WO2023165677A1 - Verfahren zur messung der magnetischen sättigungsverläufe einer synchronmaschine und vorrichtung zur steuerung und regelung einer drehfeldmaschine - Google Patents

Verfahren zur messung der magnetischen sättigungsverläufe einer synchronmaschine und vorrichtung zur steuerung und regelung einer drehfeldmaschine Download PDF

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WO2023165677A1
WO2023165677A1 PCT/EP2022/055106 EP2022055106W WO2023165677A1 WO 2023165677 A1 WO2023165677 A1 WO 2023165677A1 EP 2022055106 W EP2022055106 W EP 2022055106W WO 2023165677 A1 WO2023165677 A1 WO 2023165677A1
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pulse
synchronous machine
impressed
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Peter Landsmann
Sascha Kühl
Dirk Paulus
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Kostal Drives Technology Gmbh
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    • H02P21/14—Estimation or adaptation of machine parameters, e.g. flux, current or voltage
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    • H02P21/18—Estimation of position or speed

Definitions

  • the present invention relates to a method for measuring the magnetic saturation curves of a synchronous machine, comprising a rotor and a stator, the synchronous machine being controlled via clocked terminal voltages using the pulse width modulation method and the current of the synchronous machine being measured cyclically, see above - like a device for controlling and regulating an induction machine.
  • the method described and the device are used to derive rotor position assignment parameters when starting up a synchronous motor in order to enable motor control without a position encoder.
  • rotor position feedback enables the use of efficiency and performance-optimized motor control methods and also the fulfillment of higher-level tasks such as speed control or positioning.
  • the rotor position is usually measured during operation using a sensor attached to the rotor shaft - the so-called rotor position encoder, or encoder for short.
  • Encoders have a number of disadvantages, such as increased system costs, reduced robustness, increased probability of failure and greater installation space requirements, which justify the great industrial interest in obtaining the position signal without using an encoder.
  • Fundamental wave methods evaluate the voltage induced during movement, deliver very good signal properties at medium and high speeds, but fail in the lower speed range, especially at standstill.
  • Anisotropy methods evaluate the position dependence of the machine's inductance, which is also possible at low speeds and at standstill.
  • machine is used here in the sense of an “electrical machine”, ie an electric motor or an electric generator.
  • Engine, motor and generator are have the same meaning with regard to the method presented, so that the terms can be interchanged as desired.
  • the term flux ⁇ describes the magnetic flux linkage 'P minus its remanence component. For zero current, the flux ⁇ is also zero by definition, while the entire magnetic flux linkage 'P still contains an offset ⁇ pm in permanent magnet (PM) motors, for example.
  • the term pulse here refers to the impressing of a specific flux value for as short a time as possible, with the term “macroscopic” denoting the size of the flux value: namely that the flux pulses should produce current values in the entire operating range of the motor, which depends on the application can be a multiple of the rated motor current and usually leads to a change in the magnetic saturation state of the motor.
  • the method presented determines a parameter set for a clear assignment of the rotor position without using a load test stand, i.e. simply by connecting the converter to the synchronous machine.
  • Macroscopic flux pulses are impressed, which briefly produce magnetic saturation states as they occur during operation. This results in corresponding current and torque values, which, however, due to the short duration of the pulse impression, do not adequately reflect the speed and consequently also the rotor position change significantly in order to have a relevant effect on the parameter acquisition.
  • an additional injection cycle is run through in order to also obtain the values of the admittance/inductance at this operating point.
  • Fig. 1 Time curve of voltage u (top), resulting flux ⁇ (middle) and current i (bottom) each with d (continuous) and q (dashed) components during a macroscopic flux pulse.
  • Fig. 2 Representation of the current responses of all flux pulses during commissioning, plotted in normalized dq coordinates (related to the nominal motor current), with the flux pulse values being distributed equidistantly and the distorted distribution of the current responses shown reflecting the magnetic non-linearity.
  • Fig. 3 Time curve of voltage u (top), resulting flow ⁇ (middle) and current i (bottom) each with d (continuous) and q component (dashed) during a macroscopic flow pulse with additional impression of an injection cycle.
  • Fig. 4 Representation of the calculated anisotropy vectors for all flow pulses during commissioning. Based on FIG. 2, each anisotropy vector is plotted as a line emanating from the associated current point, with the unit of length [500 A/Vs] being chosen for clear scaling.
  • Fig. 5 Time curve of voltage u (top), resulting flow ⁇ (middle) and current i (bottom) each with d (continuous) and q component (dashed) during a macroscopic flow pulse with additional impression of an injection cycle and subsequent Counter pulse for angular momentum compensation.
  • admittance Y of a synchronous machine designates the inverse of the inductance L, both of which can be described as a matrix in the case of magnetically anisotropic behavior
  • the superscript generally stands for the coordinate system (KS), in this case stator coordinates (axes a and ß), the subscript describes the size in more detail, in this case the reference of the size to the stator winding.
  • the transformation matrix T(0) enables vectors to be transferred from one CS to another in these examples the current vector and the admittance matrix were converted from stator to rotor coordinates (axes d and q) using the rotor angle.
  • the anisotropy vector is the following linear combination of the components of the admittance matrix ⁇ s s
  • the isotropic component Y ⁇ is also relevant for certain methods, which can be calculated using a further linear combination which cannot be assigned to any coordinate system.
  • the combination of anisotropy vector and isotropic part Y results in the admittance vector in corresponding coordinate naming the anisotropy vector.
  • macroscopic flux pulses are impressed, which briefly increase the motor current to an extent that can change the magnetic saturation state of the motor.
  • Each flow pulse is preceded by a setpoint flow value, which is taken from a table, for example. This setpoint flux value is converted by imprinting a voltage-time area and the current value that occurs at the end of this voltage-time area is measured and stored.
  • the actually impressed voltage can be corrected for known interference terms (e.g. resistance and/or converter non-linearities), which are not included in the calculation of the voltage-time area.
  • the impressed voltage values can preferably be selected as high as possible within the scope of the available intermediate circuit voltage (the times ⁇ t are correspondingly short) in order to minimize those interference effects.
  • the lower graph of FIG. 1 shows, by way of example, how the current rises non-linearly, which can occur differently in the d and q components.
  • This non-linear increase during a linear increase in flux is caused by the magnetic saturation of the iron in the machine and differs in quality and quantity between different motor types.
  • the setpoint flux value is set in the flow, and the non-linear associated current value in the current, which is now recorded by means of a current measurement.
  • a small or zero voltage can be temporarily impressed after the voltage-time area in order to minimize interference during the current measurement (eg due to charge reversal in the motor cable).
  • the period of high current should be kept as short as possible because over this time the torque associated with the pulse is converted into an angular momentum and consequently a rotational movement is created which, after the flux pulse has ended, must come to a standstill again before the next pulse can be impressed.
  • each flux pulse ends with a negated voltage-time area, through which the flux values and also the current are quickly brought back to zero.
  • This second voltage-time area has the same d and q component as the first, but with the opposite sign.
  • the values of the flow pulse and the measured result current are stored in an associated manner as an operating point data pair and the next setpoint flow value is taken from a table, for example, in order to repeat the process for a large number of systematically different flow values.
  • a large number of macroscopic flow pulses with different d and q components are impressed and the resulting pairs of operating point data are stored in a table.
  • a data record is created as illustrated in FIG. 2 by way of example.
  • Each measured current value is plotted here in its d and q component by a point, with 224 flow pulses being impressed.
  • the target flux values were on a rectangular, equidistant grid (pulses that would have exceeded 250% nominal current were omitted), while the arrangement of the current points is clearly distorted. This distortion reflects the magnetic non-linearity of the present motor, which in this exemplary case was a synchronous reluctance motor. Their symmetry conditions allow measurement in only one quadrant. Synchronous motors with magnets also require measurements with a negative d current.
  • an injection pattern is run through for each macroscopic flow pulse, ie while the macroscopic current value is still present.
  • This consists of microscopic flux pulses, which should not change the saturation state due to their much smaller voltage-time areas, but are suitable for detecting the value of the local inductance or admittance at this operating point.
  • several microscopic, ie not relevant saturation-changing flow pulses are impressed, which are different from each other, add up to zero and form the injection pattern in their shape and arrangement.
  • FIG. 3 shows an example of the imprinting of a square injection pattern, where the microscopic pulses are imprinted first in +d, then in +q, then in -d and finally in -q direction. They are of the same magnitude and are orthogonal or antiparallel to each other, so the injection pattern is a square.
  • the technical advantages of this injection pattern described in [3] are not essential for this admittance measurement; any other injection pattern can also be used at this point.
  • the current response to each of the microscopic pulses is recorded and after completion of the injection pattern, all measured values are converted into inductance, admittance and/or anisotropy values using the known algorithms of the associated injection method, ie here for example according to [3].
  • the dq components of the anisotropy vector from (6) could be calculated here as follows if for A the d-current change due to the first microscopic pulse, for the q current rise as a result of the second microscopic pulse etc is used and ⁇ inj never describes the sum of the voltage-time areas of all microscopic injection flow pulses.
  • microscopic centering pulses can be given before the first and after the last microscopic pulse to center the injection response around the macro- to hold the scopic current reading.
  • admittance and/or anisotropy values are stored assigned to the macroscopic pulse, ie the flux and/or current value, and this sequence is repeated after each macroscopic flux pulse.
  • the entries of the local admittance or inductance are calculated from the current response to the injection pattern, added to the operating point data pair and saved.
  • the exemplary data set from FIG. 2 is expanded to include associated inductance, admittance and/or anisotropy data.
  • this is shown in FIG. 4 by means of black lines, which, starting from the associated current point, depict the respective anisotropy vector (12)-(13) in the actual direction and scaled length.
  • angular momentum as a result of the macroscopic pulses can be compensated for by impressing a counter-pulse directly after the test pulse, as illustrated by way of example in the right-hand half of FIG. 5 .
  • a counter-pulse directly after the test pulse, as illustrated by way of example in the right-hand half of FIG. 5 .
  • angular momentum can be balanced by impressing a second pulse which is more identical in magnitude and duration to the first, but where the sign of the q-component of all quantities shown is reversed, while the sign of the d-component remains the same (cf. Fig. 5 right vs. left).
  • each macroscopic flow pulse is followed by an associated compensation pulse, which has the same d and a negated q component in order to minimize the resulting angular momentum.
  • the injection pattern does not need to be repeated because it is free of mean values.
  • this is achieved by impressing a direct current in the magnitude of the nominal motor current in a defined direction before each macroscopic flux pulse until the resulting pendulum movement has subsided and the rotor is aligned with the current again in its initial position.
  • the dq-KS is not rotated with the rotor during the rotor movement, but is initialized only once before the first test pulse and from then on remains firmly aligned with the initial position for the duration of all test pulses.
  • a d-current can then simply be adjusted after a test pulse and a parameterizable time can be waited for.
  • an additional damping term can optionally be created, which allows the pendulum movement to decay more quickly.
  • the initialization of the dq-KS before the first test pulse can be done by means of sensorless initial position determination (eg according to [4]) in order to minimize the rotor movement as a result of the first direct current impression; or arbitrarily if the rotor movement is not relevant.
  • the motor shaft is externally mechanically blocked before the first test pulse, so that the mechanical rigidity returns the rotor to its initial position after each pulse and direct current injection is not required.
  • an initial position determination without an encoder e.g. according to [4] is necessary in order to align the dq-KS safely with the locked rotor.
  • a new sensorless initial position detection is carried out, and the dq-KS is realigned for the subsequent pulse. Even if the accuracy of sensorless initial position detection is generally lower than that of alignment by direct current injection, this embodiment can be advantageous if, for example, due to special circumstances such as high friction or a high reluctance component in the nominal torque of a permanent magnet motor, direct current alignment is not sufficiently possible.
  • the position assignment parameters are finally derived.
  • a rule for value calculation apart from/between/outside the data pairs is selected. This can be a linear or non-linear interpolation/extrapolation, taking over the next value, an analytical or numerical approximation or some other type of smoothing specification. Irrespective of the choice of this regulation, the term interpolation is used below for the selected regulation.
  • simple rotor position assignment parameters are calculated from the entries in the table by means of interpolation.
  • the load dependency for example, of the secant inductance and the anisotropy shift is determined, which are exemplary parameters for simple sensorless methods.
  • a current trajectory is first selected that is to be used during operation (eg the maximum torque per ampere curve, MTPA for short).
  • several current points are taken from this trajectory and the value for each of these points via the stored data pairs of the flow and, if applicable, the value of the anisotropy interpolated.
  • the value of the secant inductance is then obtained for each of these points, such as ( 15) and the value of the anisotropy shift calculated and stored assigned to the selected current point.
  • unambiguous rotor position assignment parameters are derived from the entries in the table by means of interpolation and SFC calculation.
  • SFC trajectories of the flow and/or the admittance are derived from the stored data pairs, which are the basis for methods of unambiguous position assignment [1] and/or [2].
  • these SFC trajectories describe the course of the flux or the admittance over the changing rotor position if the current is fixed in stator coordinates. Any fixed current in the stator coordinates i s s results in the following rotor position-dependent value i s r in the rotor coordinates (17)

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  • Control Of Ac Motors In General (AREA)

Abstract

Die vorliegende Erfindung betrifft ein Verfahren zur Messung der magnetischen Sättigungs-verläufe einer Synchronmaschine, umfassend einen Rotor und einen Stator, wobei die Synchronmaschine über getaktete Klemmspannungen nach dem Verfahren der Pulsweitenmo-dulation angesteuert wird und der Strom der Synchronmaschine zyklisch gemessen wird, so-wie eine Vorrichtung zur Steuerung und Regelung einer Drehfeldmaschine. Das beschrie-bene Verfahren sowie die Vorrichtung dienen dazu, bei der Inbetriebnahme eines Synchron-motors Rotorlagezuordnungsparameter abzuleiten, um eine Motorregelung ohne Lagegeber zu ermöglichen.

Description

Verfahren zur Messung der magnetischen Sättigungsverläufe einer Syn- chronmaschine und Vorrichtung zur Steuerung und Regelung einer Drehfeldmaschine
Die vorliegende Erfindung betrifft ein Verfahren zur Messung der magnetischen Sättigungs- verläufe einer Synchronmaschine, umfassend einen Rotor und einen Stator, wobei die Syn- chronmaschine über getaktete Klemmspannungen nach dem Verfahren der Pulsweitenmo- dulation angesteuert wird und der Strom der Synchronmaschine zyklisch gemessen wird, so- wie eine Vorrichtung zur Steuerung und Regelung einer Drehfeldmaschine.
Das beschriebene Verfahren sowie die Vorrichtung dienen dazu, bei der Inbetriebnahme ei- nes Synchronmotors Rotorlagezuordnungsparameter abzuleiten, um eine Motoregelung ohne Lagegeber zu ermöglichen.
Die heute etablierte, performante und hocheffiziente Ansteuerung von Synchronmaschinen beruht auf der Kenntnis des Rotorlagesignals. Denn ein sog. Rotorlage-Feedback ermöglicht den Einsatz von Effizienz- und Leistungs-optimalen Motorregelverfahren und zudem die Er- füllung von übergeordnete Aufgaben, wie Drehzahlregelung oder Positionierung. Üblicher- weise erfolgt die Messung der Rotorlage im Betrieb mittels eines Sensors, der an der Rotor- welle angebracht ist - der sogenannte Rotorlagegeber oder kurz Geber.
Geber bringen eine Reihe von Nachteilen mit sich, wie z.B. erhöhte Systemkosten, verrin- gerte Robustheit, erhöhte Ausfallwahrscheinlichkeit und größerer Bauraumbedarf, die das große industrielle Interesse begründen, das Lagesignal ohne Verwendung eines Gebers zu gewinnen.
Verfahren, die dies ermöglichen, werden als „geberlose“ oder „sensorlose“ Regelung be- zeichnet und teilen sich in 2 Klassen auf:
1. Grundwellenverfahren werten die unter Bewegung induzierte Spannung aus, liefern bei mittleren und hohen Drehzahlen sehr gute Signal-Eigenschaften, aber versagen im unteren Drehzahlbereich, insbesondere bei Stillstand.
2. Anisotropieverfahren werten die Lageabhängigkeit der Induktivität der Maschine aus, was auch bei kleinen Drehzahlen und auch im Stillstand möglich ist.
Der Begriff "Maschine" wird hier im Sinne einer "elektrischen Maschine" also eines Elektro- motors oder eines elektrischen Generators verwendet. Maschine, Motor und Generator sind hinsichtlich des vorgestellten Verfahrens gleichbedeutend, sodass die Begriffe beliebig aus- getauscht werden können.
Um der Grundwelle und der Anisotropie Rotorlagewerte zuzuordnen, sind jeweils bestimmte Motorparameter erforderlich. Dieser Nachteil gegenüber dem Geber wiegt umso stärker, je aufwändiger und komplexer die Parameterbestimmung ist. Eine automatisierte Selbstinbe- triebnahme aller erforderlichen Parameter trägt folglich maßgeblich zur Anwendbarkeit eines Geberlos-Verfahrens bei.
Während die eindeutige Rotorlagezuordnung für Anisotropie und für Grundwelle hinsichtlich des allgemeinen Betriebsverhaltens und insbesondere hinsichtlich der Laststabilität große Fortschritte in der geberlosen Regelung möglich machte, setzen beide Ansätze jedoch kom- plexe Parametersätze voraus. Denn es werden die Verläufe von Fluss und/oder I nduktivi- tät/Admittanz unter Einprägung großer Ströme (gleicher Überlastfaktor wie im Betrieb) benö- tigt, wobei entsprechend große Drehmomente entstehen. Die bisherige Parameterermittlung erforderte deshalb einen Lastprüfstand, wo eine Lastmaschine das entstehende Drehmo- ment abstützt, während die Parametermessung erfolgt.
Der Begriff Fluss ψ bezeichnet hier die magnetische Flussverkettung 'P abzüglich ihres Remanenzanteils. Für Null Strom ist hier also per Definition auch der Fluss ψ Null, während die gesamte magnetische Flussverkettung 'P beispielsweise bei Permanentmagnet(PM)-Mo- toren noch einen Offset ψ pm enthält. Im Zusammenhang mit dem Fluss bezeichnet der Be- griff Puls hier das möglichst kurzzeitige Einprägen eines bestimmten Flusswerts, wobei der Begriff „makroskopisch“ die Größe des Flusswerts bezeichnet: nämlich dass die Flusspulse Stromwerte im gesamten Betriebsbereich des Motors hervorrufen sollen, was abhängig von der Anwendung ein Vielfaches des Motornennstromes sein kann und in der Regel zu einer Änderung des magnetischen Sättigungszustands des Motors führt. Dem gegenüber stehen „mikroskopische“ Flusspulse, wie sie beispielsweise bei der Anwendung von Anisotropiever- fahren eingeprägt werden. Diese sind vorzugsweise klein gehalten und zielen nicht darauf ab, den Sättigungszustand zu verändern.
Das vorgestellte Verfahren ermittelt einen Parametersatz zur eindeutigen Rotorlagezuord- nung ohne Einsatz eines Lastprüfstands, also lediglich durch Verbindung des Umrichters mit der Synchronmaschine. Es werden makroskopische Flusspulse eingeprägt, die kurzzeitig magnetischen Sättigungszustände herstellen, wie sie im Betrieb auftreten. Dabei ergeben sich entsprechende Strom- und Drehmomentwerte, welche aufgrund der kurzen Zeitdauer der Pulseinprägung jedoch die Drehzahl und folglich auch die Rotorlage nicht ausreichend stark verändern, um sich relevant auf die Parametergewinnung auszuwirken. In einer Aus- führungsform wird bei Erreichen des Sättigungszustands zusätzlich ein Injektionszyklus durchlaufen, um auch die Werte der Admittanz/Induktivität in die diesem Betriebspunkt zu er- halten.
Es folgt eine allgemeine Erläuterung, auch betreffend fakultative Ausgestaltungen der Erfin- dung. Dabei zeigen:
Fig. 1 Zeitverlauf von Spannung u (oben), resultierendem Fluss ψ (mittig) und Strom i (unten) jeweils mit d- (durchgängig) und q-Anteil (gestrichelt) während eines mak- roskopischen Flusspulses.
Fig. 2 Darstellung der Stromantworten aller Flusspulse einer Inbetriebnahme, aufgetra- gen in normierten dq- Koordinaten (bezogen auf den Motornennstrom), wobei die Flusspulswerte äquidistant verteilt sind und die verzerrte Verteilung der darge- stellten Stromantworten die magnetische Nichtlinearität widerspiegelt.
Fig. 3 Zeitverlauf von Spannung u (oben), resultierendem Fluss ψ (mittig) und Strom i (unten) jeweils mit d- (durchgängig) und q-Anteil (gestrichelt) während eines mak- roskopischen Flusspulses mit zusätzlicher Einprägung eines Injektionszyklus.
Fig. 4 Darstellung der berechneten Anisotropievektoren zu allen Flusspulsen einer Inbe- triebnahme. In Anlehnung an Fig. 2 ist jeder Anisotropievektor durch eine vom zu- gehörigen Strompunkt ausgehende Linie aufgetragen, wobei für eine anschauli- che Skalierung die Längeneinheit [500A/Vs] gewählt wurde.
Fig. 5 Zeitverlauf von Spannung u (oben), resultierendem Fluss ψ (mittig) und Strom i (unten) jeweils mit d- (durchgängig) und q-Anteil (gestrichelt) während eines mak- roskopischen Flusspulses mit zusätzlicher Einprägung eines Injektionszyklus und nachträglichem Gegenpuls zur Drehimpulskompensation.
Der Begriff Admittanz Y einer Synchronmaschine bezeichnet die Inverse der Induktivität L, welche beide bei magnetisch anisotropem Verhalten als Matrix zu beschreiben sind
Figure imgf000005_0001
Das Superskript steht allgemein für das Koordinatensystem (KS), in diesem Fall Statorkoor- dinaten (Achsen a und ß), das Subskript beschreibt die Größe näher, in diesem Fall den Be- zug der Größe zur Statorwicklung.
Die Transformationsmatrix T(0)
Figure imgf000006_0004
ermöglicht die Überführung von Vektoren von einem in ein anderes KS
Figure imgf000006_0001
Figure imgf000006_0002
Figure imgf000006_0005
wobei in diesen Beispielen der Strom-Vektor und die Admittanz-Matrix unter Verwendung des Rotorwinkels von Stator nach Rotorkoordinaten (Achsen d und q) überführt wurden.
