WO2014132731A1 - インバータ装置、建設機械、電動機制御方法 - Google Patents
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Definitions
- the present invention relates to an inverter device, a construction machine, and a motor control method.
- a control device for a permanent magnet motor described in Patent Document 1 is known.
- This control device is configured to control the second current command value of each axis so that the detected current values of the d-axis and q-axis of the rotating coordinate system coincide with the first current command value of each axis given from the host. Is calculated. And using this 2nd electric current command value and the electric constant of a permanent magnet motor, the output voltage of a power converter is controlled by vector calculation. As a result, highly accurate control is realized in the entire speed range from the low speed range to the high speed range.
- the control device described in Patent Document 1 is suitable for controlling small and medium-sized permanent magnet motors having an electric time constant of about several milliseconds to several tens of milliseconds represented by a ratio between an inductance value and a resistance value. .
- a motor having a motor capacity of about several hundred watts is referred to as a small motor
- a motor having a motor capacity of about several tens of kW is referred to as a medium motor.
- the inductance value is larger and the resistance value is smaller than the small motor and the medium motor, so the electric time constant is about several hundred ms. It tends to grow.
- the main object of the present invention is to realize stable motor control with high responsiveness regardless of the magnitude of the electric time constant of the motor and the calculation cycle.
- an inverter device for controlling a permanent magnet motor includes a voltage vector calculation unit that outputs a voltage command, and a correction amount for reducing a gain of current control with respect to a rotational frequency component of the permanent magnet motor.
- Stabilization compensation calculation unit to be calculated, correction calculation unit to correct the voltage command output from the voltage vector calculation unit based on the correction amount calculated by the stabilization compensation calculation unit, and the voltage corrected by the correction calculation unit
- a power converter that converts DC power into AC power and outputs the AC power to a permanent magnet motor based on the command.
- a construction machine includes an inverter device and a permanent magnet motor driven by AC power output from the inverter device.
- An electric motor control method for controlling a permanent magnet motor outputs a voltage command, calculates a correction amount for reducing a gain of current control with respect to a rotational frequency component of the permanent magnet motor, and performs correction. Based on the amount, the voltage command is corrected, and based on the corrected voltage command, DC power is converted into AC power by the power converter, and the AC power is output from the power converter to the permanent magnet motor.
- stable motor control with high responsiveness can be realized regardless of the magnitude of the electric time constant of the motor and the calculation cycle.
- FIG. 1 is a configuration block diagram of an inverter device according to a first embodiment of the present invention. It is a figure which shows the vector control characteristic at the time of driving the permanent magnet motor 1 with comparatively large resistance value R by basic operation
- FIG. 5 is a figure which shows the frequency characteristic of the open loop of the discrete system which used q-axis current command value Iq * as an input and output q-axis current detection value Iqc.
- 3 is a control block diagram of a stabilization compensation calculation unit 13.
- FIG. It is a control block diagram of a motor part at the time of using the stabilization compensation calculating part 13.
- It is a control block diagram of vector control by a 1st embodiment of the present invention.
- FIG. 9 it is a figure which shows the frequency characteristic of the open loop of the discrete system which used q-axis current command value Iq * as an input and output q-axis current detection value Iqc.
- It is a figure which shows the vector control characteristic by the control block diagram of FIG.
- FIG. 1 is a diagram illustrating a relationship between a calculation cycle and a current ripple in a conventional control method.
- the calculation cycle is 50 ⁇ s to 500 ⁇ s with the response frequency of the current command value limited to a certain value for each case where the rotation frequency of the permanent magnet motor is 100 Hz, 200 Hz, 300 Hz, 350 Hz, 400 Hz, 450 Hz and 500 Hz.
- FIG. 1 shows that the current ripple increases as the control calculation period becomes longer. Moreover, it turns out that the tendency of such a current ripple appears more remarkable, so that the rotational frequency of a motor becomes high.
- FIG. 2 is a block diagram showing the configuration of the inverter device according to the first embodiment of the present invention.
- the inverter device shown in FIG. 2 is for controlling the permanent magnet motor 1, and includes a power converter 2, a current detector 3, a current coordinate converter 4, a position detector 5, a speed calculator 6, and a d-axis.
- the permanent magnet motor 1 is driven by the AC power output from the power converter 2 and outputs a motor torque obtained by combining the torque component due to the magnetic flux of the permanent magnet and the torque component due to the inductance of the armature winding.
- the power converter 2 is a device that converts DC power supplied from the DC power source 21 to AC power and outputs the AC power to the permanent magnet motor 1, and has a well-known circuit configuration configured by combining switching elements, diodes, and the like. is doing. Using this circuit configuration, the power converter 2 responds to the three-phase AC voltage command values Vu *, Vv * and Vw * output from the voltage coordinate converter 15 based on the DC voltage of the DC power source 21. Outputs three-phase AC voltage. Thus, the permanent magnet motor 1 is driven by controlling the output voltage and rotation frequency of the permanent magnet motor 1.
- the current detector 3 detects the three-phase alternating currents Iu, Iv, Iw flowing through the permanent magnet motor 1 and outputs the detected values Iuc, Ivc, Iwc to the current coordinate conversion unit 4.
- the current coordinate conversion unit 4 detects the d-axis current based on the detection values Iuc, Ivc, Iwc of the three-phase alternating current input from the current detector 3 and the position detection value ⁇ dc input from the position detector 5.
- the value Idc and the q-axis current detection value Iqc are output.
- the d-axis current and the q-axis current flowing through the permanent magnet motor 1 are detected by the current detector 3 and the current coordinate conversion unit 4, and the d-axis current detection values Idc and q-axis corresponding to the detection results are detected.
- the current detection value Iqc is output.
- the position detector 5 is a resolver or encoder that detects the position (rotation angle) ⁇ of the permanent magnet motor 1 and outputs a position detection value ⁇ dc corresponding to the detection result.
- the speed calculation unit 6 calculates the rotational angular velocity of the permanent magnet motor 1 based on the position detection value ⁇ dc output from the position detector 5, and outputs the calculation result as the angular velocity detection value ⁇ .
- the d-axis current command setting unit 7 outputs a d-axis current command value Id * based on a command signal input from a host controller (not shown) connected to the inverter device.
- the d-axis current command value Id * is 0 or a negative value, that is, a value of 0 or less.
- the torque command setting unit 8 outputs a torque command value ⁇ * based on the command signal.
- This torque command value ⁇ * has a value of polarity of either 0 or positive, that is, a value within a predetermined range including 0.
- the current command conversion calculation unit 9 Based on the d-axis current command value Id * from the d-axis current command setting unit 7 and the torque command value ⁇ * from the torque command setting unit 8, the current command conversion calculation unit 9 performs the q-axis current command value Iq *. Is calculated and output. In this calculation, the current command conversion calculation unit 9 uses preset electric constants Ld, Lq, and Ke of the permanent magnet motor 1. Note that Ld represents the d-axis inductance, Lq represents the q-axis inductance, and Ke represents the back electromotive force constant.
- the difference between the d-axis current command value Id * and the d-axis current detection value Idc is input to the d-axis current control calculation unit 10. This difference is hereinafter referred to as d-axis current deviation.
- the d-axis current control calculation unit 10 calculates a second d-axis current command value Id ** based on the input d-axis current deviation and outputs the second d-axis current command value Id ** to the voltage vector calculation unit 12.
- the difference between the q-axis current command value Iq * and the q-axis current detection value Iqc is input to the q-axis current control calculation unit 11. This difference is hereinafter referred to as q-axis current deviation.
- the q-axis current control calculation unit 11 calculates a second q-axis current command value Iq ** based on the input q-axis current deviation, and outputs it to the voltage vector calculation unit 12.
- the voltage vector calculation unit 12 includes a second d-axis current command value Id ** input from the d-axis current control calculation unit 10 and a second q-axis current command value input from the q-axis current control calculation unit 11. Based on Iq ** and the detected angular velocity value ⁇ from the velocity calculator 6, the d-axis voltage command value Vdc * and the q-axis voltage command value Vqc * are calculated and output. In this calculation, the voltage vector calculation unit 12 uses preset electric constants R, Ld, Lq, and Ke of the permanent magnet motor 1. Note that R represents a resistance value. Ld, Lq, and Ke represent the d-axis and q-axis inductances and the back electromotive force constant, respectively, as described above.
- the stabilization compensation calculation unit 13 generates a d-axis voltage command value based on the q-axis voltage command value Vqc * from the voltage vector calculation unit 12 and the d-axis current command value Id * and the d-axis current detection value Idc described above. Calculate the correction amount for Vdc *. As will be described in detail later, this correction amount reduces the q-axis current control gain with respect to the rotational frequency component of the permanent magnet motor 1, thereby suppressing the divergence of the q-axis current Iq and improving the control characteristics. It is for improvement. Then, a stabilization compensation signal ⁇ Vd corresponding to the calculated correction amount is output.
- the correction calculation unit 14 corrects the d-axis voltage command value Vdc * from the voltage vector calculation unit 12 based on the correction amount calculated by the stabilization compensation calculation unit 13. Specifically, the d-axis voltage command value Vdc * is corrected by subtracting the correction amount represented by the stabilization compensation signal ⁇ Vd output from the stabilization compensation calculation unit 13 from the d-axis voltage command value Vdc *. . Then, the corrected d-axis voltage command value Vdc ** corresponding to the correction result is output to the voltage coordinate conversion unit 15.
- the voltage coordinate conversion unit 15 includes a corrected d-axis voltage command value Vdc ** input from the correction calculation unit 14, a q-axis voltage command value Vqc * input from the voltage vector calculation unit 12, and a position detection value ⁇ dc.
- the three-phase AC voltage command values Vu *, Vv *, and Vw * are output to the power converter 2 based on the above.
- the power converter 2 operates according to the voltage command values Vu *, Vv *, and Vw *, the DC power is converted into AC power. That is, the voltage coordinate conversion unit 15 and the power converter 2 convert DC power into AC power based on the corrected d-axis voltage command value Vdc **, q-axis voltage command value Vqc *, and position detection value ⁇ dc. Is done.
- the current command conversion calculation unit 9 uses the electric constants Ld, Lq, and Ke of the permanent magnet motor 1 to determine the q-axis current command value based on the d-axis current command value Id * and the torque command value ⁇ *. Calculate Iq *. This calculation is performed according to the following equation (1).
- Pm represents the number of pole pairs of the permanent magnet motor 1.
- the d-axis current control calculation unit 10 and the q-axis current control calculation unit 11 perform the d-axis current deviation (Id * ⁇ Idc) and the q-axis current deviation (Iq * ⁇ Iqc), respectively, input to A proportional calculation and an integral calculation are performed for causing the d-axis current detection value Idc to follow the axis current command value Id * and causing the q-axis current command value Iq * to follow the q-axis current detection value Iqc.
- a second q-axis current command value Iq ** for causing Iqc to follow the q-axis current command value Iq * is calculated in the d-axis current control calculation unit 10 and the q-axis current control calculation unit 11, respectively.
- q-axis current command value Iq * is represented by equation (1) above, and ⁇ ACR represents the response angular frequency (rad / s) of current control.
- Kpd and Kid represent the proportional gain and integral gain of the d-axis current control, respectively, and Kpq and Kiq represent the proportional gain and integral gain of the q-axis current control, respectively.
- the voltage vector calculation unit 12 includes the second d-axis current command value Id ** and the second q-axis calculated by the d-axis current control calculation unit 10 and the q-axis current control calculation unit 11 according to the above equation (2), respectively.
- the shaft current command value Iq ** the electric constants R, Ld, Lq, and Ke of the permanent magnet motor 1 and the detected angular velocity value ⁇
- the following equation (3) is used to calculate the d-axis voltage command value Vdc *.
- q-axis voltage command value Vqc * is calculated.
- the voltage coordinate conversion unit 15 Based on the position detection value ⁇ dc, the voltage coordinate conversion unit 15 obtains the d-axis voltage command value Vdc * and the q-axis voltage command value Vqc * calculated by the above equation (3) according to the following equation (4), respectively. Transform the coordinates to obtain the three-phase AC voltage command values Vu *, Vv *, and Vw *.
- the current coordinate conversion unit 4 performs coordinate conversion of the detected values Iuc, Ivc, Iwc of the three-phase alternating current according to the following formula (5) based on the position detection value ⁇ dc, and the d-axis current detection value Idc, The q-axis current detection value Iqc is obtained.
- FIG. 3 and 4 are diagrams showing vector control characteristics when the permanent magnet motor 1 is driven by the basic operation of the torque control system as described above.
- the vector control characteristics shown in these figures show how the q-axis current Iq changes with respect to the q-axis current command value Iq * when the permanent magnet motor 1 is driven at a rotation frequency of 333 Hz with a control calculation cycle of 500 ⁇ s. .
- R resistance value
- FIG. 5 is a control block diagram of vector control based on the basic operation of the torque control system described above.
- This control block diagram shows a vector control calculation part corresponding to the d-axis current control calculation unit 10, the q-axis current control calculation unit 11 and the voltage vector calculation unit 12 of FIG. 2, the permanent magnet motor 1 of FIG. 2 and the motor part corresponding to the current coordinate conversion unit 4 and the voltage coordinate conversion unit 15.
