不同永磁電機對軌道交通直驅永磁牽引控制系統的影響*

詹哲軍 孫德強 張吉斌 路 瑤

(中車永濟電機有限公司技術中心，710016，西安 ∥ 第一作者,正高級工程師)

20世紀90年代開始，國外就開展了對小功率永磁直驅同步牽引系統的研究，其中，以日本JR公司、德國Siemens 公司、捷克Skoda公司為代表。國內軌道交通領域關于永磁直驅電機的研究及應用還處于起步階段，尤其是采用大功率永磁直驅技術的鐵路機車還處于空白狀態。2017年，中車永濟電機有限公司承接了中國鐵路總公司項目《客運電力機車直驅永磁牽引控制系統研制》。為了深入研究不同永磁體對大功率直驅永磁牽引系統特性的影響，該項目設計了釤鈷和釹鐵硼兩種不同材料永磁體的電機，通過半實物仿真和地面試驗驗證，對兩種永磁電機的效率、功率因數及溫升等性能進行了對比分析，同時還針對大功率永磁電機的MTPA(最大轉矩電流比)控制及弱磁控制進行了深入研究。該研究通過大量試驗驗證了技術方案的可行性，且兩種電機完全滿足客運電力機車的要求。研究成果可為直驅永磁系統在電力機車行業的應用積累大量的數據和經驗[1-3]。

1 直驅永磁牽引控制系統簡介

本文設計的直驅永磁牽引控制系統，裝于速度為160 km/h的客運電力機車上。該系統中，共有 6個電機分別安裝于兩個轉向架上，每個電機均采用獨立軸控模式。為了對比分析不同永磁體電機對牽引控制系統的影響，本項目設計了釤鈷和釹鐵硼兩種材料的永磁電機，各3臺。分別在兩個轉向架上安裝釤鈷永磁體電機和釹鐵硼永磁電機，電機采用懸架安裝方式，通過空心軸和撓性板直接驅動輪對，省去了齒輪箱，提升了系統可靠性，降低了維修維護成本。

圖1為客運電力機車的牽引特性曲線。圖1中，客運電力機車的起動牽引力要求大于420 kN，且持續牽引力大于324 kN；最大再生制動力位于車鉤處，為225 kN。圖 2為客運電力機車的制動特性曲線。圖2中，最大再生制動力開始線性下降時的車速≤15 km/h，再生制動力線性下降至0時的車速≤5 km/h。

圖1 客運電力機車的牽引特性曲線

圖2 客運電力機車的制動特性曲線

2 直驅永磁牽引控制系統設計

2.1 直驅永磁電機設計

直驅永磁電機相關設計參數如表1所示。直驅永磁電機特性曲線如圖3所示。

圖3 直驅永磁電機特性曲線

表1 直驅永磁電機設計參數

直驅永磁電機定子采用成熟絕緣結構，真空壓力浸漆。機座采用全疊片焊接結構，兩端壓圈、拉板，安裝部分均采用鑄造結構。定子鐵心采用斜槽設計，機座外圓處留有通風道。電機轉子采用V形磁路結構，擋板及擋板壓圈采用不銹鋼材料，永磁體采用釹鐵硼材料，磁鋼槽采用硅橡膠灌封。

2.2 直驅永磁電機控制策略

直驅永磁同步電機在其額定轉速下采用基于MTPA的矢量控制策略，即前饋電壓和PI(比例積分)調節器相結合的電壓生成模式，見圖4。在額定轉速以上采用單電流控制策略，輸出的電壓幅值達到飽和后而不再變化，并通過控制輸出電壓和反電勢的功角來調整牽引和制動轉矩，采用Q軸電流解耦項對轉矩精度進行校準[4]，見圖 5。

圖4 直驅永磁電機矢量控制框圖

圖5 直驅永磁電機弱磁控制框圖

2.3 直驅永磁電機脈沖調制策略

根據電力機車散熱系統要求，功率模塊最高開關頻率不能超過 450 Hz。為保證電機電壓、電流波形的正弦對稱，盡量減小低次諧波的影響。本項目采用多模式 PWM (脈沖寬度調制)策略，一方面可以充分利用逆變器的允許開關頻率，另一方面保證進入弱磁區后能有較高的直流電壓利用率[5]。

多模式PWM策略為：電機啟動時采用異步調制PWM，當調制波頻率為20 Hz時切換到15分頻同步調制；當調制波頻率為30 Hz時切換到12分頻，然后切換到中間60°調制模式；在7分頻和3分頻的切換點采用2 Hz的滯環，避免頻繁切換引起振蕩；最后根據頻率和電壓利用率判斷是否進入方波調制。多模式PWM策略見圖6。

圖6 直驅永磁電機多模式PWM調制策略

3 永磁體材料對直驅永磁牽引控制系統的影響

3.1 兩種永磁體材料特性對比分析

釤鈷永磁體以其較高的溫度系數在很多高溫環境得到推廣應用，但該永磁體材質較脆，對安裝和工藝都提出了較高的要求。相比而言，釹鐵硼永磁體磁能密度更優，價格便宜，但耐高溫性能較差。本次設計的電機定子最高工作溫度為200 ℃，正常工作范圍內，釤鈷和釹鐵硼兩種永磁體都不會發生因溫度過高而產生的失磁。為了深入研究兩種永磁體對直驅永磁牽引控制系統的影響，本次設計同時采用釤鈷(SmCo30H)和釹鐵硼(N38EH)兩種永磁體材料，通過試驗對其性能進行對比分析。兩種永磁體的特性見表2。

