梁　瑩　周　波　劉曉宇　秦顯慧　魏佳丹

(南京航空航天大學(xué) 江蘇省新能源發(fā)電與電能變換重點實驗室　南京　210016)

?

TSMC-S/G系統(tǒng)起動時的安全換流策略研究

梁瑩周波劉曉宇秦顯慧魏佳丹

(南京航空航天大學(xué) 江蘇省新能源發(fā)電與電能變換重點實驗室南京210016)

摘要將雙級矩陣變換器(TSMC)應(yīng)用于起動/發(fā)電系統(tǒng)以提高系統(tǒng)的運行可靠性。系統(tǒng)起動時采用id=0的矢量控制策略，TSMC單向開關(guān)側(cè)工作于不可控整流狀態(tài)。針對系統(tǒng)起動工作時若電機功率因數(shù)角大于30°引起的換流問題，分析了一個扇區(qū)中不同開關(guān)狀態(tài)下的電流流通路徑，提出了一種可行的安全換流調(diào)制策略。該調(diào)制策略選擇合適的作用矢量，并合理分配作用時間，可確保系統(tǒng)中電流始終存在流通回路。整個系統(tǒng)采用電流閉環(huán)實現(xiàn)恒轉(zhuǎn)矩起動。仿真結(jié)果和實驗結(jié)果均驗證了系統(tǒng)起動安全換流策略的可行性與有效性。

關(guān)鍵詞：雙級矩陣變換器起動/發(fā)電系統(tǒng)安全換流空間矢量控制起動

Research on Safe Commutation Strategy in TSMC-S/G System at Starting

LiangYingZhouBoLiuXiaoyuQinXianhuiWeiJiadan

(Jiangsu Key Laboratory of New Energy Generation and Power Conversion Nanjing University of Aeronautics and AstronauticsNanjing210016China)

AbstractThe two stage matrix converter (TSMC) is used in the starter/generator system to improve the reliability of the system.Theid=0 space vector control strategy is used at starting，and the unidirectional switch side of the TSMC is worked in the no controlled rectifier state.To solve the commutation problem caused by over 30° motor’s power factor angle，the current circulating paths with different switch states in a sector are analyzed.Then a feasible safe commutation modulation strategy is proposed，which selects appropriate vectors and allocates times reasonably，and thus ensures the existence of the current circulation loop in the system.In addition，the system uses the current closed-loop control to realize constant torque starting.The feasibility and effectiveness of the start strategy for safe commutation is validated by simulation and experimental results.

Keywords：Two stage matrix converter，starter/generator system，safe commutation，space vector control，start

0引言

起動/發(fā)電一體化技術(shù)將發(fā)動機中傳統(tǒng)的起動機革除，減輕了重量、降低了系統(tǒng)成本、提高了系統(tǒng)可靠性，因此受到了人們的廣泛關(guān)注[1，2]。功率變換器是起動/發(fā)電系統(tǒng)的關(guān)鍵部件之一，大多采用交直交型變換器，其直流側(cè)含有儲能電容，體積大，且降低了系統(tǒng)的可靠性。而雙級矩陣變換器(Two Stage Matrix Converter，TSMC)無直流儲能環(huán)節(jié)，且具有輸出性能好、可實現(xiàn)能量雙向流動以及輸入功率因數(shù)高等[3-5]優(yōu)點，將其應(yīng)用于起動/發(fā)電系統(tǒng)可減小系統(tǒng)體積重量。

現(xiàn)有的研究中，大多將雙級矩陣變換器雙向開關(guān)側(cè)(簡稱前級)作為整流級，單向開關(guān)側(cè)(簡稱后級)作為逆變級。基于雙級矩陣變換器的起動/發(fā)電系統(tǒng)(簡稱TSMC-S/G系統(tǒng))中，以考慮發(fā)電性能為主，因此一般情況下也將電機與TSMC的前級相連。目前國內(nèi)外已有很多學(xué)者將TSMC應(yīng)用于風(fēng)力發(fā)電系統(tǒng)、變速恒頻發(fā)電系統(tǒng)等[6-8]，TSMC在發(fā)電時具有較好的性能。同時，TSMC也可用來驅(qū)動電動機以實現(xiàn)變頻調(diào)速[9-11]，但此時電機與TSMC的后級相連，與TSMC-S/G系統(tǒng)起動時的拓撲不同。

目前鮮有研究將TSMC應(yīng)用于起動/發(fā)電系統(tǒng)。文獻[12]提出將矩陣整流器應(yīng)用于集成起動/發(fā)電系統(tǒng)中，其采用可切換的輸入濾波器結(jié)構(gòu)，研究了系統(tǒng)的控制規(guī)律，分析了系統(tǒng)的輸入輸出特性。然而矩陣整流器拓撲結(jié)構(gòu)與雙級矩陣變換器相比，不具有逆變級，并不直接適用于交流起動/發(fā)電系統(tǒng)中。文獻[13]將TSMC應(yīng)用于交流起動/發(fā)電系統(tǒng)，其結(jié)構(gòu)如圖1所示，通過繼電器Si切換起動、發(fā)電狀態(tài)下的濾波器結(jié)構(gòu)。起動時，繼電器Si斷開，不接入濾波電容Ci，電源給起動/發(fā)電機供電，后級工作于不可控整流狀態(tài)。其控制策略采用三相六拍控制方式起動，優(yōu)點是控制簡單，不足之處是轉(zhuǎn)矩脈動較大。由于TSMC沒有自然的續(xù)流通道，為實現(xiàn)系統(tǒng)安全換流，文獻[13]提出了兩種不同的TSMC調(diào)制策略。其中，調(diào)制策略一通過后級開關(guān)管配合導(dