航空無刷同步起動/發電機單相交流勵磁系統研究

王 錚，劉衛國，焦寧飛，楊南方

(西北工業大學，陜西西安710072)

0 引 言

隨著多電飛機和大型飛機的發展，交流航空電源系統應運而生并得到了廣泛的關注。目前，航空交流電源系統基本都采用三級式無刷同步電機作為發電機，無刷同步電機電源品質好且易于實現大功率輸出，可滿足大型飛機對電源系統的要求。傳統的三級式航空發動機需由專門的起動機進行起動，這樣的發動機－電源系統包含兩套電機，使得其體積和重量都比較大，且系統復雜，可靠性降低。起動/發電一體化電源系統利用勵磁機運行在電動狀態來完成發動機的起動，省去了專門的起動機，減輕了機載重量和系統體積，對于大型飛機的發展具有重大意義。

為了實現無刷勵磁同步電機起動/發電的一體化，并保證其可靠性，在不增加起動繞組的基礎上，利用原勵磁機的勵磁繞組，通入單相交流電進行勵磁。單相交流電可建立起交變的磁場，在勵磁機的電樞繞組上產生感應電勢并為主發電機提供勵磁，如果勵磁足夠強，主發電機就可以實現起動［1－4］。本文針對一臺經過改裝的兩級式起動/發電機樣機進行仿真與試驗。

1 勵磁系統結構及工作原理

圖1 兩級式無刷同步起動/發電系統結構圖

在起動過程中，作為副勵磁機的永磁發電機不參與工作，因此在研究起動過程時，不把永磁發電機作為研究對象。航空無刷同步起動/發電系統的典型結構如圖1 所示，它主要由勵磁機、旋轉整流器和主發電機構成。勵磁機為旋轉電樞式同步發電機，其定子勵磁繞組為單相繞組;旋轉整流器采用三相全橋整流結構，主發電機為帶有阻尼繞組的電勵磁同步電機。旋轉整流器與兩個電機的轉子同軸安裝［5］。由于勵磁機和旋轉整流器耦合關系密切，因此將其與作為電機負載的主發電機勵磁繞組統稱為勵磁系統。勵磁機控制器實現勵磁機勵磁電流的控制，主發電機控制器實現電機起動過程中主發電機電樞電流的控制，這兩個控制器之間進行實時通信。

發電狀態下，在勵磁機定子繞組中通入直流電(此直流電由機載電源系統提供或者由與勵磁機同軸的永磁同步發電機提供)進行勵磁，在勵磁機電樞繞組上感應產生三相交流電，經旋轉整流器整流后得到直流電提供給主發電機轉子勵磁繞組，主發電機定子繞組上便感應出三相交流電［6－8］。

起動狀態下，在電機靜止階段，若給勵磁機定子繞組仍然通以直流電，勵磁機轉子繞組上不會產生感應電勢，則主發電機轉子繞組中沒有勵磁電流，主發電機無法電動運行;若給勵磁機定子繞組通入單相交流電，勵磁機轉子三相繞組中會感應出同相位不等幅的空間脈振交流電，經過旋轉整流器后變成直流電供給主發電機勵磁，為主發電機的電動運行提供了條件。

2 單相勵磁分析

當在勵磁機定子繞組通入單相交流電時，產生交變的磁場，磁場的基波磁勢是脈振磁勢，可將其可分解為轉向相反、幅值相同、轉速相同的兩個旋轉磁勢。ω1= 2πf1為相應的角速度。當電機轉速為n 時，勵磁機電樞繞組以不同的速度切割正序和負序磁勢，可感應出頻率為f + f1和f－f1的兩種感應電勢，其中為電機轉速，ω = 2πf為相應的角速度［9］。

當勵磁機磁路不飽和時，忽略磁場高次諧波，設勵磁機電樞繞組每相串聯匝數為N2，繞組系數為KN2，脈振磁勢產生的每極磁通的幅值為Φm，開始時勵磁機A 相繞組軸線超前于勵磁繞組軸線的電角度為θ。當勵磁機的轉速為n 時，正向旋轉磁場在勵磁機各相電樞繞組中產生的感應電勢:

該電勢的角速度:

式中:E+= 4．44N2kN2f+Φm。

而反向旋轉磁場在勵磁機各相電樞繞組中產生的感應電勢:

該電勢的角速度:

式中:E－= 4．44N2kN2f－Φm

所以勵磁機轉子電樞繞組相感應電勢:

就勵磁機轉子A 相繞組而言，有:

式中:MafE為勵磁機互感;U0為單相交流電壓有效值;RfE、LfE分別為勵磁機勵磁繞組的電阻和電感。

B、C 兩相的感應電勢類似，這里不再給出。從式(4)可以看出，當電機組轉動起來后，勵磁機電樞繞組的感應電勢不僅與所加交流勵磁電壓的幅值和頻率有關，還與電機的轉速有關。

3 靜止狀態勵磁分析

3.1 仿真分析

靜止狀態下，勵磁機可看成是變壓器。勵磁機勵磁電壓越大，勵磁機電樞繞組上感應的電勢也越大，經整流后得到的主發電機勵磁電流也越大。航空直流電源經過單相逆變可以得到單相交流電的最大值為238 V 左右，這里取238 V 作為仿真時勵磁電壓有效值的最大值。本文中仿真采用正弦波電壓源供電，有效值恒為238 V，勵磁機勵磁頻率從60 Hz 逐漸增大到150 Hz，得到的勵磁機電樞繞組A 相感應電勢和主發電機勵磁電流仿真結果如表1 所示。

