翟自斌，鄭曉欽，李修東

九相永磁同步推進(jìn)電機(jī)系統(tǒng)主動切套運行控制策略

翟自斌，鄭曉欽，李修東

（青島大學(xué)電氣工程學(xué)院，山東 青島 266071）

主動切套運行是多套多相電機(jī)特有的一種對稱故障運行方式，可根據(jù)負(fù)載率選擇最佳的運行繞組套數(shù)，以優(yōu)化電機(jī)系統(tǒng)效率。本文以三套三相繞組構(gòu)成的九相永磁同步推進(jìn)電機(jī)系統(tǒng)為研究對象，研究了電機(jī)主動切套的控制方法，通過考慮切套前后推進(jìn)電機(jī)本體及其逆變器損耗的變化，得到九相永磁同步推進(jìn)電機(jī)系統(tǒng)全轉(zhuǎn)矩范圍內(nèi)損耗最小的切套運行方式。通過對9kW九相永磁同步推進(jìn)電機(jī)原理樣機(jī)進(jìn)行Simulink仿真計算，驗證了理論分析的正確性。

九相永磁同步電機(jī)；切套控制；損耗分析

0 前言

電力推進(jìn)分系統(tǒng)作為艦船綜合電力系統(tǒng)中的主要分系統(tǒng)，也是電能需求量最大的分系統(tǒng)，其重要性不言而喻[1]。高效率、高轉(zhuǎn)矩密度、高可靠性是對大容量推進(jìn)電機(jī)系統(tǒng)的基本要求[2]。推進(jìn)電機(jī)系統(tǒng)損耗的降低成了提高效率的關(guān)鍵因素，需要綜合考慮推進(jìn)電機(jī)本體以及逆變器的損耗[3]。

相比于傳統(tǒng)的勵磁電機(jī)，永磁同步電機(jī)能夠獲得更高的效率與轉(zhuǎn)矩密度，特別適合在空間受限的多功能艦船上使用[4]。同時，繞組經(jīng)多相化設(shè)計后，可使用低壓開關(guān)器件實現(xiàn)大功率驅(qū)動，轉(zhuǎn)矩脈動減小，可靠性提高，具有更多的控制資源和自由度[5]。鑒于多相永磁電機(jī)的諸多優(yōu)勢，已逐步應(yīng)用于各國大容量艦船的推進(jìn)系統(tǒng)中[6]。

不同于傳統(tǒng)多相繞組結(jié)構(gòu)，多相永磁推進(jìn)電機(jī)常采用多套多相繞組結(jié)構(gòu)。一方面，當(dāng)電機(jī)某相繞組發(fā)生故障時，可將故障相所在的整套繞組切出，犧牲部分帶載能力，最大程度的保證故障電機(jī)平穩(wěn)運行；另一方面，在艦船作業(yè)與巡航減速航行時，為避免功率逆變器在輕載工況產(chǎn)生不必要的損耗，可根據(jù)負(fù)載需要主動切套運行，以提高推進(jìn)系統(tǒng)效率。因此，為提高整個推進(jìn)系統(tǒng)的可靠性和高效性，開展多相永磁推進(jìn)電機(jī)切套運行研究勢在必行。文獻(xiàn)[7]針對九相磁通切換永磁電機(jī)輕載運行工況，主動關(guān)閉其中部分相繞組，使用一套或兩套三相繞組工作就可以滿足輸出要求，減小逆變器損耗，優(yōu)化推進(jìn)系統(tǒng)的效率。文獻(xiàn)[8]針對四套三相繞組構(gòu)成的十二相永磁推進(jìn)電機(jī)系統(tǒng)，研究了分組控制的驅(qū)動系統(tǒng)容錯控制方式。當(dāng)某相出現(xiàn)故障時，切出故障相所在的整套繞組及控制通道，保證故障電機(jī)可靠運行。文獻(xiàn)[9]針對三套五相繞組構(gòu)成的十五相感應(yīng)推進(jìn)電機(jī)切套減額運行工況，得到電機(jī)切套減額運行時與負(fù)載相適應(yīng)的最大輸出轉(zhuǎn)矩。