- the calculation cycle of the vector control calculation part is 500 ⁇ s.
- ⁇ r included in the control block of the motor portion represents the rotational angular frequency (rad / s) of the permanent magnet motor 1.
- FIG. 6 is a diagram showing open-loop frequency characteristics of a discrete system in which the q-axis current command value Iq * is input and the q-axis current detection value Iqc is output in the control block diagram of FIG.
- the upper stage shows gain characteristics, that is, the frequency characteristics of gain
- the lower stage shows phase characteristics, that is, the frequency characteristics of phase.
- the current detection process by the current detector 3 and the current coordinate conversion unit 4 is assumed to be sufficiently early with respect to the control cycle, and the delay due to the current detection process is not taken into consideration.
- the gain characteristic and the phase characteristic when the resistance value R of the permanent magnet motor 1 is 200 m ⁇ are indicated by broken lines. These frequency characteristics correspond to the vector control characteristics of FIG. Further, the solid line represents the gain characteristic and the phase characteristic when the resistance value R of the permanent magnet motor 1 is 10 m ⁇ . These frequency characteristics correspond to the vector control characteristics of FIG.
- the phase margin with respect to -180 deg is large in the vicinity of 333 Hz (point c in the figure) that is the rotational frequency component of the permanent magnet motor 1 from the phase characteristics indicated by the broken line in the lower part of FIG. I understand that. Further, it can be seen from the gain characteristic indicated by the broken line in the upper part of FIG. 6 that the gain at this time is 0 dB or less. Therefore, it can be seen that the control system is stable. On the other hand, when the resistance value R is 200 m ⁇ , the phase characteristic indicated by the solid line in the lower part of FIG. 6 indicates that the phase is ⁇ 180 deg at the point c in the figure.
- the control system becomes unstable and the current ripple cannot be sufficiently suppressed.
- the vector control calculation part cannot fully compensate for the gain characteristic of the interference loop between the d-axis and the q-axis included in the motor part. Therefore, in the control system of the conventional inverter device, in order to stably control the permanent magnet motor 1 in the high speed range, it is necessary to limit the current control response, that is, the response frequency of the current control to be low.
- the stabilization compensation calculation unit 13 shown in FIG. 2 is provided in order to stably control the permanent magnet motor 1 in the high speed range and suppress the current ripple.
- the operation of the stabilization compensation calculation unit 13 will be described.
- FIG. 7 is a control block diagram of the stabilization compensation calculation unit 13.
- the stabilization compensation calculation unit 13 includes an incomplete differentiation calculation unit 131, a sine calculation unit 132, and a multiplication unit 133.
- the difference between the d-axis current command value Id * and the d-axis current detection value Idc (Id * ⁇ Idc), that is, the d-axis current deviation described above is input to the incomplete differentiation calculation unit 131.
- the incomplete differentiation calculation unit 131 uses the d-axis current deviation to calculate and output the phase compensation signal ⁇ v by the calculation shown in the following equation (6).
- Ta represents a differential time constant (differential gain)
- Tb represents a first-order lag time constant.
- Ta and Tb in the above equation (6) can be expressed by the following equation (7) using the electric constants Ld, Lq, Ke, and R of the permanent magnet motor 1.
- ⁇ c represents a compensation attenuation coefficient corresponding to a fixed component of the attenuation coefficient ⁇ described later. An arbitrary value can be set in advance for the compensation attenuation coefficient ⁇ c.
- the sine calculation unit 132 calculates and outputs the sine value Sin ( ⁇ v) of the phase compensation signal ⁇ v output from the incomplete differentiation calculation unit 131.
- the multiplication unit 133 calculates a multiplication value of Sin ( ⁇ v) obtained by the sine calculation unit 132 and the q-axis voltage command value Vqc * as a correction amount, and outputs a stabilization compensation signal ⁇ Vd according to the calculation result. .
- the stabilization compensation calculation unit 13 calculates a correction amount for reducing the gain of current control with respect to the rotational frequency component of the permanent magnet motor 1,
- the calculation result can be output as the stabilization compensation signal ⁇ Vd.
- FIG. 8 is a control block diagram of the motor portion when the stabilization compensation calculation unit 13 is used.
- This control block diagram is configured by adding a control block corresponding to the stabilization compensation calculation unit 13 to the motor portion of the control block diagram based on the basic operation of the torque control system shown in FIG.
- Equation (10) Since the second-order lag element is included in the denominator term of Equation (10), it can be seen that the gain of the transfer function G ⁇ (s) changes according to the rotational angular frequency ⁇ r of the permanent magnet motor 1. This causes the control characteristics to deteriorate in the high speed range.
- Equation (11) the general system of the second-order lag element can be expressed as the following formula (11).
- ⁇ n the natural angular frequency of the control system
- ⁇ the attenuation coefficient
- the attenuation coefficient ⁇ is limited by presetting the compensation attenuation coefficient ⁇ c to an appropriate value, for example, an arbitrary value of 0.5 or more, in the stabilization compensation calculation unit 13. Try to prevent it from falling below the value. That is, even when the value of the fluctuation component ⁇ m according to the resistance value R and the rotational angular frequency ⁇ r is very small and the relationship ⁇ c? >>? ⁇ m holds, the damping coefficient ⁇ including the compensation damping coefficient ⁇ c is the limit. Try to prevent it from falling below the value. As a result, regardless of the resistance value R and the rotational angular frequency ⁇ r, the damping coefficient ⁇ can always be equal to or greater than the limit value to stabilize the control.
- an appropriate value for example, an arbitrary value of 0.5 or more
- FIG. 9 is a control block diagram of vector control according to the first embodiment of the present invention described above.
- This control block diagram has a configuration in which a stabilization compensation computation portion corresponding to the stabilization compensation computation portion 13 is added between the vector control computation portion and the motor portion similar to the control block diagram of FIG. It is preferable that this stabilization compensation calculation part can be calculated at high speed with a calculation period shorter than 500 ⁇ s which is the calculation period of the vector control calculation part.
- FIG. 10 is a diagram showing the frequency characteristics of a discrete open loop having the q-axis current command value Iq * as an input and the q-axis current detection value Iqc as an output in the control block diagram of FIG.
- the upper stage shows gain characteristics, that is, frequency characteristics of gain
- the lower stage shows phase characteristics, that is, phase frequency characteristics. These frequency characteristics are shown when the resistance value R of the permanent magnet motor 1 is 10 m ⁇ .
- gain characteristics and phase characteristics when the stabilization compensation calculation unit 13 is not used are indicated by broken lines, and gain characteristics and phase characteristics when the stabilization compensation calculation unit 13 is used are indicated by solid lines.
- the gain characteristics and phase characteristics indicated by broken lines are the same as those indicated by solid lines in FIG.
- the gain in the vicinity of 333 Hz (point c in the figure) that is the rotational frequency component of the permanent magnet motor 1 is 0 dB or less. It can be seen that it decreases and approaches the ideal gain characteristic with a constant slope. Further, comparing the phase characteristics shown in the lower part of FIG. 6, it can be seen that when the stabilization compensation calculation unit 13 is used, it is possible to avoid the phase from being -180 deg at the point c in the figure.
- FIG. 11 is a diagram showing vector control characteristics according to the control block diagram of FIG. FIG. 11 shows a simulation result of vector control characteristics when the resistance value R of the permanent magnet motor 1 is 10 m ⁇ , as in FIG. 4 described above.
- the q-axis current Iq diverges after the point b in the figure, whereas in FIG. 11, the q-axis current Iq does not diverge and stably reaches the q-axis current command value Iq *. You can see that it is following.
- the stabilization compensation calculation unit 13 calculates the stabilization compensation signal ⁇ Vd, and uses this to output from the voltage vector calculation unit 12 by the correction calculation unit 14.
- the corrected d-axis voltage command value Vdc * is corrected.
- the compensation damping coefficient ⁇ c By setting the value to 0.5 or more, the above effects can be obtained remarkably.
- the inverter device includes a stabilization compensation calculator 13 that calculates a correction amount for reducing the gain of current control with respect to the rotational frequency component of the permanent magnet motor 1, and a correction amount calculated by the stabilization compensation calculator 13. And a correction calculation unit 14 for correcting the voltage command output from the voltage vector calculation unit 12. Based on the voltage command corrected by the correction calculation unit 14, the voltage coordinate conversion unit 15 and the power converter 2 convert DC power into AC power and output the AC power to the permanent magnet motor 1. Since it did in this way, stable motor control with high responsiveness is realizable irrespective of the magnitude
- the voltage command output from the voltage vector calculation unit 12 includes a d-axis voltage command value Vdc * and a q-axis voltage command value Vqc *.
- the correction calculation unit 14 corrects the d-axis voltage command value Vdc * and outputs a corrected d-axis voltage command value Vdc **.
- the voltage coordinate conversion unit 15 and the power converter 2 include the corrected d-axis voltage command value Vdc ** corrected by the correction calculation unit 14 and the q-axis voltage command value Vqc * output from the voltage vector calculation unit 12. Based on the above, DC power is converted into AC power. Since it did in this way, motor control can be reliably performed using well-known vector control.
- the stabilization compensation calculation unit 13 receives the d-axis voltage command value Vdc * as an input, and outputs a q-axis current Iq flowing through the permanent magnet motor 1 as an output, in the closed loop transfer function of the control system shown in FIG.
- the correction amount is calculated so that the attenuation coefficient ⁇ of the next delay element is equal to or greater than a predetermined value. That is, based on the d-axis current deviation representing the difference between the d-axis current command value Id * and the detected d-axis current value Idc, a predetermined compensation attenuation coefficient ⁇ c set in advance, and the q-axis voltage command value Vqc *, Calculate the correction amount.
- the incomplete differentiation calculation unit 131 obtains the phase compensation signal ⁇ v corresponding to the d-axis current deviation using the differential gain Ta corresponding to the compensation attenuation coefficient ⁇ c. Then, based on the phase compensation signal ⁇ v and the q-axis voltage command value Vqc *, the sine calculation unit 132 and the multiplication unit 133 multiply the sine value Sin ( ⁇ v) of the phase compensation signal ⁇ v by the q-axis voltage command value Vqc *. The value is calculated as a correction amount, and a stabilization compensation signal ⁇ Vd corresponding to the correction amount is output. Since it did in this way, in the stabilization compensation calculating part 13, the correction amount which can reduce reliably the gain of the current control with respect to the rotational frequency component of the permanent magnet motor 1 is computable.
- FIG. 12 is a configuration block diagram of an inverter device according to the second embodiment of the present invention.
- This inverter device is different from the inverter device according to the first embodiment shown in FIG. 2 in that a stabilization compensation calculation unit 13 a is provided instead of the stabilization compensation calculation unit 13.
- the stabilization compensation calculator 13a stabilizes the differential gain, which was a fixed value in the first embodiment, by changing the value according to the d-axis current command value Id * or the d-axis current detection value Idc.
- the compensation signal ⁇ Vd1 is output to the correction calculation unit 14.
- the d-axis current command value Id * is normally set to 0. However, when performing maximum torque control or field weakening control, a d-axis current command value Id * of less than 0 is set to the d-axis current command setting unit. 7 is output.
- FIG. 13 is a control block diagram of the stabilization compensation calculation unit 13a.
- the stabilization compensation calculation unit 13a includes an incomplete differentiation calculation unit 13a1, a sine calculation unit 13a2, and a multiplication unit 13a3.
- the incomplete differentiation calculation unit 13a1 receives a d-axis current command value Id * and a d-axis current deviation representing a difference between the d-axis current command value Id * and the d-axis current detection value Idc. Using the input d-axis current deviation, the incomplete differentiation operation unit 13a1 calculates the phase compensation signal ⁇ v1 by the operation shown in the following equation (13), similarly to the incomplete differentiation operation unit 131 in FIG. Output.
- Ta1 represents a differential time constant (differential gain)
- Tb1 represents a first-order lag time constant.
- Ta1 and Tb1 in the above equation (13) can be expressed by the following equation (14) using the electric constants Ld, Lq, Ke, and R of the permanent magnet motor 1.
- the incomplete differential calculation unit 13a1 calculates the differential gain Ta1 according to the equation (14) based on the input d-axis current command value Id *. Thereby, the differential gain Ta1 can be changed according to the d-axis current command value Id *.
- the first-order lag time constant Tb1 is a fixed value as in the first embodiment.
- the sine calculation unit 13a2 calculates and outputs the sine value Sin ( ⁇ v1) of the phase compensation signal ⁇ v1 output from the incomplete differentiation calculation unit 13a1.
- the multiplication unit 13a3 calculates a multiplication value of Sin ( ⁇ v1) obtained by the sine calculation unit 13a2 and the q-axis voltage command value Vqc * as a correction amount, and outputs a stabilization compensation signal ⁇ Vd1 according to the calculation result. .
- the incomplete differentiation calculation unit 13a1 calculates the differential gain Ta1 based on the d-axis current command value Id *.
- the d-axis current detection is performed instead of the d-axis current command value Id *.
- the value Idc may be used.
- the differential gain Ta1 can be changed according to the d-axis current detection value Idc by the same calculation method as described above.
