電気学会論文誌●（●●●●●●●部門誌）
IEEJ Transactions on ●●●●●●●●●●●●●●●
Vol.●● No.● pp.●-●●
DOI: ●.●●/ieejeiss.●●.●

消さないでください

論文誌テンプレート Ver.2013.06.18
論文

コンプレッサ駆動用モータの低振動停止法
学生員

塩井

太介＊

学生員

熊谷

崇宏＊

正

日下 佳祐＊

上級会員

伊東

淳一＊a)

員

Low vibration stopping method for the compressor driving motor
Taisuke Shioi＊, Student member , Takahiro Kumagai＊, Student member,
Keisuke Kusaka＊, Member, Jun-ichi Itoh＊a), Senior member（20XX 年●月●日受付，20XX 年●月●日再受付）

This paper proposes a low vibration stopping method by switching the free-run mode and the short-circuit braking mode for
a compressor. The vibration is generated by the bounce of the rotor caused by the load torque fluctuations. The proposed method
suppresses the bounce of the motor by stopping the motor during the suction process, which does not generate the large torque.
In order to stop the motor during the suction process, the proposed method switches form the free-run mode to the short-circuit
braking mode at Top Dead Center, which is starting point of the suction process. Furthermore, the inrush current during theshort-circuit braking mode is suppressed by a hysteresis current controller. The vibration is evaluated under four pressure
conditions with the conventional method and the proposed method. As the result, the proposed method achieved more than
50% reduction of the amplitude of the vibration at all four pressure conditions. Notably, the proposed method reduced theamplitude of the vibration by 71% under the high-pressure condition.
キーワード：永久磁石同期モータ，コンプレッサ，短絡制動，停止時振動

Keywords：PMSM, Compressor, Short-circuit braking, Vibration at stop

1.

ため，複雑な演算ができないなどの制約がある。

はじめにコンプレッサを駆動する際，消費電力削減のために軽負近年，埋め込み磁石同期モータ(IPMSM)は小型・高効率と荷領域ではモータが頻繁に起動・停止を繰り返す。そのたいった特徴を有することからエアコンや冷蔵庫などの家電

め，静音化のためには，(i)起動，(ⅱ)定常運転，(ⅲ)停止の三

製品に幅広く使用されている(1)~(6)。エアコンや冷蔵庫などのつの動作において，振動の低減が求められる。これまで，(i)家電製品では，生活環境に影響を与えないように，静音・低起動時や(ⅱ)定常運転時における振動を低減する研究は数多振動であることが求められる。これらの家電製品には，いずく行われている(8)-(16)が，(ⅲ)停止時の振動に着目した研究はれも冷媒を圧縮するためにコンプレッサが内部に組み込ま

比較的少ない。起動時は吸引口と排出口の圧力が平衡状態れており，モータを用いてコンプレッサを駆動することでであり負荷トルクの変動が小さいため，起動トルクを大き

熱交換を行う。この熱交換は，吸引，圧縮，排出の 3 工程をくすることで負荷トルクによる振動を低減できる。しかし，繰り返すことで行われるが，これらの繰り返し動作により負荷トルクの変動が大きい停止時には，起動時と同様の制

周期的な負荷トルクの変動が生じる(7)。加えて，熱交換に伴御法を適用することはできない。

い内部が高温・高圧の過酷な環境になるため，内部のモータ(ⅱi)停止時には，インバータ側の全スイッチをオフにするに速度センサや位置センサを取り付けられない。また，製品ことで印加電圧を遮断し，フリーラン状態で負荷トルクにコストの観点から制御用マイコンの処理能力が制限される

よって減速・停止させる手法が比較的多く用いられている。
フリーラン停止時には，圧縮・排出工程の過大な負荷トルクa)Correspondence to: Jun-ichi Itoh. E-mail: itoh@vos.nagaokaut.ac.jp＊
長岡技術科学大学〒940-2188 新潟県長岡市上富岡町 1603-1
Nagaoka University of Technology
1603-1, Kamitomioka-machi, Nagaoka, Niigata, Japan 940-2188© 200● The Institute of Electrical Engineers of Japan.

