匡曉霖，徐金全，黃春蓉，李嘉科，郭宏

（1.北京機(jī)械設(shè)備研究所，北京100854； 2.北京航空航天大學(xué) 自動(dòng)化科學(xué)與電氣工程學(xué)院，北京100083；3.中國(guó)人民解放軍駐航天科工集團(tuán)第二研究院二〇六所軍代室，北京100854）

多電/全電化是未來(lái)飛機(jī)的重要發(fā)展方向，其通過(guò)簡(jiǎn)化機(jī)載二次能源以提高能源利用率，降低飛機(jī)的重量成本。隨之，機(jī)載多能源作動(dòng)系統(tǒng)也逐漸被單一電力作動(dòng)系統(tǒng)替代[1-4]。作為電力作動(dòng)系統(tǒng)的主要形式之一，機(jī)電作動(dòng)器以其小型化、高效率、高功率密度及良好的動(dòng)態(tài)性能等優(yōu)點(diǎn)，受到廣泛關(guān)注[5-7]。

為提高機(jī)電作動(dòng)器的可靠性，其伺服永磁同步 電 機(jī) （Permanent Magnet Synchronous Motor，PMSM）常采用多相結(jié)構(gòu)以保證系統(tǒng)具有容錯(cuò)能力。按照驅(qū)動(dòng)控制方式的不同，多相結(jié)構(gòu)的永磁同步電機(jī)系統(tǒng)可分為余度永磁同步電機(jī)系統(tǒng)和容錯(cuò)永磁同步電機(jī)系統(tǒng)2類(lèi)[8-11]。余度永磁同步電機(jī)系統(tǒng)是基于傳統(tǒng)三相永磁同步電機(jī)系統(tǒng)提出的，其定子繞組由多套三相繞組按照一定的空間結(jié)構(gòu)排列構(gòu)成，采用三相橋逆變器驅(qū)動(dòng)方式，控制策略簡(jiǎn)單[12-15]。若某相繞組發(fā)生故障，則退出故障所在的整套三相繞組，故障前后電機(jī)均保持對(duì)稱(chēng)運(yùn)行。容錯(cuò)永磁同步電機(jī)系統(tǒng)以每相繞組為基本單元，采用H橋逆變器驅(qū)動(dòng)方式，發(fā)生故障時(shí)僅需退出故障相，故障后電機(jī)系統(tǒng)不再保持對(duì)稱(chēng)運(yùn)行[16-18]。與余度永磁同步電機(jī)系統(tǒng)相比，相同相數(shù)的容錯(cuò)永磁同步電機(jī)系統(tǒng)具有更高的容錯(cuò)能力和繞組利用率，但同時(shí)也帶來(lái)了驅(qū)動(dòng)控制器體積質(zhì)量更大、控制策略更復(fù)雜的問(wèn)題。目前，對(duì)于2種多相永磁同步電機(jī)系統(tǒng)運(yùn)行性能差異的研究較少，局限在起動(dòng)性能、輸出轉(zhuǎn)矩、不平衡磁拉力等方面，而且采用了完全不同的電機(jī)系統(tǒng)[19-20]。不同驅(qū)動(dòng)控制方式對(duì)多相永磁同步電機(jī)運(yùn)行性能的影響尚不明晰，有必要開(kāi)展進(jìn)一步的研究工作。

本文基于一個(gè)六相永磁同步電機(jī)，分別構(gòu)建成雙三相余度永磁同步電機(jī)和六相容錯(cuò)永磁同步電機(jī)2種電機(jī)驅(qū)動(dòng)控制系統(tǒng)。在此基礎(chǔ)上，通過(guò)仿真分析和實(shí)驗(yàn)研究了不同驅(qū)動(dòng)控制方式對(duì)六相永磁同步電機(jī)調(diào)速范圍和動(dòng)態(tài)性能的影響機(jī)理及影響規(guī)律。