Der Anisotropievektor
Figure imgf000006_0003
ist folgende Linearkombination der Komponenten der Admittanz- matrix γss
(5)
Figure imgf000006_0006
und lässt sich mittels der Transformationsmatrix T(0) unter Verwendung des zweifachen Ro- torwinkels in eine rotorfeste Darstellung überführen
Figure imgf000006_0007
wo er eine äquivalente Beziehung zur rotorfesten Admittanzmatrix hat
Figure imgf000006_0008
Darüber hinaus ist für bestimmte Verfahren noch der isotrope Anteil YΣ relevant, welcher sich durch eine weitere Linearkombination berechnen lässt
Figure imgf000006_0009
welcher keinem Koordinatensystem zuzuordnen ist. Durch Kombination von Anisotropievek- tor und isotropem Anteil Y ergibt sich der Admittanzvektor in entsprechenden Koorid-
Figure imgf000006_0010
naten des Anisotropievektors. Es werden hierbei makroskopische Flusspulse eingeprägt, welche den Motorstrom kurzzeitig in eine Größenordnung ansteigen lassen, die den magnetischen Sättigungszustand des Mo- tors verändern kann. Jedem Flusspuls voran steht ein Sollflusswert, der beispielsweise aus einer Tabelle entnommen wird. Dieser Sollflusswert wird durch Einprägung einer Span- nungszeitfläche umgesetzt und der sich am Ende dieser Spannungszeitfläche einstellende Stromwert gemessen und abgespeichert. Fig. 1 zeigt im oberen Graphen wie beispielsweise über eine bestimmte Zeit Δt konstante Spannungswerte in d- und q-Richtung eingeprägt wer- den. Gemäß der allgemeinen Gleichung v >
Figure imgf000007_0001
ergibt sich im mittleren Graphen während der Konstantspannungsphasen ein linearer Fluss- anstieg. Ist ein konstanter Spannungswert gewählt, berechnet sich die Zeitdauer Δ
Figure imgf000007_0003
t zur Spannungseinprägung einfach nach
Figure imgf000007_0002
Es können aber auch nicht konstante Spannungswerte oder für d- und q-Spannung verschie- dene Zeiten Δt verwendet werden, sofern die Spannungszeitfläche gemäß (9) dem Sollfluss- wert entspricht.
Ferner kann die tatsächlich eingeprägte Spannung um bekannte Störterme (z.B. Widerstand und/oder Umrichternichtlinearitäten) korrigiert werden, welche in der Berechnung der Span- nungszeitfläche nicht einfließen. Zudem können die eingeprägten Spannungswerte im Rah- men der zur Verfügung stehenden Zwischenkreisspannung vorzugsweise möglichst hoch ge- wählt werden (die Zeiten Δt entsprechend kurz), um jene Störeinflüssen zu minimieren.
Im unteren Graphen von Fig. 1 ist beispielhaft zu erkennen, wie der Strom nichtlinear an- steigt, was in d- und q-Komponente unterschiedlich erfolgen kann. Dieses nichtlineare An- steigen während eines linearen Flussanstiegs wird durch die magnetische Sättigung des Ei- sens in der Maschine verursacht und ist zwischen verschiedenen Motortypen qualitativ und quantitativ unterschiedlich ausgeprägt. Für eine eindeutige Rotorlagezuordnungsvorschrift gemäß [1] oder [2] ist es essenziell, Daten zu diesem nichtlinearen Verhalten vorliegen zu haben.
Am Ende der Spannungszeitfläche stellt sich also im Fluss der Sollflusswert ein, und im Strom der nichtlinear-zugehörige Stromwert, der mittels einer Strommessung nun erfasst wird. Fakultativ kann wie beispielhaft in Fig. 1 dargestellt nach der Spannungszeitfläche vorüber- gehend eine kleine oder Null Spannung eingeprägt werden, um Störeinflüsse während der Strommessung (z.B. durch Umladung der Motorleitung) zu minimieren.
Jedoch sollte die Zeitdauer hohen Stroms möglichst kurz gehalten werden, weil über diese Zeit das mit dem Puls einhergehende Drehmoment
Figure imgf000008_0001
in einen Drehimpuls überführt wird und folglich eine Drehbewegung entsteht, die nach abge- schlossenem Flusspuls erst wieder zum Erliegen kommen muss, bevor ein nächster Puls eingeprägt werden kann.
So wird wie beispielhaft in Fig. 1 dargestellt ein jeder Flusspuls mit einer negierten Span- nungszeitfläche beendet, durch welche die Flusswerte und auch der Strom wieder schnell zu Null gebracht werden. Diese zweite Spannungszeitfläche ist in ihrem d- und q-Anteil jeweils gleichgroß wie die erste, jedoch mit umgekehrten Vorzeichen.
Abschließend werden die Werte des Flusspulses und des gemessenen Ergebnisstroms ei- nander zugeordnet als Betriebspunktdatenpaar abgespeichert und der nächste Sollflusswert wird beispielsweise einer Tabelle entnommen, um den Vorgang für eine Vielzahl systema- tisch verschiedener Flusswerte zu wiederholen. Es wird also eine Vielzahl makroskopischer Flusspulse mit verschiedenen d- und q-Anteilen eingeprägt und die resultierenden Betriebs- punktdatenpaare in einer Tabelle abgelegt. Im Ergebnis entsteht hierdurch ein Datensatz, wie er in Fig. 2 beispielhaft veranschaulicht ist. Jeder Strommesswert ist hier in seiner d- und q-Komponente durch einen Punkt aufgetragen, wobei 224 Flusspulse eingeprägt wurden. Die Sollflusswerte lagen auf einem rechteckig-äquidistanten Gitter (ausgelassen wurden Pulse die 250% Nennstrom überschritten hätten), während die Anordnung der Strompunkte deutlich verzerrt ist. Diese Verzerrung spiegelt die magnetische Nichtlinearität des vorliegen- den Motors wider, welcher in diesem beispielhaften Fall ein Synchron-Reluktanzmotor war. Ihre Symmetriebedingungen erlauben die Messung in nur einem Quadranten. Synchronmo- toren mit Magneten verlangen ebenfalls Messungen bei negativem d-Strom.
