実機評価の概要

前節までに導出した全節巻 SRM の鉄心磁束波形制御法について実機検証を行う．実 機検証は，第3章第2節第2項で用いた全節巻SRMの試作機，駆動回路，および評価 環境を用いた．本節における実機評価は，全節巻SRMにおける鉄心の磁束量，および 駆動効率の評価を追加している．全節巻SRMにおける鉄心磁束量の測定方法について 説明する．磁束の測定は，サーチコイルを試作機に設置して行う．図4-42にサーチコ イル設定の概略図を示す．本サーチコイルにより鉄心磁束ab，bc，caについて測定す る．各鉄心磁束は，全節巻SRMステータ磁極の内径側表面部分に対してサーチコイル を巻回することにより測定する．表 4-4 にサーチコイルの仕様を示す．SRM の発熱を 考慮して，サーチコイルの耐熱温度は170℃のものを用いた．またサーチコイルの巻数 は，駆動時の磁束変化を想定して，測定に十分な電圧が生じるように2ターンとした．

全節巻SRMのステータに配置したサーチコイルに発生する電圧は，以下の式で表すこ とができる．

dt t N d t

V ( )

)

( _{ } 

(4-27) ここで，V(t) はサーチコイルに発生する電圧を表す．Nはサーチコイルの巻数を表す．

(t) はサーチコイルに鎖交する磁束量を表す．このサーチコイルに発生する電圧 V(t)

から次式によってサーチコイルに鎖交する磁束(t)が求められる．

dt t N V

t ^{)   1}  ^{( )}

 (

_(4-28)

サーチコイルに発生する電圧波形の計測は，横河電機株式会社製のオシロスコープ

DLM4000を使用した．オシロスコープ上にサーチコイルの電圧，全節巻SRMの駆動

電流とレゾルバからの回転子位置信号を同時に取り込み，全節巻SRMの回転子位置に 対する電流波形，および鉄心磁束波形を評価した．

次に全節巻SRMにおける駆動効率の評価方法について説明する．図4-43にSRMに おける駆動効率評価システムの概略を示す．駆動効率評価は，第3章第 2節第 2項で 用いた全節巻SRMの試作機，駆動回路，および評価環境に加えて，電力を測定するた め横河電機株式会社製のパワーメータWT-1600を使用した．パワーメータを用いて全

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節巻SRM試作機の各相の電圧 va,vb,vc，電流 ia,ib,ic，および機械出力としてトルクメー タからのトルクTと高速ダイナモ評価装置からの回転速度N測定する．全節巻SRMへ の入力電力Pa,Pb,Pcは，相電圧va,vb,vcと相電流ia,ib,icの実効値から以下の式により算出 する．

a a

a

v i

P 

(4-29)

b b

b

v i

P 

(4-30)

c c

c

v i

P 

(4-31)

全節巻SRMの入力電力Pinは，各相巻線の入力電力Pa,Pb,Pcの総和により求められる．

c b a

in

P P P

P   

(4-32)

また，全節巻SRMの機械出力Pout [W]は，トルクT [Nm]と回転速度N [rpm]の積で 求められる．

2 60

out

P   NT

(4-33)

モータ損失は，銅損と鉄損について評価する．銅損Wcuは以下の式により求める．

2 2

2

c c b b a a

cu

R i R i R i

W      

(4-34)

式(4-34)において，巻線抵抗Ra,Rb,Rcは，全節巻SRM試作機の各相端子間の抵抗実測値 を適用する．巻線抵抗の実測には日置電機株式会社製ミリオームハイテスタ3540を使 用した．表4-5に全節巻SRM試作機の巻線抵抗実測値を示す．表4-5の巻線抵抗に対 して，測定した各相の相電流 ia,ib,icの実効値から式(4-34)により銅損を求める．また，

鉄損WFeは直接測定することができない．そのため，以下の式により算出する．

m cu out in

Fe

P P W W

W    

(4-35)

ここで，Wmは機械損である．機械損Wmは全節巻SRMを無負荷状態でダイナモベンチ 側から一定回転速度Nで駆動させて，その時の負荷トルクTlossを測定することにより求 める．各回転速度における機械損Wmは以下の式により求める．

2 60

m

NT

loss

W  

_(4-36)

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図4-44に各回転速度N における全節巻SRMの機械損Wmの測定結果を示す．以上の 測定値から，全節巻SRMの駆動効率SRMは式(4-37)により求める．

in m out

SRM

P

W P 

 

(4-37)

4.6.2 鉄心磁束波形の実測結果

図4-45に駆動条件10 Nm, 2000rpmの時のヒステリシス制御法における相電流の実 測波形を示す．ヒステリシス制御法における励磁開始角，および励磁終了角は図 4-36 のシミュレーション結果と同一条件としている．励磁開始角は理想励磁開始角に対して 20 deg.早めた．励磁幅は220 deg.とした．この時の実測平均トルクは，10.0 Nmであ った．相電流実効値の実測値は21.6 Armsであった．図4-46に駆動条件20 Nm, 2000 rpm におけるヒステリシス制御法による駆動時の鉄心磁束波形の実測結果を示す．鉄 心磁束の実測波形は，図4-37のシミュレーション結果と同様の傾向を示しており，矩 形波状の相電流に対して三角波状の磁束波形となっている．図4-47に駆動条件10 Nm,

