推力特性の算出結果とその考察

本節では，ベクトル制御時における PMLSMの推力－位置特性をシミュレ ーションし，実測値との比較により，巻線相互の非対称性やインダクタンス 高調波成分が推力特性算出におよぼす影響について考察する．ここで，推力

－位置特性とは，各位置で可動子を固定した状態で，ベクトル制御によって 一定の推力を発生するように dq軸の電流を制御（d 軸電流指令id* = 0，q軸 電流指令 iq* = 一定）したときにおける各位置に対する推力の特性（定常時の 静推力特性）である．

図 4.13 は推力－位置特性を算出するためのシミュレーションに用いたブ ロック線図である．ベクトル制御のアルゴリズムが実装されたコントローラ

部と PMLSMの電圧方程式と推力式が記述されている数式モデル部とに分け

ることができる．数式モデル部では，三相電圧指令値（vab*，vbc*，vca*）が

PMLSM に印加されたときの各相の電機子電流（ia，ib，ic）と発生推力 Fmを

出力する．コントローラ部では，各相の電機子電流（ia，ib，ic）と位置reを フィードバックし，所定の推力 Fm*を発生させる電流指令値 iq*（id*= 0）を 生成して，これに dq 軸電流（id，iq）が追従するようにdq 軸電圧指令値（vd*， vq*）を生成し，これによる三相電圧指令値（vab*，vbc*，vca*）をPMLSMへ 出力する．

図 4.13 PMLSMのベクトル制御系のブロック線図

PI dq

3

v_ab* v_bc* v_ca* v_d*

電圧方程式 (4.15)式

推力式 (4.36)式 F_m*

F_m

_re i_a

i_b i_c

数式モデル部

PI ^vq*

i_d i_q

1/k_t

コントローラ部

k_t：推力定数 i_q* i_d*= 0

dq 3

また，図4.14は，ベクトル制御時における推力－位置特性を測定するため の試験回路構成図である．この試験では，電源に定格出力12kVA の三相線形 リニアアンプ（NF回路設計ブロック製 精密電力増幅器 8485），電圧，電流，

電力の測定にデジタルパワーメータ（横河電機製 2531），推力の測定にロー ドセル（共和電業製 LU-SB34 型荷重変換器），制御コントローラには，DSP

（Mywayプラス製 PE-Expert），電流および推力波形の測定にアナライジング

レコーダ（横河電機製 AR1100）を使用している．DSP内には，図 4.13のコ ントローラと同一のベクトル制御プログラムを実装している．電流制御周期 は100sである．

図 4.15 は，図 4.13 のシミュレーションで算出した推力－位置特性の計算 値と図 4.14 の回路で測定した推力－位置特性の実測値を比較したものであ る．実測値においては，60°の倍数（0°，60°，120°，180°）の位置付近 で，推力がやや低下しているが，そこを無視すれば，インダクタンス高調波 による推力リプルをよく模擬できていることが確認される．60°の倍数の位 置付近で推力が低下しているのは，供試 PMLSMにおいては，電圧を印加し ない状態においても 60°の倍数の位置付近でコギングが発生していたため，

この影響により推力が低下したものだと考えられる．

図4.14 ベクトル制御時における推力－位置特性測定回路構成図

図4.15 推力－位置特性の実測波形とシミュレーション波形の比較

図4.16 インダクタンス高調波を考慮した場合と考慮しない場合の

推力－位置特性の比較

また，図 4.16は，インダクタンス高調波を考慮（k = 0～4までの定数を使 用）した場合と基本波分のみ（k = 0～1までの定数を使用）の場合の推力－

位置特性の比較である．これより，基本波分のみの場合は，推力リプルがほ とんど現れていないことが確認される．したがって，巻線相互の非対称性よ りもインダクタンスの高調波成分の方が推力－位置特性における推力リプル に大きく影響することがわかる．このため，推力リプルを含めて高精度な特 性算出を行うためには，インダクタンス高調波を考慮することが必要である と考えられる．

0 30 60 90 120 150 180

0 50 100

推力Fm [N]

可動子位置_re [°]

実線：計算値 プロット：実測値

0 30 60 90 120 150 180

48 49 50 51 52

推力Fm [N]

可動子位置_re [°]

実線：高調波考慮（k = 0～4） 破線：基本波分のみ（k = 0～1）