によって，ロータの跳ね返りが生じ振動が発生する。文献[17]では，フリーラン切り替え時の磁極位置を一定に制御することで，振動を低減している。この手法では切り替え位置

1コンプレッサ駆動用モータの低振動停止法（塩井太介，他）を変化させた際の停止時振動の特性を事前に取得し，振動< Top death center >< Bottom death center >Cylinder block

サのトルク特性が変化した場合には適切な切り替え位置が変化するため，内部の圧力条件や運転時の回転速度が変化した際には十分な低減効果が得られない。

Cylinder block

が小さくなる切り替え位置を決定する。しかし，コンプレッ
PistonCon-rod

Pi ston

本論文では運転時の回転速度やコンプレッサの圧力によ
Con-rod

らず停止時振動を低減可能な停止法を提案する。提案法でCrank shaft

Crank shaft

は，フリーランにより一定の速度まで減速させた後に短絡制動に切り替え停止するため，運転時の回転速度による影Count er weight

Count er weightFig.1. Schematic drawings of compressor.

響を受けない。また，負荷トルクの小さい吸引工程中に停止することで，圧力条件によらず停止時振動を低減できる。

1.04: T [p.u.]
TorqueT [N･m]

本論文の構成は以下の通りである。はじめに，フリーラン
でモータを停止させた際に生じる振動を測定し，停止時の振動は負荷トルクによるロータの跳ね返りによって発生することを示す。次に，停止時に発生する振動を低減するために，提案するフリーランおよび短絡制動を組み合わせた低振動停止法の原理を説明する。提案法はフリーランによりcompression

1.6
0.4
0.8
0.2

00

Bottom dead center,
BDC(180 deg)
0deg（上死点）

Top dead center,TDC(0 deg) 178.5deg（下死点）
30

60

90
90

150
180
210
240
Crank180
Angle [deg]Crank angle [deg]120

え連続的な制動トルクを発生させることで，跳ね返りの原

270 300

270

330

360
360

330

360
360

(a) Pressure characteristics of compressor.

因となる負荷トルクリプルを抑制する。最後に，提案する停1.04

止法を用いることで従来使用されるフリーラン停止時と比: T [p.u.]
TorqueT [N･m]較して，停止時の振動を最大で 71%低減できることを確認したので報告する。

2.

ejection

2.4
0.6

-0.8
-0.2
00

一定速度まで減速した後に，吸引工程で短絡制動に切り替

suction

3.2
0.8

供試モータと振動評価環境の構成

図 1 に本論文で対象とするレシプロ型コンプレッサの概

2.4
0.6
1.6
0.4
0.8
0.2

00

-0.8
-0.2
00

略図を示す。レシプロ型コンプレッサは，ロータに直結したピストンが往復運動を繰り返すことで，冷媒の吸引，圧縮とPh吸入0.05,吐出0.4= 0.4, Pl = 0.05 MPa
Ph吸入0.10,吐出0.4= 0.4, Pl = 0.1 MPa
Ph吸入0.05,吐出0.8= 0.8, Pl = 0.05 MPa
吸入0.10,吐出0.8
Ph = 0.8, Pl = 0.1 MPa

3.2
0.8

Bottom dead center,
BDC(180 deg)
0deg（上死点）

Top dead center,TDC(0 deg) 178.5deg（下死点）
30

60

90
90

150
180
210
240
Crank180
Angle [deg]Crank angle [deg]120

270 300

270(b) Pressure characteristics in each pressure conditions.
Fig.2. Pressure characteristics of compressor.

排出を繰り返す。ここで，本論文では排出から吸引に切り替
わる点を上死点(Top Dead Center: TDC)，吸引から圧縮に切り替わる点を下死点(Bottom Dead Center: BDC)と呼ぶ。また，

Table 1. Experimental conditions.

本論文では，TDC を機械角 0deg，BDC を機械角 180deg とParameter
Rating rotation speed
Rating torque
Polar logarithmicWinding resistanced-axis inductace
q-axis inductace
DC-link voltage
Switching frequency
Dead time定義する。
図 2 にコンプレッサのトルク特性を示す。ここで，Ph は吐出側の圧力，Pl は吸引側の圧力である。図 2(a)より，コンプレッサは吸引工程ではほとんどトルクが発生せず，圧縮，排出工程で大きなトルクが発生するため，トルクが周期的に変動する(7)。また，図 2(b)より，コンプレッサは内部の圧力状態によってトルク特性が大きく変化する。
表 1 に実験に使用するモータのパラメータおよび実験条

Symbol

wn
Tn
P
R
Ld
Lq
Vdc
fsw
Td

Value
80 rps
0.237 N・m
3
6.2 W
76.3 mH
136 mH
280 V
16 kHz0.5 ms件を示す。なお，モータ振動はコンプレッサに取り付けた加3.

速度センサ(小野測器，NP-3120)とプリアンプ(小野測器，M3111)により測定する。図 2 に示す負荷トルク特性はコンプ

フリーランによる停止と停止時振動の分析

図 3 にモータ停止時の線間電圧(速度起電力)波形および加レッサ内部の圧力条件によって変化するため，試験条件を

速度センサ出力波形を示す。フリーランでは，インバータの同一にするにはコンプレッサ内部の圧力条件をそろえる必

出力電圧がゼロとなるため，線間電圧に速度起電力が直接要がある。本実験では，まずコンプレッサ圧力が一定になる現れる。図 3 より線間電圧振幅は徐々に減少しゼロになっまでコンプレッサ駆動用モータを運転する。その後，各種停た後，相順が反転している。線間電圧振幅がゼロになる点で止法を用いてモータを停止した際に発生する振動を比較す

は回転速度がゼロであり，相順が反転している区間ではモる。なお，コンプレッサの圧力条件および回転速度は家庭用

ータは逆回転していることを示しており，負荷トルクによの冷蔵庫の運転特性を参考に決定している。
2

IEEJ Trans. ●●, Vol.●●, No.●, ●●●コンプレッサ駆動用モータの低振動停止法（塩井太介，他）

り押し返されて，逆転していることが予想される。この現象

Gate offを本論文では「跳ね返り」と呼ぶ。また，加速度センサ出力
より，(i)減速時と(ii)跳ね返り後に振動が発生しており，特に跳ね返りの直後に大きな振動が発生している。以上の結果(i)Vibration by
speed ripple

より，フリーラン停止時には，負荷トルクにより徐々に減速(ii)Vibration
by rebound

した後に数回跳ね返りが生じ，完全に停止する。
図 4 にフリーラン停止時の回転速度および加速度センサ

200 ms/div
Acceleration sensor output(10 m/s2)

出力波形を示す。ここで，本検討に用いたモータには速度セ(a) Line voltage and acceleration sensor output at stop.

ンサを取り付けられないため，図 2 に示した線間電圧波形

UV line voltage(100V/div)
WU line voltage(100V/div)の周波数から回転速度を推定している。図 4 より，フリーラ
ン停止時の回転速度は周期的に変化している。ここで，回転Rebound point

速度wと負荷トルク TL の関係は(1)式で求められる。
w = w0 +VW line voltage(100V/div)

1(Tout - TL ) ......................................................... (1)Js

20 ms/div

ここで，w0 は回転速度の初期値，out はモータの出力トルク，(b) Enlarged waveform at rebound point.
Fig.3. Line voltage waveform and acceleration sensor output.