本文針對三套三相繞組構(gòu)成的九相永磁推進(jìn)電機(jī)系統(tǒng)，研究了推進(jìn)系統(tǒng)全轉(zhuǎn)矩范圍內(nèi)，主動切出不同套數(shù)繞組運行的控制方式，以及同時考慮不同切套運行時推進(jìn)電機(jī)本體及其逆變器的系統(tǒng)損耗變化，得出與負(fù)載相適應(yīng)的最優(yōu)切套運行方式。

1 九相永磁同步電機(jī)繞組結(jié)構(gòu)

本文研究的九相永磁同步電機(jī)定子繞組由三套三相開端繞組構(gòu)成，每兩套三相繞組互成p/9電角度，采用H橋逆變電路分別驅(qū)動各相[9]。圖1所示為電機(jī)切套運行前后的繞組變化。圖2所示為九相H橋逆變電路的拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)。

圖1 九相永磁推進(jìn)電機(jī)切套減額運行前后繞組變化

圖2 九相H橋逆變電路拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)

2 九相永磁同步電機(jī)切套運行數(shù)學(xué)模型

2.1 電機(jī)正常運行時的數(shù)學(xué)模型

九相永磁同步電機(jī)是一個高階、非線性、強(qiáng)耦合的多變量系統(tǒng)，在a-b-c坐標(biāo)系下對其數(shù)學(xué)模型進(jìn)行分析較為復(fù)雜，為簡化分析，將其數(shù)學(xué)模型解耦到0坐標(biāo)系中，解耦矩陣及其逆矩陣為：

式中，子矩陣為：

式中，表示繞組套數(shù)，取值為1,2,3。

解耦后0坐標(biāo)系各軸電流分量仍為交流量，為方便控制，需將其轉(zhuǎn)化為d-q-0坐標(biāo)系下的直流量，變換矩陣為：

式中，為同步角位移，有=d，為電角速度。

九相永磁同步電機(jī)在d-q-0坐標(biāo)系下的電壓方程、磁鏈方程、轉(zhuǎn)矩方程和運動方程分別為：

式中，有：

2.2 切套運行對數(shù)學(xué)模型的影響

多相永磁同步電機(jī)切出不同套數(shù)繞組運行時，部分參數(shù)會發(fā)生變化[10]，需要重新計算。根據(jù)文獻(xiàn)[11]可知，兩相繞組重合時的主電感m表達(dá)式為：

式中，0為空氣相對磁導(dǎo)率；定子極距；ef為定子有效長度；為定子繞組每相串聯(lián)匝數(shù)；wv為定子繞組基波繞組因數(shù)；p為極對數(shù)；ef為氣隙有效長度。

由式（8）可以看出，定子兩相間的主電感m僅與電機(jī)結(jié)構(gòu)有關(guān)，與相數(shù)無關(guān)。因而，電機(jī)切套運行時，m不發(fā)生變化。

定子漏感sσ是計及所有相繞組共同作用時的定子每相漏感。根據(jù)文獻(xiàn)[12]可知，定子漏抗受相數(shù)影響較大，且沒有規(guī)律可循，因此只能重新計算。定子漏感主要包括端部漏感、槽漏感、諧波漏感三部分。根據(jù)文獻(xiàn)[13]介紹的方法，可分別計算九相永磁同步電機(jī)不同切套運行時的漏感參數(shù)，詳見表1。

表1 切套前后定子漏感參數(shù)變化

3 九相永磁同步電機(jī)切套運行的實現(xiàn)

3.1 切套運行控制策略

圖3所示為基于三d-q模型的九相永磁同步電機(jī)切套控制框圖。整個控制回路由轉(zhuǎn)速外環(huán)和電流內(nèi)環(huán)組成，設(shè)置了轉(zhuǎn)速調(diào)節(jié)器和電流調(diào)節(jié)器來進(jìn)行控制。

