 inputs the signals of the angular velocity ω and the field current I f ,
A reference β O command value that provides a predetermined V S at no-load is output according to ω and If . Under load β O command generation section 28
is determined by the main circuit current command and field current I f signals,
A β O command correction value that compensates for the increase in u and δ due to armature current and maintains a predetermined V S is output. The functions of the function generators 29, 29', 29'' are the terminal voltage E t and the field current I f with respect to the main circuit current and angular velocity ω.
After determining the amount of change in , β, u, and δ are obtained in advance by repeatedly calculating equations (2), (5), and (6). The function of β O can be determined from β, u, and δ obtained in the above calculation.
Et指令演算回路24は、電動機角速度ωと主回
路電流指令を入力信号とする。前記角速度ωに応
じて第7図aに示すような無負荷端子電圧Et指令
を出力する。同図の点線は、主回路電流Idを増加
した時の特性を示す。即ち、主回路電流増加に応
じた電機子反作用による電圧降下分を予測し、端
子電圧Et指令を電流指令に応じて下げている。第
7図aの端子電圧Et指令は、ωB〜ωT間は、電動
機角速度ωに比例して増加させ、0〜ωB間は、
βO及びIfの変化を考慮し、VSがωに比例するよう
なEt指令をωによる関数として与えている。 The E t command calculation circuit 24 receives the motor angular velocity ω and the main circuit current command as input signals. A no-load terminal voltage E t command as shown in FIG. 7a is output in accordance with the angular velocity ω. The dotted line in the figure shows the characteristics when the main circuit current I d is increased. That is, the voltage drop due to armature reaction in response to an increase in main circuit current is predicted, and the terminal voltage E t command is lowered in accordance with the current command. The terminal voltage E t command in Fig. 7a is increased in proportion to the motor angular velocity ω between ω B and ω T , and between 0 and ω B.
Considering changes in β O and If, an E t command is given as a function of ω so that V S is proportional to ω.
VS指令回路25は、第7図bに示すように、
0〜ωB間はωに比例し、ωB〜ωT間は、定格VS一
定の指令を出力している。 The V S command circuit 25, as shown in FIG. 7b,
Between 0 and ωB , the command is proportional to ω, and between ωB and ωT , a constant rated V S command is output.
第7図a,bに示す、If及びβOの特性曲線は、
前記βO指令演算回路23及びEt指令演算回路2
4、Et制御回路16の出力の各指令信号により定
出力制御されたときのIf及びβOの変化を示したも
のである。 The characteristic curves of I f and β O shown in Fig. 7a and b are as follows:
The β O command calculation circuit 23 and the E t command calculation circuit 2
4. Changes in I f and β O when the output of the E t control circuit 16 is controlled at constant output by each command signal.
次に、第5図に示す制御装置の動作を第6図、
第7図a,bを用いて説明する。電動機の起動初
期即ち0〜ω1速度間はβO=0度に設定されてい
るので界磁電流Ifは一定電流が流れる。速度ω1〜
ωB間は、βOが負荷転流に必要な所定値まで除々
に大きくしているが、その間、VSが直線的に変
化するようなEt指令を作成している為、Et制御回
路16よりIfを増加させる信号が出力され、Ifは
増加する。速度ωB〜ωT間は、Et指令の速度に対
する変化率が下がることにより、Ifは、速度が増
加するに応じて弱められる。(弱め指令も前記Et
制御回路16より出力される。)界磁電流が弱め
られることにより、βO指令演算回路23内の関数
発生器29′,29″出力がβO指令を増加するよう
に動作し、界磁弱め時の電機子反作用を補償して
いる。 Next, FIG. 6 shows the operation of the control device shown in FIG.