1 六相永磁同步電機(jī)系統(tǒng)模型

1.1 電機(jī)數(shù)學(xué)模型

本文所研究的六相永磁同步電機(jī)為12槽10極結(jié)構(gòu)，如圖1所示。其六相繞組分別為A、B、C、D、E、F，各相繞組依次相差60°機(jī)械角度排列。為簡(jiǎn)化分析過(guò)程，對(duì)電機(jī)作如下假設(shè)：

1）定轉(zhuǎn)子產(chǎn)生的氣隙磁場(chǎng)均按正弦分布，忽略各次諧波。

2）忽略鐵心磁飽和及磁滯、渦流的影響。

3）定子六相繞組對(duì)稱(chēng)，轉(zhuǎn)子對(duì)直軸和交軸對(duì)稱(chēng)。

4）忽略繞組互感的影響。

圖1 六相永磁同步電機(jī)定轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)Fig.1 Stator and rotor structure of six-phase PMSM

根據(jù)上述假設(shè)條件，利用電路和電磁感應(yīng)原理可以得到電機(jī)定子繞組的電壓方程和磁鏈方程分別為

式中：

其中：us、is和 ψs分別為六相繞組的相電壓、相電流和相磁鏈矩陣；Rs和Ls分別為六相繞組的電阻和電感系數(shù)矩陣；ψf為電機(jī)轉(zhuǎn)子永磁體磁鏈幅值；γs為磁鏈系數(shù)矩陣；θ為電機(jī)轉(zhuǎn)子磁極位置和A相繞組軸線之間的電角度差。

由磁共能對(duì)機(jī)械角度求偏導(dǎo)可以得到電機(jī)的電磁轉(zhuǎn)矩為

式中：θm為電機(jī)轉(zhuǎn)子磁極位置和A相繞組軸線之間的機(jī)械角度差。

由于永磁同步電機(jī)為隱極電機(jī)，氣隙均勻分布，其相繞組電感不隨機(jī)械角度變化，則電機(jī)電磁轉(zhuǎn)矩表達(dá)式可以改寫(xiě)為

六相永磁同步電機(jī)的運(yùn)動(dòng)方程為

式中：Ω為角速度；J為轉(zhuǎn)動(dòng)慣量；B為阻尼系數(shù)；TL為負(fù)載轉(zhuǎn)矩。

1.2 余度永磁同步電機(jī)系統(tǒng)模型

分別將六相永磁同步電機(jī)的A、C、E和B、D、F三相繞組的接出端相連成中性點(diǎn)，可構(gòu)成2套三相對(duì)稱(chēng)繞組，2套三相繞組的相位相差60°機(jī)械角度。驅(qū)動(dòng)部分采用2套三相橋逆變器即構(gòu)成雙三相余度永磁同步電機(jī)系統(tǒng)，結(jié)構(gòu)如圖2所示。

雙三相余度永磁同步電機(jī)系統(tǒng)可視為共用相同轉(zhuǎn)子的2個(gè)三相永磁同步電機(jī)子系統(tǒng)，定義為余度1和余度2。由于忽略了電機(jī)相間互感，2個(gè)三相永磁同步電機(jī)之間不存在電磁耦合，因此，可以采用傳統(tǒng)的三相永磁同步電機(jī)坐標(biāo)變換方法，將2個(gè)三相永磁同步電機(jī)分別由三相靜止坐標(biāo)系（A-B-C坐標(biāo)系）變換至兩相旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)系（d-q坐標(biāo)系），在d-q坐標(biāo)系下實(shí)現(xiàn)對(duì)2個(gè)三相永磁同步電機(jī)的矢量控制。

將六相永磁同步電機(jī)的電壓和磁鏈方程變換到d-q坐標(biāo)系下，去掉零序分量后，可得到電機(jī)的電壓和磁鏈方程分別為

圖2 雙三相余度永磁同步電機(jī)逆變器結(jié)構(gòu)Fig.2 Inverter structure of dual three-phase redundant PMSM