J は慣性モーメント，s はラプラス演算子である。(1)式よりフリーラン停止時にはモータの出力トルクはゼロになるた

Acceleration sensor
Rotation speed [rps]output [m/s2]

め，回転速度は負荷トルクにより変化する。そのため，図 4の回転速度の周期的な変化は図 2 に示した負荷トルク特性に依存している。また，図 4 に示す加速度センサ出力波形より跳ね返りが生じた後に大きな振動が発生している。
以上の結果より，停止時には負荷トルクに起因したロー
タの跳ね返りによって振動が発生する。そのため，ロータの跳ね返りを抑制することで停止時振動を低減できる。しかし，負荷トルクにより停止するフリーランではロータの跳ね返りを完全に抑制することはできない。本論文では，負荷トルクを用いずにモータの制動トルクにより停止すること
で，コンプレッサの圧力条件や運転時の回転速度によらずGate off

0.2
0.2

0.4
0.4

0.6

[s]1
0.8 Time [s]
0.8

0.2
0.2

0.4

0.6

0.8
0.8

10

0
0
-10
-10

1
1.0
Time
Time [s]
[s]

-20
-20

(a) Rotation speed and acceleration sensor output at stop.
Acceleration sensor
output [m/s2] Rotation speed [rps]

振動を低減可能な停止法を提案する。

4.

50
40
30
20
10
0
0
-10 0
20

停止時振動を低減する停止法

本論文では振動の原因となるロータの跳ね返りを抑制するために，フリーランと短絡制動を組み合わせた低振動停

50
50
40
40
30
30

20
20

10
10
00

0.3
-10 0.3-102020止法を提案する。提案法では，フリーランにより減速させた
後に，吸引動作が始まる上死点で短絡制動に切り替え吸引
動作中にモータを停止することで，負荷トルクによる跳ね

10
10

00
0.3
-10
-10

返りを抑制する。
図 5 に短絡制動時の回路動作を示す(18)。図 5 に示すよう

Time
Time [s]0.40.4(i) Vibration by
speed ripple
0.4
0.4

0.6

(ii) Vibration by
rebound
0.5
0.5

0.6
0.6

Time
Time [s]
[s]

-20
-20

に，短絡制動ではインバータの出力電圧をゼロにし，モータ

0.5
0.5

の出力端を短絡させる。そして，モータと負荷が持つエネル(b) Enlarged rotation speed at rebound point.
Fig.4. Rotation speed and acceleration sensor output by free-run.

ギーを巻線抵抗で熱に変えることでモータを停止させる。

ングで制動トルクを発生させる必要がある。そのため，モー

この時，モータ巻線には速度起電力に依存した大きな電流

タを減速させながら回転速度と上死点を推定する必要があが流れるため，過電流トリップが発生したり，モータ焼損やる。提案法では，フリーランにより減速させることで，速度不可逆減磁を招く恐れがある(19)。そのため，停止動作に起因起電力から回転速度と上死点の推定を行う。その後，短絡制する過電流によって，モータ損傷や不可逆減磁が発生しな動により停止する。以下に，提案法における回転速度推定

いよう，モータ電流を制御する必要がある。本論文では電流法，上死点の推定方法および制御ブロック図を示す。

振幅を制御するために，ゲート遮断と短絡制動を組み合わ<4.1> 制御ブロック図

せた電流制御法を適用する。

図 6 に提案法の制御ブロック図を示す。本制御は定常運転のための V/f 制御を用いたデュー

吸引動作中にモータを停止させるには，(i)回転速度を閾値

ティ比決定部と停止動作のための速度推定部，電流制御部，以下まで減速し，(ii)ロータ位置が上死点に一致したタイミ
3

IEEJ Trans. ●●, Vol.●●, No.●, ●●●コンプレッサ駆動用モータの低振動停止法（塩井太介，他）

動作モード選択部およびスイッチングパターン選択部で構
成される。

Sup

Swp

Svp

図 7 に提案する停止法のフローチャートを示す。提案法
では，はじめに”Flg_stop”を 1 にすることでインバータの全

VDC

M

スイッチをオフにし，V/f 制御による運転状態からフリーランに移行する。次に，フリーラン減速時の速度起電力から回

Sun

Svn

Swn

転速度および上死点を推定する。そして，回転速度が閾値wth
以下かつ上死点になったタイミングで，”Flg_hysterisis”を 1

Fig.5. Circuit operation of short brake.

