徐 友，劉永超，鄭建勇，華 偉

（1.東南大學(xué) 電氣工程學(xué)院，江蘇 南京 210096；2.南京農(nóng)業(yè)大學(xué) 工學(xué)院，江蘇 南京 210031；3.重慶電力設(shè)計院，重慶 401147；4.蘇州自來水公司，江蘇 蘇州 215002）

0 引言

大中城市自來水廠和污水處理廠的提升泵房通常配有3臺以上大功率水泵，其中僅1～2臺配置變頻裝置，每臺水泵電機功率通常在500 kW（有的甚至在2 000 kW）以上。根據(jù)使用要求，提升泵組有時需要2～3臺水泵同時工作。變頻裝置控制水泵緩慢（軟）啟動，電機啟動電流較?。ㄍǔ榉€(wěn)態(tài)電流的2～3倍），機械沖擊小，而如果是直接合閘的硬啟動，其啟動瞬時電流通常為穩(wěn)速電流的10倍以上，因此大功率水泵硬啟動不僅機械沖擊大、易磨損，而且對局部電網(wǎng)會產(chǎn)生較大的沖擊，影響附近用電設(shè)備正常運行和局部電力供應(yīng)安全。

泵房僅配置1臺變頻器，只能對1臺水泵進(jìn)行變頻控制。當(dāng)需要2臺及以上水泵同時工作時，變頻器先變頻啟動一臺水泵，當(dāng)水泵電機啟動至額定轉(zhuǎn)速時切換至電網(wǎng)供電，變頻器再對下一臺水泵電機進(jìn)行變頻軟啟動[1]。如果采取直接切換或是異步切換[2-3]，會對電網(wǎng)產(chǎn)生較大的電流沖擊，因此必須檢測變頻器輸出電壓和電網(wǎng)電壓相位實現(xiàn)電機的變頻-工頻同步切換[2-3]，克服大功率水泵變頻-工頻直接切換或是異步切換帶來的機械沖擊大、易磨損以及對局部電網(wǎng)產(chǎn)生瞬時沖擊的弊端。

因此，開展大容量三相異步電機的變頻-工頻切換的控制策略和電路拓?fù)鋵崿F(xiàn)電機軟啟動和平穩(wěn)切換、減小電網(wǎng)沖擊電流、抑制電機轉(zhuǎn)矩突變和提高電機使用壽命具有積極意義。國內(nèi)外相關(guān)專家及業(yè)內(nèi)人士對此展開了大量的分析和研究。

文獻(xiàn)[4-12]采用鎖相環(huán)技術(shù)控制變頻器輸出電壓和電網(wǎng)電壓的某一相或某一線電壓同步實現(xiàn)大功率電機變頻-工頻的平穩(wěn)切換；文獻(xiàn)[13]采用鑒相鑒頻器實現(xiàn)大功率電機變頻-工頻的平穩(wěn)切換。根據(jù)鎖相環(huán)工作原理，鎖相環(huán)穩(wěn)定運行時無頻率差，但是存在一定的相位誤差，因此基于鎖相環(huán)技術(shù)的電機切換控制器難以實現(xiàn)零相位差切換；在電網(wǎng)電壓不是嚴(yán)格對稱或電網(wǎng)電壓波形發(fā)生畸變的工況下，變頻器輸出電壓和電網(wǎng)電壓的某一相或某一線電壓同相難以確保電機切換時變頻器電壓和電網(wǎng)電壓在空間上保持相位一致，進(jìn)而無法實現(xiàn)真正意義上的同步切換；同時，針對目前普遍采用的交流接觸器存在開關(guān)延時較大的問題，必須重新考慮并設(shè)計新型的切換開關(guān)以減小切換延時，以最大限度地減小電機切換時對電網(wǎng)的沖擊電流。

