一種磁通切換型永磁同步發電機并網控制方法研究

駱繼明，孔婉琦，黃明明，郭新軍

(1.河南工程學院，鄭州451191;2.河南牧業經濟學院，鄭州450044)

0 引 言

與電勵磁結構同步電機不同，永磁同步電機省卻了勵磁繞組和電刷，大大簡化了電機結構，提升了電機可靠性。永磁體作為勵磁激勵源，減小了鐵耗和銅耗，提高了發電機的效率，較大地增強了電機的氣隙磁密，從而達到縮小電機體積的目的，提高了功率密度［1］。現有永磁同步電機較多采用轉子永磁型結構，其特點在于依靠轉子上永磁體作為磁勢源，為克服工作在高速狀態時較大的離心力，則需要對電機轉子部分采取特殊設計或者實施加固措施，如轉子內嵌或者裝配特殊材料制成的固定裝置，導致其結構復雜度增加，增加了制造成本。同時轉子上裝配永磁體，導致散熱困難，冷卻較為困難，同時較大的溫升會增大永磁鐵發生不可逆退磁的可能，從而限制電機出力、抑制功率密度的提高，制約了電機性能的提升。

區別于傳統轉子永磁同步電機，磁通切換型永磁同步電機(以下簡稱FSPMSM)采用定子內嵌永磁型結構且定子上均布繞組，轉子采用凸極結構既無永磁也無繞組，結構極其簡單，此結構保證了磁通切換型電機具有較強的聚磁效應和抗去磁能力［2］，因此在航空領域、混合動力等應用場合有著較大應用潛力。國內外學者圍繞新型電機結構拓撲、性能優化、轉矩密度提升以及新型高效控制算法等方面展開了研究，取得了一系列研究成果［3］。FSPMSM 工作在發電運行狀態時具有較為優良的特性，其電壓調整率可以長期保持在較低水平狀態，適合于風力發電。配合背靠背的雙PWM 結構變流器［4］，FSPMSM 用作發電機時，其構成的并網發電系統可以實現變速恒頻控制，達到靈活控制變流器的有功、無功功率，但是圍繞磁通切換型永磁同步電機用作直驅式永磁同步發電機進行高功率因數并網發電以及并網運行控制策略方面，現有研究并未過多涉及。

1 磁通切換型同步發電機工作原理

所謂磁通切換原理，是指隨著轉子轉動，磁鏈會隨之發生方向和數量改變，產生正負極性交變和數值大小變化。電機的一個電周期即為一個轉子極距，對應著磁通數值隨磁鏈從進入繞組到穿出繞組在最大與最小之間變化［5］，如圖1 所示。

圖1 磁通切換原理

圖1(a)的轉子位置，永磁體產生的磁鏈沿圖中箭線方向穿出定子齒，沿磁阻最小原理切入與之相對齊的轉子極，定子繞組兩端感生出相應的反電勢。當轉子運動到圖1(b)所示位置時，永磁磁鏈數量保持不變，而路徑方向則與圖1(a)正好相反，為穿出轉子極而切入定子齒，此時繞組感應的反電勢與圖1(a)中情況相比，數值大小相等但正負極性相反。當凸極轉子在穿出和穿入兩個位置之間持續運動時，電樞繞組匝鏈的永磁磁鏈就不斷地在正負最大值范圍內呈重復性周期變化，繞組兩端產生出幅值和相位交替變化的反電勢，此過程即被稱為“磁通切換”。

磁通切換型永磁同步發電機是在磁通切換原理上發展而來。磁通切換型永磁風力發電機(FSPMSG)發電運行原理可用圖1 來解釋。在圖1(a)位置，定子A 相繞組內的永磁磁鏈穿出定子進入轉子，假設此時繞組兩端的感應出反電勢為U+和U-。當電機轉子被外部原動機拉動到圖1(b)位置時，繞組內的磁鏈大小不變、方向正好相反，此時繞組的兩端反電勢變為U-和U+。當電機連續運行時，A 相繞組內的永磁磁鏈產生的電動勢就呈現交變，而三相正弦變化的電勢經整流逆變后即可實現了發電運行。

圖2 12 槽/10 極FSPMSG 結構圖

圖2 為12 槽/10 極FSPMSG 結構圖。其中圖2(a)為電機平面圖，永磁體內嵌于定子，繞組沿圓周均布;圖2(b)為電機三維結構圖，可以看到轉子凸極無繞組，結構較為簡單。

2 電機d-q 軸數學模型

忽略諧波分量和局部飽和效應的影響，可磁通切換型永磁同步電機空載永磁磁鏈呈現正弦分布，其繞組內感生的反電動勢也呈現正弦分布，總諧變率THD較小。忽略齒槽轉矩影響，其作為發電機的外特性與普通永磁同步發電機無差別，因此，借鑒分析普通永磁同步發電機的方法推導本電機的d -q軸數學模型，以此來分析電機的穩態特征和瞬態性能。做如下假設:

(1)忽略電機鐵心飽和效應;

(2)不計發電機中的磁滯以及渦流損耗。從而得到磁鏈、電壓以及轉矩方程:

式中:Rs為定子繞組電阻;p 為極對數;ωe為電機的電角速度;Te為電機的電磁轉矩;ψd，ψq分別代表磁鏈的d，q 軸分量;isd，isq分別代表定子電流的d，q 軸分量;usd，usq分別代表電壓的d，q 軸分量;Lsd，Lsq分別代表定子繞組的d，q 軸電感;Lmd為定、轉子之間的d 軸互感;ψf為永磁體產生的磁鏈;if是永磁體等效勵磁電流，當不考慮溫度影響時，其值為一常數。以上各量均為瞬時值。

將式(1)代入式(2)，整理得:

式(2)～式(4)即構成了發電機d，q 軸數學模型。

3 基于改進后的直接功率并網控制策略實現

傳統直接轉矩控制在轉速環中利用轉矩反饋直接控制電機的電磁轉矩，通過在PWM 變頻器中利用磁鏈和轉矩控制信號產生PWM 波形，可以省去了坐標旋轉變換，同時定子磁鏈模型不受轉子參數變化的影響，提高了系統的抗干擾性。對于磁通切換型永磁同步發電機并網系統，發電機由風機拖動，能量流入發電機，機側PWM 變頻器的控制目標是追隨風速實現最大功率跟蹤以及保證發電機工作在單位功率因數狀態［6］。現有直接轉矩控制多在機側采用直接轉矩控制，由于引入大量零矢量，一個開關表很難同時調節有功和無功功率，導致傳統直接功率控制策略的網側電流仍然具有較高的諧波含量，且在每個周期內有一段時間的無功失控區域，使得該控制方法的轉矩快速響應優點未能得到體現，同時惡化了其穩態性能。

對于磁通切換型風力發電并網系統，該并網系統采用不控整流和可控逆變的結構，基于雙開關表結構思想提出改進型并網控制策略。具體是在直接轉矩控制方法基礎上，通過加入一個功率狀態變量，進一步對開關表細化，采用改進型三狀態直接功率控制策略［7］。該策略通過增加一個標示有功、無功功率狀態的變量來細分開關表，優化了對有功和無功功率的控制。在功率變量的定義上，有別于傳統直接功率控制策略通過滯環產生功率狀態變量的方式，增加一個中間狀態，具體定義如表1 所示。表中，Wp和Wq為滯環寬度。

在得到新的功率狀態變量后，開關表被細分，和傳統控制策略的開關表相比，狀態表示擴充到9 種，大大細化了功率狀態的表示能力。

圖3 風力發電并網系統結構

圖3 為基于改進型直接功率控制策略的磁通切換型風力發電機并網系統結構，對于圖3 結構，在網側使用霍爾傳感器采集兩相電流、電壓信號實時計算逆變器輸出的有功功率P 和無功功率Q，通過直流側電壓與給定電流ir相乘產生有功功率的給定Pr［8］。為了實現單位功率因數并網，無功功率的給定Qr為0。通過P、Q 和Pr、Qr的比較，產生有功和無功的功率狀態變量Vp和Vq，最后將Vp和Vq以及Vr信號送入開關表，得到PWM 逆變器的開關信號。

4 仿真分析與實驗論證

表1 功率變量定義

基于MATLAB/Simulink 搭建了如圖4 所示的仿真模型。采用原動機拖動磁通切換型永磁同步電機，仿真系統參數如下:Vp= 3.5 W，Vq=3.5 Var，濾波電感L =8 mH，濾波電容C =3 500 μF，并網線電壓峰峰值36 V。在仿真過程中將給定有功電流從-0.8 A階躍至-1.2 A，以考察并網系統的動態響應。

圖4 磁通切換型永磁同步風力發電機并網系統仿真圖

仿真實驗波形如圖5 所示，可見網側A 相電流波形正弦，與A 相電壓反相，很好地實現了鎖相環節;有功和無功功率實現解耦，無功功率基本為0，實現了單位功率因數并網，給定有功電流發生階躍后，輸出有功功率變大，無功功率始終為0，電流幅值增大，頻率不變，整個動態過程響應迅速，超調較小，減少了對電網的沖擊。

為了進一步研究其并網特性以及提出控制策略的正確性，本文基于前期設計的一臺600 W 三相12槽/10 極磁通切換型永磁同步發電機，搭建了并網發電系統實驗平臺，如圖6 所示。實際實驗參數采Simulink 仿真模型參數一致，實驗結果如圖7 所示。

圖5 仿真實驗波形

圖6 磁通切換型12 槽/10 極永磁同步發電機并網實驗平臺

圖7 并網控制發電系統實驗波形

由圖7(a)可以，看出A 相電流正弦性較好，BC間相電壓實測值約為39.7 V，與仿真相比有0.76%的誤差，滿足設計要求。該并網控制策略能夠實現單位功率因數并網，有功、無功功率解耦清晰，并網電流正弦度較高。

5 結 語

本文從分析磁通切換型永磁同步電機原理和結構入手，建立了電機d，q 軸數學模型。在此模型基礎上提出了改進型直接功率控制策略，基于Simulink 搭建了磁通切換型永磁同步電機風力發電并網系統仿真模型并進行了相關仿真及實驗驗證。結果表明，該并網控制策略有效可行，實現了單位功率因數并網，能夠對有功和無功功率施加單獨的控制，并網有功、無功功率解耦清晰，在給定功率發生階躍變化時，系統能迅速做出相應并跟隨，電流和功率的超調量小。

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