In einer Ausführungsform wird nach der Strommessung zu jedem makroskopischen Fluss- puls, also noch während der makroskopische Stromwert anliegt, ein Injektionsmuster durch- laufen. Dieses besteht aus mikroskopischen Flusspulsen, welche aufgrund ihrer vielfach klei- neren Spannungszeitflächen den Sättigungszustand nicht verändern sollten, aber sich eig- nen, um den Wert der lokalen Induktivität bzw. Admittanz in diesem Betriebspunkt zu erfas- sen. Es werden also direkt nach dem makroskopischen Flusspuls, mehrere mikroskopische, d.h. nicht relevant sättigungsverändernde Flusspulse eingeprägt werden, die untereinander verschieden sind, in Summe Null ergeben und in ihrer Form und Anordnung das Injektions- muster bilden.
Fig. 3 zeigt hier beispielhaft die Einprägung eines quadratischen Injektionsmusters, wo die mikroskopischen Pulse zuerst in +d-, dann in +q-, dann in - d- und schließlich in - q-Rich- tung eingeprägt werden. Sie weisen den gleichen Betrag auf und stehen zueinander orthogo- nal oder antiparallel, sodass das Injektionsmuster ein Quadrat ist. Die in [3] beschriebenen technischen Vorteile dieses Injektionsmusters sind jedoch für diese Admittanzmessung nicht essenziell, sondern es kann an dieser Stelle auch ein beliebiges anderes Injektionsmuster verwendet werden.
Im Ergebnis der mikroskopischen Spannungszeitflächen sind im mittleren Teil von Fig. 3 kleine lineare Flussanstiege zu erkennen, welche wiederum zu etwas größeren aber nähe- rungsweise ebenfalls linearen Stromanstiegen führen. Sie sind deshalb näherungsweise li- near, weil die mikroskopischen Injektionspulse den Sättigungszustand nicht relevant verän- dern.
Die Stromantwort auf jeden der mikroskopischen Pulse wird erfasst und nach Abschluss des Injektionsmusters werden alle Messwerte mit den bekannten Algorithmen des zugehörigen Injektionsverfahrens, d.h. hier beispielsweise gemäß [3], in Induktivitäts-, Admittanz- und/o- der Anisotropiewerte überführt. So könnten hier beispielsweise die dq- Komponenten des Anisotropievektors aus (6) wie folgt berechnet werden
Figure imgf000009_0002
Figure imgf000009_0001
wenn für A die d-Stromänderung infolge des ersten mikroskopischen Pulses, für der
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q-Stromanstieg infolge des zweiten mikroskopischen Pulses etc eingesetzt wird und ψ inj nie Summe der Spannungszeitflächen aller mikroskopischen Injektions-Flusspulse beschreibt.
Fakultativ können mikroskopische Zentrierungspulse vor dem ersten und nach dem letzten mikroskopischen Puls gegeben werden, um die Injektionsantwort zentrisch um den makro- skopischen Strommesswert zu halten. Generell empfiehlt es sich aber auch hier, die Zeit- dauer der Injektionseinprägung möglichst kurz zu halten, um die resultierende Drehbewe- gung zu minimieren.
Abschließend werden nach der Berechnung der Induktivitäts-, Admittanz- und/oder Anisotro- piewerte diese dem makroskopischen Puls also dem Fluss- und/oder Stromwert zugeordnet abgespeichert und diese Abfolge nach jedem makroskopischen Flusspuls wiederholt. Es werden also aus der Stromantwort auf das Injektionsmuster die Einträge der lokalen Admit- tanz bzw. Induktivität berechnet, dem Betriebspunktdatenpaar hinzugefügt und abgespei- chert.
Im Ergebnis wird der beispielhafte Datensatz aus Fig. 2 um zugehörige Induktivitäts-, Admit- tanz- und/oder Anisotropiedaten erweitert. Für den Beispielmotor ist dies in Fig. 4 mittels schwarzer Linien dargestellt, welches ausgehend zugehörigen Strompunkt in tatsächlicher Richtung und skalierter Länge den jeweiligen Anisotropievektor (12) - (13) abbilden.
Die Drehimpulsbildung infolge der makroskopischen Pulse kann kompensiert werden, indem im direkten Anschluss an den Testpuls ein Gegenpuls eingeprägt wird, wie er in der rechten Hälfte von Fig. 5 beispielhaft veranschaulicht ist. Hierzu wird von einer Spiegelsymmetrie des Drehmoments um die d-Achse ausgegangen, welche für alle Synchronmotortypen unabhän- gig von ihrem konkreten Sättigungsverhalten zutrifft. Demzufolge kann ein Drehimpulsaus- gleich erfolgen, indem ein zweiter Puls eingeprägt wird, welcher in Betrag und Dauer identi- scher zum ersten ist, aber wo das Vorzeichen der q-Komponente aller dargestellten Größen umgekehrt ist, während das Vorzeichen der d-Komponente gleich bleibt (vgl. Fig. 5 recht vs. links). Es ist also ein jeder makroskopischer Flusspuls gefolgt ist von einem zugehörigen Kompensationspuls, welcher den gleichen d- und einen negierten q-Anteil hat, um den resul- tierenden Drehimpuls zu minimieren. Dabei braucht das Injektionsmuster nicht wiederholt werden, weil es mittelwertfrei ist.