式中：ud1、uq1、ψd1、ψq1、id1和iq1分別為余度1的直軸電壓、交軸電壓、直軸磁鏈、交軸磁鏈、直軸電流和交軸電流；ud2、uq2、ψd2、ψq2、id2和iq2分別為余度2的直軸電壓、交軸電壓、直軸磁鏈、交軸磁鏈、直軸電流和交軸電流；ωe為電角頻率；Ld和Lq分別為直軸和交軸同步電感，對(duì)于隱極電機(jī)而言，由于氣隙均勻，可近似認(rèn)為二者相等，則有

因此，可以得到電機(jī)的電磁轉(zhuǎn)矩為

式中：Te1為余度1的電磁轉(zhuǎn)矩；Te2為余度2的電磁轉(zhuǎn)矩；pn為電機(jī)轉(zhuǎn)子極對(duì)數(shù)。

式（6）～式（9）進(jìn)一步說(shuō)明，忽略相繞組間互感之后，雙三相余度永磁同步電機(jī)完全可以等價(jià)為2個(gè)三相永磁同步電機(jī)，其電磁轉(zhuǎn)矩為2個(gè)三相永磁同步電機(jī)的電磁轉(zhuǎn)矩之和。雙三相余度永磁同步電機(jī)系統(tǒng)基于雙d-q變換的矢量控制框圖如圖3所示。圖中：APR、ASR和ACR分別表示位置調(diào)節(jié)器、速度調(diào)節(jié)器和電流調(diào)節(jié)器；uα1和uβ1分別為余度1在靜止坐標(biāo)系下的α軸和β軸電壓；uα2和uβ2分別為余度2在靜止坐標(biāo)系下的 α軸和 β軸電壓；SVPWM 為空間矢量脈寬調(diào)制；SA，…，SF為各相橋臂開(kāi)關(guān)信號(hào)；2r表示2相旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)系；3s表示3相靜止坐標(biāo)系。

雙三相余度永磁同步電機(jī)系統(tǒng)基于雙d-q變換的矢量控制策略是由傳統(tǒng)三相永磁同步電機(jī)d-q變換矢量控制策略擴(kuò)展而來(lái)，其控制結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單，且在正常運(yùn)行或繞組開(kāi)路、短路故障運(yùn)行條件下，均能保證電機(jī)的對(duì)稱(chēng)運(yùn)行，電機(jī)的相繞組電流始終保持正弦。

圖3 雙三相余度永磁同步電機(jī)雙d-q變換矢量控制框圖Fig.3 Dual d-q transformation vector control diagram of dual three-phase redundant PMSM

1.3 容錯(cuò)永磁同步電機(jī)系統(tǒng)模型

將六相永磁同步電機(jī)的六相繞組的兩端分別接出，采用H橋逆變器，可構(gòu)成六相容錯(cuò)電機(jī)系統(tǒng)，結(jié)構(gòu)如圖4所示。六相容錯(cuò)永磁同步電機(jī)系統(tǒng)采用最優(yōu)轉(zhuǎn)矩控制策略，該控制策略以輸出轉(zhuǎn)矩最優(yōu)為目標(biāo)，以電機(jī)瞬時(shí)銅耗最小為約束條件，通過(guò)解算求得電機(jī)各相電流，可以保證電機(jī)在正常運(yùn)行或者故障運(yùn)行狀態(tài)下輸出恒定轉(zhuǎn)矩[21-22]。

圖4 六相容錯(cuò)永磁同步電機(jī)逆變器結(jié)構(gòu)Fig.4 Inverter structure of six-phase fault-tolerant PMSM

