李耀華，劉晶郁，張德鵬，關(guān)家午，蔡紅民

（長(zhǎng)安大學(xué) “交通新能源開(kāi)發(fā)、應(yīng)用與汽車(chē)節(jié)能”陜西省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，陜西 西安710064）

1 引言

永磁同步電機(jī)由于其體積小、低噪音、高效率、高轉(zhuǎn)矩和功率密度，非常適用于電動(dòng)汽車(chē)領(lǐng)域。特別是內(nèi)置式永磁同步電機(jī)，調(diào)速范圍寬，可充分利用電機(jī)凸極性帶來(lái)的磁阻轉(zhuǎn)矩，是電動(dòng)汽車(chē)用驅(qū)動(dòng)電機(jī)的發(fā)展方向［1－3］。目前，電動(dòng)汽車(chē)用永磁同步電機(jī)調(diào)速系統(tǒng)普遍采用矢量控制，但矢量控制對(duì)電機(jī)參數(shù)依賴性強(qiáng)，在電動(dòng)汽車(chē)實(shí)際運(yùn)行工況下，電機(jī)參數(shù)變化大，從而嚴(yán)重影響了矢量控制的效果。直接轉(zhuǎn)矩控制技術(shù)由于具有動(dòng)態(tài)響應(yīng)好，結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單，易于實(shí)現(xiàn)，魯棒性強(qiáng)，無(wú)需連續(xù)轉(zhuǎn)子信息和旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)變換等優(yōu)點(diǎn)，成為電動(dòng)汽車(chē)永磁同步電機(jī)驅(qū)動(dòng)技術(shù)的研究熱點(diǎn)［4－9］。

永磁同步電機(jī)直接轉(zhuǎn)矩控制系統(tǒng)根據(jù)定子磁鏈和轉(zhuǎn)矩滯環(huán)比較器的輸出和磁鏈扇區(qū)信息，選擇適當(dāng)?shù)碾妷菏噶繉?shí)現(xiàn)對(duì)定子磁鏈和轉(zhuǎn)矩的閉環(huán)控制，如圖1所示［10－11］。

圖1 直接轉(zhuǎn)矩控制系統(tǒng)框圖Fig.1 The control block diagram of DTC

直接轉(zhuǎn)矩控制采用滯環(huán)比較器實(shí)現(xiàn)對(duì)磁鏈和轉(zhuǎn)矩的控制，本質(zhì)上就是滯環(huán)控制。電壓矢量選擇策略作為滯環(huán)控制規(guī)律，對(duì)控制效果起著極其關(guān)鍵的作用。

近年來(lái)研究發(fā)現(xiàn)：當(dāng)轉(zhuǎn)矩角較大時(shí)，開(kāi)關(guān)表所選擇的電壓矢量對(duì)轉(zhuǎn)矩的實(shí)際作用與開(kāi)關(guān)表期望相反，從而引起不合理轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)［12－13］。參考文獻(xiàn)［14－15］提出了一種通過(guò)三相和兩相混合導(dǎo)通方式來(lái)增加可用電壓矢量，從而優(yōu)化開(kāi)關(guān)表的方法，但這種方法只能有限抑制轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)，不能從根本上解決因開(kāi)關(guān)表失效引起的轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)問(wèn)題，而且?guī)?lái)了換相轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)，并不是最優(yōu)解決方案。這表明開(kāi)關(guān)表作為電壓矢量選擇策略存在局限性，不能始終滿足對(duì)轉(zhuǎn)矩的要求。因此，研究永磁同步電機(jī)直接轉(zhuǎn)矩控制系統(tǒng)電壓矢量選擇策略對(duì)從理論上闡明直接轉(zhuǎn)矩控制運(yùn)行機(jī)制，從而解決轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)問(wèn)題有著重要的理論意義和實(shí)際應(yīng)用價(jià)值。

［16－18］針對(duì)表面式永磁同步電機(jī)直接轉(zhuǎn)矩控制系統(tǒng)，提出了一種電壓矢量選擇策略，并實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證。實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明電壓矢量選擇策略這種方法可以根本上解決因開(kāi)關(guān)表失效引起的轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)問(wèn)題。本文給出了內(nèi)置式永磁同步電機(jī)直接轉(zhuǎn)矩控制系統(tǒng)定子磁鏈幅值、轉(zhuǎn)矩角和轉(zhuǎn)矩的簡(jiǎn)化控制規(guī)律，提出了一種適用于轉(zhuǎn)矩角小于90°時(shí)的內(nèi)置式永磁同步電機(jī)直接轉(zhuǎn)矩控制電壓矢量選擇策略，并針對(duì)Honda Civic 06Myhybrid混合動(dòng)力電動(dòng)汽車(chē)用15kW內(nèi)置式永磁同步電機(jī)進(jìn)行實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證。實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明：相比較于開(kāi)關(guān)表控制，電壓矢量選擇策略可有效減小電流和轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)，電流諧波含量小且固定開(kāi)關(guān)頻率。