This will be explained using FIGS. 7a and 7b. Since β O is set to 0 degrees at the initial stage of starting the motor, that is, between 0 and ω 1 speeds, a constant field current If flows. Speed ω 1 ~
During ω B , β O is gradually increased to a predetermined value required for load commutation, but during this period, the E t command is created such that V S changes linearly, so the E t control is A signal for increasing I f is output from the circuit 16, and I f increases. Between the speeds ωB and ωT , the rate of change of the Et command with respect to the speed decreases, so that If is weakened as the speed increases. (The weakening command is also the same as E t
It is output from the control circuit 16. ) By weakening the field current, the function generators 29' and 29'' outputs in the β O command calculation circuit 23 operate to increase the β O command, thereby compensating for the armature reaction at the time of field weakening. ing.
以上の説明は、軽負荷時での動作であるが、負
荷が増加した場合について以下説明する。負荷増
加により主回路電流指令(Id指令)が増加する
が、Id指令増加により、βO指令演算回路23内の
関数発生器29出力が増加し、βO指令を大きくし
ている。本動作により、常に転流余裕角は確保さ
れることになる。また、負荷電流の増加により電
機子反作用が増加し端子電圧Etは低下すする。特
に界磁弱め領域ではその影響が大きく、VSを一
定に保つのが困難となる。そこで、本装置では、
負荷電流の増加によるβOの変化及びそれにともな
うδの変化をあらかじめ演算にて求め、そのとき
の端子電圧Etとなるよう、Et指令を電流指令によ
り補正している。補正されたEt指令となるべくEt
制御回路16により結果としてIfが増加する。こ
のように、ωB〜ωT速度領域(界磁弱め領域)に
おいて、負荷電流増大に応じて界磁電流を増加さ
せることにより、電機子反作用の影響を少なくし
制御進み角をあまり大きくする必要はない。した
がつて、過負荷時でも安定でかつ、力率・効率の
良い運転が可能となる。 The above explanation is about the operation under light load, but the case where the load increases will be explained below. The main circuit current command (I d command) increases due to the increase in load, but due to the increase in the I d command, the output of the function generator 29 in the β O command calculation circuit 23 increases, making the β O command larger. This operation ensures that the commutation margin angle is always maintained. Furthermore, as the load current increases, the armature reaction increases and the terminal voltage E t decreases. This effect is particularly large in the field weakening region, making it difficult to keep V S constant. Therefore, in this device,
The change in β O due to the increase in load current and the change in δ accompanying it are calculated in advance, and the E t command is corrected by the current command so that the terminal voltage E t at that time is obtained. E t as the corrected E t command
Control circuit 16 results in an increase in If . In this way, in the ω B to ω T speed region (field weakening region), by increasing the field current in accordance with the increase in load current, it is necessary to reduce the influence of armature reaction and make the control advance angle too large. There isn't. Therefore, stable operation with good power factor and efficiency is possible even during overload.
なお、前述の説明はβO及びEtの設定が理想的に
合つている場合である。実際には、βO及びEtの設
定誤差、モータ製作誤差によるu、δの違い等に
よりVSが希望通りの値とならない。そこで第5
図の本発明では、VS制御回路26にてβO指令を
補正している。 Note that the above explanation assumes that the settings of β O and E t are ideally matched. In reality, V S does not reach the desired value due to setting errors in β O and E t and differences in u and δ due to motor manufacturing errors. Therefore, the fifth
In the present invention shown in the figure, the β O command is corrected by the V S control circuit 26.
第5図の一実施例においては、βO指令演算回路
23は主回路電流指令、界磁電流、角速度を入力
して決めているが、界磁電流のかわりに端子電圧
Etの信号を入力しβO指令を作つても本発明の意図
するところは同じである。 In one embodiment of FIG. 5, the β O command calculation circuit 23 inputs and determines the main circuit current command, field current, and angular velocity, but instead of the field current, the terminal voltage
The purpose of the present invention remains the same even if the E t signal is input and the β O command is generated.
また、第5図の実施例では、主回路変換器に順
変換器と逆変換器より構成される直流方式サイリ
スタモータにて説明したが、変換器にサイクロコ
ンバータを用いた交流方式サイリスタモータを用
いても本発明の意図するところは同様に実現でき
る。 In addition, in the embodiment shown in Fig. 5, a DC type thyristor motor consisting of a forward converter and an inverse converter is used as the main circuit converter, but an AC type thyristor motor using a cycloconverter as the converter is used. However, the purpose of the present invention can be similarly achieved.