六相容錯(cuò)永磁同步電機(jī)的瞬時(shí)電磁轉(zhuǎn)矩可以表示為

式中：ej（t）為j相瞬時(shí)反電動(dòng)勢(shì)；ij（t）為j相瞬時(shí)相電流。

當(dāng)發(fā)生相繞組故障時(shí)，六相容錯(cuò)永磁同步電機(jī)的瞬時(shí)電磁轉(zhuǎn)矩可以表示為

式中：Tn（t）為電機(jī)故障后正常相產(chǎn)生的電磁轉(zhuǎn)矩；Tf（t）為電機(jī)故障后故障相產(chǎn)生的電磁轉(zhuǎn)矩，其表達(dá)式分別為

其中：ki表示故障所在相。

為了保證電機(jī)能夠輸出恒定轉(zhuǎn)矩，給定如下約束條件：

式中：Tc為電機(jī)的恒定輸出轉(zhuǎn)矩。

為確定各相電流的唯一解，引入電機(jī)瞬時(shí)銅耗最小為約束條件：

則各相電流的求解變?yōu)槎嘣瘮?shù)求極值的最優(yōu)解問(wèn)題，因此可建立拉格朗日價(jià)值函數(shù)：

式中：λ為拉格朗日乘數(shù)。

由式（16）可求得各相電流表達(dá)式為

通過(guò)電流環(huán)實(shí)時(shí)控制電流跟蹤其解算值，便可以保證電機(jī)輸出恒定轉(zhuǎn)矩。

最優(yōu)轉(zhuǎn)矩控制策略通過(guò)在靜止坐標(biāo)系下直接控制各相電流瞬時(shí)值，以達(dá)到恒定轉(zhuǎn)矩輸出的目的，其算法簡(jiǎn)單，避免了復(fù)雜的坐標(biāo)變化，且不受電機(jī)相數(shù)的限制。最優(yōu)轉(zhuǎn)矩控制策略的控制框圖如圖5所示。

圖5 六相容錯(cuò)永磁同步電機(jī)最優(yōu)轉(zhuǎn)矩控制框圖Fig.5 Optimal torque control diagram of six-phase fault-tolerant PMSM

2 調(diào)速范圍分析

在直流母線電壓相同的條件下，六相永磁同步電機(jī)采用余度和容錯(cuò)2種驅(qū)動(dòng)控制方式時(shí)，具有不同的相電壓。由圖2和圖4可以看出，雙三相余度永磁同步電機(jī)的相繞組采用三相星型接法，直流母線電壓約束繞組的線電壓；而六相容錯(cuò)永磁同步電機(jī)采用了單相繞組結(jié)構(gòu)，直流母線電壓約束繞組的相電壓。由于星型接法三相繞組的線電壓是相電壓的倍，則對(duì)于相同的直流母線電壓，六相容錯(cuò)永磁同步電機(jī)的相電壓約是雙三相余度永磁同步電機(jī)相電壓的倍。電機(jī)的相電壓直接影響其相繞組反電動(dòng)勢(shì)，進(jìn)而影響其調(diào)速范圍。

采用相繞組反電動(dòng)勢(shì)和電流同相位的控制方式，可得到六相永磁同步電機(jī)單相繞組的相量圖和等效電路，如圖6所示。圖中：δ為電機(jī)功角。電機(jī)的相電壓可以表示為

式中：Um為相電壓幅值；Em為相繞組反電動(dòng)勢(shì)幅值；Im為相電流幅值。

定義如下常數(shù)：

式中：n為轉(zhuǎn)速；Tout為輸出轉(zhuǎn)矩；T0為空載轉(zhuǎn)矩。

將式（20）～式（22）代入式（19）可得

圖6 六相永磁同步電機(jī)相繞組相量圖和等效電路Fig.6 Phasor diagram and equivalent circuit of six-phase PMSM phase winding