鑒于以上分析，本文提出一種基于電網(wǎng)電壓空間矢量定向的電機變頻-工頻同步切換的控制策略，并給出在電網(wǎng)電壓矢量同步坐標(biāo)系下檢測變頻器電壓相位的方法，可以精確捕獲變頻器電壓矢量與電網(wǎng)電壓矢量在空間上相位相同的時刻，提高同步精度，最大限度地降低變頻-工頻切換對電網(wǎng)的電流沖擊；并且提出采用電力電子開關(guān)與交流接觸器并聯(lián)工作的新思路，可解決交流接觸器開關(guān)延時對切換控制精度的影響；最后設(shè)計了基于DSP控制的電機變頻-工頻同步切換的實驗系統(tǒng)。實驗結(jié)果證明了理論分析和研究的正確性和有效性。

1 三相異步電機定子瞬間斷電暫態(tài)分析

三相異步電機定子瞬間斷電時，定子電流和電磁轉(zhuǎn)矩立即變?yōu)?，轉(zhuǎn)子則成為無源閉合電路，根據(jù)斷電瞬間轉(zhuǎn)子磁鏈不能突變的原則，由于定子開路無法勵磁，因此轉(zhuǎn)子中立即產(chǎn)生勵磁電流，在定子斷電后電機內(nèi)電樞反應(yīng)停止，轉(zhuǎn)子電流成為自由分量，從斷電瞬間的初值按轉(zhuǎn)子時間常數(shù)以指數(shù)規(guī)律衰減。

設(shè)定子在t1時刻斷電，定子電流iX=0（X=A，B，C），轉(zhuǎn)子的三相電壓方程為：

其中，Rr為轉(zhuǎn)子每相電阻，Lr為計及相鄰兩相的互感作用后的感應(yīng)電機轉(zhuǎn)子每相總自感。

根據(jù)式（1）可知轉(zhuǎn)子三相電流為：

其中，τr為轉(zhuǎn)子回路的時間常數(shù)，τr=Lr／Rr；Ix為轉(zhuǎn)子各相電流初值。

定子斷電后電磁轉(zhuǎn)矩變?yōu)?，則電機的轉(zhuǎn)速在負(fù)載轉(zhuǎn)矩的作用下逐漸降低，其機械角速度Ωr以指數(shù)規(guī)律降低[14]。

轉(zhuǎn)子中的直流分量將在定子繞組中產(chǎn)生一角頻率為ωr的感應(yīng)電動勢，則：

其中，p為電機的極對數(shù)。

因此定子端的感應(yīng)電勢的頻率同樣以指數(shù)規(guī)律降低。

根據(jù)以上分析，電機定子斷電后，由于轉(zhuǎn)子中的勵磁電流呈指數(shù)形式衰減，轉(zhuǎn)子磁鏈的幅值也以指數(shù)規(guī)律衰減；轉(zhuǎn)子的機械角速度呈指數(shù)規(guī)律衰減，感應(yīng)電勢的頻率也以指數(shù)規(guī)律衰減，感應(yīng)電勢的波形也并非正弦波，且隨時間推移發(fā)生較大的畸變。

當(dāng)電機重新投入電網(wǎng)時，在電網(wǎng)電壓與感應(yīng)電勢的共同作用下，將對電網(wǎng)產(chǎn)生一定的沖擊，其大小取決于電機重新投入電網(wǎng)時電網(wǎng)電壓與電機定子側(cè)感應(yīng)電勢的相位差。因此為減小電機變頻-工頻切換對電網(wǎng)的電流沖擊，在切換時要遵循以下2個原則：電機在切換至電網(wǎng)前，變頻器輸出電壓應(yīng)與電網(wǎng)電壓相位保持一致[14]；因電機定子斷電后，感應(yīng)電勢的幅值、頻率、相位相對于電網(wǎng)電壓迅速衰減，波形也會發(fā)生畸變，應(yīng)盡可能縮短切換時開關(guān)動作的延遲時間。

