一种磁通切换型永磁同步发电机并网控制方法研究

骆继明，孔婉琦，黄明明，郭新军

(1.河南工程学院，郑州451191;2.河南牧业经济学院，郑州450044)

0 引 言

与电励磁结构同步电机不同，永磁同步电机省却了励磁绕组和电刷，大大简化了电机结构，提升了电机可靠性。永磁体作为励磁激励源，减小了铁耗和铜耗，提高了发电机的效率，较大地增强了电机的气隙磁密，从而达到缩小电机体积的目的，提高了功率密度［1］。现有永磁同步电机较多采用转子永磁型结构，其特点在于依靠转子上永磁体作为磁势源，为克服工作在高速状态时较大的离心力，则需要对电机转子部分采取特殊设计或者实施加固措施，如转子内嵌或者装配特殊材料制成的固定装置，导致其结构复杂度增加，增加了制造成本。同时转子上装配永磁体，导致散热困难，冷却较为困难，同时较大的温升会增大永磁铁发生不可逆退磁的可能，从而限制电机出力、抑制功率密度的提高，制约了电机性能的提升。

区别于传统转子永磁同步电机，磁通切换型永磁同步电机(以下简称FSPMSM)采用定子内嵌永磁型结构且定子上均布绕组，转子采用凸极结构既无永磁也无绕组，结构极其简单，此结构保证了磁通切换型电机具有较强的聚磁效应和抗去磁能力［2］，因此在航空领域、混合动力等应用场合有着较大应用潜力。国内外学者围绕新型电机结构拓扑、性能优化、转矩密度提升以及新型高效控制算法等方面展开了研究，取得了一系列研究成果［3］。FSPMSM 工作在发电运行状态时具有较为优良的特性，其电压调整率可以长期保持在较低水平状态，适合于风力发电。配合背靠背的双PWM 结构变流器［4］，FSPMSM 用作发电机时，其构成的并网发电系统可以实现变速恒频控制，达到灵活控制变流器的有功、无功功率，但是围绕磁通切换型永磁同步电机用作直驱式永磁同步发电机进行高功率因数并网发电以及并网运行控制策略方面，现有研究并未过多涉及。

1 磁通切换型同步发电机工作原理

所谓磁通切换原理，是指随着转子转动，磁链会随之发生方向和数量改变，产生正负极性交变和数值大小变化。电机的一个电周期即为一个转子极距，对应着磁通数值随磁链从进入绕组到穿出绕组在最大与最小之间变化［5］，如图1 所示。

图1 磁通切换原理

图1(a)的转子位置，永磁体产生的磁链沿图中箭线方向穿出定子齿，沿磁阻最小原理切入与之相对齐的转子极，定子绕组两端感生出相应的反电势。当转子运动到图1(b)所示位置时，永磁磁链数量保持不变，而路径方向则与图1(a)正好相反，为穿出转子极而切入定子齿，此时绕组感应的反电势与图1(a)中情况相比，数值大小相等但正负极性相反。当凸极转子在穿出和穿入两个位置之间持续运动时，电枢绕组匝链的永磁磁链就不断地在正负最大值范围内呈重复性周期变化，绕组两端产生出幅值和相位交替变化的反电势，此过程即被称为“磁通切换”。

磁通切换型永磁同步发电机是在磁通切换原理上发展而来。磁通切换型永磁风力发电机(FSPMSG)发电运行原理可用图1 来解释。在图1(a)位置，定子A 相绕组内的永磁磁链穿出定子进入转子，假设此时绕组两端的感应出反电势为U+和U-。当电机转子被外部原动机拉动到图1(b)位置时，绕组内的磁链大小不变、方向正好相反，此时绕组的两端反电势变为U-和U+。当电机连续运行时，A 相绕组内的永磁磁链产生的电动势就呈现交变，而三相正弦变化的电势经整流逆变后即可实现了发电运行。

图2 12 槽/10 极FSPMSG 结构图

图2 为12 槽/10 极FSPMSG 结构图。其中图2(a)为电机平面图，永磁体内嵌于定子，绕组沿圆周均布;图2(b)为电机三维结构图，可以看到转子凸极无绕组，结构较为简单。

2 电机d-q 轴数学模型

忽略谐波分量和局部饱和效应的影响，可磁通切换型永磁同步电机空载永磁磁链呈现正弦分布，其绕组内感生的反电动势也呈现正弦分布，总谐变率THD较小。忽略齿槽转矩影响，其作为发电机的外特性与普通永磁同步发电机无差别，因此，借鉴分析普通永磁同步发电机的方法推导本电机的d -q轴数学模型，以此来分析电机的稳态特征和瞬态性能。做如下假设:

(1)忽略电机铁心饱和效应;

(2)不计发电机中的磁滞以及涡流损耗。从而得到磁链、电压以及转矩方程:

式中:Rs为定子绕组电阻;p 为极对数;ωe为电机的电角速度;Te为电机的电磁转矩;ψd，ψq分别代表磁链的d，q 轴分量;isd，isq分别代表定子电流的d，q 轴分量;usd，usq分别代表电压的d，q 轴分量;Lsd，Lsq分别代表定子绕组的d，q 轴电感;Lmd为定、转子之间的d 轴互感;ψf为永磁体产生的磁链;if是永磁体等效励磁电流，当不考虑温度影响时，其值为一常数。以上各量均为瞬时值。

将式(1)代入式(2)，整理得:

式(2)～式(4)即构成了发电机d，q 轴数学模型。

3 基于改进后的直接功率并网控制策略实现

传统直接转矩控制在转速环中利用转矩反馈直接控制电机的电磁转矩，通过在PWM 变频器中利用磁链和转矩控制信号产生PWM 波形，可以省去了坐标旋转变换，同时定子磁链模型不受转子参数变化的影响，提高了系统的抗干扰性。对于磁通切换型永磁同步发电机并网系统，发电机由风机拖动，能量流入发电机，机侧PWM 变频器的控制目标是追随风速实现最大功率跟踪以及保证发电机工作在单位功率因数状态［6］。现有直接转矩控制多在机侧采用直接转矩控制，由于引入大量零矢量，一个开关表很难同时调节有功和无功功率，导致传统直接功率控制策略的网侧电流仍然具有较高的谐波含量，且在每个周期内有一段时间的无功失控区域，使得该控制方法的转矩快速响应优点未能得到体现，同时恶化了其稳态性能。

对于磁通切换型风力发电并网系统，该并网系统采用不控整流和可控逆变的结构，基于双开关表结构思想提出改进型并网控制策略。具体是在直接转矩控制方法基础上，通过加入一个功率状态变量，进一步对开关表细化，采用改进型三状态直接功率控制策略［7］。该策略通过增加一个标示有功、无功功率状态的变量来细分开关表，优化了对有功和无功功率的控制。在功率变量的定义上，有别于传统直接功率控制策略通过滞环产生功率状态变量的方式，增加一个中间状态，具体定义如表1 所示。表中，Wp和Wq为滞环宽度。

在得到新的功率状态变量后，开关表被细分，和传统控制策略的开关表相比，状态表示扩充到9 种，大大细化了功率状态的表示能力。

图3 风力发电并网系统结构

图3 为基于改进型直接功率控制策略的磁通切换型风力发电机并网系统结构，对于图3 结构，在网侧使用霍尔传感器采集两相电流、电压信号实时计算逆变器输出的有功功率P 和无功功率Q，通过直流侧电压与给定电流ir相乘产生有功功率的给定Pr［8］。为了实现单位功率因数并网，无功功率的给定Qr为0。通过P、Q 和Pr、Qr的比较，产生有功和无功的功率状态变量Vp和Vq，最后将Vp和Vq以及Vr信号送入开关表，得到PWM 逆变器的开关信号。

4 仿真分析与实验论证

表1 功率变量定义

基于MATLAB/Simulink 搭建了如图4 所示的仿真模型。采用原动机拖动磁通切换型永磁同步电机，仿真系统参数如下:Vp= 3.5 W，Vq=3.5 Var，滤波电感L =8 mH，滤波电容C =3 500 μF，并网线电压峰峰值36 V。在仿真过程中将给定有功电流从-0.8 A阶跃至-1.2 A，以考察并网系统的动态响应。

图4 磁通切换型永磁同步风力发电机并网系统仿真图

仿真实验波形如图5 所示，可见网侧A 相电流波形正弦，与A 相电压反相，很好地实现了锁相环节;有功和无功功率实现解耦，无功功率基本为0，实现了单位功率因数并网，给定有功电流发生阶跃后，输出有功功率变大，无功功率始终为0，电流幅值增大，频率不变，整个动态过程响应迅速，超调较小，减少了对电网的冲击。

为了进一步研究其并网特性以及提出控制策略的正确性，本文基于前期设计的一台600 W 三相12槽/10 极磁通切换型永磁同步发电机，搭建了并网发电系统实验平台，如图6 所示。实际实验参数采Simulink 仿真模型参数一致，实验结果如图7 所示。

图5 仿真实验波形

图6 磁通切换型12 槽/10 极永磁同步发电机并网实验平台

图7 并网控制发电系统实验波形

由图7(a)可以，看出A 相电流正弦性较好，BC间相电压实测值约为39.7 V，与仿真相比有0.76%的误差，满足设计要求。该并网控制策略能够实现单位功率因数并网，有功、无功功率解耦清晰，并网电流正弦度较高。

5 结 语

本文从分析磁通切换型永磁同步电机原理和结构入手，建立了电机d，q 轴数学模型。在此模型基础上提出了改进型直接功率控制策略，基于Simulink 搭建了磁通切换型永磁同步电机风力发电并网系统仿真模型并进行了相关仿真及实验验证。结果表明，该并网控制策略有效可行，实现了单位功率因数并网，能够对有功和无功功率施加单独的控制，并网有功、无功功率解耦清晰，在给定功率发生阶跃变化时，系统能迅速做出相应并跟随，电流和功率的超调量小。

［1］ 潘秋萍，刘成成，张萍.一种外绕组结构的磁通切换永磁电机设计［J］.微特电机，2014，42(8):9 -11.

［2］ 朱孝勇，刘修福，全力.新型磁通切换电机优化设计与动态建模仿真［J］.电机与控制应用，2012，39(12):1 -6.

［3］ 许泽刚，谢少军，许津铭.12/10 极混合励磁磁通切换电机的快速设计［J］.电机与控制学报，2013，17(3):76 -83.

［4］ 王久和，李华德，王立明.电压型PWM 整流器直接功率控制系统［J］.中国电机工程学报，2006，26(18):54 -60.

［5］ 花为，程明，ZHU Z Q.新型两相磁通切换型双凸极永磁电机的静态特性研究［J］.电工技术学报，2006，21(6):70 -77.

［6］ ZHI Dawei，XU Lie，BARRY W W.Improved direct power control of grid -connected DC/AC converters［J］. IEEE Transactions on Power Electronics，2009，24(5):1280 -1292.

［7］ 王得利，宋丹，李杰，等.基于Z 源逆变器的PMSG 风电系统控制策略研究［J］.电力电子技术，2008，42(5):56 -58.

［8］ GERARDO E，ALEKSANDAR M. Analysis and design of direct power control (DPC)for a three phase synchronous rectifier via output regulation subspaces［J］. IEEE Transactions on Power Electronics，2003，18(3):823 -830.