式（23）描述了電機(jī)轉(zhuǎn)速和輸出轉(zhuǎn)矩之間的關(guān)系。與傳統(tǒng)永磁同步電機(jī)相比，一方面由于所設(shè)計(jì)的六相永磁同步電機(jī)相繞組感抗較大，對(duì)電機(jī)的相電壓有較大影響，不可以被忽略。另一方面，由于電機(jī)相繞組的熱約束限制了最大相電流，從而制約了輸出轉(zhuǎn)矩的最大值。由式（21）可知，相電流與輸出轉(zhuǎn)矩成線性關(guān)系，對(duì)相電流值的約束可以直接轉(zhuǎn)化為對(duì)輸出轉(zhuǎn)矩的約束條件。同時(shí)，規(guī)定電機(jī)轉(zhuǎn)速為正，由此可以得到增加約束條件后電機(jī)的轉(zhuǎn)速和轉(zhuǎn)矩的關(guān)系表達(dá)式為

式中：Tmax為輸出轉(zhuǎn)矩最大值。

根據(jù)1.2節(jié)和1.3節(jié)分析，六相容錯(cuò)永磁同步電機(jī)相電壓即為母線電壓UDC，雙三相余度永磁同步電機(jī)相電壓為，根據(jù)式（24）和六相永磁同步電機(jī)設(shè)計(jì)參數(shù)，可以得到2種永磁同步電機(jī)系統(tǒng)的轉(zhuǎn)速-轉(zhuǎn)矩特性曲線，如圖7所示。由此可以得知，在相同轉(zhuǎn)矩條件下，相比于余度驅(qū)動(dòng)控制方式，六相永磁同步電機(jī)采用容錯(cuò)驅(qū)動(dòng)控制方式時(shí)具有更寬的調(diào)速范圍，在不同輸出轉(zhuǎn)矩下的調(diào)速范圍提高了73%以上。

在Ansoft/Simplorer仿真環(huán)境中，分別建立雙三相余度永磁同步電機(jī)系統(tǒng)和六相容錯(cuò)永磁同步電機(jī)系統(tǒng)仿真模型，對(duì)2種永磁同步電機(jī)系統(tǒng)的調(diào)速范圍進(jìn)行了仿真研究。圖8為2種永磁同步電機(jī)系統(tǒng)的轉(zhuǎn)速-轉(zhuǎn)矩特性曲線仿真結(jié)果，與理論分析結(jié)果基本一致。

圖7 雙三相余度永磁同步電機(jī)和六相容錯(cuò)永磁同步電機(jī)的轉(zhuǎn)速-轉(zhuǎn)矩特性曲線Fig.7 Speed-torque curves of dual three-phase redundant PMSM and six-phase fault-tolerant PMSM

圖8 雙三相余度永磁同步電機(jī)和六相容錯(cuò)永磁同步電機(jī)的轉(zhuǎn)速-轉(zhuǎn)矩特性曲線仿真結(jié)果Fig.8 Speed-torque simulation curves of dual three-phase redundant PMSM and six-phase fault-tolerant PMSM

3 動(dòng)態(tài)性能分析

六相永磁同步電機(jī)每相繞組的瞬態(tài)電壓方程可表示為

式中：u為瞬時(shí)相電壓；e為瞬時(shí)反電動(dòng)勢(shì)；i為瞬時(shí)相電流。

由式（25）可知，相電壓將影響電機(jī)相繞組反電動(dòng)勢(shì)和相電流，即影響電機(jī)的轉(zhuǎn)速和轉(zhuǎn)矩性能。由式（5）可知，電機(jī)的轉(zhuǎn)速和轉(zhuǎn)矩性能會(huì)影響電機(jī)的位置伺服動(dòng)態(tài)性能。因此，余度和容錯(cuò)永磁同步電機(jī)相電壓的不同將引起兩者位置伺服動(dòng)態(tài)性能的差異。