にし，ヒステリシス電流制御に移行する。電流ベクトルの大V/f control withstabilization control

きさ i が上側閾値 ith_upper を上回る場合にはゲート遮断に切り替え，下側閾値 ith_under を下回る場合には短絡制動へ切り

vg*= 0

替えることで，電流ベクトルの大きさを制御する。
<4.2> 回転速度推定法

vu*

wre*

一般的なセンサレスベクトル制

Vf

御では，オブザーバや適応制御を用いて推定した誘起電圧+

より回転速度を求める(20)(21)。しかし，これらの方式では誘iu

起電圧が小さくなる低速域において，推定精度が悪化する。

iv

しかし，提案制御では，はじめにモータをフリーランさせる

iw(2)式より，インバータの出力電圧から電気角を求められi

ix2 + y 2

i

+
-

Sv p

Sun

Sv n
Swp
Swn

Current Flg_shortcontroler
Flg_hysteresis
Flg_stop

Fig.6. Control brock with V/f control and motor stop control.
STARTが得られる。
FLG_STOP = 1
YESCalculating r，wr，ar

本制御では，コンプレッサの負荷トルクの周期性に着目し，モータの加速度および位相情報より吐出工程から吸引工程への切り替わりである上死点

ar

NO

NO

ar_maxYES

ar_ ma xarr - r_ ma x2pを推定する。図 4 に示すように，フリーラン減速時の回転速

r_ ma x

度は負荷トルクが小さい吸引工程中にはほとんど変化せず，負荷トルクの大きくなる圧縮・排出工程でのみ急激に減

r
NO
NO

wr wth速する。そのため，モータの加速度からおおよその機械角を

YES
0.1
YES

-0.1 r

推定することが可能である。

FLG_hysterisis

図 8 に提案法における回転速度および加速度推定部のブロック図を示す。本制御では，(2)式により算出した位相に疑iNO(ii) deceleration mode

1

NO

ith_uppe r
YES

似微分を適用することで回転速度を推定している。図 8 よiith_unde r

り加速度を求めるために位相に対して 2 回微分を行うため，高周波のノイズ成分の影響により推定精度が低下する可能i性がある。そのため，高周波成分の影響を除去するために，

END

加速度の推定には定格回転速度以下で微分特性を持ち，そ0.1

FLG_short0

FLG_short

1

NO
YES
NO
YES

(iii) stoppi ng mode

Fig.7. Flowchart of proposed method.

れ以上の周波数では遮断特性を持つフィルタを使用する。

vu

図 9 にフリーラン減速時の位相，回転速度および加速度vvを示す。本制御では，(2)式により推定した位相情報から回転vw

速度および加速度を算出する。そして，加速度が最大となった後に位相がゼロになる点を上死点とする。
<4.4> 電流制御法

Su p

Kdamp

る。そして，(2)式で求めた電気角を微分することで回転速度<4.3> 上死点の推定方法

+
-

id

vu
Speed & rvv
mode
Acceleration wraselectorvw
estimator r

 v 
 v 


Switchingpattern selector+-

Carrier

3f/dq

3f/2f

 r = tan -1  -   .................................................................. (2)

vw*



1/s

-

ためモータの線間電圧より誘起電圧を直接求めることができる。よって，モータの電気角r は(2)式で求められる。

vv*

dq/3f

vd*

PWM
generatorv
3f/ v

-1

*
/

tan-1

r

swac2rs w wrar2
s + 2wc s + wc2
s +w

Fig.8. Control block of rotation speed and acceleration estimator.

図 10 にヒステリシス電流制御を適用が小さくなり，自然にモータは停止する。

した際の電流ベクトルの振幅を示す。本制御では，電流ベク

5.