Jedoch führen verschieden Effekte (u.a. Einfluss des Widerstands und der leichten Rotordre- hung) dazu dass der Gegenpuls praktisch meist nicht exakt gleich groß generiert werden kann, sodass nach Abschluss des Gegenpulses noch etwas Drehimpuls verbleibt. Zudem wäre selbst bei perfektem Drehimpulsausgleich zwar die Drehzahl am Ende Null, aber der Rotor relativ zu seiner Lage vor dem Testpuls (Ausgangslage) verdreht. Es muss deshalb vor dem nächsten Testpuls die Rotorlage erneut bestimmt und damit die Gültigkeit des dq- Koordinatensystems (KS) wiederhergestellt werden. In einer Ausführungsform wird dies dadurch realisiert, dass vor jedem makroskopischen Flusspuls ein Gleichstrom in der Größenordnung des Motornennstromes in definierter Rich- tung solange eingeprägt wird, bis die resultierende Pendelbewegung abgeklungen und der Rotor mit dem Strom wieder in seiner Ausgangslage ausgerichtet ist. Hierzu in wird das dq- KS während der Rotorbewegung nicht mit dem Rotor mitgedreht, sondern nur einmal vor dem ersten Testpuls initialisiert und verbleibt von da an über die Dauer aller Testpulse fest mit der Ausgangslage ausgerichtet. In diesen festen dq-Koordinaten kann dann im An- schluss an einen Testpulse einfach ein d-Strom eingeregelt und eine parametrierbare Zeit gewartet werden. Durch q-Stromvorgabe proportional zur q-Spannung in diesen festen dq- Koordinaten kann fakultativ ein zusätzlicher Dämpfungsterm geschaffen werden, der die Pendelbewegung schneller abklingen lässt. Die Initialisierung des dq-KS vor der ersten Test- puls kann mittels geberloser Initiallagebestimmung (z.B. gemäß [4]) erfolgen, um die Rotor- bewegung infolge der ersten Gleichstromeinprägung zu minimiren; oder auch beliebig erfol- gen, falls die Rotorbewegung nicht relevant ist.
In einer anderen Ausführungsform wird die Motorwelle vor dem ersten Testpuls äußerlich mechanisch blockiert, sodass die mechanische Steifigkeit den Rotor nach jedem Puls wieder in seine Ausgangslage zurückbringt und eine Gleichstromeinprägung nicht erforderlich ist. Hier ist jedoch eingangs eine geberlose Initiallagebestimmung (z.B. gemäß [4]) notwendig, um das dq- KS sicher mit dem blockierten Rotor auszurichten.
In einer anderen Ausführungsform wird nach jedem Testpuls und Abklingvorgang der Bewe- gung einer erneute geberlose Initiallageerkennung durchgeführt, und das dq-KS für den nachfolgenden Puls neu ausgerichtet. Auch wenn allgemein die Genauigkeit der geberlosen Initiallageerkennung geringer ist, als die einer Ausrichtung durch Gleichstromeinprägung, kann diese Ausführungsform vorteilhaft sein, falls beispielsweise durch spezielle Umstände, wie starker Reibung oder hohem Reluktanzanteil im Nennmoment eines Permanentmagnet- motors eine Gleichstromausrichtung nicht ausreichend gut möglich ist.
Nachdem alle Datenpaare aus Fluss und Strom (vgl. Fig. 2) und ggf. Admittanz (vgl. Fig. 4) abgespeichert sind, erfolgt abschließend die Ableitung der Lagezuordnungsparameter. Als Basis hierzu wird eine Vorschrift zur Werteberechnung abseits/zwischen/außerhalb der Da- tenpaare gewählt. Dies kann eine lineare oder nichtlineare Interpolation/Extrapolation, eine Übernahme des nächsten Wertes, eine analytische oder numerische Approximation oder an- dersartige Glättungsvorschrift sein. Unabhängig von der Wahl dieser Vorschrift, wird für die gewählte Vorschrift nachfolgend der Begriff Interpolation verwendet. In einer Ausführungsform werden aus den Einträgen der Tabelle mittels Interpolation einfa- che Rotorlagezuordnungsparameter berechnet. Dazu wird die Lastabhängigkeit beispiels- weise der Sekanteninduktivität und der Anisotropieverschiebung bestimmt, welche beispiel- hafte Parameter für einfache Geberlosverfahren sind. Hierzu wird zunächst eine Stromtraje- torie gewählt, die im Betrieb verwendet werden soll (z.B. die Maximum Torque per Ampere Kurve, kurz MTPA). Anschließend werden mehrere Strompunkte von dieser Trajektorie ent- nommen und für jeden dieser Punkte über den abgespeicherten Datenpaaren der Wert
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des Flusses und ggf. der Wert der Anisotropie
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nterpoliert. Daraus wird dann für jeden dieser Punkte der Wert der Sekanteninduktivität wie beispielsweise (15)
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und der Wert der Anisotropieverschiebung
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berechnet und zu dem gewählten Strompunkt zugeordnet abgespeichert. Im Ergebnis exis- tiert dann eine Tabelle der dieser Parameter entlang der Stollstromtrajektorie, mittels derer im späteren Betrieb dann der lastabhängige Wert des jeweiligen Parameters interpoliert wer- den kann. Analog zu (15) oder (16) können auch andere Parameter interpoliert werden, die in direktem Zusammenhang mit dem Fluss oder der Amittanz stehen, falls diese von einem Verfahren im Betrieb benötigt werden.
In einer anderen Ausführungsform werden aus den Einträgen der Tabelle mittels Interpola- tion und SFC-Berechnung eindeutige Rotorlagezuordnungsparameter abgeleitet. Hierfür werden aus den abgespeicherten Datenpaaren sog. SFC-Trajektorien des Flusses und/oder der Admittanz abgeleitet, welche die Grundlage für Verfahren eindeutiger Lagezuordnung [1] und/oder [2] sind. Diese SFC-Trajektorien beschreiben gemäß [1] und [2] den Verlauf des Flusses bzw. der Admittanz über der veränderlichen Rotorlage, wenn der Strom in Statorko- ordinaten festgehalten wird. Ein beliebiger, fester Strom in Statorkoordinaten is s ergibt in Ro- torkoordinaten folgenden Rotorlage-abhängigen Wert is r (17)
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Mit diesem Rotorlage-abhängigen Strom in Rotorkoordinaten wird nun eine Interpo-
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lation über den abgespeicherten Datenpaaren durchgeführt, um einen Rotorlage-abhängigen Fluss bzw. eine Rotorlage-abhängige Admittanz bzw
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zu erhalten. Diese Interpolierten Werte werden abschließend nach Statorkoordinaten zurück- transformiert, um im Ergebnis die SFC-Trajektorien von Fluss
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und Admittanz bzw. zu erhalten
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Dabei wird in (19) der Remanenzanteil der magnetischen Flussverkettung aufaddiert,
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sodass ψss nun einmalig eine vollständige magnetische Flussverkettung ist, während alle vor- hergehenden Flusswerte ψ per Definition frei von Remanenz und folglich für Null Strom Null waren.