- the stabilization compensation calculator 13a changes the differential gain Ta1 based on the d-axis current command value Id * or the d-axis current detection value Idc. Since it did in this way, even when an electric current generate
- FIG. 14 is a block diagram showing the configuration of the inverter device according to the third embodiment of the present invention.
- This inverter device is different from the inverter device according to the first embodiment shown in FIG. 2 in that a stabilization compensation calculation unit 13b is provided instead of the stabilization compensation calculation unit 13.
- the stabilization compensation calculation unit 13 b outputs the stabilization compensation signal ⁇ Vd 2 to the correction calculation unit 14 by changing the positive / negative polarity of the correction amount according to the rotation direction of the permanent magnet motor 1.
- the stabilization compensation calculation unit 13b includes the same q-axis voltage command value Vqc *, d-axis current command value Id *, and d-axis current detection value Idc as those of the stabilization compensation calculation unit 13 in the first embodiment. Further, the angular velocity detection value ⁇ is input from the velocity calculation unit 6.
- FIG. 15 is a control block diagram of the stabilization compensation calculation unit 13b.
- the stabilization compensation calculation unit 13b includes an incomplete differentiation calculation unit 13b1, a sine calculation unit 13b2, a first multiplication unit 13b3, a polarity determination unit 13b4, and a second multiplication unit 13b5.
- the incomplete differentiation calculation unit 13b1, the sine calculation unit 13b2, and the first multiplication unit 13b3 perform the same calculation as the incomplete differentiation calculation unit 131, the sine calculation unit 132, and the multiplication unit 133 in FIG. Calculate.
- the polarity determination unit 13b4 determines the rotation direction of the permanent magnet motor 1 based on the input angular velocity detection value ⁇ , and outputs a polarity signal according to the determination result. That is, if the angular velocity detection value ⁇ is 0 or more, the output signal is +1, and if it is less than 0, the output signal is -1.
- the second multiplier 13b5 multiplies the signal output from the first multiplier 13b3 by the +1 or ⁇ 1 signal output from the polarity determiner 13b4, and outputs the result as a stabilization compensation signal ⁇ Vd2. Thereby, according to the rotation direction of the permanent magnet motor 1, the positive / negative polarity of the calculated correction amount can be changed.
- the stabilization compensation calculation unit 13b changes the positive / negative polarity of the correction amount according to the rotation direction of the permanent magnet motor 1. As described above, even in a system in which the rotation direction of the permanent magnet motor 1 is frequently switched, highly stable and highly responsive motor control can be realized.
- FIG. 16 is a block diagram showing the configuration of the inverter device according to the fourth embodiment of the present invention.
- This inverter device is different from the inverter device according to the first embodiment shown in FIG. 2 in that a stabilization compensation calculation unit 13c is provided instead of the stabilization compensation calculation unit 13.
- the stabilization compensation calculation unit 13c calculates the correction amount value calculated based on the d-axis current command value Id * and the d-axis current detection value Idc in the first embodiment as the q-axis current command value Iq * and By calculating based on the q-axis current detection value Iqc, the stabilization compensation signal ⁇ Vd3 is output to the correction calculation unit 14. Note that the q-axis voltage command value Vqc *, the q-axis current command value Iq *, and the q-axis current detection value Iqc are input to the stabilization compensation calculation unit 13c.
- FIG. 17 is a control block diagram of the stabilization compensation calculation unit 13c.
- the stabilization compensation calculation unit 13c includes an incomplete differentiation calculation unit 13c1, a sine calculation unit 13c2, and a multiplication unit 13c3.
- a q-axis current deviation representing a difference between the q-axis current command value Iq * and the q-axis current detection value Iqc is input to the incomplete differentiation calculation unit 13c1.
- the incomplete differentiation calculation unit 13c1 calculates and outputs the phase compensation signal ⁇ v2 by the calculation shown in the following equation (15) using the input q-axis current deviation.
- Ta2 represents a differential time constant (differential gain).
- Ta2 in the above equation (15) can be expressed by the following equation (16) using the electric constants Lq and Ke of the permanent magnet motor 1 and the above-described compensation attenuation coefficient ⁇ c.
- the sine calculation unit 13c2 calculates and outputs the sine value Sin ( ⁇ v2) of the phase compensation signal ⁇ v2 output from the incomplete differentiation calculation unit 13c1.
- the multiplication unit 13c3 calculates a multiplication value of Sin ( ⁇ v2) obtained by the sine calculation unit 13c2 and the q-axis voltage command value Vqc * as a correction amount, and outputs a stabilization compensation signal ⁇ Vd3 corresponding to the calculation result. .
- the stabilization compensation calculation unit 13c is preset with the q-axis current deviation representing the difference between the q-axis current command value Iq * and the q-axis current detection value Iqc.
- the correction amount is calculated based on the predetermined compensation attenuation coefficient ⁇ c and the q-axis voltage command value Vqc *.
- the phase compensation signal ⁇ v2 corresponding to the q-axis current deviation is obtained by the incomplete differentiation operation unit 13c1 using the differential gain Ta2 corresponding to the compensation attenuation coefficient ⁇ c.
- the sine calculation unit 13c2 and the multiplication unit 13c3 multiply the sine value Sin ( ⁇ v2) of the phase compensation signal ⁇ v2 and the q-axis voltage command value Vqc *.
- the value is calculated as a correction amount, and a stabilization compensation signal ⁇ Vd3 corresponding to the correction amount is output. Since it did in this way, like 1st Embodiment, in the stabilization compensation calculating part 13c, the correction amount which can reduce reliably the gain of the current control with respect to the rotational frequency component of the permanent magnet motor 1 can be calculated. it can.
- the differential gain Ta2 is changed according to the q-axis current command value Iq * or the q-axis current detection value Iqc by the method described in the second embodiment. You may let them. In this way, the same effects as those of the second embodiment can be obtained. Further, the positive / negative polarity of the correction amount may be changed according to the rotation direction of the permanent magnet motor 1 by the method described in the third embodiment.
- FIG. 18 is a block diagram showing the configuration of the inverter device according to the fifth embodiment of the present invention.
- This inverter device shows an application example in position sensorless control (resolverless control) in which a position detector such as a resolver or an encoder is omitted.
- a position detector such as a resolver or an encoder is omitted.
- An estimation unit 16, a speed estimation unit 17, and a phase estimation unit 18 are further provided, but the position detector 5 and the speed calculation unit 6 are not provided.
- the phase error estimator 16 estimates a phase error ⁇ c representing the amount of phase shift of the permanent magnet motor 1 with respect to the phase estimated value ⁇ dc ⁇ estimated by the phase estimator 18.
- the phase error estimator 16 includes a corrected d-axis voltage command value Vdc **, a q-axis voltage command value Vqc * based on the stabilization compensation signal ⁇ Vd from the stabilization compensation calculator 13, and the current coordinate converter 4.
- the phase error ⁇ c is calculated by the following equation (17) based on the detected d-axis current value Idc and the detected q-axis current value Iqc and the estimated angular velocity value ⁇ ⁇ estimated by the velocity estimator 17.
- the estimation method of the phase estimation value ⁇ dc ⁇ by the phase estimation unit 18 and the estimation method of the angular velocity estimation value ⁇ ⁇ by the velocity estimation unit 17 will be described later.
- the speed estimator 17 estimates an angular speed estimated value ⁇ ⁇ representing an estimated value of the rotational angular speed of the permanent magnet motor 1 based on the phase error ⁇ c estimated by the phase error estimator 16. Specifically, an angular velocity that makes the phase error ⁇ c zero is calculated, and the calculation result is output as an estimated angular velocity value ⁇ ⁇ .
- the phase estimation unit 18 estimates the phase estimation value ⁇ dc ⁇ based on the angular velocity estimation value ⁇ ⁇ estimated by the speed estimation unit 17. Specifically, the estimated angular velocity value ⁇ dc ⁇ is estimated by integrating the estimated angular velocity value ⁇ ⁇ at a predetermined calculation cycle. Then, the estimated phase estimation value ⁇ dc ⁇ is output to the current coordinate conversion unit 4 and the voltage coordinate conversion unit 15. The current coordinate conversion unit 4 and the voltage coordinate conversion unit 15 perform coordinate conversion using the phase estimation value ⁇ dc ⁇ instead of the position detection value ⁇ dc described above, respectively, to detect the d-axis current detection value Idc and the q-axis current detection value Iqc. And three-phase AC voltage command values Vu *, Vv * and Vw *, respectively.
- the inverter apparatus is provided with the phase error estimating unit 16, the speed estimating unit 17, and the phase estimating unit 18.
- the invention can be applied.
- any one of the control methods described in the first to fourth embodiments can be applied. Furthermore, any of a plurality of control methods may be applied in any combination.
- FIG. 19 is a block diagram showing the configuration of the inverter device according to the sixth embodiment of the present invention.
- This inverter device shows an application example of the present invention in field weakening control.
- the d-axis current deviation switching unit 19 and the q-axis current deviation switching unit 20 are shown.
- the difference is that a phase error command calculation unit 22 and an output voltage limit detection unit 23 are further provided.
- the d-axis current control calculation unit 10 in place of the d-axis current command setting unit 7, the d-axis current control calculation unit 10, the q-axis current control calculation unit 11 and the voltage vector calculation unit 12, a d-axis current command setting unit 7a and a d-axis current control calculation unit 10a.
- the q-axis current control calculation unit 11a and the voltage vector calculation unit 12a are also provided.
- the d-axis current command setting unit 7a always outputs 0 as the d-axis current command value Id *.
- the d-axis current deviation switching unit 19 represents the difference between the d-axis current command value Id * and the d-axis current detection value Idc based on the output voltage limit flag V1 * _lmt_flg output from the output voltage limit detection unit 23. Either the current deviation or “0” is output to the d-axis current control calculation unit 10a as the d-axis current deviation signal ⁇ Id1. Specifically, if the output voltage limit flag V1 * _lmt_flg is “0”, the d-axis current deviation signal ⁇ Id1 corresponding to the d-axis current deviation is output, and the output voltage limit flag V1 * _lmt_flg is “1”. For example, “0” is output as the d-axis current deviation signal ⁇ Id1.
- the q-axis current deviation switching unit 20 represents the difference between the q-axis current command value Iq * and the q-axis current detection value Iqc based on the output voltage limit flag V1 * _lmt_flg output from the output voltage limit detection unit 23. Either the current deviation or “0” is output as the q-axis current deviation signal ⁇ Iq1 for the phase error command calculation unit 22 and the q-axis current deviation signal ⁇ Iq2 for the q-axis current control calculation unit 11a.
- a q-axis current deviation signal is output as the q-axis current deviation signal ⁇ Iq1 to the phase error command calculation unit 22, and “0” is output as the q-axis current deviation signal ⁇ Iq2 to the q-axis current control calculation unit 11a.
- the d-axis current control calculation unit 10a calculates the second d-axis current command value Id ** based on the d-axis current deviation signal ⁇ Id1 output from the d-axis current deviation switching unit 19, and the voltage vector calculation unit 12a. Output to. That is, when the output voltage limit flag V1 * _lmt_flg is “0” and the d-axis current deviation signal ⁇ Id1 represents the d-axis current deviation, the d-axis current deviation is similar to the d-axis current control calculation unit 10 in FIG. The second d-axis current command value Id ** corresponding to the is output.
- the q-axis current control calculation unit 11a calculates the second q-axis current command value Iq ** based on the q-axis current deviation signal ⁇ Iq2 output from the q-axis current deviation switching unit 20, and the voltage vector calculation unit 12a. Output to. That is, when the output voltage limit flag V1 * _lmt_flg is “0” and the q-axis current deviation signal ⁇ Iq2 represents the q-axis current deviation, the q-axis current deviation is similar to the q-axis current control calculation unit 11 in FIG. The second q-axis current command value Iq ** corresponding to is output.
- the phase error command calculation unit 22 calculates a phase error command value ⁇ c * by a predetermined proportional calculation and integration calculation based on the q-axis current deviation signal ⁇ Iq1 output from the q-axis current deviation switching unit 20, and a voltage vector calculation To the unit 12a. That is, when the output voltage limit flag V1 * _lmt_flg is “0” and the q-axis current deviation signal ⁇ Iq1 is “0”, “0” is output as the phase error command value ⁇ c *.
- the output voltage limit detection unit 23 Based on the corrected d-axis voltage command value Vdc ** corrected by the correction calculation unit 14 and the q-axis voltage command value Vqc * output from the voltage vector calculation unit 12, the output voltage limit detection unit 23 The output voltage value V1 * of the power converter 2 is calculated. Further, it is determined whether or not the calculated output voltage value V1 * has reached a predetermined voltage limit value V1 * max, and if it has reached, the output voltage value V1 * is detected as a target to be limited. Then, according to the determination result, a value of “0” or “1” is output as the output voltage limit flag V1 * _lmt_flg.
- the output voltage limit flag V1 * _lmt_flg is set to “0”, and the output voltage value V1 * reaches the voltage limit value V1 * max. Then, the output voltage limit flag V1 * _lmt_flg is set to “1”.
- the voltage vector calculation unit 12a includes a second d-axis current command value Id ** and a second q-axis current command value Iq ** input from the d-axis current control calculation unit 10a and the q-axis current control calculation unit 11a, respectively. And the second d-axis voltage command value Vdc *** and the second q based on the detected angular velocity value ⁇ from the velocity calculator 6 and the phase error command value ⁇ c * from the phase error command calculator 22. Calculates and outputs the shaft voltage command value Vqc ***. Specifically, the second d-axis voltage command value Vdc *** and the second q-axis voltage command value Vqc *** are calculated using the following equation (18).