由表1 可知，在238 V 交流勵磁電壓下，隨著勵磁機勵磁頻率的增大，主發電機勵磁電流先增大后減小，當勵磁頻率為100 Hz 時，主發電機勵磁電流達到最大，最大值為13．08 A。仿真得到238 V/100 Hz 交流勵磁下勵磁機電樞繞組A 相感應電勢和主發電機勵磁電流的波形，如圖2 所示。

表1 238 V 交流電壓勵磁下勵磁系統仿真結果

圖2 238 V/100 Hz 交流勵磁下勵磁系統結果

3.2 試驗分析

用一臺交流電源為勵磁機提供勵磁電壓，固定勵磁機轉子位置，利用電流傳感器及示波器來監控主發電機勵磁電流的大小及波形，調節勵磁機勵磁頻率，待主發電機勵磁電流穩定后測量其大小并記錄波形。勵磁頻率由60 Hz 增大到150 Hz 時，主發電機勵磁電流的仿真結果與試驗值對比情況如表2所示。

表2 主發電機勵磁電流仿真與試驗結果(有效值)對比表

由表2 可知，隨著勵磁機勵磁頻率的增大，主發電機勵磁電流的仿真值與實驗值均先增大后減小。當勵磁機勵磁頻率為100 Hz 時，主發電機勵磁電流的仿真與試驗結果均達到最大值，分別為13．08 A和13．13 A，相差0．4%，在勵磁頻率為60～150 Hz的區間內，兩者最大相差約5%。此差異的原因主要在于仿真采用的勵磁機與旋轉整流器均為理想模型，與試驗樣機存在差異。此外，仿真中采用的主發電機的電阻及電感值均為測量值，測量引入的誤差也是導致仿真結果與試驗結果存在差異原因之一。

4 旋轉狀態勵磁分析

當勵磁機旋轉起來后，給勵磁機勵磁繞組通入交流電和直流電均可以進行勵磁。如果繼續采用單相交流勵磁，則在勵磁機電樞繞組上感應的電勢中既有變壓器電勢又有旋轉電勢，且兩個電勢的周期相位都不同，這導致疊加起來后的電樞繞組總電勢波形是比較復雜的。

4.1 單相交流勵磁仿真分析

由上一節的分析可知，為了達到較好的勵磁效果，電機旋轉狀態下，勵磁機依然采用238 V/100 Hz 的單相交流勵磁。仿真得到電機轉速為500 r/min 時的勵磁機電樞繞組A 相感應電勢與主發電機勵磁電流的曲線，如圖3 所示。

圖3 238 V/100 Hz 交流勵磁、轉速為500 r/min 時的勵磁系統仿真結果

采用238 V/100 Hz 單相交流勵磁時，勵磁機不同轉速下的主發電機勵磁電流仿真結果如表3 所示。

表3 238 V/100 Hz 單相交流勵磁勵磁機不同轉速下主發電機勵磁電流仿真結果

4.2 直流勵磁仿真分析

當電機旋轉起來以后，直流勵磁可以在勵磁機電樞繞組上感應出感應電勢，進而為主發電機提供勵磁，并且隨著轉速的增加，直流勵磁所產生的主發電機勵磁電流會增大。

在2．5 A 直流勵磁下，勵磁機磁場接近飽和，勵磁能力基本達到最大，所以選用大小為2．5 A 的直流源作為勵磁電源。針對2．5 A 直流勵磁、轉速為500 r/min 的情況進行仿真，得到勵磁機電樞繞組A 相感應電勢與主發電機勵磁電流的曲線如圖4 所示。

圖4 2．5 A 直流勵磁、轉速為500 r/min 時的勵磁系統仿真結果

采用2．5 A 直流勵磁時，勵磁機不同轉速下主發電機勵磁電流的仿真結果如表4 所示。

表4 2．5 A 直流勵磁勵磁機不同轉速下主發電機勵磁電流仿真結果

4.3 交直流勵磁切換

將不同轉速下交流勵磁和直流勵磁時主發電機勵磁電流的仿真結果表示在同一個坐標系中進行比較，可以得到如圖5 所示的對比圖。

圖5 交、直流勵磁、仿真結果對比

從圖5 中可以看出，單相交流勵磁和直流恒流勵磁時，主發電機勵磁電流的大小都隨著電機轉速的提高呈近似線性地增大，只是直流勵磁增大的速率大于單相交流勵磁時的速率。兩條曲線相交點所對應的電機轉速為900 r/min，即當電機轉速為900 r/min 時，采用238 V/100 Hz 的單相交流勵磁和2．5 A 的恒流勵磁，兩者所產生的勵磁效果基本一致。當電機轉速小于900 r/min 時，交流勵磁的效果優于直流勵磁的效果，當電機轉速大于900 r/min 時，直流勵磁的效果優于交流勵磁的效果。對比仿真圖形圖3(b)和圖4(b)可以看出，勵磁機采用直流勵磁時主發電機勵磁電流的波動比較小，采用單相交流勵磁時主發電機勵磁電流的波動較大。主發電機勵磁電流波動的大小會影響到電機控制的穩定性，波動越大，控制難度越大。根據以上分析，勵磁機單相交流勵磁向直流勵磁切換的速度點應該在900 r/min 以前。

5 結 語

本文分析了航空無刷同步起動/發電機的工作原理和單相勵磁原理，利用有限元分析方法，對勵磁系統進行了靜態分析，研究結果得到了試驗驗證。本文分析得到了勵磁機靜止時，單相交流勵磁下主發電機勵磁電流的最大值。同時，本文還研究了旋轉狀態下勵磁機分別采用交流勵磁與直流勵磁時主發電機的勵磁特性，并得到了勵磁機交/直流勵磁的速度切換范圍。本文的研究成果為研究航空無刷同步起動/發電起動控制提供了參考。

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