永磁同步電動機繞組串并聯換接運行性能研究

吉 智，包西平

(徐州工業職業技術學院，江蘇徐州221140)

0 引 言

永磁同步電動機具有控制性能好、體積小、效率高等優點，得到了廣泛的應用。對于永磁同步電動機而言，提高高速運行時的輸出轉矩是擴展調速范圍的關鍵，增加逆變器與電機的容量可以滿足這一要求，卻降低了傳動系統低速運行時容量的利用率，增加了體積、重量和成本。采用合適的電流控制方法［1－3］，可以在一定程度上提高輸出轉矩，但卻受凸極率及弱磁率的限制，轉子結構未經特殊設計，永磁同步電動機的“弱磁擴速”的效果是很有限的。

隨著新材料、轉子新結構以及新型算法的涌現，永磁同步電動機的性能還可能得到進一步提高。但如何在當前技術經濟條件下，大幅提高永磁同步電動機的調速比，顯然是更加迫切的問題。本文提出采用定子繞組串并聯換接的方法解決這一難題，只要對電機和驅動系統稍作改進，就可以在現有條件下顯著提高永磁同步電動機的性能。

1 繞組串并聯換接的實現

要實現永磁同步電動機定子繞組的串并聯換接，需將每相設計成兩套完全相同的繞組，低速時兩套繞組串聯，高速時兩套繞組并聯，其切換通過接觸器或電力電子器件實現，如圖1 所示。這樣低速運行時，串聯繞組匝數多，磁鏈值高，輸出轉矩大;高速運行時，并聯繞組匝數少，磁鏈值低，對逆變器輸出電壓的要求降低，延緩了電流調節器飽和的發生。

圖1 繞組的串并聯換接

繞組切換的過程包括三個階段，即電流由最大值降為零的時間t1、開關器件的開閉時間t2及電流由零升為最大值的時間t3。整個換接時間為t1+t2+t3。因此對某一具體的系統來說，繞組串并聯換接過程具有確定的時間長度，換接時無需檢測繞組電流大小，只需根據預定的時間進行切換即可。圖2 是繞組具體的連接電路，開關器件采用IGBT(保護電路未畫出)，串聯運行時每相的K1、K3斷開，K2閉合;并聯運行時K1、K3閉合，K2斷開。并聯和串聯狀態之間需要加入一個死區，以避免短路。

圖2 換接電路

2 繞組串并聯換接對電機參數的影響

繞組的串并聯換接必然改變電機的參數，如電阻、電感及磁鏈等，在電機電壓、電流極限不變的情況下，參數的變化必然帶來輸出轉矩、轉折速度等的變化。根據電工學原理，可以推導出換接前后電機基本參數間的關系如下:

式中:下標s 代表串聯，p 代表并聯。定子繞組由串聯變為并聯后，繞組電阻、d、q 軸電感分別降至原來的1/4，磁鏈降低至原來的1/2。由于繞組并聯時電機運行于高速區域，而電機高速運行時，電阻壓降和反電動勢相比很小，因此為了簡單起見，不計電阻，可得:

式中:

可以看出，在電流不變的條件下，定子繞組由串聯變換為并聯后，電磁轉矩變小，轉折速度變大。其中永磁轉矩變為原來的1/2，磁阻轉矩變為原來的1/4。

3 繞組串并聯換接的仿真研究

3.1 永磁同步電動機的有限元模型

原型電機為110ST－M08020 型永磁同步電動機，轉子采用面裝式永磁體，永磁體牌號為N35SH，定子、轉子均采用DW465_50 硅鋼片，定子繞組采用星形連接，具體參數如表1 所示。將原型電機拆解測繪后在Ansoft 15 軟件中建模［4］，按照要求進行運動、激勵、剖分、材料、坐標系、充磁等項目的設置后即可完成建模，作為繞組串聯的電機模型。然后將其定子并聯支路數由1 修改為2，即可得到繞組并聯電機模型。為了直觀起見，本文采用全模型進行分析，完整的模型如圖3 所示。

表1 實驗電機參數

圖3 電機模型與剖分

采用此模型可算出電機同步電感［5］:

從上面的計算結果可見，定子繞組由串聯變換至并聯，電機d、q 軸電感變為原來的1/4，驗證了前面的理論計算結果。

3.2 繞組串并聯換接的靜態仿真

3.2.1 永磁磁鏈與端電壓

通過對模型進行瞬態有限元分析即可獲得永磁磁鏈與端電壓。設定電機轉速為1 500 r/min，電流激勵為零，相當于模擬永磁同步電動機運行于反拖發電輸出開路的狀態，結果如圖4 所示。可見定子繞組串聯時電機永磁磁鏈和端電壓的幅值分別為0.1 Wb 和64.27 V，定子繞組并聯時電機的永磁磁鏈和端電壓的幅值分別為0.05 Wb 和32.13 V，因此定子繞組由串聯變換至并聯，電機永磁磁鏈和端電壓均變為原來1/2。

