基于三相四橋臂的永磁容錯電機控制系統(tǒng)研究

穆曉敬，郝振洋，黃義紅

(南京航空航天大學，南京210016)

0 引 言

多電及全電飛機的快速發(fā)展，要求航空用電力作動系統(tǒng)具備更高的可靠性［1］，同時要求故障前后系統(tǒng)的輸出性能不變。1995 年B. C. Mecrow 教授提出了永磁容錯電機的概念，該電機采用集中式繞組，并采用大電感設計，因此具備很強的故障隔離和短路電流抑制能力［1］，可見永磁容錯電機結(jié)合一定的容錯算法，即可實現(xiàn)電機驅(qū)動系統(tǒng)的高可靠性控制和高性能輸出。

D.Howe 教授在文獻［2］和文獻［3］中提出了最優(yōu)轉(zhuǎn)矩控制算法，該算法可以實現(xiàn)故障態(tài)時系統(tǒng)輸出穩(wěn)定的電磁轉(zhuǎn)矩，實現(xiàn)容錯控制，但是其采用H橋拓撲來驅(qū)動每相電機繞組，功率管的數(shù)目較多，故障率增加。

本文采用兩套三相四橋臂逆變器控制一臺雙繞組永磁容錯電機。針對三相四橋臂逆變器的容錯控制，文獻［4］中提出了電流滯環(huán)控制、直接轉(zhuǎn)矩控制和dq0 坐標系下的PI 控制;文獻［5］中提出了具有一定容錯能力的矢量控制。以上算法均實現(xiàn)了PMSM 的斷路故障容錯控制，并給出仿真結(jié)果，但是對短路容錯并未分析。本文采用電流解耦的方法，提出了恒iq，id控制算法，對系統(tǒng)中的短路、斷路故障進行容錯控制，實現(xiàn)故障前后系統(tǒng)的輸出性能基本不變，即功率和轉(zhuǎn)速不變，并使得故障態(tài)轉(zhuǎn)矩脈動最小化輸出。最后通過對一臺3 kW 的永磁容錯電機進行了MATLAB 仿真，證明了該控制策略的正確性和可行性。

1 基于三相四橋臂的永磁容錯電機控制系統(tǒng)

雙繞組永磁容錯電機采用兩套三相四橋臂逆變器進行控制，每套逆變器控制的電機繞組星型連接，其中性點連接到對應逆變器的第四橋臂中點，如圖1 所示。當系統(tǒng)正常運行時，第四橋臂不投入運行［6］，兩套逆變器作傳統(tǒng)的三相逆變器工作。當發(fā)生一相繞組斷路故障時，該相繞組電流為0;當發(fā)生一相功率管斷路故障時，該相繞組電流為半波電流［7］，因此通過實時采樣繞組電流即可對一相斷路故障進行故障辨識。當發(fā)生一相繞組短路故障時，繞組中心點電位(UN1、UN2)發(fā)生畸變，不再是0.33Udc或0.67Udc，而變成0 或Udc，通過實時監(jiān)測該點電壓即可實現(xiàn)繞組短路故障辨識;當發(fā)生一相功率管短路故障時，會發(fā)生功率管直通現(xiàn)象，因此通過實時監(jiān)測功率管直通故障信號即可辨識功率管的短路故障。當發(fā)生一相斷路故障及繞組短路故障時，將切除故障相，即封鎖故障相功率管的驅(qū)動信號，同時將第四橋臂投入運行，并切換容錯控制算法，實現(xiàn)故障前后系統(tǒng)的輸出性能不變。當發(fā)生一相下(上)功率管短路故障時，將故障所在相逆變器的下(上)三管同時開通，從而使其控制的三相繞組短接，輸出的電磁轉(zhuǎn)矩為零，即切除故障所在相逆變器。可見，通過實時監(jiān)測繞組電流及中心點電壓即可實現(xiàn)系統(tǒng)的故障辨識。

圖1 控制系統(tǒng)

電機正常運行時，系統(tǒng)輸出恒定的電磁轉(zhuǎn)矩;當故障發(fā)生時，定子電流中出現(xiàn)零軸分量。為了給零軸電流提供電流回路，根據(jù)中線電流與零軸電流的關系:

