Kurzfassung. Abstract. 1 Einleitung

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1 Direct Torque Control für en verlustotimalen Betrieb eines Permanentmagnet-Synchronmotors mit eingebetteten Magneten Direct Torque Control for Interior Permanent Magnet Synchronous Motors with Resect to Otimal Efficiency Dil.-Ing. Tobias Grote, Dil.-Wirt. Ing. Michael Meyer, Prof. Dr.-Ing. Joachim Böcker, Universität Paerborn, Paerborn, Germany Kurzfassung Wegen ihrer guten Eigenschaften in Bezug auf Leistungs- un Drehmomentichte sowie ihres hohen Wirkungsgras kommt Permanentmagnet-Synchronmotoren mit in en Rotor eingelassenen Magneten (interior ermanent magnet synchronous motors, IPMSM) eine immer größere Beeutung zu. Durch ie Integration er Permanentmagnete in en Rotor ist er magnetisch wirksame Luftsalt entlang es Rotorumfangs nicht konstant, was zu einer stark asymmetrischen Inuktivitätsverteilung führt. Dies hat zur Folge, ass zusätzlich zu em bekannten Hautrehmoment ein Reluktanzrehmoment auftritt, welches für en verlustotimalen Betrieb berücksichtigt weren muss. In iesem Beitrag wir ie afür notwenige Erweiterung es bekannten Regelungskonzetes Direct Torque Control (DTC) vorgestellt, ie en verlustotimalen Betrieb von IPMSM sowohl im Ankerstellals auch im Flussschwächbereich, unter Berücksichtigung von Strom- un Sannungsgrenze, gewährleistet. Abstract Due to their high torque an ower er volume ratio, interior ermanent magnet synchronous motors (IPMSM) are wiesrea electrical machines for traction rive alications. IPMSM exhibit a significant egree of saliency along the rotor circumference. Thus, in orer to exloit the full otential of an IPMSM rive, it is manatory to utilize the reluctance torque. In this contribution a Direct Torque Control (DTC) structure is roose which ensures otimal efficiency at low rotor see as well as at flux weakening oeration. The roose structure utilizes two Look U Tables (LUT) for the etermination of efficiency-otimal set values for flux an torque. The LUT are generate base on measurement results. So, they o alreay account for saturation effects. 1 Einleitung Angesichts steigener Kraftstoffkosten un strenger umweltolitischer Richtlinien kommt neuen Konzeten un Entwicklungen für sarsame un umweltfreunliche Fahrzeugantriebe eine immer größere Beeutung zu. Eine viel versrechene Technologie sin Fahrzeuge mit Hybriantrieb. Bei Hybrifahrzeugen besteht er Antrieb aus einer Kombination von Elektro- un Verbrennungsmotor. Durch iese Kombination ergeben sich Freiheitsgrae, ie für eine Verbesserung hinsichtlich Schastoffemission un Verbrauch genutzt weren können. Wegen ihrer guten Eigenschaften in Bezug auf Leistungs- un Drehmomentichte sowie ihres hohen Wirkungsgras sin Permanentmagnet-Synchronmotoren (PMSM) mit in en Rotor eingelassenen Magneten für en Einsatz im Antriebsstrang eines Hybrifahrzeugs hervorragen geeignet. Solche Motoren weisen konstruktionsbeingt allerings eine stark asymmetrische Inuktivitätsverteilung entlang es Rotorumfangs auf. Dies führt azu, ass neben em bekannten Hautrehmoment, as ausschließlich von er Bestromung quer zur Magnetisierungsrichtung abhängt, auch ein Reluktanzrehmoment auftritt. Dieses Reluktanzrehmoment hängt auch von er Stromkomonente in Magnetisierungsrichtung ab un muss für einen wirkungsgraotimalen Betrieb solcher PMSM berücksichtigt weren. Daher wir ein Regelungsverfahren benötigt, welches ie Wirkung von Haut- un Reluktanzrehmoment sowohl im Ankerstell- als auch im Flussschwächbereich otimal ausnutzt [1-7].