圖4 定子繞組串、并聯時的永磁磁鏈與端電壓

3.2.2 輸出轉矩

電機輸出轉矩分析采用施加電流激勵的瞬態有限元模型，對于低速區域可選取375 r/min、562.5 r/min、750 r/min 三個速度點分析，對應不同的速度，將相電流設置為不同的角頻率即可得到輸出轉矩曲線，如圖5 所示。可見在不同轉速下，繞組串聯電機輸出轉矩均為4.4 N·m，繞組并聯電機輸出轉矩均為2.2 N·m。因此在低速恒轉矩區域，電機輸出轉矩主要受極限電流的限制。當極限電流一定時，繞組串聯運行有利于提高電機轉矩輸出能力。

圖5 不同轉速時的輸出轉矩

仿真高速區域的輸出轉矩比較復雜，為了保證串、并聯時電機均處于弱磁區域，要在轉速高于繞組并聯電機轉折速度的區域進行比較實驗，選取3 750 r/min、4 500 r/min、6 000 r/min 三個速度點進行分析。施加電壓激勵，對應不同的速度，將電壓設置為不同的角頻率即可得到輸出轉矩。對于電壓激勵，功角不同，電機的輸出轉矩是不同的，在此應當比較最大轉矩。因此將功角設置為可變參數，對功角進行參數化掃描分析，以求出不同功角對應的輸出轉矩，并取其中最大值進行比較。表2 是部分結果，其中帶陰影的數據為最大轉矩。可見，在高速區域，繞組無論采用串聯還是并聯的形式，隨著轉速的增大，輸出轉矩均明顯降低，但在相同轉速的情況下繞組由串聯變換為并聯后輸出轉矩明顯增大，并且轉速越高，這種增大的幅度越顯著。因此在高速區域將電機繞組由串聯切換至并聯，對于提高電機的轉矩輸出能力是很明顯的。

表2 輸出轉矩

3.3 繞組串并聯換接的動態仿真

動態仿真采用MATLAB 軟件，由于MATLAB 自帶的電機模型不支持仿真過程中改變參數，因而重新構建電機模型，如圖6 所示。只要將電機的轉速反饋入id、iq以及轉矩計算模塊，當到達切換速度時能夠自動修改電機參數即可。將轉速調解器參數、電流調解器參數、逆變器參數、負載大小等固定不變，為了簡便起見，電流控制算法固定為id=0 算法。

圖6 能夠實現繞組串并聯切換的電機模型

3.3.1 換接點的確定

確定換接點的方法有兩種，一種方法是采用離線的方式，對于確定的電機來說，極限電流、電壓確定后，轉矩轉速曲線是確定的，和負載無關，所以兩電機轉矩轉速曲線的交點是固定不變的，可以以預先設定的轉速為依據切換;另一種方法是采用在線的方式，在控制器中計算電機的輸出轉矩，當繞組串聯和繞組并聯輸出轉矩相等時即是切換點。當然考慮到相交的是一個區域而不是一個點，在交點處可附加一個偏移量修正。按照第一種方法從圖7 確定交點為(1 648 r/min，7.459 N·m)。

圖7 切換點的確定

將負載轉矩設定為額定轉矩，切換點速度仍為1 648 r/min，在圖7 上對應曲線1。將切換點分別向低速和高速方向平移10%，即以1 483 r/min 和1 813 r/min 為切換點，分別對應曲線2 和曲線3，圖7(b)是圖7(a)的局部放大。可見切換點偏離后，對系統運行的影響體現在兩個方面:第一，造成加速性能下降，切換點無論超前還是滯后都會造成高于切換點的速度區域比原來的速度有所降低，加速時間變長，但對于理論最高轉速并無影響;第二，造成機械沖擊，因為無論切換點超前還是滯后都會造成輸出轉矩的突變，引起機械沖擊，但由于電機工作時，軸上等效慣量比較大，輸出轉矩突變造成的沖擊影響有限，因此切換點的確定一般并不需要非常精確。

3.3.2 空載工況下的串并聯切換研究

將負載轉矩設為零，為了對比同時將m0(串并聯換接)、m1(繞組串聯)和m2(繞組并聯)三個電機所得結果畫在同一張圖上。

圖8 空載工況下的串并聯切換曲線

從速度時間曲線可見，m0電機最高運行轉速和m2電機基本一致，較m1電機最高運行轉速增大一倍。速度高于切換點的區域，m0和m2電機特性曲線的斜率相同，說明輸出轉矩相等。m0能夠比m2更快地從靜止起動至某一轉速，例如達到500 r/min轉速，m0較m2的時間縮短49.3%。產生這種現象原因在于切換點以下區域m0比m2輸出轉矩要大，經過一定時間的累積后體現為速度的不同。