- Equation (18) the d-axis voltage command value Vdc * and the q-axis voltage command value Vqc * are described above using the electric constants R, Ld, Lq, Ke of the permanent magnet motor 1 and the angular velocity detection value ⁇ . (3).
- the voltage vector calculation unit 12a Is the d-axis voltage command value Vdc * and the q-axis voltage command value described in the first embodiment as the second d-axis voltage command value Vdc *** and the second q-axis voltage command value Vqc ***. Outputs the same value as Vqc *.
- the voltage vector calculation unit 12a outputs the second d-axis voltage.
- the command value Vdc *** and the second q-axis voltage command value Vqc *** are converted into a phase error command value ⁇ c * corresponding to the q-axis current deviation. The value corrected for each is output.
- the q-axis current command value Iq * is obtained based on the q-axis current deviation via the phase error command value ⁇ c * representing the axis error, that is, the phase error between the control reference axis and the magnetic flux axis of the permanent magnet motor 1.
- the second d-axis voltage command value Vdc *** and the second q-axis voltage command value Vqc *** are output so that the q-axis current detection value Iqc matches, and the output voltage value V1 * is controlled.
- the voltage vector calculation unit 12a outputs the second d-axis voltage command value Vdc *** and the second q-axis voltage command value Vqc *** based on the q-axis current deviation, thereby weakening the voltage vector calculation unit 12a. Perform field control. Since it did in this way, this invention is applicable also in field-weakening control.
- control methods described in the first to fourth embodiments can be applied to the sixth embodiment of the present invention described above. Moreover, you may apply in what performs position sensorless control as demonstrated in 5th Embodiment. Furthermore, any of a plurality of control methods may be applied in any combination.
- the present invention can also be applied to an inverter device that performs such a vector control operation.
- the d-axis voltage correction value ⁇ Vd * and the q-axis voltage correction value. ⁇ Vq * is obtained, and using these voltage correction values, the d-axis current command value Id *, the q-axis current command value Iq *, the angular velocity detection value ⁇ , and the electrical constant of the permanent magnet motor 1, the following equation (20)
- the vector control calculation can be realized.
- the present invention can also be applied to an inverter device that performs such a vector control operation.
- the three-phase alternating currents Iu, Iv, Iw are detected using the relatively expensive current detector 3, and the vector control calculation is performed using them.
- the example of the inverter apparatus which performs is demonstrated.
- a direct current flowing through a one-shunt resistor attached for overcurrent detection is detected in the power converter 2, and the three-phase motor current Iu is detected based on the detection result.
- the present invention can also be applied to an inverter device that performs vector control operations by reproducing ⁇ , Iv ⁇ , and Iw ⁇ . That is, the present invention can be applied to a relatively low cost inverter device.
- the inverter device as described in the above embodiments and modifications can be applied to various systems that operate using the driving force of the motor.
- a construction machine such as a wheel loader or a hydraulic excavator for operating an arm or a traveling device using a driving force generated from a motor
- motor control can be performed using an inverter device to which the present invention is applied.
- the construction machine can include the inverter device according to each of the above-described embodiments and modifications, and a permanent magnet motor driven by AC power output from the inverter device.
- FIG. 20 is a block diagram showing a configuration example of a construction machine that performs motor control using the inverter device 100 to which the present invention is applied.
- the construction machine illustrated in FIG. 20 is, for example, a wheel loader, a hydraulic excavator, and the like.
- the permanent magnet motor 1 and the DC power source 21 described in the above embodiments, the inverter device 100, the operation unit 201, the drive control unit 202, A driving unit 203 and a working unit 204 are provided.
- the operation unit 201 outputs an operation signal corresponding to the operation performed by the operator to the drive control unit 202.
- the drive control unit 202 corresponds to the above-described host controller, and outputs a command signal based on the operation signal from the operation unit 201 to the inverter device 100.
- the inverter device 100 Based on the command signal from the drive control unit 202, the inverter device 100 performs any one of the vector control calculations described in the embodiments and modifications, and converts the DC power supplied from the DC power supply 21 into AC power. Output to the permanent magnet motor 1.
- the permanent magnet motor 1 is driven to rotate by AC power output from the inverter device 100 to generate a driving force and transmit the driving force to the driving unit 203.
- the driving unit 203 is a part that performs a predetermined mechanical operation using the driving force from the permanent magnet motor 1, and corresponds to, for example, a hydraulic pump or a gear mechanism.
- the work unit 204 is a part that performs a predetermined work in accordance with the mechanical operation of the drive unit 203, and corresponds to, for example, various arms and a traveling device.
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Abstract
永久磁石モータを制御するためのインバータ装置は、電圧指令を出力する電圧ベクトル演算部と、永久磁石モータの回転周波数成分に対する電流制御のゲインを低下させるための補正量を演算する安定化補償演算部と、安定化補償演算部により演算された補正量に基づいて、電圧ベクトル演算部から出力された電圧指令を補正する補正演算部と、補正演算部により補正された電圧指令に基づいて、直流電力を交流電力に変換し、交流電力を永久磁石モータへ出力する電力変換部と、を備える。
Description
本発明は、インバータ装置、建設機械および電動機制御方法に関する。
従来、特許文献1に記載の永久磁石モータの制御装置が知られている。この制御装置は、回転座標系のd軸およびq軸の各電流検出値が、上位から与えられる各軸の第1の電流指令値にそれぞれ一致するように、各軸の第2の電流指令値を演算する。そして、この第2の電流指令値と永久磁石モータの電気定数とを用いて、ベクトル演算により電力変換器の出力電圧を制御する。これにより、低速域から高速域の全速度域において、高精度な制御を実現している。