2 In iesem Beitrag wir ie afür notwenige Erweiterung es bekannten Regelungskonzetes Direct Torque Control (DTC) [8] vorgestellt. Bei iesem Regelungsverfahren weren as Drehmoment un er Stänerfluss als Sollgrößen vorgegeben. Um en verlustotimalen Betrieb sowohl im Ankerstell-, als auch im Flussschwächbereich zu gewährleisten, wure eine Sollwertvorgabe entworfen, ie mit Hilfe zweier Look U Table (LUT) ie jeweils wirkungsgraotimale Kombination von Fluss un Drehmoment vorgibt. Motormoell Die Gleichungen für as Maschinenmoell weren in rotorfesten,q-koorinaten angegeben. Diese Darstellungsform hat bei Motoren mit asymmetrischer Inuktivitätsverteilung (L L q ) en zusätzlichen Vorteil, ass ie Stranginuktivitäten in iesem mit em Polra rotierenen Koorinatensystem unabhängig vom Polrawinkel sin. Für ie Komonenten er Stänersannungen gilt u u q = Ri + L i& q q q ω L i q q = Ri + L i& + ω L i + ω ψ. Das Drehmoment ergibt sich zu ( i + ( L L i i ) (1) T = 3 ψ q q), q () wobei er erste Summan as Hautrehmoment, er zweite as Reluktanzrehmoment angibt. Der Arbeitsbereich es Synchronmotors wir von zwei Größen begrenzt. Zum einen arf zum Schutz es Motors un es Wechselrichters ein maximaler Stänerstrom nicht überschritten weren, zum aneren ist ie maximal verfügbare Wechselrichtersannung begrenzt. Für en maximal zulässigen Strom gilt i q max + i I. (3) Die begrenzene Sannung ergibt sich im stationären Betrieb unter Vernachlässigung er ohmschen Verluste zu U c ω ( ψ + Li ) + ( Lqiq ) = U max (4) 3 Aus ieser Beziehung folgt, ass as Proukt aus Drehfrequenz un em Fluss im Motor en Sannungsbearf im oberen Drehzahlbereich bestimmt. Bei gegebener Drehzahl kann ie Sannungsgrenze somit auch als Grenze es maximalen Flusses ψ c = ( ψ + Li ) + ( Lqiq ) ψ max ( ω ) = (5) 3ω U interretiert weren. Diese Flussbegrenzung lässt sich in er,q -Ebene als Ellise arstellen. Für verschieene Drehzahlen ergibt sich eine Schar von Ellisen, eren gemeinsamer Mittelunkt bei i ψ =, iq = 0 L (6) liegt. In Bil 1 sin ie Ellisen (magenta) es maximal verfügbaren Flusses für verschieene Drehfrequenzen ω 1 < ω < ω 3 bei konstanter Zwischenkreissannung argestellt. u, u q Sannungen im,q-koorinatensystem i i q Ströme im,q-koorinatensystem R Statorwierstan L L q - bzw. q-komonente er Stator ω ψ Imax U c Tabelle 1 inuktivität Elektrische Kreisfrequenz es Rotors Hautfluss er Permanentmagneten Maximal zulässiger Statorstrom Zwischenkreissannung Polaarzahl Formelzeichen 3 Verlustotimaler Betrieb von IPMSM Da mit steigenem Gesamtstrom auch ie ohmschen Verluste er Maschine steigen, muss für en verlustotimalen Betrieb ie Stromzeigerlänge minimiert weren. Für ein gegebenes Drehmoment ist ie Stromzeigerlänge ort minimal, wo ie Kurve konstanten Drehmoments en kleinsten Abstan zum Ursrung es Koorinatensystems hat. Einige Kennlinien konstanten Drehmoments, welche hyerbelartig verlaufen, sin in Bil 1 blau argestellt. Für en verlustotimalen Betrieb es IPMSM ist emzufolge eine Komonente ungleich Null erforerlich. Diese verlustotimalen Arbeitsunkte ergeben ann ie Kennlinie maximalen Drehmoments bei minimalem Gesamtstrom, welche in Bil 1 grün argestellt ist un im Folgenen als Otimierungskennlinie bezeichnet wir. 3.1 Betrieb im Ankerstellbereich Solange as geforerte Drehmoment in einem Arbeitsunkt auf er Otimierungskennlinie gestellt weren kann, sollte er Motor in iesem verlustotimalen Bereich betrieben weren. Der Bereich