圖3 基于三d-q模型的九相永磁同步電機(jī)切套控制框圖

圖3中三個虛線框的內(nèi)容為三套三相繞組的控制部分。每切一套三相繞組運行時，就有一個虛線框中的控制部分退出運行，剩余繞組繼續(xù)工作，保證了電機(jī)的不間斷運行。仿真電機(jī)參數(shù)見表2。

表2 九相永磁同步電機(jī)參數(shù)

對九相永磁同步電機(jī)正常運行、切一套三相繞組運行和切兩套三相繞組運行分別了進(jìn)行仿真。圖4~6所示為相應(yīng)運行條件下加載后的電流和轉(zhuǎn)矩。

圖4 九相永磁同步電機(jī)正常運行時電流、轉(zhuǎn)矩波形

圖5 九相永磁同步電機(jī)切一套三相繞組運行時電流、轉(zhuǎn)矩波形

圖6 九相永磁同步電機(jī)切兩套三相繞組運行時電流、轉(zhuǎn)矩波形

3.2 推進(jìn)電機(jī)系統(tǒng)的損耗分析

3.2.1 電機(jī)本體損耗

電機(jī)本體損耗的增加會導(dǎo)致電機(jī)運行效率降低。九相永磁同步電機(jī)運行時主要的電磁損耗包括：鐵耗、永磁體渦流損耗和銅耗[14]。文獻(xiàn)[7]建立了電機(jī)損耗模型，并分析出電機(jī)缺相運行時，電機(jī)內(nèi)部損耗發(fā)生改變的只有銅耗，其余損耗變化不大。因此，進(jìn)行切套控制損耗分析時，電機(jī)本體損耗只需計算銅耗的增加。

九相永磁同步電機(jī)銅耗計算與切套后電流大小有關(guān)，通過對切套控制后的電流進(jìn)行分析，可得到切套控制電機(jī)內(nèi)部損耗的變化。

由文獻(xiàn)[8]得知，在電機(jī)系統(tǒng)不過載的情況下，三相繞組運行時，負(fù)載率不得超過33%；六相繞組運行時，負(fù)載率不得超過66%；九相繞組運行時，加載不得超過額定負(fù)載。電機(jī)進(jìn)行切套控制時，在系統(tǒng)不過載的前提下，得到了計及運行繞組相數(shù)和負(fù)載率的銅耗，見表3。

表3 計及運行繞組相數(shù)和負(fù)載率的銅耗

3.2.2 逆變器損耗

逆變器主要由IGBT和反并聯(lián)二極管組成[15]，二者進(jìn)行開關(guān)時，會產(chǎn)生逆變器損耗。逆變器總損耗包括通態(tài)損耗和開關(guān)損耗[16]。

（1）IGBT通態(tài)損耗

IGBT的通態(tài)損耗與導(dǎo)通壓降、流過IGBT的電流、占空比有關(guān)。IGBT的通態(tài)損耗為：

式中，con_IGBT為IGBT通態(tài)損耗；CE()為IGBT導(dǎo)通壓降函數(shù)；c()為流過IGBT的電流函數(shù)；Q()為IGBT占空比函數(shù)；為調(diào)制波周期。

（2）IGBT開關(guān)損耗

IGBT的開關(guān)損耗與其開關(guān)特性有關(guān)，包括開通損耗和關(guān)斷損耗，可表示為：

式中，sw_IGBT為IGBT開關(guān)損耗；sw為開關(guān)頻率；on()為導(dǎo)通一次的能耗函數(shù)；off()為關(guān)斷一次的能耗函數(shù)。

（3）二極管的通態(tài)損耗

二極管的通態(tài)損耗與導(dǎo)通壓降、流過二極管的電流、占空比有關(guān)。二極管的通態(tài)損耗為：

式中，on_Diode為二極管的通態(tài)損耗；F()為二極管的導(dǎo)通壓降函數(shù)；F()為流過IGBT的電流函數(shù)；D()為二極管的占空比函數(shù)。