上記特許文献1に記載の制御装置は、インダクタンス値と抵抗値の比率により表されるモータの電気時定数が数ms~数十ms程度である小型および中型の永久磁石モータの制御に適している。なお、一般的には、モータ容量が数百W程度のものを小型モータ、モータ容量が数十kW程度のものを中型モータと称している。しかし、モータ容量が数百kW以上の大型モータの場合、上記の小型モータや中型モータと比べて、インダクタンス値はより大きくなり、抵抗値はより小さくなるため、電気時定数が数百ms程度と大きくなる傾向にある。その結果、永久磁石モータ内部に生じるd軸-q軸間の干渉項ループにより、特にモータが高速回転しているときには、ベクトル制御の演算周期が長くなると、回転周波数成分のループゲインが非常に大きくなってしまうという問題が生じる。このループゲインを抑制して安定したモータ制御を行うためには、ベクトル制御の演算周期を十分に短くすると共に、電流指令値の応答周波数を十分低い値に制限する必要がある。
上記のような問題に鑑みて、本発明の主な目的は、モータの電気時定数の大きさや演算周期に関わらず、応答性の高い安定したモータ制御を実現することにある。
本発明の一態様による、永久磁石モータを制御するためのインバータ装置は、電圧指令を出力する電圧ベクトル演算部と、永久磁石モータの回転周波数成分に対する電流制御のゲインを低下させるための補正量を演算する安定化補償演算部と、安定化補償演算部により演算された補正量に基づいて、電圧ベクトル演算部から出力された電圧指令を補正する補正演算部と、補正演算部により補正された電圧指令に基づいて、直流電力を交流電力に変換し、交流電力を永久磁石モータへ出力する電力変換部と、を備える。
本発明の一態様による建設機械は、インバータ装置と、インバータ装置から出力される交流電力により駆動される永久磁石モータと、を備える。
本発明の一態様による、永久磁石モータを制御するための電動機制御方法は、電圧指令を出力し、永久磁石モータの回転周波数成分に対する電流制御のゲインを低下させるための補正量を演算し、補正量に基づいて、電圧指令を補正し、補正された電圧指令に基づいて、電力変換部により直流電力を交流電力に変換し、交流電力を電力変換部から永久磁石モータへ出力する。
本発明の一態様による建設機械は、インバータ装置と、インバータ装置から出力される交流電力により駆動される永久磁石モータと、を備える。
本発明の一態様による、永久磁石モータを制御するための電動機制御方法は、電圧指令を出力し、永久磁石モータの回転周波数成分に対する電流制御のゲインを低下させるための補正量を演算し、補正量に基づいて、電圧指令を補正し、補正された電圧指令に基づいて、電力変換部により直流電力を交流電力に変換し、交流電力を電力変換部から永久磁石モータへ出力する。
本発明によれば、モータの電気時定数の大きさや演算周期に関わらず、応答性の高い安定したモータ制御を実現することができる。
本発明の各実施形態を説明する前に、従来の制御方法を用いた場合の電流リプルについて説明する。図1は、従来の制御方法における演算周期と電流リプルの関係を示す図である。図1では、永久磁石モータの回転周波数が100Hz、200Hz、300Hz、350Hz、400Hz、450Hzおよび500Hzの各場合について、電流指令値の応答周波数を一定以下に制限した状態で、演算周期を50μsから500μsの間で変化させたときのq軸の電流リプルの大きさを示している。
図1から、制御の演算周期が長くなるほど、電流リプルが大きくなることが分かる。また、モータの回転周波数が高くなるほど、こうした電流リプルの傾向がより顕著に表れることが分かる。
続いて、本発明の各実施形態について説明する。以下では、図面を用いて本発明の各実施形態を詳細に説明する。
<第1の実施形態>
図2は、本発明の第1の実施形態によるインバータ装置の構成ブロック図である。図2に示すインバータ装置は、永久磁石モータ1を制御するためのものであって、電力変換器2、電流検出器3、電流座標変換部4、位置検出器5、速度演算部6、d軸電流指令設定部7、トルク指令設定部8、電流指令変換演算部9、d軸電流制御演算部10、q軸電流制御演算部11、電圧ベクトル演算部12、安定化補償演算部13、補正演算部14および電圧座標変換部15を備えている。
図2は、本発明の第1の実施形態によるインバータ装置の構成ブロック図である。図2に示すインバータ装置は、永久磁石モータ1を制御するためのものであって、電力変換器2、電流検出器3、電流座標変換部4、位置検出器5、速度演算部6、d軸電流指令設定部7、トルク指令設定部8、電流指令変換演算部9、d軸電流制御演算部10、q軸電流制御演算部11、電圧ベクトル演算部12、安定化補償演算部13、補正演算部14および電圧座標変換部15を備えている。
永久磁石モータ1は、電力変換器2から出力される交流電力により駆動され、永久磁石の磁束によるトルク成分と、電機子巻線のインダクタンスによるトルク成分とを合成したモータトルクを出力する。
電力変換器2は、直流電源21から供給される直流電力を交流電力に変換して永久磁石モータ1へ出力する装置であり、スイッチング素子やダイオード等を組み合わせて構成される周知の回路構成を有している。この回路構成を用いて、電力変換器2は、直流電源21の直流電圧を基に、電圧座標変換部15から出力される三相交流の電圧指令値Vu*,Vv*およびVw*に応じた三相交流電圧を出力する。これにより、永久磁石モータ1の出力電圧と回転周波数を制御して、永久磁石モータ1を駆動させる。
電流検出器3は、永久磁石モータ1に流れる三相交流電流Iu,Iv,Iwを検出し、これらの検出値Iuc,Ivc,Iwcを電流座標変換部4へ出力する。
電流座標変換部4は、電流検出器3から入力される三相交流電流の検出値Iuc,Ivc,Iwcと、位置検出器5から入力される位置検出値θdcとに基づいて、d軸電流検出値Idcおよびq軸電流検出値Iqcを出力する。
以上説明したように、電流検出器3と電流座標変換部4により、永久磁石モータ1に流れるd軸電流およびq軸電流が検出され、その検出結果に応じたd軸電流検出値Idcおよびq軸電流検出値Iqcが出力される。
位置検出器5は、永久磁石モータ1の位置(回転角度)θを検出するレゾルバやエンコーダであり、その検出結果に応じた位置検出値θdcを出力する。
速度演算部6は、位置検出器5から出力された位置検出値θdcに基づいて、永久磁石モータ1の回転角速度を演算し、その演算結果を角速度検出値ωとして出力する。
d軸電流指令設定部7は、インバータ装置と接続された上位コントローラ(不図示)から入力される指令信号に基づいて、d軸電流指令値Id*を出力する。このd軸電流指令値Id*は、0または負極性の値、すなわち0以下の値を有する。
トルク指令設定部8は、上記指令信号に基づいて、トルク指令値τ*を出力する。このトルク指令値τ*は、0または正負いずれかの極性の値、すなわち0を含む所定範囲内の値を有する。
電流指令変換演算部9は、d軸電流指令設定部7からのd軸電流指令値Id*と、トルク指令設定部8からのトルク指令値τ*とに基づいて、q軸電流指令値Iq*を演算して出力する。この演算において、電流指令変換演算部9は、予め設定された永久磁石モータ1の各電気定数Ld,Lq,Keを用いる。なお、Ldはd軸のインダクタンスを、Lqはq軸のインダクタンスを、Keは逆起電力定数をそれぞれ表している。
d軸電流制御演算部10には、d軸電流指令値Id*とd軸電流検出値Idcの差分が入力される。この差分を、以下ではd軸電流偏差と称する。d軸電流制御演算部10は、入力されたd軸電流偏差に基づいて、第2のd軸電流指令値Id**を演算し、電圧ベクトル演算部12へ出力する。
q軸電流制御演算部11には、q軸電流指令値Iq*とq軸電流検出値Iqcの差分が入力される。この差分を、以下ではq軸電流偏差と称する。q軸電流制御演算部11は、入力されたq軸電流偏差に基づいて、第2のq軸電流指令値Iq**を演算し、電圧ベクトル演算部12へ出力する。
電圧ベクトル演算部12は、d軸電流制御演算部10から入力される第2のd軸電流指令値Id**と、q軸電流制御演算部11から入力される第2のq軸電流指令値Iq**と、速度演算部6からの角速度検出値ωとに基づいて、d軸電圧指令値Vdc*およびq軸電圧指令値Vqc*を演算して出力する。この演算において、電圧ベクトル演算部12は、予め設定された永久磁石モータ1の各電気定数R,Ld,Lq,Keを用いる。なお、Rは抵抗値を表している。また、Ld,Lq,Keは、前述のようにd軸、q軸のインダクタンスと逆起電力定数をそれぞれ表している。
安定化補償演算部13は、電圧ベクトル演算部12からのq軸電圧指令値Vqc*と、前述のd軸電流指令値Id*およびd軸電流検出値Idcとに基づいて、d軸電圧指令値Vdc*に対する補正量を演算する。この補正量は、後で詳しく説明するように、永久磁石モータ1の回転周波数成分に対するq軸の電流制御のゲインを低下させることで、q軸電流Iqが発散するのを抑制して制御特性を改善するためのものである。そして、演算された補正量に応じた安定化補償信号ΔVdを出力する。
補正演算部14は、安定化補償演算部13により演算された補正量に基づいて、電圧ベクトル演算部12からのd軸電圧指令値Vdc*を補正する。具体的には、安定化補償演算部13から出力された安定化補償信号ΔVdにより表される補正量をd軸電圧指令値Vdc*から減算することで、d軸電圧指令値Vdc*を補正する。そして、この補正結果に応じた補正後のd軸電圧指令値Vdc**を電圧座標変換部15へ出力する。
電圧座標変換部15は、補正演算部14から入力される補正後のd軸電圧指令値Vdc**と、電圧ベクトル演算部12から入力されるq軸電圧指令値Vqc*と、位置検出値θdcとに基づいて、三相交流の電圧指令値Vu*,Vv*,Vw*を電力変換器2へ出力する。この電圧指令値Vu*,Vv*,Vw*に応じて電力変換器2が動作することで、直流電力が交流電力に変換される。すなわち、電圧座標変換部15および電力変換器2により、補正後のd軸電圧指令値Vdc**、q軸電圧指令値Vqc*および位置検出値θdcに基づいて、直流電力から交流電力への変換が行われる。
次に、本発明の特徴部分である安定化補償演算部13の詳細について説明する。最初に、従来のインバータ装置のように、安定化補償演算部13が設けられていない場合のトルク制御系の基本動作について、安定化補償演算部13を除いた図2の各構成を用いて以下に説明する。
前述のように、電流指令変換演算部9は、永久磁石モータ1の各電気定数Ld,Lq,Keを用いて、d軸電流指令値Id*およびトルク指令値τ*に基づくq軸電流指令値Iq*を演算する。この演算は、下記の式(1)に従って行われる。なお、式(1)において、Pmは永久磁石モータ1の極対数を表している。
d軸電流制御演算部10とq軸電流制御演算部11は、各々に対して入力されるd軸電流偏差(Id*-Idc)、q軸電流偏差(Iq*-Iqc)に基づいて、d軸電流指令値Id*にd軸電流検出値Idcを追従させると共に、q軸電流指令値Iq*にq軸電流検出値Iqcを追従させるための比例演算および積分演算をそれぞれ行う。具体的には、下記の式(2)に従って、d軸電流検出値Idcをd軸電流指令値Id*に追従させるための第2のd軸電流指令値Id**と、q軸電流検出値Iqcをq軸電流指令値Iq*に追従させるための第2のq軸電流指令値Iq**とが、d軸電流制御演算部10、q軸電流制御演算部11においてそれぞれ演算される。
なお、式(2)において、q軸電流指令値Iq*は上記の式(1)で表されるものであり、ωACRは電流制御の応答角周波数(rad/s)を表している。また、Kpd,Kidはd軸の電流制御の比例ゲインと積分ゲインをそれぞれ表し、Kpq,Kiqはq軸の電流制御の比例ゲインと積分ゲインをそれぞれ表している。
電圧ベクトル演算部12は、d軸電流制御演算部10、q軸電流制御演算部11において上記の式(2)によりそれぞれ演算された第2のd軸電流指令値Id**および第2のq軸電流指令値Iq**と、永久磁石モータ1の各電気定数R,Ld,Lq,Keと、角速度検出値ωとを用いて、下記の式(3)により、d軸電圧指令値Vdc*およびq軸電圧指令値Vqc*を演算する。
電圧座標変換部15は、位置検出値θdcに基づいて、下記の式(4)により、上記の式(3)で演算されたd軸電圧指令値Vdc*、q軸電圧指令値Vqc*をそれぞれ座標変換し、三相交流の電圧指令値Vu*,Vv*,Vw*を求める。
また、電流座標変換部4は、位置検出値θdcに基づいて、下記の式(5)により、三相交流電流の検出値Iuc,Ivc,Iwcをそれぞれ座標変換し、d軸電流検出値Idc、q軸電流検出値Iqcを求める。
以上説明した内容が、トルク制御系の基本動作である。
図3、4は、以上説明したようなトルク制御系の基本動作により永久磁石モータ1を駆動した場合のベクトル制御特性をそれぞれ示す図である。これらの図に示すベクトル制御特性は、制御演算周期を500μsとして永久磁石モータ1を回転周波数333Hzで駆動したときの、q軸電流指令値Iq*に対するq軸電流Iqの変化の様子を示している。
図3は、永久磁石モータ1の抵抗値Rが比較的大きい(R=200mΩ)場合のベクトル制御特性のシミュレーション結果を示している。この図3に示したベクトル制御特性により、図中のa点においてq軸電流指令値Iq*を100%の値でステップ的に加えると、これに対してq軸電流Iqが安定して追従している様子が分かる。
一方、図4は、永久磁石モータ1の抵抗値Rが比較的小さい(R=10mΩ)場合のベクトル制御特性のシミュレーション結果を示している。この図4に示したベクトル制御特性により、図3の場合と同様に図中のb点においてq軸電流指令値Iq*を100%の値でステップ的に加えると、これに対してq軸電流Iqは安定して追従できずに発散している様子が分かる。すなわち、永久磁石モータ1の抵抗値Rが小さいと、制御系が不安定になることが分かる。なお、図4において、q軸電流Iqの塗りつぶし部分は、q軸電流Iqが短周期で上下に振動している様子を表している。
図5は、以上説明したトルク制御系の基本動作によるベクトル制御の制御ブロック図である。この制御ブロック図は、図2のd軸電流制御演算部10、q軸電流制御演算部11および電圧ベクトル演算部12に対応するベクトル制御演算部分と、図2の永久磁石モータ1、電力変換器2、電流座標変換部4および電圧座標変換部15に対応するモータ部分とによって主に構成されている。なお、図5において、ベクトル制御演算部分の演算周期は500μsである。また、モータ部分の制御ブロックに含まれるωrは、永久磁石モータ1の回転角周波数(rad/s)を表している。
図6は、図5の制御ブロック図において、q軸電流指令値Iq*を入力とし、q軸電流検出値Iqcを出力とした離散系の開ループの周波数特性を示す図である。図6において、上段にはゲイン特性、すなわちゲインの周波数特性を示しており、下段には位相特性、すなわち位相の周波数特性を示している。なお、図6の周波数特性の算出に当たっては、電流検出器3および電流座標変換部4による電流検出処理が制御周期に対して十分に早いものとして、この電流検出処理による遅れは考慮していない。