2 電網(wǎng)電壓定向的變頻器輸出電壓相位同步檢測方法

根據(jù)電機學(xué)理論，變頻器輸出電壓空間矢量與電網(wǎng)電壓空間矢量同相時，電機切換對電網(wǎng)產(chǎn)生的沖擊電流最小，而在電網(wǎng)并非嚴(yán)格對稱時，僅是兩者的某一相電壓同步或是某一線電壓同步并不等價于兩者電壓空間矢量同步，此時切換無法將電網(wǎng)的沖擊電流降至最低。本文采用電網(wǎng)電壓矢量定向的方式捕捉變頻器輸出電壓空間矢量與電網(wǎng)電壓空間矢量相位相同的時刻，以獲得最佳切換時刻，實現(xiàn)同步切換。

三相電壓可以用一個旋轉(zhuǎn)矢量在相隔120°的3根時間軸上的投影表示，這個可同時表示三相的電壓量的旋轉(zhuǎn)矢量稱為電網(wǎng)電壓矢量[15]。設(shè)電網(wǎng)三相電壓為：

其中，Em為電網(wǎng)相電壓幅值，ω0為電網(wǎng)電壓角頻率，φ0為電網(wǎng)A相相電壓初始相位。

引入旋轉(zhuǎn)算子a=ej120°，則電網(wǎng)線電壓的綜合矢量為：

根據(jù)式（5）可知電網(wǎng)電壓矢量的瞬時相位為：

將電網(wǎng)三相電壓變換到以電網(wǎng)電壓矢量的瞬時相位定向的同步旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)系（dq坐標(biāo)系），可得：

其中，Tabc／dq為電網(wǎng)電壓矢量定向的同步旋轉(zhuǎn)變換矩陣。

根據(jù)式（7）可以得出變頻器輸出線電壓在dq同步旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)系下的直軸分量ud和交軸分量uq：

其中，uab、ubc、uca為變頻器輸出線電壓，則變頻器輸出線電壓空間矢量為：

電網(wǎng)電壓和變頻器電壓的矢量關(guān)系如圖1所示（圖中將C軸縮短表示）。

圖1 電網(wǎng)電壓和變頻器電壓矢量圖Fig.1 Space vectors of grid-voltage and transducer-voltage

切換控制系統(tǒng)采集變頻器的線電壓，由于線電壓超前相電壓30°電角度，因此切換時變頻器電壓矢量應(yīng)在dq坐標(biāo)系下處于30°位置，如圖1中虛線位置，通過變頻器輸出電壓的直軸分量ud和交軸分量uq判斷變頻器電壓矢量是否位于圖1中虛線位置，進(jìn)而判斷變頻器電壓和電網(wǎng)電壓是否同相，即：

在工程上，由于存在數(shù)據(jù)采集誤差和DSP有限精度的限制，式（11）可表示為：

3 電網(wǎng)電壓定向的同步切換控制系統(tǒng)

電機變頻-工頻同步切換控制系統(tǒng)如圖2所示，其中KM1、KM3分別是電網(wǎng)側(cè)和變頻器側(cè)的交流接觸器，KM2、KM4分別是電網(wǎng)側(cè)和變頻器側(cè)的電力電子開關(guān)，KM1、KM2并聯(lián)連接，KM3、KM4并聯(lián)連接；系統(tǒng)分別采用3個霍爾電壓傳感器采集電網(wǎng)側(cè)相電壓ea、eb、ec和2個霍爾電壓傳感器采集變頻器側(cè)的線電壓 uab、ubc，并對變頻器側(cè)的線電壓 uab、ubc進(jìn)行低通濾波處理，其中：