2 電壓矢量作用分析

忽略定子電阻壓降，定子磁鏈將沿著所施加電壓矢量的方向運(yùn)動(dòng)，如圖2所示，其中α為所施加電壓矢量與定子磁鏈的夾角，Δδs為定子磁鏈角位置的變化。由圖2可知：

圖2 定子磁鏈運(yùn)動(dòng)Fig.2 The move of stator flux

由圖2及余弦定理可知，施加電壓矢量Δt時(shí)間后，定子磁鏈幅值為

這里定義q為

來(lái)表示施加電壓矢量引起的定子磁鏈幅值變化。

當(dāng)0＜q＜0.01，f隨α變化如圖3所示。

由圖3可知，施加電壓矢量引起的定子磁鏈幅值變化可以表示為

式（5）和式（6）的誤差為（見(jiàn)圖4）

圖3 f隨α的變化Fig.3 fversusα

圖4 Δf隨α和q的變化Fig.4 Δfversusαand q

圖4表明式（6）可以用來(lái)表示施加電壓矢量引起的定子磁鏈幅值變化。式（6）表明，當(dāng)施加電壓矢量與定子磁鏈夾角位于（－90°，90°）之間，電壓矢量增加定子磁鏈幅值，當(dāng)施加電壓矢量與定子磁鏈夾角位于（90°，270°）之間，電壓矢量減小定子磁鏈幅值。施加電壓矢量對(duì)定子磁鏈幅值的影響與q成正比。忽略轉(zhuǎn)子磁鏈運(yùn)動(dòng)對(duì)轉(zhuǎn)矩角的影響，則定子磁鏈角位置的變化即為轉(zhuǎn)矩角的變化。由圖2及正弦定理可知轉(zhuǎn)矩角的變化如下式所示：

當(dāng)0＜q＜0.01，Δδ隨α的變化如圖5所示。

由圖5可知，施加電壓矢量引起的轉(zhuǎn)矩角變化可以表示為

式（8）和式（9）的誤差為（見(jiàn)圖6）

圖5 Δδ隨α的變化Fig.5 Δδversusα

圖6 Δ（Δδ）隨α和q的變化Fig.6 Δ（Δδ）versusαand q

圖6表明式（9）可以用來(lái)表示施加電壓矢量引起的轉(zhuǎn)矩角變化。式（9）表明，當(dāng)施加電壓矢量與定子磁鏈夾角位于（0°，180°）之間，電壓矢量增加轉(zhuǎn)矩角，當(dāng)施加電壓矢量與定子磁鏈夾角位于（180°，360°）之間，電壓矢量減小轉(zhuǎn)矩角。施加電壓矢量對(duì)轉(zhuǎn)矩角的影響與arcsin q成正比。

定子磁鏈坐標(biāo)系下，PMSM轉(zhuǎn)矩方程為

式中：δ為轉(zhuǎn)矩角。

式（11）表明PMSM轉(zhuǎn)矩由2部分組成，分別為永磁體產(chǎn)生的勵(lì)磁轉(zhuǎn)矩和由凸極性產(chǎn)生的磁阻轉(zhuǎn)矩。