図6では、永久磁石モータ1の抵抗値Rが200mΩである場合のゲイン特性および位相特性を破線で示している。これらの周波数特性は、図3のベクトル制御特性に対応する。また、永久磁石モータ1の抵抗値Rが10mΩである場合のゲイン特性および位相特性を実線で示している。これらの周波数特性は、図4のベクトル制御特性に対応する。
抵抗値Rが200mΩである場合、図6下段に破線で示した位相特性から、永久磁石モータ1の回転周波数成分である333Hz(図中のc点)付近において、-180degに対する位相余裕が大きく有ることが分かる。また、図6上段に破線で示したゲイン特性から、このときのゲインは0dB以下であることが分かる。したがって、制御系が安定していることが分かる。一方、抵抗値Rが200mΩである場合、図6下段に実線で示した位相特性から、図中のc点において位相が-180degとなることが分かる。また、図6上段に破線で示したゲイン特性から、このときのゲインは0dB以上であることが分かる。したがって、制御系が不安定であることが分かる。こうした周波数特性は、図3、4に示したベクトル制御特性のシミュレーション結果とも一致している。
以上説明したように、永久磁石モータ1の抵抗値Rが小さくなると、制御系が不安定となり、電流リプルを十分に抑制できなくなる。これは、図5の制御ブロック図において、モータ部分に含まれるd軸-q軸間の干渉ループのゲイン特性をベクトル制御演算部分が補償しきれないことを表している。そのため、従来のインバータ装置の制御系では、高速域において永久磁石モータ1を安定に制御するためには、電流制御応答、すなわち電流制御の応答周波数を低く制限する必要があった。
一方、本発明では、高速域において永久磁石モータ1を安定に制御して電流リプルを抑制するために、図2に示した安定化補償演算部13が設けられている。以下では、この安定化補償演算部13の動作について説明する。
図7は、安定化補償演算部13の制御ブロック図である。安定化補償演算部13は、不完全微分演算部131、正弦演算部132および乗算部133により構成される。
不完全微分演算部131には、d軸電流指令値Id*とd軸電流検出値Idcの差分(Id*-Idc)、すなわち前述のd軸電流偏差が入力される。不完全微分演算部131は、このd軸電流偏差を用いて、以下の式(6)に示す演算により、位相補償信号Δθvを算出して出力する。なお、式(6)において、Taは微分時定数(微分ゲイン)を表し、Tbは一次遅れ時定数を表している。
上記の式(6)におけるTa,Tbは、永久磁石モータ1の各電気定数Ld,Lq,Ke,Rを用いて、以下の式(7)で表すことができる。なお、式(7)において、ζcは、後述する減衰係数ζの固定成分に相当する補償減衰係数を表している。この補償減衰係数ζcには、任意の値を予め設定することができる。
正弦演算部132は、不完全微分演算部131から出力された位相補償信号Δθvの正弦値Sin(Δθv)を演算して出力する。乗算部133は、正弦演算部132により求められたSin(Δθv)とq軸電圧指令値Vqc*との乗算値を補正量として演算し、その演算結果に応じた安定化補償信号ΔVdを出力する。
以上説明したような演算を図7の各制御ブロックにおいて行うことにより、安定化補償演算部13は、永久磁石モータ1の回転周波数成分に対する電流制御のゲインを低下させるための補正量を演算し、その演算結果を安定化補償信号ΔVdとして出力することができる。
次に、安定化補償演算部13を用いた場合の制御原理について説明する。図8は、安定化補償演算部13を用いた場合のモータ部分の制御ブロック図である。この制御ブロック図は、図5に示したトルク制御系の基本動作による制御ブロック図のモータ部分に、安定化補償演算部13に対応する制御ブロックを追加することで構成される。
図8の制御ブロック図は、q軸電圧指令値Vqc*を入力とし、q軸電流Iqを出力としている。この入力から出力までの制御系の閉ループ伝達関数Gθ(s)は、以下の式(8)により表すことができる。
ここで、永久磁石モータ1の回転速度が十分に速い高速域では、以下の式(9)の関係が成立する。
式(9)が成り立つ場合、上記の式(8)は、以下の式(10)のように近似することができる。
式(10)の分母項には二次遅れ要素が含まれているため、永久磁石モータ1の回転角周波数ωrに応じて伝達関数Gθ(s)のゲインが変化することが分かる。これは、高速域において制御特性を劣化させる原因となる。
ここで、二次遅れ要素の一般系は、下記の式(11)のように表すことができる。式(11)において、ωnは制御系の固有角周波数を表し、ζは減衰係数を表している。
上記の式(11)に、前述の式(10)の二次遅れ要素(分母項)を当てはめると、以下の式(12)が得られる。式(12)において、ζmは減衰係数ζの変動成分を表しており、これは永久磁石モータ1の電気定数や回転角周波数ωrに応じて変化する。一方、減衰係数ζの固定成分に相当するζcは、前述のように、安定化補償演算部13において不完全微分演算部131が行う演算に用いられる補償減衰係数を表している。この補償減衰係数ζcは、永久磁石モータ1の状態に関わらず、常に一定値である。
式(12)より、抵抗値Rが小さい場合や回転角周波数ωrが大きい場合には、変動成分ζmの値が小さくなり、それに応じて減衰係数ζも小さくなることが分かる。減衰係数ζが所定の限界値未満になると、前述のように制御系が不安定となり、電流リプルを抑制できなくなってしまう。
そこで、本発明の第1の実施形態では、安定化補償演算部13において、補償減衰係数ζcを適切な値、たとえば0.5以上の任意の値に予め設定しておくことにより、減衰係数ζが限界値未満になるのを防ぐようにする。すなわち、抵抗値Rや回転角周波数ωrに応じた変動成分ζmの値が非常に小さく、ζc?≫?ζmの関係が成り立つような場合においても、補償減衰係数ζcを含んだ減衰係数ζが限界値未満になるのを防ぐようにする。これにより、抵抗値Rや回転角周波数ωrに関わらず、減衰係数ζを常に限界値以上として制御を安定させることができる。
図9は、以上説明した本発明の第1の実施形態によるベクトル制御の制御ブロック図である。この制御ブロック図は、図5の制御ブロック図と同様のベクトル制御演算部分とモータ部分の間に、安定化補償演算部13に対応する安定化補償演算部分を付加した構成となっている。なお、この安定化補償演算部分は、ベクトル制御演算部分の演算周期である500μsよりも短い演算周期で高速に演算可能とすることが好ましい。
図10は、図9の制御ブロック図において、q軸電流指令値Iq*を入力とし、q軸電流検出値Iqcを出力とした離散系の開ループの周波数特性を示す図である。図10において、図6と同様に、上段にはゲイン特性、すなわちゲインの周波数特性を示しており、下段には位相特性、すなわち位相の周波数特性を示している。なお、これらの周波数特性は、永久磁石モータ1の抵抗値Rを10mΩとした場合のものを示している。
図10では、安定化補償演算部13を用いない場合のゲイン特性および位相特性を破線で示し、安定化補償演算部13を用いた場合のゲイン特性および位相特性を実線で示している。なお、破線で示したゲイン特性および位相特性は、図6において実線で示したのと同じものである。
図6上段に示した各ゲイン特性を比較すると、安定化補償演算部13を用いた場合は、永久磁石モータ1の回転周波数成分である333Hz(図中のc点)付近のゲインが0dB以下に減少し、一定の傾斜を有する理想的なゲイン特性に近づくことが分かる。また、図6下段に示した各位相特性を比較すると、安定化補償演算部13を用いた場合は、図中のc点において位相が-180degとなるのを回避できることが分かる。
図11は、図9の制御ブロック図によるベクトル制御特性を示す図である。この図11では、前述の図4と同様に、永久磁石モータ1の抵抗値Rが10mΩである場合のベクトル制御特性のシミュレーション結果を示している。図4では、図中のb点以降においてq軸電流Iqが発散していたのに対して、図11では、q軸電流Iqが発散することなく、q軸電流指令値Iq*に安定して追従していることが分かる。
以上説明したように、本発明の第1の実施形態では、安定化補償演算部13により安定化補償信号ΔVdを演算し、これを用いて、補正演算部14により、電圧ベクトル演算部12から出力されたd軸電圧指令値Vdc*を補正する。これにより、永久磁石モータ1の回転周波数成分に対する電流制御のゲインを低下させ、q軸電流Iqを安定化することができる。その結果、永久磁石モータ1においてq軸電流Iqに比例して発生するトルクリプルを抑制すると共に、永久磁石モータ1の各相に流れる電流の最大値の偏差を抑制することができる。特に、クロック周波数が50MHz以下であるマイクロコンピュータを用いて、500Hz以下の回転周波数において減衰係数ζの変動成分ζmが0.5以下となるような永久磁石モータ1を制御する場合には、補償減衰係数ζcを0.5以上に設定することで、上記のような効果が顕著に得られる。
以上説明した本発明の第1の実施形態によれば、以下の作用効果を奏する。
(1)インバータ装置は、永久磁石モータ1の回転周波数成分に対する電流制御のゲインを低下させるための補正量を演算する安定化補償演算部13と、安定化補償演算部13により演算された補正量に基づいて、電圧ベクトル演算部12から出力された電圧指令を補正する補正演算部14とを備える。この補正演算部14により補正された電圧指令に基づいて、電圧座標変換部15および電力変換器2により、直流電力を交流電力に変換し、交流電力を永久磁石モータ1へ出力する。このようにしたので、制御対象とする永久磁石モータ1の電気時定数の大きさや演算周期に関わらず、応答性の高い安定したモータ制御を実現することができる。
(2)電圧ベクトル演算部12から出力される電圧指令は、d軸電圧指令値Vdc*およびq軸電圧指令値Vqc*を含む。補正演算部14は、このうちd軸電圧指令値Vdc*を補正し、補正後のd軸電圧指令値Vdc**を出力する。電圧座標変換部15および電力変換器2は、補正演算部14により補正された補正後のd軸電圧指令値Vdc**と、電圧ベクトル演算部12から出力されたq軸電圧指令値Vqc*とに基づいて、直流電力を交流電力に変換する。このようにしたので、周知のベクトル制御を利用して、確実にモータ制御を行うことができる。
(3)安定化補償演算部13は、d軸電圧指令値Vdc*を入力とし、永久磁石モータ1に流れるq軸電流Iqを出力とする、図8に示した制御系の閉ループ伝達関数における二次遅れ要素の減衰係数ζが所定の値以上となるように、補正量を演算する。すなわち、d軸電流指令値Id*とd軸電流検出値Idcの差分を表すd軸電流偏差と、予め設定された所定の補償減衰係数ζcと、q軸電圧指令値Vqc*とに基づいて、補正量を演算する。具体的には、不完全微分演算部131により、補償減衰係数ζcに応じた微分ゲインTaを用いて、d軸電流偏差に応じた位相補償信号Δθvを求める。そして、正弦演算部132および乗算部133により、位相補償信号Δθvとq軸電圧指令値Vqc*に基づいて、位相補償信号Δθvの正弦値Sin(Δθv)とq軸電圧指令値Vqc*との乗算値を補正量として演算し、この補正量に応じた安定化補償信号ΔVdを出力する。このようにしたので、安定化補償演算部13において、永久磁石モータ1の回転周波数成分に対する電流制御のゲインを確実に低下できるような補正量を演算することができる。
<第2の実施形態>
図12は、本発明の第2の実施形態によるインバータ装置の構成ブロック図である。このインバータ装置は、図2に示した第1の実施形態によるインバータ装置と比べて、安定化補償演算部13に替えて安定化補償演算部13aが設けられている点が異なっている。この安定化補償演算部13aは、第1の実施形態では固定値であった微分ゲインの値を、d軸電流指令値Id*またはd軸電流検出値Idcに応じて変化させることで、安定化補償信号ΔVd1を補正演算部14に出力するものである。なお、d軸電流指令値Id*は、通常時には0に設定されているが、トルク最大制御や弱め界磁制御を行う場合には、0未満のd軸電流指令値Id*がd軸電流指令設定部7から出力される。
図12は、本発明の第2の実施形態によるインバータ装置の構成ブロック図である。このインバータ装置は、図2に示した第1の実施形態によるインバータ装置と比べて、安定化補償演算部13に替えて安定化補償演算部13aが設けられている点が異なっている。この安定化補償演算部13aは、第1の実施形態では固定値であった微分ゲインの値を、d軸電流指令値Id*またはd軸電流検出値Idcに応じて変化させることで、安定化補償信号ΔVd1を補正演算部14に出力するものである。なお、d軸電流指令値Id*は、通常時には0に設定されているが、トルク最大制御や弱め界磁制御を行う場合には、0未満のd軸電流指令値Id*がd軸電流指令設定部7から出力される。
図13は、安定化補償演算部13aの制御ブロック図である。安定化補償演算部13aは、不完全微分演算部13a1、正弦演算部13a2および乗算部13a3により構成される。
不完全微分演算部13a1には、d軸電流指令値Id*と、d軸電流指令値Id*とd軸電流検出値Idcの差分を表すd軸電流偏差とが入力される。不完全微分演算部13a1は、入力されたd軸電流偏差を用いて、図7の不完全微分演算部131と同様に、以下の式(13)に示す演算により、位相補償信号Δθv1を算出して出力する。式(13)において、Ta1は微分時定数(微分ゲイン)を表し、Tb1は一次遅れ時定数を表している。
上記の式(13)におけるTa1,Tb1は、永久磁石モータ1の各電気定数Ld,Lq,Ke,Rを用いて、以下の式(14)で表すことができる。不完全微分演算部13a1は、入力されたd軸電流指令値Id*に基づいて、式(14)により微分ゲインTa1を算出する。これにより、d軸電流指令値Id*に応じて微分ゲインTa1を変化させることができる。なお、一次遅れ時定数Tb1については、第1の実施形態と同様に固定値である。
正弦演算部13a2は、不完全微分演算部13a1から出力された位相補償信号Δθv1の正弦値Sin(Δθv1)を演算して出力する。乗算部13a3は、正弦演算部13a2により求められたSin(Δθv1)とq軸電圧指令値Vqc*との乗算値を補正量として演算し、その演算結果に応じた安定化補償信号ΔVd1を出力する。
なお、上記の説明では、不完全微分演算部13a1において、d軸電流指令値Id*に基づいて微分ゲインTa1を算出することとしたが、d軸電流指令値Id*に替えてd軸電流検出値Idcを用いてもよい。この場合にも、上記と同様の演算方法により、d軸電流検出値Idcに応じて微分ゲインTa1を変化させることができる。
以上説明した本発明の第2の実施形態によれば、安定化補償演算部13aは、d軸電流指令値Id*またはd軸電流検出値Idcに基づいて、微分ゲインTa1を変化させる。このようにしたので、d軸に電流が発生した場合にも、制御ループのゲインを一定に保つことができる。そのため、より高安定で高応答なモータ制御を実現することができる。