圖2 電機同步切換控制系統(tǒng)Fig.2 Control system of motor synchronous switching

根據(jù)電網(wǎng)側(cè)霍爾電壓傳感器測得的電網(wǎng)三相電壓 ea、eb、ec，并由式（5）計算得到電網(wǎng)電壓空間矢量E，由于E是一復(fù)數(shù)，可根據(jù)其實部和虛部計算得出電網(wǎng)空間電壓矢量 E 的瞬時相位 φ0（t），即式（6）；再根據(jù)布置在變頻器側(cè)的霍爾電壓傳感器測得變頻器輸出的線電壓 uab、ubc、uca，并由式（9）即可計算得到變頻器空間線電壓矢量在以電網(wǎng)電壓矢量定向的dq同步旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)系下的直軸分量ud和交軸分量uq。為實現(xiàn)差頻同相切換[16]，在電機同步切換前將變頻器輸出頻率調(diào)整至51 Hz，則變頻器空間線電壓矢量相對于dq同步旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)系以2πrad／s的相對角速度（1 rad／s）旋轉(zhuǎn)，同步切換控制系統(tǒng)以 12 kHz的采樣頻率對電網(wǎng)三相相電壓和變頻器三相線電壓進(jìn)行采樣，并實時計算變頻器空間線電壓矢量在dq同步旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)系下的直軸分量ud和交軸分量uq，當(dāng)ud和uq滿足式（12）時，變頻器線電壓空間矢量位于圖1中的虛線位置，此時即為電機進(jìn)行同步切換的最佳切換時刻。

同步切換控制系統(tǒng)中切換開關(guān)的開關(guān)動作時間對系統(tǒng)的影響較大，一般交流接觸器的開關(guān)延時為0.1 s左右，約為5個工頻周期，在這段開關(guān)延時時間內(nèi)電機速度因負(fù)載的不同，其變化差異很大，若不采取改進(jìn)措施，極易引起兩者相位偏差大而導(dǎo)致電機切換時形成瞬時大電流沖擊。為避免交流接觸器的開關(guān)延時對系統(tǒng)的影響，本文采用絕緣柵雙極型晶體管（IGBT）和電力二極管設(shè)計了全控型電力電子開關(guān)，物理結(jié)構(gòu)如圖3所示，A、B端子用于串接在交流電路中控制交流電路的開通和關(guān)斷，IGBT集電極和發(fā)射極分別連接在二極管橋式整流電路直流輸出端的正極和負(fù)極，其中，R、C為電壓尖峰吸收網(wǎng)絡(luò)，以防止IGBT關(guān)斷時被高壓擊穿。切換信號控制IGBT的柵極電壓以控制IGBT的開通和關(guān)斷，當(dāng)IGBT開通時，由于整流橋直流側(cè)短路，A、B端子的等效電阻為0，A、B端子中流過交流電流，即處于交流閉合狀態(tài)；當(dāng)IGBT關(guān)斷時，由于整流橋直流側(cè)開路，A、B端子中的交流電流即被切斷，A、B端子處于交流開路狀態(tài)。根據(jù)以上分析可知，切換信號可控制A、B端子所串接的交流電路的開通和關(guān)斷。

圖3 電力電子開關(guān)電路拓?fù)銯ig.3 Topology of electronic power switch

電機在變頻器激勵下運行時，變頻器側(cè)的交流接觸器KM3和電力電子開關(guān)KM4均處于閉合狀態(tài)，電網(wǎng)側(cè)的交流接觸器KM1和電力電子開關(guān)KM2均處于斷路狀態(tài)。電機需要切換至電網(wǎng)時，同步切換控制器通過通信接口控制變頻器的輸出電壓頻率略高于電網(wǎng)頻率（一般為51 Hz）至電機運行于穩(wěn)態(tài)，保持電力電子開關(guān)KM4導(dǎo)通，給交流接觸器KM3發(fā)送觸發(fā)信號控制其斷開，等待0.1 s確保KM3完成開關(guān)動作后，同步控制器通過AD采集電網(wǎng)和變頻器的電壓數(shù)據(jù)，根據(jù)以上提出的同步檢測方法捕獲最佳切換時刻。在切換時刻，控制器先關(guān)閉KM4，延時50 μs以提供死區(qū)時間，然后同時觸發(fā)KM1和KM2使其導(dǎo)通，由于KM2開通時間不超過1.5 μs，因此KM2先于KM1導(dǎo)通，約0.1 s后，交流接觸器KM1完全閉合，將KM2短路，KM2中的電流即為0，因此電機切換成功并進(jìn)入穩(wěn)態(tài)運行后，電力電子開關(guān)電流為0，無需進(jìn)行散熱處理，節(jié)省了空間和成本。同時根據(jù)以上控制過程，交流接觸器KM1、KM3的近似零電壓開通和關(guān)斷，均不會產(chǎn)生電弧，提高了系統(tǒng)的安全性。