Diese SFC-Trajektorien und y bzw. y sind die Grundlage für die
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Ableitung einer eindeutigen Rotorlagezuordnung, welche dann konkret gemäß [1] bzw. [2] durchgeführt wird.
Literaturverzeichnis
[1] P. Landsmann, D. Paulus und S. Kühl, „Verfahren und Vorrichtung zur regelung eines Synchronmotors ohne Lagegeber mittels eindeutiger Zuordunung der Admittanz oder Induktivität zur Rotorlage“. DE, WO Patent DE102018006657A1 , 17 8 2018.
[2] P. Landsmann, D. Paulus und S. Kühl, „Verfahren und Vorrichtung zur Regelung einer Synchronmaschine ohne Lagegeber mittels eindeutiger Zuordnung der Flussverkettung zur Rotorlage“. EP, WO Patent EP3826169A1 , 25 11 2019.
[3] P. Landsmann, „Verfahren zur Identifikation der magnetischen Anisotropie einer elektrischen Drehfeldmaschine“. DE, EP, WO Patent DE102015217986A1 , 18 09 2015.
[4] J. Holtz, „Initial Rotor Polarity Detection and Sensorless Control of PM Synchronous Machines,“ Conference Record of the 2006 IEEE Industry Applications Conference Forty-First IAS Annual Meeting, 8 10 2006 .

Claims

Patentansprüche Verfahren zur Messung der magnetischen Sättigungsverläufe einer Synchronma- schine, umfassend einen Rotor und einen Stator, wobei die Synchronmaschine über getaktete Klemmspannungen nach dem Verfahren der Pulsweitenmodulation ange- steuert wird und der Strom der Synchronmaschine zyklisch gemessen wird, dadurch gekennzeichnet, dass makroskopische Flusspulse eingeprägt werden, wel- che den Motorstrom kurzzeitig in eine Größenordnung ansteigen lassen, die den magnetischen Sättigungszustand des Motors verändern kann. Verfahren nach Anspruch 1 , dadurch gekennzeichnet, dass die Werte des jeweils eingeprägten Flusspulses und des dabei gemessenen Ergebnisstroms einander zu- geordnet als Betriebspunktdatenpaar in einer Tabelle abgespeichert werden. Verfahren nach Anspruch 1 oder 2, dadurch gekennzeichnet, dass direkt nach jeweils einem makroskopischen Flusspuls, mehrere mikroskopische, d.h. nicht relevant sätti- gungsverändernde Flusspulse eingeprägt werden, die untereinander verschieden sind, in Summe Null ergeben und in ihrer Form und Anordnung ein Injektionsmuster bilden. Verfahren nach Anspruch 3, dadurch gekennzeichnet, dass alle mikroskopischen Flusspulse den gleichen Betrag aufweisen und zueinander jeweils orthogonal oder antiparallel stehen, sodass das Injektionsmuster ein Quadrat ist. Verfahren nach Anspruch 3 oder 4, dadurch gekennzeichnet, dass aus der Stromant- wort auf das Injektionsmuster die Einträge der lokalen Admittanz bzw. Induktivität be- rechnet, dem Betriebspunktdatenpaar hinzugefügt und abgespeichert werden.
Verfahren nach einem der Ansprüche 2 bis 5, dadurch gekennzeichnet, dass eine Vielzahl makroskopischer Flusspulse mit verschiedenen d- und q-Anteilen eingeprägt und die resultierenden Betriebspunktdatenpaare in der Tabelle abgelegt werden. Verfahren nach einem der vorhergehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, dass jeder der makroskopischen Flusspulse gefolgt ist von jeweils einem zugehöri- gen Kompensationspuls, welcher den gleichen d- und einen negierten q-Anteil hat, um den resultierenden Drehimpuls zu minimieren. Verfahren nach einem der vorhergehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, dass vor jedem makroskopischen Flusspuls ein Gleichstrom in der Größenordnung des Motornennstromes in definierter Richtung solange eingeprägt wird, bis die resul- tierende Pendelbewegung abgeklungen und der Rotor mit dem Strom ausgerichtet ist. Verfahren nach einem der Ansprüche 2 bis 8, dadurch gekennzeichnet, dass aus den Einträgen der Tabelle mittels Interpolation einfache Rotorlagezuordnungsparameter berechnet werden. Verfahren nach einem der Ansprüche 2 bis 9, dadurch gekennzeichnet, dass aus den Einträgen der Tabelle mittels Interpolation und SFC-Berechnung eindeutige Rotorla- gezuordnungsparameter abgeleitet werden. Vorrichtung zur Steuerung und Regelung einer Drehfeldmaschine, umfassend einen Stator und einen Rotor, mit einem steuerbaren PWM-Umrichter zur Ausgabe von ge- takteten Klemmspannungen, mit einer Einrichtung zur Erfassung einer Anzahl von Phasenströmen und mit einem Controller zur Ansteuerung des PWM-Umrichters, der zur Durchführung des Verfahrens nach einem der vorhergehenden Ansprüche einge- richtet und ausgebildet ist. Synchronmaschine, umfassend einen Stator und einen Rotor mit oder ohne Permanentmagnete, mit einer Vorrichtung zur Steuerung und/oder Regelung nach Anspruch 10.
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