<第3の実施形態>
図14は、本発明の第3の実施形態によるインバータ装置の構成ブロック図である。このインバータ装置は、図2に示した第1の実施形態によるインバータ装置と比べて、安定化補償演算部13に替えて安定化補償演算部13bが設けられている点が異なっている。この安定化補償演算部13bは、永久磁石モータ1の回転方向に応じて補正量の正負極性を変化させることで、安定化補償信号ΔVd2を補正演算部14に出力するものである。なお、安定化補償演算部13bには、第1の実施形態における安定化補償演算部13と同様のq軸電圧指令値Vqc*、d軸電流指令値Id*およびd軸電流検出値Idcに加えて、さらに速度演算部6から角速度検出値ωが入力される。
図14は、本発明の第3の実施形態によるインバータ装置の構成ブロック図である。このインバータ装置は、図2に示した第1の実施形態によるインバータ装置と比べて、安定化補償演算部13に替えて安定化補償演算部13bが設けられている点が異なっている。この安定化補償演算部13bは、永久磁石モータ1の回転方向に応じて補正量の正負極性を変化させることで、安定化補償信号ΔVd2を補正演算部14に出力するものである。なお、安定化補償演算部13bには、第1の実施形態における安定化補償演算部13と同様のq軸電圧指令値Vqc*、d軸電流指令値Id*およびd軸電流検出値Idcに加えて、さらに速度演算部6から角速度検出値ωが入力される。
図15は、安定化補償演算部13bの制御ブロック図である。安定化補償演算部13bは、不完全微分演算部13b1、正弦演算部13b2、第1乗算部13b3、極性判定部13b4および第2乗算部13b5により構成される。
不完全微分演算部13b1、正弦演算部13b2および第1乗算部13b3は、図7の不完全微分演算部131、正弦演算部132および乗算部133とそれぞれ同一の演算を行うことにより、補正量を演算する。
極性判定部13b4は、入力された角速度検出値ωに基づいて、永久磁石モータ1の回転方向を判断し、その判断結果に応じた極性の信号を出力する。すなわち、角速度検出値ωが0以上であれば出力信号を+1とし、0未満であれば出力信号を-1とする。
第2乗算部13b5は、第1乗算部13b3から出力される信号に、極性判定部13b4から出力される+1または-1の信号を乗算し、その結果を安定化補償信号ΔVd2として出する。これにより、永久磁石モータ1の回転方向に応じて、演算された補正量の正負極性を変化させることができる。
以上説明した本発明の第3の実施形態によれば、安定化補償演算部13bは、永久磁石モータ1の回転方向に応じて、補正量の正負極性を変化させる。このようにしたので、永久磁石モータ1の回転方向が頻繁に切り替えられるようなシステムにおいても、高安定で高応答なモータ制御を実現することができる。
<第4の実施形態>
図16は、本発明の第4の実施形態によるインバータ装置の構成ブロック図である。このインバータ装置は、図2に示した第1の実施形態によるインバータ装置と比べて、安定化補償演算部13に替えて安定化補償演算部13cが設けられている点が異なっている。この安定化補償演算部13cは、第1の実施形態ではd軸電流指令値Id*およびd軸電流検出値Idcに基づいて演算していた補正量の値を、q軸電流指令値Iq*およびq軸電流検出値Iqcに基づいて演算することで、安定化補償信号ΔVd3を補正演算部14に出力するものである。なお、安定化補償演算部13cには、q軸電圧指令値Vqc*、q軸電流指令値Iq*およびq軸電流検出値Iqcが入力される。
図16は、本発明の第4の実施形態によるインバータ装置の構成ブロック図である。このインバータ装置は、図2に示した第1の実施形態によるインバータ装置と比べて、安定化補償演算部13に替えて安定化補償演算部13cが設けられている点が異なっている。この安定化補償演算部13cは、第1の実施形態ではd軸電流指令値Id*およびd軸電流検出値Idcに基づいて演算していた補正量の値を、q軸電流指令値Iq*およびq軸電流検出値Iqcに基づいて演算することで、安定化補償信号ΔVd3を補正演算部14に出力するものである。なお、安定化補償演算部13cには、q軸電圧指令値Vqc*、q軸電流指令値Iq*およびq軸電流検出値Iqcが入力される。
図17は、安定化補償演算部13cの制御ブロック図である。安定化補償演算部13cは、不完全微分演算部13c1、正弦演算部13c2および乗算部13c3により構成される。
不完全微分演算部13c1には、q軸電流指令値Iq*とq軸電流検出値Iqcの差分を表すq軸電流偏差が入力される。不完全微分演算部13c1は、入力されたq軸電流偏差を用いて、以下の式(15)に示す演算により、位相補償信号Δθv2を算出して出力する。式(15)において、Ta2は微分時定数(微分ゲイン)を表している。
上記の式(15)におけるTa2は、永久磁石モータ1の各電気定数Lq,Keおよび前述の補償減衰係数ζcを用いて、以下の式(16)で表すことができる。
正弦演算部13c2は、不完全微分演算部13c1から出力された位相補償信号Δθv2の正弦値Sin(Δθv2)を演算して出力する。乗算部13c3は、正弦演算部13c2により求められたSin(Δθv2)とq軸電圧指令値Vqc*との乗算値を補正量として演算し、その演算結果に応じた安定化補償信号ΔVd3を出力する。
以上説明した本発明の第4の実施形態によれば、安定化補償演算部13cは、q軸電流指令値Iq*とq軸電流検出値Iqcの差分を表すq軸電流偏差と、予め設定された所定の補償減衰係数ζcと、q軸電圧指令値Vqc*とに基づいて、補正量を演算する。具体的には、不完全微分演算部13c1により、補償減衰係数ζcに応じた微分ゲインTa2を用いて、q軸電流偏差に応じた位相補償信号Δθv2を求める。そして、正弦演算部13c2および乗算部13c3により、位相補償信号Δθv2とq軸電圧指令値Vqc*に基づいて、位相補償信号Δθv2の正弦値Sin(Δθv2)とq軸電圧指令値Vqc*との乗算値を補正量として演算し、この補正量に応じた安定化補償信号ΔVd3を出力する。このようにしたので、第1の実施形態と同様に、安定化補償演算部13cにおいて、永久磁石モータ1の回転周波数成分に対する電流制御のゲインを確実に低下できるような補正量を演算することができる。
なお、以上説明した本発明の第4の実施形態において、第2の実施形態で説明したような方法により、q軸電流指令値Iq*またはq軸電流検出値Iqcに応じて微分ゲインTa2を変化させてもよい。このようにすれば、第2の実施形態と同様の作用効果を得ることができる。また、第3の実施形態で説明したような方法により、永久磁石モータ1の回転方向に応じて補正量の正負極性を変化させてもよい。
<第5の実施形態>
図18は、本発明の第5の実施形態によるインバータ装置の構成ブロック図である。このインバータ装置は、レゾルバやエンコーダなどの位置検出器を省略した位置センサレス制御(レゾルバレス制御)における適用例を示しており、図2に示した第1の実施形態によるインバータ装置と比べて、位相誤差推定部16、速度推定部17および位相推定部18がさらに設けられている一方で、位置検出器5および速度演算部6が設けられていない点が異なっている。
図18は、本発明の第5の実施形態によるインバータ装置の構成ブロック図である。このインバータ装置は、レゾルバやエンコーダなどの位置検出器を省略した位置センサレス制御(レゾルバレス制御)における適用例を示しており、図2に示した第1の実施形態によるインバータ装置と比べて、位相誤差推定部16、速度推定部17および位相推定部18がさらに設けられている一方で、位置検出器5および速度演算部6が設けられていない点が異なっている。
位相誤差推定部16は、位相推定部18により推定された位相推定値θdc^に対する永久磁石モータ1の位相のずれ量を表す位相誤差Δθcの推定を行う。この位相誤差推定部16は、安定化補償演算部13からの安定化補償信号ΔVdに基づく補正後のd軸電圧指令値Vdc**と、q軸電圧指令値Vqc*と、電流座標変換部4からのd軸電流検出値Idcおよびq軸電流検出値Iqcと、速度推定部17により推定された角速度推定値ω^とに基づいて、以下の式(17)により位相誤差Δθcを演算する。なお、位相推定部18による位相推定値θdc^の推定方法および速度推定部17による角速度推定値ω^の推定方法は、後で説明する。
速度推定部17は、位相誤差推定部16により推定された位相誤差Δθcに基づいて、永久磁石モータ1の回転角速度の推定値を表す角速度推定値ω^を推定する。具体的には、位相誤差Δθcを0にするような角速度を演算し、その演算結果を角速度推定値ω^として出力する。
位相推定部18は、速度推定部17により推定された角速度推定値ω^に基づいて、位相推定値θdc^を推定する。具体的には、角速度推定値ω^を所定の演算周期ごとに積分することで、位相推定値θdc^の推定演算を行う。そして、推定した位相推定値θdc^を、電流座標変換部4および電圧座標変換部15へ出力する。電流座標変換部4および電圧座標変換部15は、前述の位置検出値θdcの代わりにこの位相推定値θdc^を用いて座標変換をそれぞれ行い、d軸電流検出値Idcおよびq軸電流検出値Iqcと、三相交流の電圧指令値Vu*,Vv*,Vw*とをそれぞれ出力する。
以上説明した本発明の第5の実施形態によれば、インバータ装置に位相誤差推定部16、速度推定部17および位相推定部18を設けることとしたので、位置センサを省略したモータ制御においても本発明を適用することができる。
なお、以上説明した本発明の第5の実施形態においては、第1~第4の各実施形態で説明したような制御方法のうち任意のものを適用することができる。さらに、いずれか複数の制御方法を任意に組み合わせて適用してもよい。
<第6の実施形態>
図19は、本発明の第6の実施形態によるインバータ装置の構成ブロック図である。このインバータ装置は、弱め界磁制御における本発明の適用例を示しており、図2に示した第1の実施形態によるインバータ装置と比べて、d軸電流偏差切替部19、q軸電流偏差切替部20、位相誤差指令演算部22および出力電圧制限検出部23がさらに設けられている点が異なっている。さらに、d軸電流指令設定部7、d軸電流制御演算部10、q軸電流制御演算部11および電圧ベクトル演算部12に替えて、d軸電流指令設定部7a、d軸電流制御演算部10a、q軸電流制御演算部11aおよび電圧ベクトル演算部12aがそれぞれ設けられている点も異なっている。
図19は、本発明の第6の実施形態によるインバータ装置の構成ブロック図である。このインバータ装置は、弱め界磁制御における本発明の適用例を示しており、図2に示した第1の実施形態によるインバータ装置と比べて、d軸電流偏差切替部19、q軸電流偏差切替部20、位相誤差指令演算部22および出力電圧制限検出部23がさらに設けられている点が異なっている。さらに、d軸電流指令設定部7、d軸電流制御演算部10、q軸電流制御演算部11および電圧ベクトル演算部12に替えて、d軸電流指令設定部7a、d軸電流制御演算部10a、q軸電流制御演算部11aおよび電圧ベクトル演算部12aがそれぞれ設けられている点も異なっている。
d軸電流指令設定部7aは、d軸電流指令値Id*として、0を常時出力する。
d軸電流偏差切替部19は、出力電圧制限検出部23から出力される出力電圧制限フラグV1*_lmt_flgに基づいて、d軸電流指令値Id*とd軸電流検出値Idcの差分を表すd軸電流偏差または「0」のいずれかを、d軸電流偏差信号ΔId1としてd軸電流制御演算部10aに出力する。具体的には、出力電圧制限フラグV1*_lmt_flgが「0」であれば、d軸電流偏差に応じたd軸電流偏差信号ΔId1を出力し、出力電圧制限フラグV1*_lmt_flgが「1」であれば、d軸電流偏差信号ΔId1として「0」を出力する。
q軸電流偏差切替部20は、出力電圧制限検出部23から出力される出力電圧制限フラグV1*_lmt_flgに基づいて、q軸電流指令値Iq*とq軸電流検出値Iqcの差分を表すq軸電流偏差または「0」のいずれかを、位相誤差指令演算部22に対するq軸電流偏差信号ΔIq1およびq軸電流制御演算部11aに対するq軸電流偏差信号ΔIq2としてそれぞれ出力する。具体的には、出力電圧制限フラグV1*_lmt_flgが「0」であれば、位相誤差指令演算部22に対するq軸電流偏差信号ΔIq1としては「0」を出力し、q軸電流制御演算部11aに対するq軸電流偏差信号ΔIq2としてはq軸電流偏差を出力する。一方、出力電圧制限フラグV1*_lmt_flgが「1」であれば、上記のΔIq1とΔIq2を互いに入れ替える。すなわち、位相誤差指令演算部22に対するq軸電流偏差信号ΔIq1としてはq軸電流偏差を出力し、q軸電流制御演算部11aに対するq軸電流偏差信号ΔIq2としては「0」を出力する。
d軸電流制御演算部10aは、d軸電流偏差切替部19から出力されるd軸電流偏差信号ΔId1に基づいて、第2のd軸電流指令値Id**を演算し、電圧ベクトル演算部12aへ出力する。すなわち、出力電圧制限フラグV1*_lmt_flgが「0」であり、d軸電流偏差信号ΔId1がd軸電流偏差を表す場合は、図2のd軸電流制御演算部10と同様に、d軸電流偏差に応じた第2のd軸電流指令値Id**を出力する。一方、出力電圧制限フラグV1*_lmt_flgが「1」であり、d軸電流偏差信号ΔId1が「0」である場合は、第2のd軸電流指令値Id**の演算を停止する。この場合、d軸電流制御演算部10aから出力される第2のd軸電流指令値Id**は、前回演算された値が保持される。
q軸電流制御演算部11aは、q軸電流偏差切替部20から出力されるq軸電流偏差信号ΔIq2に基づいて、第2のq軸電流指令値Iq**を演算し、電圧ベクトル演算部12aへ出力する。すなわち、出力電圧制限フラグV1*_lmt_flgが「0」であり、q軸電流偏差信号ΔIq2がq軸電流偏差を表す場合は、図2のq軸電流制御演算部11と同様に、q軸電流偏差に応じた第2のq軸電流指令値Iq**を出力する。一方、出力電圧制限フラグV1*_lmt_flgが「1」であり、q軸電流偏差信号ΔIq2が「0」である場合は、第2のq軸電流指令値Iq**の演算を停止する。この場合、q軸電流制御演算部11aから出力される第2のq軸電流指令値Iq**は、前回演算された値が保持される。
位相誤差指令演算部22は、q軸電流偏差切替部20から出力されるq軸電流偏差信号ΔIq1に基づいて、所定の比例演算および積分演算により位相誤差指令値Δθc*を演算し、電圧ベクトル演算部12aへ出力する。すなわち、出力電圧制限フラグV1*_lmt_flgが「0」であり、q軸電流偏差信号ΔIq1が「0」である場合は、位相誤差指令値Δθc*として「0」を出力する。一方、出力電圧制限フラグV1*_lmt_flgが「1」であり、q軸電流偏差信号ΔIq1がq軸電流偏差を表す場合は、q軸電流偏差に応じた軸誤差の値を位相誤差指令値Δθc*として出力する。