式中:in為中線電流，i0為定子電流的零軸分量，可見故障后需要將三相繞組的中性點連接到第四橋臂的中點，為中線電流提供回路。

2 恒iq，id 控制

永磁容錯電機在dq0 坐標下的電磁轉(zhuǎn)矩［8］:

式中:p 為極對數(shù);ψf為永磁體磁鏈幅值;Ld，Lq為交直軸等效電感。因為缺相產(chǎn)生周期性的轉(zhuǎn)矩脈動，短路產(chǎn)生更大的轉(zhuǎn)矩脈動，為了保持故障前后系統(tǒng)的輸出性能不變，從式(2)可以看出，保持故障前后定子電流具有相同的交直軸分量iq，id，即可實現(xiàn)故障前后系統(tǒng)具有相同的輸出性能。根據(jù)Park 和Clarke 變換，得［9］:

本文采用id=0 控制，將id=0 代入式(2)可得:

結(jié)合式(3)和式(4)，可得正常態(tài)時一套逆變器的電流給定:

以A 相故障為例，分別將斷路故障時ia=0 和短路故障時ia的短路電流限制值代入式(3)，可得故障后剩余的兩相電流:

結(jié)合式(4)和式(6)可得故障態(tài)時一套逆變器的電流給定:

式中:Tgiven為給定的電磁轉(zhuǎn)矩。可以看出，一相斷路故障后，正常相電流為故障前的倍，相位改變了

本文采用恒iq，id控制算法，可以實現(xiàn)一相斷路故障及繞組短路故障后，系統(tǒng)的輸出性能基本不變，實現(xiàn)容錯性能。采用兩套三相四橋臂逆變器控制雙繞組永磁容錯電機，控制框圖如圖2 所示。

圖2 系統(tǒng)控制框圖

當發(fā)生斷路故障時，由于每套逆變器輸出額定功率的50%，因此，故障相所在逆變器控制的繞組電流變?yōu)樵瓉淼谋叮谒臉虮垭娏髯優(yōu)槔@組額定電流的3 倍，增加了功率管的電流應力。因此，本文采用不均衡功率控制方式，每套逆變器輸出的額定功率不再相等，即為故障相所在逆變器輸出額定功率的0.37 倍，非故障所在相逆變器輸出額定功率的0.63 倍，從而保證雙繞組永磁容錯電機的各相繞組電流基本一致，限制在1.5 倍的額定電流以內(nèi)。由于電機驅(qū)動系統(tǒng)按照1.5 倍的額定功率進行設計，因此在故障態(tài)時系統(tǒng)可以穩(wěn)定運行。

3 仿真及結(jié)果分析

為驗證上述控制方法，對一臺3 kW 的雙繞組永磁容錯電機及其控制系統(tǒng)進行了仿真，仿真模型如圖3 所示。仿真參數(shù):額定轉(zhuǎn)速3 000 r/min，額定轉(zhuǎn)矩10 N·m。以A 相故障為例，系統(tǒng)故障發(fā)生在0.03 s。

圖3 系統(tǒng)仿真模型

3.1 一相斷路故障

由于繞組斷路或功率管斷路故障發(fā)生時，均采取封鎖故障相橋臂驅(qū)動信號的方式，將故障相從系統(tǒng)中切除，故障相切除后系統(tǒng)拓撲一致，控制方式也一致，因此僅對繞組斷路故障進行分析。

A 相斷路故障時，各相繞組的電流波形如圖4(a)所示，其中ib1，ic1的幅值和相位變化用來補償缺相產(chǎn)生的轉(zhuǎn)矩脈動。圖4(b)為故障所在相逆變器控制的電機繞組定子電流的交直軸分量，可以看出故障后直軸電流不變，交軸電流恒定，交軸電流幅值根據(jù)電磁轉(zhuǎn)矩成比例變化。圖4(c)為故障前后的電磁轉(zhuǎn)矩波形Te和兩套逆變器分別輸出的電磁轉(zhuǎn)矩波形Te1，Te2。圖4(d)為故障前后的轉(zhuǎn)速波形。可見故障前后，系統(tǒng)的輸出功率和轉(zhuǎn)速保持不變，同時故障態(tài)時輸出的轉(zhuǎn)矩脈動最小化，實現(xiàn)了系統(tǒng)的容錯控制。