トルの大きさに応じて短絡制動とゲート遮断を切り替える
ことで，モータ電流を制御する。短絡制動時に流れる電流振実験結果4 章で述べた提案法の有用性を実機実験により検証した。

幅は速度起電力に依存するため，モータの減速に伴い電流4IEEJ Trans. ●●, Vol.●●, No.●, ●●●コンプレッサ駆動用モータの低振動停止法（塩井太介，他）

Phase Acceleration Rotation speed2
Flg_short : r [rad] : ar [m/s ]: wr [rps]実験条件は，3 章に記したフリーラン停止時の振動測定試験と同様である。短絡制動へと切り替える回転速度閾値wth は，
短絡制動に切り替える前に跳ね返りが発生しないように，
定格回転速度の 20%である 15 r/s に設定した。ヒステリシス
制御の上側閾値はモータの不可逆減磁が生じないように，
減磁電流の 20%である 1 A に設定した。また，ヒステリシス
制御の下側閾値は電流リプル率を 10%程度とするために 0.9
A に設定した。
図 11 に提案法によりモータを停止させた際の回転速度推定値，加速度推定値および位相推定値を示す。なお，短絡制動時には速度起電力を検出できないため，位相，回転速度および加速度は推定できない。図 11 より，加速度が最大とな

Threshold : wth

t [s]

t [s]

t [s]

Estimated
TDC

t [s]

Fig.9. Phase, rotation speed, and acceleration waveform.

った後に位相がゼロの点で短絡制動に切り替わっているこ

Amplitude of
FLG_short current vector : i [A]とがわかる。
図 12 に電流制御を適用した場合と適用していない場合の電流ベクトルの振幅および，加速度センサ出力波形を示す。
図 12 より，電流制御を用いずに停止させた場合には，短絡制動時に 1.6 A 程度の大きな電流が流れる。一方，電流制御を適用することで，モータ電流の最大値を 1 A 以下に抑制できていることが確認できる。そのため，短絡制動にゲート遮断を組み合わせることで，短絡制動時の過電流を抑制可能である。

Upper limit
Under limit

t [s]

t [s]

Fig.10. Amplitude of current vector with hysteresis control.

図 13 に提案法によりモータを停止させた際の回転速度推
定値，UV 相電流波形および加速度センサ出力波形を示す。
図 13 より，提案手法を用いてモータを停止させることで，20 ms/div

rotation speed(10 rps/div)

図 3 に示したフリーラン停止時と比較して，停止時の振動
振幅を大幅に低減できる。なお，本制御はロータの跳ね返り

Short-cicuit
braking

Acceleration (420 m/s2/div)を抑制することのみに着目しているため，停止時に発生する振動の完全な抑制には至っていない。
次に，提案法の妥当性を検証するために，上死点以外で短Phase (3.14 rad/div)

絡制動へ切り替えた際の振動を測定する。ここでは，負荷トルクが大きくなる下死点で短絡制動へ切り替えた際の振動

FLG_hysterisis

Fig.11. Phase, rotation speed, and acceleration waveform.

波形を測定する。
Free run

図 14 に下死点で短絡制動に切り替えた際の実験結果を示

Peak value isabout 1.6 A

す。下死点で短絡制動に切り替えた場合，負荷トルクが大き
Amplitude of current
vector : i (0.4 A/div)

い圧縮動作中にモータが停止するため，負荷トルクによる急激な速度変化により，大きな振動が発生する。よって，停止時振動を低減するためには，負荷トルクが小さい吸引動

Acceleration sensor
output (10 m/s2)

作中にモータを停止させる必要がある。
図 15 に従来法と提案法で 40 回ずつモータを停止させた
際の振動振幅の発生確率を示す。(a)に示すフリーラン停止(a)without current control.

時は負荷トルクにより減速するため，停止時の振動は負荷Free run

トルク特性に依存する。よって，停止時の振動振幅にばらつ

Peak value isless than 1 A

きが生じる。一方で，(b)に示すように，提案法では振動振幅
平均値を 67%低減できる。また，提案法は上死点で短絡制動

Amplitude of current
vector : i (0.4 A/div)に切り替えることで，停止位置を一定に制御しているため，
フリーラン停止時よりも振動振幅のばらつきが小さい。
図 16 に短絡制動切り替え時の磁極位置を変更した場合のAcceleration sensor output (10 m/s2)

停止時振動の測定結果を示す。ここで，推定した位相情報を(b)with current control.
Fig.12. Amplitude of current by shorted brake.