以上説明したように本発明によれば、電流急増
時でも転流失敗することなく安定に、かつ必要最
小限の進み位相に制御できる。したがつて、力
率・効率が良く経済的な定出力制御装置を実現で
きる。また、制御進み角βを最小とできることに
より、電動機発生トルクリプルも低減され、種々
の定出力制御を必要とする駆動機に適用が可能と
なる。 As described above, according to the present invention, even when the current suddenly increases, it is possible to stably control the phase to the minimum required level without commutation failure. Therefore, it is possible to realize an economical constant output control device with good power factor and efficiency. Furthermore, since the control advance angle β can be minimized, the torque ripple generated by the electric motor is also reduced, and the present invention can be applied to various drive machines that require constant output control.
第1図は、従来方式の定出力制御回路構成図、
第2図は、従来方式により制御したときの電動機
角速度に対する各部出力特性を示す図、第3図は
主回路電流、界磁電流に対するβ、u、δの変化
を説明するための図、第4図a,bは電機子反作
用によるδ、Etの変化を説明するためのベクトル
図、第5図は本発明の一実施例を示す回路構成
図、第6図はβO指令演算回路の内部構成の一例を
示す図、第7図aは本発明の特徴とするEt指令、
βO指令を示す図、第7図bは本発明により制御し
たときの角速度に対する各部出力特性を示す図で
ある。
1……サイリスタ順変換器、2……サイリスタ
逆変換器、3……モータ、4……変流器、5……
電流検出器、6……電流制御回路、7……電源側
自動パルス移相器、8……変圧器、9……直流機
ブラシ間相当電圧(VS)検出器、12……負荷
側自動パルス位相器、13……位置検出器、14
……パイロツト発電機、15……端子電圧(Et)
検出器、16……端子電圧制御回路、17……界
磁電流制御回路、18……界磁用自動パルス移相
器、19……界磁用サイリスタ、20……界磁電
流検出器、23……設定進み位相角(βO)指令演
算回路、24……端子電圧(Et)指令演算回路、
25……直流機ブラシ間相当電圧(VS)指令回
路、26……VS制御回路。
Figure 1 is a configuration diagram of a conventional constant output control circuit.
Fig. 2 is a diagram showing the output characteristics of each part with respect to the motor angular speed when controlled by the conventional method, Fig. 3 is a diagram for explaining changes in β, u, and δ with respect to the main circuit current and field current, and Fig. 4 Figures a and b are vector diagrams for explaining changes in δ and E t due to armature reaction, Figure 5 is a circuit configuration diagram showing one embodiment of the present invention, and Figure 6 is the inside of the β O command calculation circuit. A diagram showing an example of the configuration, FIG. 7a shows an Et command, which is a feature of the present invention
FIG. 7b, which is a diagram showing the β O command, is a diagram showing output characteristics of each part with respect to angular velocity when controlled according to the present invention. 1... Thyristor forward converter, 2... Thyristor inverse converter, 3... Motor, 4... Current transformer, 5...
Current detector, 6... Current control circuit, 7... Power supply side automatic pulse phase shifter, 8... Transformer, 9... DC machine brush-to-brush equivalent voltage (V S ) detector, 12... Load side automatic Pulse phaser, 13...Position detector, 14
...Pilot generator, 15...Terminal voltage (E t )
Detector, 16...Terminal voltage control circuit, 17...Field current control circuit, 18...Automatic pulse phase shifter for field, 19...Thyristor for field, 20...Field current detector, 23 ... Setting advance phase angle (β O ) command calculation circuit, 24 ... Terminal voltage (E t ) command calculation circuit,
25... DC machine brush-to-brush equivalent voltage (V S ) command circuit, 26... V S control circuit.