4 實驗結(jié)果

為驗證理論分析和研究的有效性，本文以TMS-320F28335 DSP為核心在實驗室設(shè)計了同步切換控制系統(tǒng)，對一臺功率為4 kW、極對數(shù)為2的三相異步電機進(jìn)行了變頻-工頻切換實驗，電機通過聯(lián)軸器與測功機和測速發(fā)電機相連接，測功機負(fù)載轉(zhuǎn)矩設(shè)置為25 N·m。在此實驗系統(tǒng)的基礎(chǔ)上，本文對基于電網(wǎng)電壓定向的電機同步切換控制策略進(jìn)行了實驗研究，并對單一采用交流接觸器和采用電力電子開關(guān)與交流接觸器并聯(lián)的切換方式進(jìn)行了對比實驗，實驗波形如圖4所示。

圖4 電機同步切換實驗波形Fig.4 Experimental waveforms of motor synchronous switching

由圖4（a）和（b）可見電機切換至電網(wǎng)時形成較大的電流沖擊，沖擊電流為穩(wěn)態(tài)電流的5倍左右，電機轉(zhuǎn)速下降較多；由圖4（c）和（d）可以看出電機切換至電網(wǎng)時沒有出現(xiàn)大的沖擊電流，沖擊電流的峰值約為穩(wěn)態(tài)峰值的2倍左右，由于采用電力電子開關(guān)，電機切換至電網(wǎng)時對電網(wǎng)的電流沖擊大幅減小，電機速度變化較小，在發(fā)生較小幅度的振蕩后逐步進(jìn)入穩(wěn)態(tài)；由圖4（e）和（f）可以明顯看出電機切換至電網(wǎng)時對電網(wǎng)的電流沖擊大幅減小，沖擊電流的峰值進(jìn)一步降為穩(wěn)態(tài)峰值的1.2倍左右，電機速度變化較前兩者更小，基本消除了電機切換至電網(wǎng)時對電網(wǎng)的電流沖擊，電機切換前后轉(zhuǎn)速在發(fā)生輕微波動后快速進(jìn)入穩(wěn)態(tài)。

5 結(jié)論

本文針對三相異步電機在進(jìn)行變頻-工頻切換時會對電網(wǎng)形成較大電流沖擊的問題，提出了一種基于電網(wǎng)電壓矢量定向的同步控制策略，綜合考慮電網(wǎng)三相電壓的相位和幅值信息，研究了在電網(wǎng)電壓矢量定向的同步坐標(biāo)系內(nèi)變頻器輸出電壓的相位檢測方法，確保電機切換時刻變頻器輸出電壓空間矢量和電網(wǎng)電壓空間矢量的相位取得一致，最大限度地降低電機切換時對電網(wǎng)的電流沖擊；同時，以本文提出的電力電子開關(guān)與交流接觸器并聯(lián)工作的新思路構(gòu)建的實驗系統(tǒng)，實測結(jié)果表明可將變頻-工頻開關(guān)切換延時縮短至50 μs左右，僅為目前廣泛采用的單一交流接觸器切換方式延時時間的0.05%，由此可大幅提高變頻-工頻切換的控制精度，同時也增強了該切換控制系統(tǒng)對于不同電機和負(fù)載的適應(yīng)性，并從根本上消除了切換電弧，提高了設(shè)備和局部電網(wǎng)的安全性。