2000 rpmの時の磁束波形制御における相電流の実測波形を示す．磁束波形制御におけ

る励磁開始角，励磁幅，および鉄心電圧成分の振幅Vab,Vbc,Vcaは，図4-38におけるシ ミュレーション結果と同一条件としている．励磁開始角は，ヒステリシス制御法におけ る理想励磁角に対して 90 deg.早めている．励磁幅は 230 deg.とした．鉄心電圧成分 Vab,Vbc,Vcaの振幅は214 Vとした．この時の実測平均トルクは，10.1 Nmであった．

相電流実効値の実測値は27.7 Arms であった．磁束波形制御法における相電流は，鉄 心磁束の急峻な変化を抑制するため，ヒステリシス制御法による相電流波形に比べて滑 らかな電流波形となる特徴を有する．これにともない，相電流の印加区間が拡がるため 発生トルクあたりの相電流量が増加する．相電流の印加区間は，図4-45 のヒステリシ ス制御法においては約240 deg.であるのに対して，図4-47の磁束波形制御法において は約320 deg.である．図4-48に駆動条件10 Nm, 2000 rpmにおける磁束波形制御法に よる駆動時の鉄心磁束波形の実測結果を示す．鉄心磁束の実測波形は，図4-40のシミ ュレーション結果と同様の傾向を示しており，正弦波状の磁束波形となっている．図 4-49 にヒステリシス制御法と磁束波形制御法における鉄心磁束実測値の周波数分析結

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果と各周波数次数成分の低減率を示す．鉄心磁束の周波数成分の低減率は，図 4-41の 結果と同様のプロセスによりプロットした．ヒステリシス制御法による鉄心磁束は，2 次以上の高次の磁束成分を有することが確認できる．一方，磁束波形制御法による鉄心 磁束は，ヒステリシス制御法の鉄心磁束の周波数成分に対して，すべての次数成分にお いて相対的に低く，電気角3次以降において60 %以上低減できている．

4.6.3 磁束波形制御による効率評価結果

前項において，磁束波形制御法による鉄心磁束の高調波成分を低減できることを述べ た．本項では，第4 章第6 節第1 項で述べた評価手順により磁束波形制御法による全 節巻SRMの効率評価を行う．駆動条件は前項と同様，10 Nm, 2000 rpmで行う．表 4-6に駆動条件10 Nm, 2000 rpmにおけるヒステリシス制御法と磁束波形制御法によ る駆動効率の実測結果を示す．鉄損実測値は，ヒステリシス制御法が588.0 Wに対し て，磁束波形制御法は117.3 Wと約80 % 低減することが確認できた．図4-49に示す ように本制御法により鉄心磁束の高調波成分を抑制できたことが要因である．銅損実測 値は，表4-6に示すようにヒステリシス制御法が103.0 Wに対して，磁束波形制御法

は170.2 Wと約65 %増加することが確認できた．これは全項でも述べたように，磁束

波形制御法における相電流は，鉄心磁束の急峻な変化を抑制するため，ヒステリシス制 御法による相電流波形に比べて滑らかな電流波形となる特徴を有する．これにともない，

相電流の印加区間が拡がるため発生トルクあたりの相電流量が増加するためである．駆

動条件10 Nm, 2000 rpmでは，モータ損失のうち鉄損が占める割合が多い．そのため

本制御法による鉄損低減効果が大きく，効率が向上する．実測効率は，磁束波形制御法 により12.8ポイント向上することを確認した．図4-50に発生トルクを10 Nm一定値 とした時の各回転速度における実測効率比較結果を示す．回転速度条件は，JC08モー ドにおける駆動点である6000 rpmまでとした．各回転速度条件ともに磁束波形制御法 による効率向上効果を確認した．図4-51に発生トルクを10 Nm一定値とした時の各回 転速度における実測銅損比較結果を示す．表4-6の実測比較と同様，各回転速度条件と もに銅損が増加することが確認できる．図4-52に発生トルク10 Nm一定時の各回転速 度における実測鉄損比較結果を示す．各回転速度条件ともに鉄損の低減効果を確認した．

磁束波形制御法による各損失は，各回転速度条件ともに銅損は概ね50 W程度増加する

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が，鉄損を500 W程度低減できることがわかる．すなわち，磁束波形制御法により総 合損失を低減することができるため，駆動効率が向上する．図4-53 に全節巻 SRMを ヒステリシス制御法で駆動した時の効率マップを示す．最高効率は，駆動条件70 Nm, 3000 rpmにおける89.1 %であった．また，効率85 %を超える駆動点は30 Nm以上の 領域となっていることが確認できる．図4-54 に全節巻 SRMにおいてヒステリシス制 御法と磁束波形制御法を併用した時の効率マップを示す．磁束波形制御により，最高効 率は駆動条件50 Nm, 2500 rpmにおける90.8 %となり，最高効率は1.7ポイント向上 した．また，効率85 %を超える駆動点は，30 Nm以下の領域まで拡張することができ ており，実用駆動領域である0 Nmから50 Nmの軽負荷トルク，かつ6000 rpm以下 の駆動領域における効率向上効果を確認した．以上より，全節巻SRMをEV駆動用モ ータに適用するにあたって課題であった実用駆動領域における効率向上について，鉄心 磁束の高調波成分の低減により改善可能であることを実機にて確認した．

Table.4-4 Search coil specifications

Item Specification

Wire diameter [mm] 0.2

Heatproof temperature [℃] 170

Number of turns [turn] 2

Fig.4-42 Search coil installation overviews (Stator)

ドキュメント内 全節巻スイッチトリラクタンスモータの高性能化に 関する研究 (ページ 125-139)