出力電圧制限検出部23は、補正演算部14により補正された補正後のd軸電圧指令値Vdc**と、電圧ベクトル演算部12から出力されたq軸電圧指令値Vqc*とに基づいて、電力変換器2の出力電圧値V1*を演算する。さらに、演算した出力電圧値V1*が所定の電圧制限値V1*maxに到達したか否かを判断し、到達した場合には、出力電圧値V1*を制限対象として検出する。そして、この判断結果に応じて、「0」または「1」の値を出力電圧制限フラグV1*_lmt_flgとして出力する。すなわち、出力電圧値V1*が電圧制限値V1*maxに到達していなければ、出力電圧制限フラグV1*_lmt_flgを「0」とし、出力電圧値V1*が電圧制限値V1*maxに到達していれば、出力電圧制限フラグV1*_lmt_flgを「1」とする。
電圧ベクトル演算部12aは、d軸電流制御演算部10a、q軸電流制御演算部11aからそれぞれ入力される第2のd軸電流指令値Id**および第2のq軸電流指令値Iq**と、速度演算部6からの角速度検出値ωと、位相誤差指令演算部22からの位相誤差指令値Δθc*とに基づいて、第2のd軸電圧指令値Vdc***および第2のq軸電圧指令値Vqc***を演算して出力する。具体的には、以下の式(18)を用いて、第2のd軸電圧指令値Vdc***および第2のq軸電圧指令値Vqc***を演算する。なお、式(18)において、d軸電圧指令値Vdc*およびq軸電圧指令値Vqc*は、永久磁石モータ1の各電気定数R,Ld,Lq,Keと角速度検出値ωを用いて、前述の式(3)により表すことができる。
上記の式(18)の演算により、出力電圧値V1*が電圧制限値V1*maxに到達しておらず、出力電圧制限フラグV1*_lmt_flgが「0」であるときに、電圧ベクトル演算部12aは、第2のd軸電圧指令値Vdc***および第2のq軸電圧指令値Vqc***として、第1の実施形態で説明したd軸電圧指令値Vdc*およびq軸電圧指令値Vqc*とそれぞれ同様の値を出力する。
また、出力電圧値V1*が既に電圧制限値V1*maxに到達しており、出力電圧制限フラグV1*_lmt_flgが「1」であるときに、電圧ベクトル演算部12aは、第2のd軸電圧指令値Vdc***および第2のq軸電圧指令値Vqc***として、d軸電圧指令値Vdc*とq軸電圧指令値Vqc*をq軸電流偏差に応じた位相誤差指令値Δθc*の分だけそれぞれ補正した値を出力する。これにより、軸誤差すなわち制御の基準軸と永久磁石モータ1の磁束軸との位相誤差を表す位相誤差指令値Δθc*を介して、q軸電流偏差に基づいて、q軸電流指令値Iq*とq軸電流検出値Iqcが一致するように、第2のd軸電圧指令値Vdc***および第2のq軸電圧指令値Vqc***を出力し、出力電圧値V1*を制御する。このような制御により、d軸電流指令値Id*を発生させない状態で、弱め界磁制御を実現することができる。
以上説明した本発明の第6の実施形態によれば、電力変換器2の出力電圧値V1*が所定の制限値V1*maxに到達すると、出力電圧制限検出部23により、そのときの出力電圧値V1*を制限対象として検出する。この場合に、電圧ベクトル演算部12aは、q軸電流偏差に基づいて第2のd軸電圧指令値Vdc***および第2のq軸電圧指令値Vqc***を出力することにより、弱め界磁制御を行う。このようにしたので、弱め界磁制御においても本発明を適用することができる。
なお、以上説明した本発明の第6の実施形態においても、第1~第4の各実施形態で説明したような制御方法のうち任意のものを適用することができる。また、第5の実施形態で説明したような位置センサレス制御を行うものにおいて適用してもよい。さらに、いずれか複数の制御方法を任意に組み合わせて適用してもよい。
<変形例>
以上説明した本発明の第1~第6の各実施形態では、d軸電流制御演算部10または10aと、q軸電流制御演算部11または11aとにおいて、d軸電流偏差とq軸電流偏差に基づいて第2のd軸電流指令値Id**、第2のq軸電流指令値Iq**をそれぞれ求め、これらを用いてベクトル制御演算を行うインバータ装置の例を説明した。しかし、こうした電流制御演算を行わずに、他の方法を用いてベクトル制御演算を行うインバータ装置においても、本発明を適用することができる。
以上説明した本発明の第1~第6の各実施形態では、d軸電流制御演算部10または10aと、q軸電流制御演算部11または11aとにおいて、d軸電流偏差とq軸電流偏差に基づいて第2のd軸電流指令値Id**、第2のq軸電流指令値Iq**をそれぞれ求め、これらを用いてベクトル制御演算を行うインバータ装置の例を説明した。しかし、こうした電流制御演算を行わずに、他の方法を用いてベクトル制御演算を行うインバータ装置においても、本発明を適用することができる。
たとえば、d軸電流指令値Id*(=0)とq軸電流検出値Iqcの一次遅れ信号Iqctd、角速度指令値ω*および永久磁石モータ1の電気定数を用いて、以下の式(19)によりd軸電圧指令値Vdc*およびq軸電圧指令値Vqc*を演算しても、ベクトル制御演算を実現できる。このようなベクトル制御演算を行うようなインバータ装置においても、本発明を適用することができる。
さらに、d軸電流指令値Id*およびq軸電流指令値Iq*と、d軸電流検出値Idcおよびq軸電流検出値Iqcとに基づいて、d軸電圧補正値ΔVd*およびq軸電圧補正値ΔVq*を求め、これらの電圧補正値と、d軸電流指令値Id*、q軸電流指令値Iq*、角速度検出値ωおよび永久磁石モータ1の電気定数を用いて、以下の式(20)によりd軸電圧指令値Vdc*およびq軸電圧指令値Vqc*を演算しても、ベクトル制御演算を実現できる。このようなベクトル制御演算を行うようなインバータ装置においても、本発明を適用することができる。
また、以上説明した本発明の第1~第6の各実施形態では、比較的高価な電流検出器3を用いて三相交流電流Iu,Iv,Iwを検出し、これらを用いてベクトル制御演算を行うインバータ装置の例を説明した。しかし、こうした電流検出器3を使用せずに、電力変換器2において過電流検出用に取り付けられているワンシャント抵抗に流れる直流電流を検出し、その検出結果に基づいて三相のモータ電流Iu^,Iv^,Iw^を再現してベクトル制御演算を行うようなインバータ装置においても、本発明を適用することができる。すなわち、比較的低コストなインバータ装置にも本発明を適用可能である。
<建設機械への適用>
上記の各実施形態や変形例で説明したようなインバータ装置は、モータの駆動力を利用して動作する様々なシステムにおいて適用することができる。たとえば、モータから発生される駆動力を利用してアームや走行装置を動作させるホイールローダや油圧ショベル等の建設機械において、本発明を適用したインバータ装置を用いてモータ制御を行うことができる。すなわち、建設機械は、上記の各実施形態や変形例によるインバータ装置と、このインバータ装置から出力される交流電力により駆動される永久磁石モータとを備えることができる。
上記の各実施形態や変形例で説明したようなインバータ装置は、モータの駆動力を利用して動作する様々なシステムにおいて適用することができる。たとえば、モータから発生される駆動力を利用してアームや走行装置を動作させるホイールローダや油圧ショベル等の建設機械において、本発明を適用したインバータ装置を用いてモータ制御を行うことができる。すなわち、建設機械は、上記の各実施形態や変形例によるインバータ装置と、このインバータ装置から出力される交流電力により駆動される永久磁石モータとを備えることができる。
図20は、本発明を適用したインバータ装置100を用いてモータ制御を行う建設機械の一構成例を示すブロック図である。図20に例示した建設機械は、たとえばホイールローダや油圧ショベル等であり、前述の各実施形態で説明した永久磁石モータ1および直流電源21と、インバータ装置100、操作部201、駆動制御部202、駆動部203および作業部204とを備える。
操作部201は、操作者が行った操作に応じた操作信号を駆動制御部202に出力する。駆動制御部202は、前述の上位コントローラに相当するものであり、操作部201からの操作信号に基づく指令信号をインバータ装置100に出力する。
インバータ装置100は、駆動制御部202からの指令信号に基づいて、各実施形態や変形例で説明したベクトル制御演算のいずれかを行い、直流電源21から供給される直流電力を交流電力に変換して永久磁石モータ1に出力する。永久磁石モータ1は、インバータ装置100から出力される交流電力により回転駆動されることで駆動力を発生し、その駆動力を駆動部203に伝える。
駆動部203は、永久磁石モータ1からの駆動力を用いて所定の機械動作を行う部分であり、たとえば油圧ポンプやギア機構などが該当する。作業部204は、駆動部203の機械動作に応じて所定の作業を行う部分であり、たとえば各種のアームや走行装置などが該当する。
なお、以上説明した各実施形態や変形例はあくまで一例であり、発明の特徴が損なわれない限り、本発明はこれらの内容に限定されるものではない。
次の優先権基礎出願の開示内容は引用文としてここに組み込まれる。
日本国特許出願2013年第39133号(2013年2月28日出願)
日本国特許出願2013年第39133号(2013年2月28日出願)
1 永久磁石モータ
2 電力変換器
3 電流検出器
4 電流座標変換部
5 位置検出器
6 速度演算部
7 d軸電流指令設定部
8 トルク指令設定部
9 電流指令変換演算部
10、10a d軸電流制御演算部
11、11a q軸電流制御演算部
12、12a 電圧ベクトル演算部
13、13a、13b、13c 安定化補償演算部
14 補正演算部
15 電圧座標変換部
16 位相誤差推定部
17 速度推定部
18 位相推定部
19 d軸電流偏差切替部
20 q軸電流偏差切替部
21 直流電源
22 位相誤差指令演算部
23 出力電圧制限検出部
2 電力変換器
3 電流検出器
4 電流座標変換部
5 位置検出器
6 速度演算部
7 d軸電流指令設定部
8 トルク指令設定部
9 電流指令変換演算部
10、10a d軸電流制御演算部
11、11a q軸電流制御演算部
12、12a 電圧ベクトル演算部
13、13a、13b、13c 安定化補償演算部
14 補正演算部
15 電圧座標変換部
16 位相誤差推定部
17 速度推定部
18 位相推定部
19 d軸電流偏差切替部
20 q軸電流偏差切替部
21 直流電源
22 位相誤差指令演算部
23 出力電圧制限検出部
Claims (11)
- 永久磁石モータを制御するためのインバータ装置であって、
電圧指令を出力する電圧ベクトル演算部と、
前記永久磁石モータの回転周波数成分に対する電流制御のゲインを低下させるための補正量を演算する安定化補償演算部と、
前記安定化補償演算部により演算された補正量に基づいて、前記電圧ベクトル演算部から出力された電圧指令を補正する補正演算部と、
前記補正演算部により補正された電圧指令に基づいて、直流電力を交流電力に変換し、前記交流電力を前記永久磁石モータへ出力する電力変換部と、を備えるインバータ装置。 - 請求項1に記載のインバータ装置において、
前記電圧指令は、d軸電圧指令およびq軸電圧指令を含み、
前記補正演算部は、前記d軸電圧指令を補正し、
前記電力変換部は、前記補正演算部により補正されたd軸電圧指令と、前記電圧ベクトル演算部から出力されたq軸電圧指令とに基づいて、直流電力を交流電力に変換するインバータ装置。 - 請求項2に記載のインバータ装置において、
前記安定化補償演算部は、前記q軸電圧指令を入力とし、前記永久磁石モータに流れるq軸電流を出力とする制御系の閉ループ伝達関数における二次遅れ要素の減衰係数が所定の値以上となるように、前記補正量を演算するインバータ装置。 - 請求項3に記載のインバータ装置において、
前記永久磁石モータに流れるd軸電流およびq軸電流を検出し、d軸電流検出値およびq軸電流検出値を出力する電流検出部をさらに備え、
前記安定化補償演算部は、前記d軸電流に対するd軸電流指令値と前記d軸電流検出値との差分を表すd軸電流偏差、または前記q軸電流に対するq軸電流指令値と前記q軸電流検出値との差分を表すq軸電流偏差と、予め設定された所定の補償減衰係数と、前記q軸電圧指令とに基づいて、前記補正量を演算するインバータ装置。 - 請求項4に記載のインバータ装置において、
前記安定化補償演算部は、前記補償減衰係数に応じた微分ゲインを用いて、前記d軸電流偏差または前記q軸電流偏差に応じた位相補償信号を求め、前記位相補償信号と、前記q軸電圧指令とに基づいて、前記補正量を演算するインバータ装置。 - 請求項5に記載のインバータ装置において、
前記安定化補償演算部は、前記d軸電流指令値、前記q軸電流指令値、前記d軸電流検出値または前記q軸電流検出値に基づいて、前記微分ゲインを変化させるインバータ装置。 - 請求項5または6に記載のインバータ装置において、
前記安定化補償演算部は、前記永久磁石モータの回転方向に応じて、前記補正量の正負極性を変化させるインバータ装置。 - 請求項5乃至7のいずれか一項に記載のインバータ装置において、
前記永久磁石モータの位相推定値に対する位相誤差を推定する位相誤差推定部と、
前記位相誤差推定部により推定された位相誤差に基づいて、前記永久磁石モータの回転速度を推定する速度推定部と、
前記速度推定部により推定された回転速度に基づいて、前記位相推定値を演算する位相推定部と、をさらに備えるインバータ装置。 - 請求項5乃至7のいずれか一項に記載のインバータ装置において、
前記電力変換部の出力電圧が所定の制限値に到達すると、前記出力電圧を制限対象として検出する出力電圧制限検出部をさらに備え、
前記電圧ベクトル演算部は、前記出力電圧制限検出部により前記出力電圧が制限対象として検出された場合に、前記q軸電流偏差に基づいて前記d軸電圧指令および前記q軸電圧指令を出力することにより、弱め界磁制御を行うインバータ装置。 - 請求項1乃至5のいずれか一項に記載のインバータ装置と、
前記インバータ装置から出力される交流電力により駆動される永久磁石モータと、を備える建設機械。 - 永久磁石モータを制御するための電動機制御方法であって、
電圧指令を出力し、
前記永久磁石モータの回転周波数成分に対する電流制御のゲインを低下させるための補正量を演算し、
前記補正量に基づいて、前記電圧指令を補正し、
前記補正された電圧指令に基づいて、電力変換部により直流電力を交流電力に変換し、
前記交流電力を前記電力変換部から前記永久磁石モータへ出力する電動機制御方法。
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