圖4 A 相斷路故障時的輸出性能波形

3.2 一相繞組短路故障

當發(fā)生A 相繞組短路故障時，故障后各相繞組的電流波形如圖5(a)，5(b)所示，由于永磁容錯電機的大電感設計，A 相繞組電流被限制在電機的短路電流抑制值，同時非故障相電流發(fā)生畸變補償短路故障產(chǎn)生的轉(zhuǎn)矩脈動。圖5(c)為故障相逆變器定子電流的交直軸分量，圖5(d)為電磁轉(zhuǎn)矩波形，圖5(e)為轉(zhuǎn)速波形。可見故障前后，系統(tǒng)的輸出功率和轉(zhuǎn)速保持不變，實現(xiàn)了系統(tǒng)的容錯性能。

圖5 A 相繞組短路故障時的輸出性能波形

3.3 一相功率管短路故障

系統(tǒng)發(fā)生功率管短路故障后，經(jīng)過0.17 s 達到新的穩(wěn)態(tài)。圖6(a)、圖6(b)為電流波形，非故障相所在逆變器的電流增大一倍，補償缺失相的電磁轉(zhuǎn)矩。圖6(c)為電磁轉(zhuǎn)矩波形，可以看出，當一套逆變器的三相繞組短接之后，該逆變器輸出的電磁轉(zhuǎn)矩為0，如圖中Te1所示，另一套逆變器輸出的電磁轉(zhuǎn)矩為給定轉(zhuǎn)矩。圖6(d)為轉(zhuǎn)速波形，由此可見，故障后經(jīng)過0.17 s 的動態(tài)響應過程，系統(tǒng)達到穩(wěn)態(tài)，輸出功率和轉(zhuǎn)速性能保持不變。

圖6 A 相功率管短路故障時的輸出性能波形

4 結(jié) 語

針對三相四橋臂逆變器，通過電流解耦控制，提出了恒iq，id控制算法。對一臺3 kW 的電機及其控制系統(tǒng)中的一相故障(包括斷路故障和繞組短路故障)進行了仿真分析，利用恒iq，id控制算法，可使系統(tǒng)在故障前后輸出額定的轉(zhuǎn)矩(額定功率)和轉(zhuǎn)速不變，而故障態(tài)轉(zhuǎn)矩脈動最小化輸出，實現(xiàn)了高性能的容錯控制。

［1］ 郝振洋.六相永磁容錯電機及其控制系統(tǒng)的設計和研究［D］.南京:南京航空航天大學，2010.

［2］ WANG Jia，ATALLAH K，HOWE D. Optimal Torque Control of Fult-Tolerant Permanent Magnet Brushless Machine［J］. IEEE Transaction on magnetic，2003，39(5):2962 -2964.

［3］ ATALLAH K，WANG Jia-bin，HOWE D.Torque ripple minimization in modular Permanent Brushless Machine［J］. IEEE Transaction on magnetic，2003，45(3):370 -375.

［4］ MEINGUET F，GYSELINCK J.Control strategies and reconfiguration of four - leg inverter PMSM drives in case of single - phase open- circuit faults［C］//IEEE，International Electric Machines and Drives Conference，2009:299 -304.

［5］ BIANCHI N，BOLOGNANI S. Innovative Remedial Strategies for Inverter Faults in IPM Synchronous Motor Drives［J］. IEEE，Transactions on Energy Conversion，2003，18(2):306 -314.

［6］ BOLOGNANI S，ZORDAN M.Experimental Fault -Tolerant Control of a PMSM Drive［J］. IEEE，Transactions on Industrial Electionics，2000，47(5):1134 -1141.

［7］ 郝振洋，胡育文.永磁容錯電機最優(yōu)電流直接控制策略［J］.航空學報，2011，31(6):46 -51.

［8］ MEINGUET F. Fault - tolerant permanent - magnet synchronous machine drives-ault detection and isolation，control reconguration and design considerations［D］.Brussels，Belgium:Université Libre de Bruxelles，2012.

［9］ MEINGUET F，GYSELINCK J.Enhanced control of a PMSM supplied by a four -leg voltage source inverter using the homopolar torque［J］. Proceedings of the 2008 International Conference on Electrical Machine.2008:1 -6.

［10］ 肖友強.三相電磁量的綜合相量在abc 和dq0 坐標系的表示［J］.云南電力技術(shù)，2004，32(1):9 -11.