（4）二極管的關(guān)斷損耗

二極管的開通損耗遠(yuǎn)小于關(guān)斷損耗，因此，只需計算二極管關(guān)斷損耗即可。二極管關(guān)斷損耗為：

式中，sw_Diode為二極管的關(guān)斷損耗；rec()為反向恢復(fù)能耗函數(shù)。

九相永磁同步電機(jī)進(jìn)行切套控制時，逆變器損耗隨著相數(shù)的減少而降低。電機(jī)進(jìn)行切套控制時，得到了計及運行繞組相數(shù)和負(fù)載率的逆變器損耗，見表4。

表4 計及運行繞組相數(shù)和負(fù)載率的逆變器損耗

九相永磁同步推進(jìn)電機(jī)系統(tǒng)切套控制損耗變化包含電機(jī)內(nèi)部損耗變化和逆變器損耗變化。將表3與表4中損耗相加，可得到切套控制時，推進(jìn)電機(jī)系統(tǒng)的損耗變化，如圖7所示。

圖7 推進(jìn)電機(jī)系統(tǒng)損耗分析圖

由圖7可知，在電機(jī)系統(tǒng)不過載的情況下，負(fù)載率小于0.33時，三相繞組、六相繞組和九相繞組都可以帶負(fù)載運行，在此情況下，九相繞組帶負(fù)載運行的功率損耗最大，六相繞組次之，三相繞組最小，故選擇切兩套三相繞組運行方式最優(yōu)。負(fù)載率為0.33~0.66時，三相繞組投入運行，電機(jī)過載，只有六相繞組、九相繞組可以帶負(fù)載運行，在此情況下，九相繞組帶負(fù)載運行的功率損耗較大，六相繞組較小，故選擇切一套三相繞組運行方式最優(yōu)。負(fù)載率為0.66~1時，為使電機(jī)不過流，必須九相繞組全部投入運行，不能選擇其他的切套方式運行。

4 結(jié)論

本文對三套三相繞組構(gòu)成的九相永磁同步推進(jìn)電機(jī)進(jìn)行了切套控制，并進(jìn)行仿真分析。綜合計算了推進(jìn)電機(jī)系統(tǒng)運行時電機(jī)本體的銅耗和逆變器損耗，得出電機(jī)不過流情況下，全轉(zhuǎn)矩范圍內(nèi)損耗最小的切套運行方式。結(jié)論如下：

（1）負(fù)載率小于0.33時，切出兩套三相繞組運行的功率損耗最小，運行方式最優(yōu)；

（2）負(fù)載率為0.33~0.66時，切出一套三相繞組運行的功率損耗最小，運行方式最優(yōu)；

（3）負(fù)載率為0.66~1時，九相繞組需全部投入運行。

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Active Symmetrical Fault Operation Control Strategy of Nine-phase Permanent Magnet Synchronous Propulsion Motor System

ZHAI Zibin, ZHENG Xiaoqin,LI Xiudong

(College of Electrical Engineering, Qingdao University, Qingdao 266071, China)

Active symmetrical fault operation is a unique symmetrical fault operation mode ofsynchronous motor composed of multiple sets of multi-phase windings. The optimal number of running winding sets can be selected according to the load rate to optimize the efficiency of the motor system. This paper takes the nine-phase permanent magnet synchronous propulsion motor system composed of three sets of three-phase windings as the research object, and studies the control method of the motor's active symmetrical fault. By considering the changes in the loss of the propulsion motor and its inverter during symmetrical fault operation, the symmetrical fault operation mode with the smallest loss in the full torque range of the nine-phase permanent magnet synchronous propulsion motor system is obtained. Simulink simulation calculation of a 9kW nine-phase permanent magnet synchronous propulsion motor prototype verified the correctness of the theoretical analysis.

nine-phase PMSM; symmetrical fault control; loss analysis

TM341

A

1000-3983(2021)01-0014-06

國家自然科學(xué)基金資助項目（51907093）；山東省自然科學(xué)基金資助項目（ZR2019BEE009）

2020-06-16

翟自斌（1996-），現(xiàn)為青島大學(xué)電機(jī)與電器方向全日制碩士研究生，研究方向為多相永磁同步電機(jī)控制。