Claims (1)
サイリスタ変換器と、該サイリスタ変換器からの
電力供給を受けて回動するモータと、該モータの
界磁巻線に界磁電流を供給する界磁用サイリスタ
変換器と、モータ電流指令とモータ電流の電流偏
差に応じて前記サイリスタ変換器の電源側点弧位
相角を制御する電流制御手段と、設定制御進み角
指令に応じて前記サイリスタ変換器の電動機側点
弧位相角を制御する位相制御手段と、界磁電流指
令に応じて前記界磁用サイリスタ変換器の点弧位
相角を制御して界磁電流を制御する界磁電流制御
手段と、前記モータ電流指令、界電電流およびモ
ータ速度を入力し電機子反作用と転流重なり角を
予測して転流余裕角を確保できる設定制御進み角
を求め前記位相制御手段に加える制御進み角指令
演算手段と、前記モータ電流指令とモータ速度を
入力し、この入力量に応じて前記モータの端子電
圧指令を出力する端子電圧指令手段と、前記端子
電圧指令と端子電圧検出値の偏差に応じて界磁電
流指令を出力し、前記界磁電流制御手段に加える
端子電圧制御手段と、基底速度まではモータ速度
に比例して上昇し基底速度から最高速度まで一定
となるような直流機ブラシ間相当電圧指令を出力
する直流機ブラシ間相当電圧指令手段と、前記直
流機ブラシ間相当電圧の指令値と検出値の偏差に
応じて前記位相制御手段に加える設定制御進み角
を補正する直流機ブラシ間相当電圧制御手段とを
具備したサイリスタモータの制御装置。1. A thyristor converter that converts power supplied from an AC power supply, a motor that rotates upon receiving power from the thyristor converter, and a field that supplies field current to the field windings of the motor. a current control means for controlling a power supply side firing phase angle of the thyristor converter according to a motor current command and a current deviation of the motor current; a phase control means for controlling a motor-side firing phase angle; a field current control means for controlling a field current by controlling a firing phase angle of the field thyristor converter according to a field current command; Inputting the motor current command, field current, and motor speed, predicting the armature reaction and commutation overlap angle, calculating a control advance angle that can secure a commutation margin angle, and applying the control advance angle command to the phase control means. means for inputting the motor current command and motor speed, and terminal voltage command means for outputting a terminal voltage command of the motor according to the input amount; A terminal voltage control means that outputs a magnetic current command and applies it to the field current control means, and a DC machine brush-to-brush equivalent voltage that increases in proportion to the motor speed up to the base speed and remains constant from the base speed to the maximum speed. DC machine brush-to-brush equivalent voltage command means for outputting a command; and DC machine brush-to-brush equivalent voltage command means for correcting the set control advance angle applied to the phase control means in accordance with the deviation between the command value and the detected value of the DC machine brush-to-brush equivalent voltage. A thyristor motor control device comprising voltage control means.
Priority Applications (1)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
JP354680A JPS56103981A (en) | 1980-01-18 | 1980-01-18 | Controlling device for thyrister motor |
Applications Claiming Priority (1)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
JP354680A JPS56103981A (en) | 1980-01-18 | 1980-01-18 | Controlling device for thyrister motor |
Publications (2)
Publication Number | Publication Date |
---|---|
JPS56103981A JPS56103981A (en) | 1981-08-19 |
JPS6321433B2 true JPS6321433B2 (en) | 1988-05-06 |
Family
ID=11560409
Family Applications (1)
Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
---|---|---|---|
JP354680A Granted JPS56103981A (en) | 1980-01-18 | 1980-01-18 | Controlling device for thyrister motor |
Country Status (1)
Country | Link |
---|---|
JP (1) | JPS56103981A (en) |
Cited By (1)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
JPH03169216A (en) * | 1989-11-27 | 1991-07-22 | Tokimec Inc | Cable support |
Families Citing this family (1)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
JPS5925595A (en) * | 1982-08-04 | 1984-02-09 | Toshiba Corp | Controller for commutatorless motor |
-
1980
- 1980-01-18 JP JP354680A patent/JPS56103981A/en active Granted
Cited By (1)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
JPH03169216A (en) * | 1989-11-27 | 1991-07-22 | Tokimec Inc | Cable support |
Also Published As
Publication number | Publication date |
---|---|
JPS56103981A (en) | 1981-08-19 |
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