3 Bil 1 Charakteristische Kennlinien eines PMSM mit eingebetteten Magneten Rot: Strombegrenzung Magenta: Aus er Fluss- bzw. Sannungsbegrenzung resultierene Ellisen Grün: Maximales Drehmoment bei minimalem Gesamtstrom im Ankerstellbereich Schwarz: Verlauf er Arbeitsunkte bei konstanter Drehfrequenz ω un verlustotimalem Betrieb Gelb: Maximales Drehmoment an er Sannungsgrenze im oberen Flussschwächbereich innerhalb er Stromgrenze, in em ieses ohne Einschränkung möglich ist, wir als Ankerstellbereich bezeichnet. 3. Betrieb im Flussschwächbereich Nach (5) wir er maximal verfügbare Fluss urch ie angelegte Zwischenkreissannung un ie Drehzahl bestimmt. Außerhalb er entsrechenen Flussellisen können keine Arbeitsunkte eingestellt weren. Daher ist as erreichbare Drehmoment auf er Otimierungskennlinie bei hoher Drehzahl begrenzt (vgl. Bil 1). Ein so großes Drehmoment wie im Ankerstellbereich kann emnach im oberen Drehzahlbereich nicht mehr erreicht weren. Um as Drehmoment auch im oberen Drehzahlbereich größtmöglich auszunutzen, muss er Arbeitsunkt auf en Schnittunkt er entsrechenen Flussellise un er Kurve konstanten Drehmoments verschoben weren. Dazu muss, gegenüber em Arbeitsunkt auf er Otimierungskennlinie, er q-strom abgesenkt un er -Strom weiter (als zur otimalen Ausnutzung es Reluktanzrehmoments erforerlich) in en negativen Bereich verschoben weren. Diese Betriebsart wir als Fluss- oer Felschwächung bezeichnet. Mit ieser Maßnahme steigt er Gesamtstrom un amit auch ie aurch verursachten Verluste. Der Flussschwächbereich wir unterteilt in einen unteren un einen oberen Flussschwächbereich. Im unteren Flussschwächbereich wir as maximal mögliche Drehmoment an er Stromgrenze erreicht. Im oberen Flussschwächbereich wir as maximale Drehmoment erreicht, ohne an ie Stromgrenze zu gelangen (in Bil 1 gelb gekennzeichnet). 4 Verlustotimale Sollwertvorgabe beim DTC- Regelverfahren 4.1 DTC-Regelverfahren Das DTC-Regelverfahren beruht arauf, in Abhängigkeit er Regelifferenzen von Drehmoment un magnetischem Fluss en jeweils otimalen Sannungsraumzeiger auszuwählen, um so as Drehmoment un en Fluss gezielt un irekt, ohne Zwischenschaltung einer Pulsbreitenmoulation (PWM), zu beeinflussen. Das Drehmoment wir

4 abei über ie Amlitue un en Winkel es Statorflusszeigers geregelt. Mit en sechs aktiven Sannungsraumzeigern U1...U6 (vgl. Bil a), ie er Pulswechselrichter schalten kann, stehen sechs iskrete Raumzeigerrichtungen zur Verfügung, in ie eine Änerung es Statorflusses erzwungen weren kann. Wir einer er Nullsannungszeiger U0 oer U7 geschaltet, veränert sich er Flusszeiger näherungsweise nicht. Die Änerung es Drehmoments hängt in iesem Fall von er Winkelänerung es Permanentflusszeigers ψ ab, un iese wieerum von er mechanischen Drehung es Rotors. Mit er richtigen Wahl eines Sannungsraumzeigers