在Ansoft/Simplorer仿真環(huán)境中，對(duì)2種永磁同步電機(jī)系統(tǒng)的位置伺服動(dòng)態(tài)性能進(jìn)行了仿真分析。給定位置指令為60°機(jī)械角度的階躍信號(hào)，2種永磁同步電機(jī)系統(tǒng)的位置、轉(zhuǎn)速和電磁轉(zhuǎn)矩仿真波形如圖9所示?？梢钥闯?，六相容錯(cuò)永磁同步電機(jī)在電磁轉(zhuǎn)矩快速性上稍?xún)?yōu)于雙三相余度永磁同步電機(jī)，其轉(zhuǎn)速峰值也稍高于雙三相余度永磁同步電機(jī)，從而六相容錯(cuò)永磁同步電機(jī)的位置跟蹤性能略好于雙三相余度永磁同步電機(jī)，如圖9（a）所示，其中雙三相余度永磁同步電機(jī)響應(yīng)曲線的上升時(shí)間為11.03 ms，而六相容錯(cuò)永磁同步電機(jī)的上升時(shí)間為10.74 ms，減少了2.6%。給定位置指令為360°機(jī)械角度的階躍信號(hào)時(shí)，2種永磁同步電機(jī)系統(tǒng)的位置、轉(zhuǎn)速和電磁轉(zhuǎn)矩仿真波形如圖10所示。由于給定的階躍位置指令值較大，2種永磁同步電機(jī)系統(tǒng)均到達(dá)了其轉(zhuǎn)速限幅值，相比于雙三相余度永磁同步電機(jī)，由于六相容錯(cuò)永磁同步電機(jī)具有更寬的調(diào)速范圍，其位置伺服動(dòng)態(tài)性能更優(yōu)。在該指令下，雙三相余度永磁同步電機(jī)響應(yīng)曲線的上升時(shí)間為20.94 ms，六相容錯(cuò)永磁同步電機(jī)的上升時(shí)間為14.73 ms，減少了29.7%。可以得知，與余度驅(qū)動(dòng)控制方式相比，六相永磁同步電機(jī)采用容錯(cuò)驅(qū)動(dòng)控制方式在電磁轉(zhuǎn)矩動(dòng)態(tài)性能和調(diào)速范圍上的優(yōu)勢(shì)可以提升其位置伺服動(dòng)態(tài)性能。

圖9 雙三相余度永磁同步電機(jī)和六相容錯(cuò)永磁同步電機(jī)在60°階躍指令下的位置、轉(zhuǎn)速和電磁轉(zhuǎn)矩仿真曲線Fig.9 Simulation curves of position，speed and electromagnetic torque for dual three-phase redundant PMSM and six-phase fault-tolerant PMSM with a 60°step instruction

圖10 雙三相余度永磁同步電機(jī)和六相容錯(cuò)永磁同步電機(jī)在360°階躍指令下的位置、轉(zhuǎn)速和電磁轉(zhuǎn)矩仿真曲線Fig.10 Simulation curves of position，speed and electromagnetic torque for dual three-phase redundant PMSM and six-phase fault-tolerant PMSM with a 360°step instruction

4 實(shí) 驗(yàn)

為驗(yàn)證理論和仿真分析的有效性，對(duì)六相永磁同步電機(jī)不同驅(qū)動(dòng)控制方式下的位置伺服動(dòng)態(tài)性能進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究，系統(tǒng)實(shí)驗(yàn)平臺(tái)如圖11所示，其由六相永磁同步電機(jī)、驅(qū)動(dòng)控制系統(tǒng)、供電電源和CAN演示平臺(tái)組成。

圖11 六相永磁同步電機(jī)系統(tǒng)實(shí)驗(yàn)平臺(tái)Fig.11 Experimental platform of six-phase PMSM system

圖12 雙三相余度永磁同步電機(jī)和六相容錯(cuò)永磁同步電機(jī)在60°階躍指令下的位置、轉(zhuǎn)速和電磁轉(zhuǎn)矩實(shí)驗(yàn)波形Fig.12 Experimental waveforms of position，speed and electromagnetic torque for dual three-phase redundant PMSM and six-phase fault-tolerant PMSM with a 60°step instruction