從電流轉速曲線可見，m0電機在切換點以前，電流曲線和m1完全重合，在切換點處發生躍變，大幅增加至和m2電機電流曲線重合，同時電流的波動幅度明顯增大，這是由于繞組由串聯切換至并聯后，電流調節器退出飽和，電流重新跟蹤給定值，繞組電感大幅降低至原來的1/4，從而造成電流變化更加劇烈。

從電壓轉速曲線可見，m0電機在切換點以前，電壓隨著轉速的增大線性增大至極限電壓，電壓曲線和m1電機電壓曲線完全重合，在切換點處發生躍變，大幅下降至和m2電機電壓曲線重合，然后繼續隨轉速的增大線性增大至極限電壓。

從以上分析可見，在切換點以下的轉速，m0電機繞組串聯運行，其特性和m1電機一致;在切換點以上的轉速，m0電機繞組并聯運行，其特性和m2電機相似。繞組串并聯切換技術利用了低速區域繞組串聯輸出轉矩大，高速區域繞組并聯運行極限轉速高兩個方面的優勢，解決了電機隨著轉速增大端電壓增至極限電壓造成電流調節器飽和，輸入電流降低，從而輸出轉矩下降的問題。

3.3.3 負載工況下的串并聯切換研究

將負載轉矩設定為額定轉矩(2.2 N·m)，仿真結果如圖9 所示。m0在額定負載和空載下，其轉矩－轉速、電流－轉速、電壓－轉速曲線基本重合，區別在于最高轉速略有不同，從4 632 r/min 降至4 133 r/min;轉速－時間曲線不重合，表明額定負載下加速的時間有所變長;另外負載的大小對于切換點的確定沒有任何影響，切換點對應的速度和轉矩均不變，但由于運行時的速度發生了變化，因而切換點處對應的時間不同了，所以確定切換點時不能以時間為依據，而應當如前文所述以速度或轉矩為依據。

圖9 負載工況下的串并聯切換曲線

4 繞組串并聯換接的實驗研究

繞組串并聯換接實驗平臺如圖10 所示，由電機及驅動器、編碼器、制動器、轉矩轉速與電參數采集系統、計算機以及數據采集軟件構成［6－7］，其中電機為110ST－M08020 型電機，串并聯換接器件采用開關頻率較高的IGBT。實驗分為空載和負載兩種情況，速度給定值均為6 000 r/min，負載實驗的負載轉矩為0.8 N·m，圖11 和12 分別為空載和負載實驗結果。為了更加清晰，線電壓畫出三相，相電流只畫出A 相。圖11、圖12 中，其轉速、轉矩則將串聯、并聯和串并聯切換三種情況疊加在一張圖上顯示。

圖10 實驗系統構成

圖11 空載實驗曲線

圖12 負載實驗曲線

從圖中可見，繞組串聯運行最高轉速為2 158 r/min，并聯運行和串并聯換接運行最高轉速一致，均為4 324 r/min，大約提高了一倍。串并聯切換電機在低速時的轉速、轉矩特性和串聯運行電機一致;超過切換點后，運行趨勢基本和并聯運行平行，但速度上升更快，所能達到的最高轉速則和繞組并聯電機相同。以上分析還可以從電流、電壓圖中得到佐證，繞組串聯低速時輸出轉矩大，但端電壓增長快，在速度較低時端電壓即達到電壓限幅值，q 軸電流逐漸偏離給定值，電流調節器飽和，輸出轉矩急劇下降。但切換為并聯后端電壓回落至電壓限幅以下，q軸電流又重新進入被控狀態。負載工況的實驗結果和空載工況基本一致，由于存在負載轉矩，電機的加速度減小，加速時間延長，達到給定轉速后q 軸電流不為零，和空載工況相比，其結果曲線相當于在時間上向后發生了平移。

在實驗中輸出轉矩在切換點處發生了大幅跌落，這是由于切換時電流失控造成的，失控的時長為開關時間與死區時間之和。但從以上實驗結果來看，切換時的電流失控沒有對電機的運行狀態產生明顯的影響。這是因為一方面電流失控時間非常短，另一方面電機轉子本身轉速很高，慣性較大，因而對這種短暫、單次的擾動并不敏感。

5 結 語

對于高性能永磁同步系統，既要求低速大轉矩，又要需要高速大功率。從電磁設計角度來看，這兩種要求是矛盾的，本文提出一種定子采用兩套繞組，根據需要在運行中兩套繞組串并聯切換，以擴展電機運行速度范圍的方法。

本文論述了永磁同步電動機繞組串并聯換接的實現方法，對串并聯換接造成電機參數的變化、換接前后電機性能的變化進行了理論分析;通過仿真對以上分析結論進行了驗證，并確定了以轉矩相等為原則決定換接點。結合實物實驗，可以得出以下結論:繞組串并聯換接可以大幅度擴展永磁同步電動機的運行范圍，換接的時刻、換接過程對電機運行的影響并不顯著，在應用條件許可的情況下繞組串并聯換接是擴展速度范圍的有效方法，較好地解決了同一臺電機既要求低速大轉矩，又要求高速大功率這一矛盾。

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