kann also eine Änerung es Stänerflusszeigers un somit auch eine Drehmomentänerung bewirkt weren (vgl. Bil ). In welcher Weise sich er Flussbetrag un as Drehmoment urch Aufschalten bestimmter Sannungsraumzeiger änern, hängt von er Lage es Stänerflusszeigers im stänerfesten Koorinatensystem ab. Daher wir ie α, β-ebene in sechs Sektoren unterteilt. Für jeen Sektor müssen ie vier Sannungsraumzeiger bestimmt weren, ie ie in Bil b gekennzeichneten Funktionen erfüllen. a) U U U β b) Fluss abbauen, Drehmoment vergrößern β Fluss aufbauen, Drehmoment vergrößern 4 U 110 U 0,U 7 000, 111 U6 101 U α 3 Fluss aufbauen, Drehmoment verringern 0;7 1 Bil 3 Blockschaltbil es DTC-Regelverfahrens 4. Reglerstruktur Ausgehen von er Funktionsweise lässt sich ie Reglerstruktur für as DTC-Regelverfahren entwerfen (Bil 3). Als Sollwerte ienen er Regelung sowohl as Drehmoment als auch er Betrag es Flusszeigers. Diese sollen mit hysteresebehafteten, schaltenen Reglern innerhalb von vorgegebenen Toleranzbänern gehalten weren. Das Kernstück einer DTC-Reglerstruktur bilet eine Schalttabelle, in em ie resultierenen Kombinationen aus Sektoren un Sannungsraumzeigern hinterlegt sin. Neben en Signalen von Drehmoment- un Flussregler wir als weitere Eingangsgröße er Sektor benötigt, in em sich er Flusszeiger befinet. Ausgegeben weren binäre Steuersignale, welche als Stellbefehle für ie Ventile es Pulswechselrichters ienen. Da ie benötigten Istwerte von Fluss un Drehmoment sowie ie Phasenlage es Flusszeigers nicht irekt zu messen sin, kommt ein Fluss- un Drehmomentschätzer zum Einsatz. ψ s 5 ψ P ε 6 Fluss abbauen Drehmoment verringern Bil a) Mögliche schaltbare Sannungsraumzeiger mit zugehörigen Steuerworten b) Auswahl es otimalen Sannungsraumzeigers bei ositiver Drehrichtung α 4.3 Sollwertvorgabe für verlustotimalen Betrieb Basieren auf en Erkenntnissen aus Abschnitt 3 lässt sich ie DTC-Reglerstruktur um eine Sollwertvorgabe erweitern, welche mit Hilfe von zwei Kennlinien (LUT) en verlustotimalen Betrieb im Ankerstell- un Flussschwächbereich unter Berücksichtigung er Strom- un Sannungsgrenzen erlaubt. Die Struktur er resultierenen Sollwertvorgabe zeigt Bil 4. Als Sollgröße wir nur as Drehmoment vorgegeben. Der Sollfluss wir im Ankerstellbereich er ersten Kennlinie ψ ot (T), ie ie Kombinationen aus

5 U c 3 ω Bil 4 Vorgabe er verlustotimalen Sollwerte für Stänerfluss un Drehmoment Drehmoment un Fluss auf er Otimierungskennlinie enthält, entnommen. Kann er otimale Sollfluss auf Grun er begrenzten Sannung nicht mehr erreicht weren, wir als Sollwert er maximal verfügbare Fluss ψ max vorgegeben. Die zweite Kennlinie T max (ψ) enthält as maximal stellbare Drehmoment in Abhängigkeit es Flusses un stellt sicher, ass urch ie Begrenzung es Sollrehmoments ie Stromgrenze eingehalten wir. 4.4 Erstellen er Kennlinien Um eine möglichst effektive Ausnutzung es PMSM zu erreichen, sollten auch Sättigungseffekte bei er Erstellung er benötigten Kennlinien berücksichtigt weren. Da keine Informationen über ie Sättigung er Inuktivitäten vorlagen, wure as Kennfel es verweneten PMSM in einer Messreihe aufgenommen. Dazu