用いて，上死点の検出から遅延を設けることで短絡制動へ
5

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Short-circuit braking

8080

200 ms/div

Measurement : 40 times

6060

The average value of
amplitude of vibration :13.6 m/s2

Frequency [%]rotation speed(10 rps/div)

4040

U phase current(1 A/div)

2020

V phase current (1 A/div)

00

Acceleration sensor
output (10 m/s2)

Vibration02(a) Estimation speed and acceleration sensor output at stop.

4

16
8
6
10 12 14
Amplitude of vibration [m/s2]

1820(a)Conventional method(free-run)

40 ms/div

8080

Short-circuit braking

Measurement : 40 times

60
60

Frequency [%]rotation speed(10 rps/div)

The average value of
amplitude of vibration :4.4 m/s240
40

U phase current(1 A/div)

V phase current (1 A/div)

20
20

Acceleration sensor output (10 m/s2)0(b) Enlarged the waveform at control change point.
Fig.13. Acceleration sensor output by short brake at TDC.

0

2

4

10
6
12 14 16
8
Amplitude of vibration [m/s2]1820(b)Proposed method
Fig.15. Probability distribution of peak vibration value.

200 ms/div

rotation speed(10 rps/div)

Amplitude of vibration [m/s2]

Short-circuit
braking
V phase current (1 A/div)

U phase current(1 A/div)
Acceleration sensor
output (10 m/s2)(a) Estimation speed and acceleration sensor output at stop.

rotation speed(10 rps/div)

40 ms/div

2020

Measurement : 10 times
wth= 15 rps

wth= 20 rps

1515
1010

Amplitude ofvibration : small

55

Amplitude ofvibration : large

00
-60
60
120
180
240
300
00
60
120
180
240
Mechanical angle at change to short-circuit braking [deg]Fig.16. Peak vibration value in terms of mechanical angle to

Short-cicuit
brakingswitch to short-circuit braking.
響で上死点の推定に誤差が生じた場合でも，振動の低減がV phase current (1 A/div)

可能である。

U phase current(1 A/div)

図 17 にコンプレッサ内部の圧力条件を変更した場合の停止時振動の測定結果を示す。図 17 より，フリーランによる停止ではコンプレッサ内部が高圧になるほど，停止時振動

Acceleration sensor output (10 m/s2)の振幅が増加する。これは，高圧になるほど圧縮・排出工程(b) Enlarged the waveform at the rebound point.
Fig.14. acceleration sensor output by short brake at BDC.

のトルクが増加するためである。一方で，提案法を用いて停止した場合には，コンプレッサ内部の圧力条件によらず停の切り替え位置を制御している。また，300 ~ 350deg の範囲

止時振動振幅の平均値を 58%以上低減できている。提案法

では，短絡制動切り替え時の回転速度閾値wth を 15 r/s に設は負荷トルクの小さい吸引工程でモータを停止するため，定すると，切り替わり前に負荷トルクによる跳ね返りが発圧力条件によらず停止時振動を抑制できる。そのため，駆動生する可能性がある。そのため，300 ~ 350deg の範囲では，時の回転速度や外気温によりコンプレッサ内の圧力が変化

短絡制動切り替え時の回転速度閾値wth を 20 r/s に設定してした場合にも，振動を低減可能である。

いる。図 16 より，短絡制動への切り替え位置が 60 deg 以下

表 2 に各圧力条件においてフリーランと提案法で停止さの範囲では停止時振動振幅の平均値が 5 m/s2 程度であり，せた際の，振動振幅の平均値および振動振幅の低減率を示

フリーラン停止時と比較して振動振幅を 67%以上低減できす。表 2 より，提案法を用いることでフリーラン停止時と比ていることがわかる。そのため，検出系の遅延やノイズの影

較して，最大で振動振幅の平均値を 71%低減できる。
6

IEEJ Trans. ●●, Vol.●●, No.●, ●●●コンプレッサ駆動用モータの低振動停止法（塩井太介，他）

まとめ

20
20

Amplitude of vibration [m/s2]6.