定義k為

將式（12）代入式（11）可得：

由式（4）和式（12）可知，施加電壓矢量 Δt時(shí)間后，k值為

由式（4）、式（8）、式（11）和式（14）可知，施加電壓矢量Δt時(shí)間后，轉(zhuǎn)矩為

式（16）由M1和M22部分組成，分別表示勵(lì)磁轉(zhuǎn)矩和磁阻轉(zhuǎn)矩的變化，

當(dāng)q＝0.01和0＜δ＜120°，M1隨α變化如圖7所示。

由圖7可知，施加電壓矢量引起的勵(lì)磁轉(zhuǎn)矩變化可以表示為

當(dāng)q＝0.01，M1和式（18）的誤差為（見(jiàn)圖8）

圖8表明式（18）可以用來(lái)表示施加電壓矢量引起的勵(lì)磁轉(zhuǎn)矩變化。式（18）表明，當(dāng)施加電壓矢量與定子磁鏈夾角位于（－δ，180°－δ）之間，電壓矢量增加勵(lì)磁轉(zhuǎn)矩，當(dāng)施加電壓矢量與定子磁鏈夾角位于（180°－δ，360°－δ）之間，電壓矢量減小勵(lì)磁轉(zhuǎn)矩，即施加電壓矢量與轉(zhuǎn)子磁鏈夾角位于（0°，180°），電壓矢量增加勵(lì)磁轉(zhuǎn)矩，當(dāng)施加電壓矢量與轉(zhuǎn)子磁鏈夾角位于（180°，360°）之間，電壓矢量減小勵(lì)磁轉(zhuǎn)矩。施加電壓矢量對(duì)勵(lì)磁轉(zhuǎn)矩的影響與q成正比。對(duì)于表面式永磁同步電機(jī)，磁阻轉(zhuǎn)矩為零，則勵(lì)磁轉(zhuǎn)矩的電壓矢量選擇區(qū)域即為表面式永磁同步電機(jī)轉(zhuǎn)矩的電壓矢量選擇區(qū)域。

圖7 M1隨α的變化Fig.7 M1versusα

圖8 ΔM1隨α和δ的變化Fig.8 ΔM1versusαandδ

當(dāng)q＝0.01，k＝1和0＜δ＜120°，M2隨α的變化如圖9所示。

由圖9可知，施加電壓矢量引起的磁阻轉(zhuǎn)矩變化可以表示為

當(dāng)q＝0.01和k＝1，M2和式（20）的誤差可表示為（見(jiàn)圖10）

圖9 M2隨α的變化Fig.9 M2versusα

圖10 ΔM2隨α和δ的變化Fig.10 ΔM2versusαandδ

圖10表明式（20）可以用來(lái)表示施加電壓矢量引起的磁阻轉(zhuǎn)矩變化。式（20）表明，當(dāng)施加電壓矢量與定子磁鏈夾角位于（－2δ，180°－2δ）之間，電壓矢量減小磁阻轉(zhuǎn)矩，當(dāng)施加電壓矢量與定子磁鏈夾角位于（180°－2δ，360°－2δ）之間，電壓矢量增加磁阻轉(zhuǎn)矩。施加電壓矢量對(duì)磁阻轉(zhuǎn)矩的影響與q和k成反比。

由式（16）、式（18）、式（20）可知，施加電壓矢量引起的轉(zhuǎn)矩變化可表示為

其中λ為

M與式（22）的誤差為（見(jiàn)圖11）

圖11 ΔM隨α和δ的變化Fig.11 ΔMversusαandδ

圖11表明式（22）可用來(lái)表示施加電壓矢量引起的轉(zhuǎn)矩變化。式（22）表明，當(dāng)施加電壓矢量與定子磁鏈夾角位于（λ－δ，180°＋λ－δ）之間，電壓矢量增加轉(zhuǎn)矩，當(dāng)施加電壓矢量與定子磁鏈夾角位于（180°＋λ－δ，360°＋λ－δ）之間，電壓矢量減小轉(zhuǎn)矩。施加電壓矢量對(duì)轉(zhuǎn)矩的影響與q成正比。

3 電壓矢量選擇策略

由式（23）可知，當(dāng)k為0，0.5和1，0＜δ＜90°時(shí)，（δ－λ）隨δ變化如圖12a所示。當(dāng)0＜k＜1和1，0＜δ＜90°時(shí)，（δ－λ）隨δ變化如圖12b所示。

圖12 （δ－λ）隨δ變化Fig.12 （δ－λ）versusδ

圖12a和圖12b表明當(dāng)轉(zhuǎn)矩角小于90°，施加電壓矢量與定子磁鏈夾角位于（δ，90°），電壓矢量增加定子磁鏈幅值、轉(zhuǎn)矩角和轉(zhuǎn)矩（V11），當(dāng)夾角位于（90°，90°＋δ），電壓矢量減小定子磁鏈幅值，增加轉(zhuǎn)矩角和轉(zhuǎn)矩（V01），當(dāng)夾角位于（δ＋180°，270°），電壓矢量減小定子磁鏈幅值、轉(zhuǎn)矩角和轉(zhuǎn)矩（V00），當(dāng)夾角位于（270°，270°＋δ），電壓矢量增加定子磁鏈幅值，減小轉(zhuǎn)矩角和轉(zhuǎn)矩（V10）。

因此，本文提出一種適用于轉(zhuǎn)矩角小于90°時(shí)的電壓矢量選擇策略，

式中：δs為定子磁鏈在靜止坐標(biāo)系下位置信息。

由此可知，電壓矢量選擇策略實(shí)現(xiàn)所需的輸入和具體步驟如下。

1）轉(zhuǎn)矩角δ信息。電流模型下，可根據(jù)d軸和q軸定子磁鏈信息得到，

2）所需施加的電壓矢量相角∠Vs：根據(jù)磁鏈和轉(zhuǎn)矩比較器的輸出，定子磁鏈角位置和轉(zhuǎn)矩角信息，由式（25）得到。

3）所需電壓矢量Vs：由于∠Vs相角為任意值，采用空間矢量調(diào)制技術(shù)合成。

由此可得，基于電壓矢量選擇策略控制的永磁同步電機(jī)直接轉(zhuǎn)矩控制系統(tǒng)如圖13所示。

圖13 基于電壓矢量選擇策略永磁同步電機(jī)直接轉(zhuǎn)矩控制Fig.13 PMSM DTC based on voltage vector selection strategy