wuren über en gesamten zulässigen Arbeits-bereich in er i,i q -Ebene ie Sannungskomonenten u un u q, sowie as Drehmoment bei konstanter Drehzahl aufgezeichnet un as resultierene Kennlinienfel generiert (Bil 5). Für ie Kurven konstanten Drehmoments wuren ie Arbeitsunkte kleinsten Gesamtstroms ermittelt. Diese sin ie verlustotimalen Arbeitsunkte im Ankerstellbereich un ergeben ie Otimierungskennlinie. Jeem ieser verlustotimalen Arbeitsunkte konnte aus em ermittelten Kennfel er zugehörige Flusswert zugeornet weren. Diese Kombinationen ergeben ie Kennlinie aus Bil 6, ie in em LUT ψ ot (T) hinterlegt ist. ψ [Vs] Bil 6 Imlementierte Kennlinie ψ ot (T) T max [Nm] Bil 5 Aus Messung resultierenes Kennlinienfel es PMSM Bil 7 Imlementierte Kennlinie T max (ψ)

6 Das maximal erreichbare Drehmoment ist urch en Schnittunkt von Otimierungskennlinie un Stromgrenze gegeben. Da er verwenete Motor keinen oberen Flussschwächbereich aufweist, liegt er Arbeitsunkt für as maximal erzielbare Drehmoment im gesamten Flussschwächbereich auf em Schnittunkt er entsrechenen Flussellise un er Stromgrenze. Dieser Zusammenhang von Fluss un Drehmoment an er Stromgrenze lässt sich ebenfalls em aufgenommenen Kennfel entnehmen un als Kennlinie arstellen (Bil 7). Hieraus entstan er LUT T max (ψ). 5 Messergebnisse Abschließen wure ie Funktion er Regelung an einem Versuchsstan umfassen getestet un as Verhalten intensiv untersucht. Die Imlementierung er Regelung erfolgte auf einem Inustrie-PC mit echtzeitfähiger Harware er Firma SPACE GmbH. In Bil 8 bis Bil 11 sin einige Ergebnisse aus en raktischen Versuchen argestellt, ie as ynamische Verhalten er Regelung okumentieren T est 0 T* i 50 i q I s t [ms] Bil 8 Srungantwort bei n=1000min -1 est * Polaarzahl 3 Statorwierstan R 0,06Ω Permanentfluss ψ 47mVs -Komonente er Statorinuktivität (ohne Sättigung) q- Komonente er Statorinuktivität (ohne Sättigung) Maximaler Statorstrom Tabelle Motorarameter L Lq Imax 1,51mH,97mH 196A 5.1 Transientes Betriebsverhalten Die Dynamik un ie stationäre Genauigkeit lassen sich mit Hilfe einer Srungantwort untersuchen. Dazu wure zunächst bei einer Drehzahl von 1000min -1 zum Zeitunkt t=0 ein Drehmomentsollwertsrung von 0Nm auf 150Nm aufgeschaltet. Betrachtet weren ie Verläufe es Drehmoments, es Flusses un er Ströme (Bil 8). Bei em Verlauf er Ströme fällt auf, ass ie -Komonente nach Aufschalten es Sollwertsrungs zunächst ositiv ist, was zu einem negativen Reluktanzrehmoment führt. Der Grun hierfür ist er Srung es Flusssollwertes, er aus em Drehmomentsollwertsrung resultiert. Um en höheren geforerten Fluss zu erreichen, stellt sich zunächst er ositive Strom in -Richtung ein, er zu em negativen Reluktanzrehmoment führt. Dieses Verhalten wirkt sich zwar nachteilig auf ie Dreh- Bil 9 Srungantwort bei n=300min -1 momentynamik aus. Da sich ie Amlitue es Flusses jeoch schneller als as Drehmoment einstellt, wir sichergestellt, ass stets genügen Fluss im Motor ist, um as geforerte Drehmoment stellen zu können. Ein so genanntes Wegkien es Motors kann somit ausgeschlossen weren. Dennoch zeigt sich ie ausgezeichnete Drehmomentynamik es DTC-Regelverfahrens. Das ge-