本論文では，コンプレッサ駆動用モータを停止する際に発生する振動を低減可能な停止法を提案した。はじめに，停止時に発生する振動の発生原因を明確にするために，フリーランにより停止させた際の振動を測定・分析した。その結果，停止時の振動は(i)コンプレッサ特有の周期的な負荷トルク脈動に速度変化に伴う速度リプルと，(ii)ロータの跳ね返りによって生じることがわかった。次に，特に大きな振動原

16
16

12
12

15.0 m/s
9.5 m/s2

8800

Conventional
1 method(Free-run)

トルクが小さい吸引動作中に停止させることで，跳ね返り

Table 2. Comparison results of vibration at stop.

による振動を低減可能である。実機実験により，提案法を用いることでフリーラン停止時と比較して，圧力条件によらず振動振幅の平均値を 50%以上低減でき，最大で 71%の低1減効果が得られることを確認した。

(1)

(2)

(3)

(4)

(5)

(6)

(7)

(8)

(9)

Proposed2 method

Fig.17. Peak vibration value in terms of pressure conditions.

法は，フリーラン減速時に回転速度と機械角を推定し，負荷文

4.3 m/s2

3.9 m/s2

44

因となっているロータの跳ね返りを抑制するために，フリーランと短絡制動を組み合わせた停止法を提案した。提案

Measurement : 10 times
Condition1 : (0.05, 0.38)
Condition2 : (0.075, 0.30)
Condition3 : (0.075, 0.60)
Condition4: (0.05, 0.65)

2

2
Pressurecondition [MPa] 3

10.7

4.1

61.7

14.7

4.2

71.4

4

15.1

4.3

71.5

献

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(11)

(12)

(13)

(14)

(15)

(16)

(17)

7

Average value [m/s2]
Reduction
Free-run Proposed method rate [%]
3.9
58.9
9.5

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塩

井 太

介

（学生員） 1998 年 2 月 1 日生。2020 年 3 月長岡技術科学大学卒業。同年 4 月，同大学大学院研究科修士課程に進学。現在に至る。

熊

谷 崇

宏

（学生員）1994 年 11 月 25 日生まれ。2017 年 3月，長岡技術科学大学卒業。同年 4 月，同大学
5 年一貫制博士課程技術科学イノベーション専
攻入学。現在に至る。主にスイッチトリラクタ
ンスモータの研究に従事。

（上級会員） 1972 年 1 月 6 日生。1996 年 3 月，
長岡技術科学大学大学院工学研究科修士課程修了。同年 4 月，富士電機（株）入社。2004
年 4 月，長岡技術科学大学電気系准教授。
2017 年 4 月，同大学電気系教授。現在に至る。主に電力変換回路，電動機制御の研究に従事。博士（工学）（長岡技術科学大学）。2007
年第 63 回電気学術振興賞進歩賞受賞。2010
年 Takahashi Isao Award (IPEC Sapporo)，第 58 回電気科学技術奨励賞，2012 年インテリジェントコスモス奨励賞，2014 年，2016 年電気学会産業応用部門論文賞，2017 年文部科学大臣表彰・科学技術賞(開発部門)，2018 年第 4 回永守賞，受賞。IEEE Senior member，自動車技術会会員。
伊東 淳 一（正員） 1989 年 2 月 3 日生。2013 年 3 月，
長岡技術科学大学大学院工学研究科修士課程修了。同年 4 月，同大学大学院博士後期課程
エネルギー・環境工学専攻入学。2015 年 12 月から 2016 年 6 月まで Swiss Federal Institute ofTechnology in Lausanne(EPFL)に Trainee として所属。同年 3 月，長岡技術科学大学大学院博士後期課程修了。博士（工学）。2016 年 4 月
より長岡技術科学大学 産学官連携研究員。
2018 年 4 月より同大学電気系助教授。現在に至る。主に非接触給電
シ ス テム ， 太陽 光発 電 向け 電力 変 換回 路 の研 究に 従 事。 IEEE
member，自動車技術会会員。
日

下 佳

祐

8

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