4 實(shí)驗(yàn)結(jié)果

下文給出在開(kāi)關(guān)表和電壓矢量選擇策略控制下，永磁同步電機(jī)直接轉(zhuǎn)矩控制系統(tǒng)的實(shí)驗(yàn)結(jié)果。實(shí)驗(yàn)電機(jī)為Honda Civic 06MY Hybrid混合動(dòng)力電動(dòng)汽車(chē)用15kW內(nèi)置式永磁同步電機(jī)，電機(jī)參數(shù)為：極對(duì)數(shù)p＝6，定子電阻Rs＝0.014 2Ω，d軸電感Ld＝0.666 0mH，q軸電感Lq＝0.874 5 mH，永磁體磁鏈Ψf＝0.06Wb。直接轉(zhuǎn)矩控制電壓矢量選擇策略算法采用DSP TMS320F2812實(shí)現(xiàn)。參考轉(zhuǎn)速為100r／min，參考定子磁鏈幅值為0.06Wb，磁鏈和轉(zhuǎn)矩滯環(huán)控制寬度分別為0.002Wb和0.002N·m。

4.1 開(kāi)關(guān)表控制

永磁同步電機(jī)直接轉(zhuǎn)矩控制系統(tǒng)采用開(kāi)關(guān)表控制的實(shí)驗(yàn)波形如圖14～圖18所示。

圖14 空載時(shí)a相定子電流、轉(zhuǎn)速和負(fù)載轉(zhuǎn)矩Fig.14 a－phase stator current，motor speed and load torque without load

圖15 空載時(shí)a相定子電流FFT分析結(jié)果Fig.15 FFT of a－phase stator current without load

圖16 空載時(shí)a相定子電壓Fig.16 a－phase stator voltage without load

圖17 加載后a相定子電流、轉(zhuǎn)速和負(fù)載轉(zhuǎn)矩Fig.17 a－phase stator current，motor speed and load torque with load

圖18 加載后a相定子電流FFT分析結(jié)果Fig.18 FFT of a－phase stator current with load

4.2 電壓矢量選擇法控制

永磁同步電機(jī)直接轉(zhuǎn)矩控制系統(tǒng)采用電壓矢量選擇策略控制的實(shí)驗(yàn)波形如圖19～圖23所示。

圖19 空載時(shí)a相定子電流、轉(zhuǎn)速和負(fù)載轉(zhuǎn)矩Fig.19 a－phase stator current，motor speed and load torque without load

圖20 空載a相定子電流FFT分析結(jié)果Fig.20 FFT of a－phase stator current without load

圖21 空載時(shí)a相定子電壓Fig.21 a－phase stator voltage without load

圖22 加載后a相定子電流、轉(zhuǎn)速和負(fù)載轉(zhuǎn)矩Fig.22 a－phase stator current，motor speed and load torque with load

圖23 加載后a相定子電流FFT分析結(jié)果Fig.23 FFT of a－phase stator current with load

對(duì)比開(kāi)關(guān)表和電壓矢量選擇策略控制下永磁同步電機(jī)直接轉(zhuǎn)矩控制系統(tǒng)的實(shí)驗(yàn)結(jié)果可知，與開(kāi)關(guān)表控制相比，電壓矢量選擇策略可有效減小電流和轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)，電流波形更加正弦，諧波含量更小，固定開(kāi)關(guān)頻率。

5 結(jié)論

本文給出了內(nèi)置式永磁同步電機(jī)直接轉(zhuǎn)矩控制系統(tǒng)定子磁鏈幅值、轉(zhuǎn)矩角和轉(zhuǎn)矩的簡(jiǎn)化控制規(guī)律，提出了一種適用于轉(zhuǎn)矩角小于90°時(shí)的內(nèi)置式永磁同步電機(jī)直接轉(zhuǎn)矩控制電壓矢量選擇策略，并針對(duì)Honda Civic 06Myhybrid混合動(dòng)力電動(dòng)汽車(chē)用15kW內(nèi)置式永磁同步電機(jī)進(jìn)行實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證。實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明：相比較于開(kāi)關(guān)表控制，電壓矢量選擇策略可有效減小電流和轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)，電流諧波含量小且固定開(kāi)關(guān)頻率。

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