7 schätzte Drehmoment erreicht sehr schnell en Sollwert un schwankt anach um iesen. Neben er Drehmomentwelligkeit im Toleranzban tritt kein Überschwingen auf. Die Welligkeit im Schätzwert zeigt sich auch beim Flussverlauf. Dieses für as DTC-Regelverfahren tyische Verhalten ist auf ie hysteresebehafteten Zweiunktregler zurückzuführen. Im zeitlichen Mittel entsrechen ie Istwerte en Sollwerten, weshalb ie stationäre Genauigkeit gegeben ist. Bil 9 zeigt as transiente Verhalten er Regelung im Flussschwächbereich. Dazu wure bei einer Drehzahl von 300min -1 er Drehmomentsollwert srungförmig von 50Nm auf 150Nm geänert. Ein solcher Betrieb ist bei kaskaierten Stromregelungen roblematisch, a an er Sannungsgrenze keine Stellreserve zur Verfügung steht. Beim DTC- Regelverfahren wir erwartet, ass ein Drehmomentsollwertsrung im Flussschwächbereich zu keinen Problemen führt, a urch ie irekte Vorgabe es verfügbaren Flusses ie Sannungsgrenze stets eingehalten wir. Im Vergleich mit er Drehmomentsteilheit aus Bil 8 erfolgt er Drehmomentanstieg im Flussschwächbereich etwas langsamer. Die Welligkeit im Sollfluss, er sich aus (5) ergibt, ist auf Schwankungen er Zwischenkreissannung zurückzuführen. 5. Stationäres Betriebsverhalten Bei er Messung aus Bil 10 wure bei einer konstanten Drehzahl von 500min -1 as Drehmoment als Führungsgröße in Form einer Ramenfunktion vorgegeben. Dargestellt sin ie Verläufe für Drehmoment, Fluss un Ströme. Der Flusssollwert folgt wie geforert em Drehmoment nach er Funktion aus Bil 6. Durch ie Vorgabe von Drehmoment un Fluss ist er Arbeitsunkt es Motors im zulässigen Betriebsbereich eineutig gegeben un ie entsrechenen Ströme stellen sich ein. Erreicht er Gesamtstrom ie Grenze es maximal zulässigen Stroms, ist auch as maximal erzielbare Drehmoment erreicht. Durch ie Begrenzung es Drehmoments auf iesen Wert wir er maximal zulässige Strom nicht überschritten. Ein sicherer Betrieb es Motors an er Stromgrenze ist somit im Ankerstellbereich gewährleistet. In Bil 11 wure as Sollrehmoment wieerum als Ramenfunktion vorgegeben, allerings bei einer wesentlich höheren Drehzahl von 300min -1. Erwartet wir, ass ie Arbeitsunkte, wie in Bil 1 gekennzeichnet, zunächst auf er Otimierungskennlinie verlaufen un beim Erreichen er entsrechenen Flussellise em Verlauf ieser Kennlinie es maximal verfügbaren Flusses folgen. Durch ie Drehzahl un ie Zwischenkreissannung ist er maximal verfügbare Fluss gegeben. Dieser Wert wir abzüglich einer Sicherheitsreserve als Sollwert für ie Regelung verwenet, sobal er otimale Sollfluss iesen Wert überschreitet. Um en geforerten kleineren Flusswert zu erreichen, stellt sich ein größerer flussschwächener Strom in negativer -Richtung ein. Beim Erreichen er I [A] [Vs] T [Nm] T est T* 0 T max est ot 0.38 max i 100 i q 50 I s 0-50 Bil 10 Verhalten bei n=500min t [s] Bil 11 Verhalten bei n=300min -1