表2 兩種永磁體材料特性對比

3.2 兩種永磁體電機損耗對比分析

電機損耗主要包含銅耗、鐵耗和機械損耗等。本次設計的兩種永磁體電機機械結構尺寸完全一致，因此，電機損耗主要表現為銅耗和鐵耗等的差異。

電機銅耗pcu和鐵耗pc的公式如下：

(1)

(2)

式中：

rs——定子電阻值；

is——定子電流；

ph,pe——磁滯損耗和渦流損耗；

kh,ke——磁滯損耗和渦流損耗系數；

bm——磁通密度峰值；

f——電機供電頻率。

由于永磁體磁鋼的磁場強度隨溫度線性變化，為保證直驅永磁牽引控制系統長時間工作的穩定性，選擇兩種永磁體磁鋼，且保證其在150℃時的磁場強度一致。針對永磁體磁鋼磁場強度隨溫度的變化，在定子側埋設溫度傳感器，通過算法進行補償。

兩種永磁電機損耗對比如表3所示。由表3可知，在30 ℃時，釹鐵硼永磁體的磁鏈和鐵耗均較大，但由于其輸出電壓較高，且電流較小，導致銅耗較低，因此，與釤鈷永磁體相比，釹鐵硼永磁體的整體效率要稍高。

表3 兩種永磁電機損耗對比

3.3 兩種永磁電機功率因數、效率對比分析

因兩種永磁體在150 ℃時永磁體磁鋼磁場一致，故當電機溫度低于該溫度時，由于磁鋼磁場強度的差異，導致兩種永磁體電機在效率和功率因數上存在差異。當電機溫度在 90℃時，釤鈷電機的磁鏈幅值為4.9 Wb，釹鐵硼電機的磁鏈幅值為5.12 Wb。

反電勢e的計算公式為：

e=ωψ

(3)

式中：

ω——電機角速度；

ψ——電機磁鏈。

由式(3)可知，此時釤鈷電機的反電勢較釹鐵硼電機要低。為保持電機的外特性一致，即要輸出相同的轉矩和功率，釤鈷電機此時需要的電流要大于釹鐵硼電機。由式(1)和圖7可知，磁鏈幅值及d軸、q軸電流決定了輸出電壓幅值和空間相位。為了使釤鈷電機達到和釹鐵硼一樣的輸出轉矩，必須增大q軸電流，這樣直接增大了輸出電壓us和is的夾角，降低了功率因數，同時由于電流的增大也導致了銅耗的增加。

圖7 永磁電機控制矢量圖

ud=rsid-ωlqiq

uq=rsiq+ωldid+ωψ

(4)

式中：

ud——d軸電壓；

uq——q軸電壓；

lq——d軸電感；

ld——q軸電感。

3.4 弱磁控制研究

根據電力機車運營工況需求，本次設計的直驅永磁電機的恒功轉速范圍為450～706 r/min，弱磁范圍約為1倍額定轉速，其控制策略按圖8中的MTPA曲線OA和弱磁曲線AB執行。當電機在MTPA模式下運行時，按圖1所示進行控制輸出d軸和q軸電壓；當進入弱磁模式時，按圖2進行控制，即根據電機反電勢和母線電壓進行調節輸出弱磁電流Δid，以抑制反電勢。

圖8 MTPA曲線及弱磁軌跡

4 直驅永磁牽引控制系統聯調試驗驗證

永磁電機樣機試制完成后，按試驗大綱要求進行了牽引控制系統的聯調試驗。

4.1 掃頻試驗

在全速度范圍內進行了掃頻試驗(見圖9)，得到不同電機扭矩下永磁電機轉矩特性對比曲線，如圖10所示。由圖 9～10可知，在不同調制模式下，各次載波切換平穩；不同電機扭矩下轉矩輸出精度為100%～105%，滿足設計要求。

圖9 掃頻試驗截屏圖

圖10 不同電機扭矩下永磁電機轉矩特性對比曲線

4.2 兩種永磁電機輸出電壓、效率及功率因數對比試驗

圖11為兩種永磁電機輸出電壓對比曲線。由圖11可知，在電機溫度試驗剛開始時，釤鈷電機的電壓明顯低于釹鐵硼電機，隨著試驗進行，鐵芯溫度逐步升高，兩個電機的電壓也逐漸接近。

圖11 兩種永磁電機輸出電壓對比曲線

圖12為兩種永磁電機功率因數對比曲線。圖13為兩種永磁電機效率對比曲線。由圖12～13 可知，試驗結果和上述理論分析完全一致。

圖12 兩種永磁電機功率因數對比曲線

圖13 兩種永磁電機效率對比曲線

5 結語

直驅永磁牽引控制系統現已完成地面聯調試驗，通過試驗數據的對比分析，試驗結論和前期理論分析結果完全一致。本次設計的兩種永磁電機均滿足系統要求，但各有優缺點。未來還需對這兩種永磁體進行裝車運營考核試驗，以及在振動、高寒、濕熱、網壓突變及波動等不同的運營環境下對永磁體進行進一步考核，積累經驗，為后續產品的市場化打好基礎。