圖13 雙三相余度永磁同步電機(jī)和六相容錯(cuò)永磁同步電機(jī)在360°階躍指令下的位置、轉(zhuǎn)速和電磁轉(zhuǎn)矩實(shí)驗(yàn)波形Fig.13 Experimental waveforms of position，speed and electromagnetic torque for dual three-phase redundant PMSM and six-phase fault-tolerant PMSM with a 360°step instruction

給定60°和360°機(jī)械角度的位置階躍指令，圖12和圖13分別為雙三相余度永磁同步電機(jī)系統(tǒng)和六相容錯(cuò)永磁同步電機(jī)系統(tǒng)的位置、轉(zhuǎn)速和電磁轉(zhuǎn)矩波形。從圖12可以看出，在60°位置階躍指令下，2種永磁同步電機(jī)系統(tǒng)的電磁轉(zhuǎn)矩和轉(zhuǎn)速波形類(lèi)似，但六相容錯(cuò)永磁同步電機(jī)的電磁轉(zhuǎn)矩上升速率較快，六相容錯(cuò)永磁同步電機(jī)和雙三相余度永磁同步電機(jī)電磁轉(zhuǎn)矩到達(dá)峰值時(shí)間分別為0.61 ms和0.8 ms，六相容錯(cuò)永磁同步電機(jī)的轉(zhuǎn)速峰值也稍高于雙三相余度永磁同步電機(jī)，從而，六相容錯(cuò)永磁同步電機(jī)位置伺服性能稍?xún)?yōu)于雙三相余度永磁同步電機(jī)，兩者位置響應(yīng)的上升時(shí)間分別為8.8 ms和9 ms。從圖13可以看出，在360°位置階躍指令下，雙三相余度永磁同步電機(jī)轉(zhuǎn)速到達(dá)限幅值，出現(xiàn)平頂段，而六相容錯(cuò)永磁同步電機(jī)由于調(diào)速范圍較寬，可以到達(dá)較高的轉(zhuǎn)速峰值，因此，其位置伺服性能更優(yōu)，六相容錯(cuò)永磁同步電機(jī)和雙三相余度永磁同步電機(jī)的位置響應(yīng)上升時(shí)間分別為16 ms和24.8 ms。實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，與雙三相余度永磁同步電機(jī)相比，六相容錯(cuò)永磁同步電機(jī)的位置伺服動(dòng)態(tài)性能更優(yōu)，其在60°和360°位置階躍指令下的響應(yīng)曲線上升時(shí)間分別減小了2.2%和35%。

5 結(jié) 論

本文研究了不同驅(qū)動(dòng)控制方式對(duì)六相永磁同步電機(jī)性能的影響。六相永磁同步電機(jī)采用余度和容錯(cuò)2種驅(qū)動(dòng)控制方式，可分別構(gòu)建成雙三相余度永磁同步電機(jī)系統(tǒng)和六相容錯(cuò)永磁同步電機(jī)系統(tǒng)，通過(guò)建立2種永磁同步電機(jī)系統(tǒng)的驅(qū)動(dòng)控制模型，研究了兩者在調(diào)速范圍和動(dòng)態(tài)性能的優(yōu)劣，結(jié)論如下：

1）在調(diào)速范圍方面，對(duì)于相同的直流母線電壓，相比于余度驅(qū)動(dòng)控制方式，六相永磁同步電機(jī)采用容錯(cuò)驅(qū)動(dòng)控制方式時(shí)具有更高的相電壓，因此其調(diào)速范圍更寬，在不同輸出轉(zhuǎn)矩下的調(diào)速范圍提高了73%以上。

2）在動(dòng)態(tài)性能方面，相比于余度驅(qū)動(dòng)控制方式，六相永磁同步電機(jī)采用容錯(cuò)驅(qū)動(dòng)控制方式時(shí)具有更好的轉(zhuǎn)矩控制性能和更寬的調(diào)速范圍，因此其位置伺服動(dòng)態(tài)性能更為優(yōu)越。