8 Stromgrenze würe aher weniger rehmomentbilener Strom in q-richtung zur Verfügung stehen, als zur otimalen Ausnutzung von Haut- un Reluktanzrehmoment notwenig, weshalb auch as erzielbare Drehmoment geringer ist, als beim Betrieb im Ankerstellbereich. Diese Betriebsart entlang er Sannungsgrenze ist ein großer Vorteil es DTC-Regelverfahrens gegenüber aneren Regelungskonzeten, a sich er verfügbare Stänerfluss leicht bestimmen lässt un als Sollwert irekt vorgegeben wir. 6 Zusammenfassung Bei PMSM mit eingebetteten Magneten trägt neben em Hautrehmoment, welches aus er Stromkomonente quer zur Magnetisierungsrichtung resultiert, ein Reluktanzrehmoment zum Gesamtrehmoment bei, welches auch von er Stromkomonente in Magnetisierungsrichtung abhängt un für en verlustotimalen Betrieb nicht vernachlässigt weren arf. Das DTC-Regelverfahren bietet ie Möglichkeit, urch gezielte Vorgabe von Sollrehmoment un Sollfluss IPMSM im Ankerstell- un im Flussschwächbereich wirkungsgra-otimal zu betreiben. Die afür erforerliche Sollwertvorgabe wure vorgestellt un in ie Reglerstruktur integriert. Da ie verweneten Kennlinien auf Messwerten basieren, sin auch Sättigungseffekte es Motors berücksichtigt, was ebenfalls zur Effizienzsteigerung beiträgt. Die entwickelte Reglerstruktur wure an einem Prüfstan imlementiert. In zahlreichen raktischen Versuchen wure gezeigt, ass ie entwickelte DTC en Anforerungen bezüglich es verlustotimalen Betriebs im Ankerstell- un Flussschwächbereich unter Einhaltung von Strom- un Sannungsgrenze gerecht wir. Zuem konnte ie ausgezeichnete Drehmomentynamik es DTC- Regelverfahrens nachgewiesen weren. Da sich bei ynamischen Vorgängen er geforerte Fluss schneller als as zu stellene Drehmoment einstellt, weren kritische Betriebszustäne vermieen. Im Vergleich zur weit verbreiteten Felorientierten Regelung ist ie vorgestellte Reglerstruktur sehr gut für en Betrieb im Flussschwächbereich geeignet. Ein weiterer Vorteil liegt in er relativ einfachen Imlementierung. Trans. In. Al., vol. 6, no. 5, Set./Oct [] Morimoto, S.; Tong, Y; Takea, Y.; Hisara, T.: Loss Minimization Control of Permanent Magnet Synchronous Motor Drives, IEEE Trans. In. Al., vol. 41, no. 5, Oct [3] Maemlis, C.; Ageliis, V.: On Consiering Saturation with Maximum Torque to Current Control in Interior Permanent Magnet Synchronous Motor Drives, IEEE Trans. Energy Conv, Vol. 16, No 3, Se. 001 [4] Maemlis, C.; Margaris, N.: Loss Minimization in Vector-Controlle Interior-Permanent- Magnet Synchronous Motor Drives, IEEE Trans. Inustrial Electronics, Vol. 49, No 6, Dec. 00 [5] Chéot, L.; Frierich, G.: Otimal control of interior ermanent magnet synchronous integrate starter-generator, EPE, Toulouse, 003. [6] Pan, C.; Sue, S.: A Linear Maximum Torque Per Amere Control for IPMSM Drives Over Full-See Range, IEEE Trans. Energy Conv., 005 [7] Meyer, M.; Böcker, J.: Otimum Control for Interior Permanent Synchronous Motors (IPMSM) in Constant Torque an Flux Weakening Range, IEEE EPE-PEMC 006 [8] Takahashi, I.; Noguchi, T.: A New Quick- Resonse an High-Efficiency Control Strategy of an Inuction Motor, IEEE Trans. In. Al. vol. IA- (1986), age Literatur [1] Morimoto, S.; Takea, Y.; Hisara, T.; Taniguchi, K.: Exansion of Oerating Limits for Permanent Magnet Motor by Current Vector Control Consiering Inverter Caacity, IEEE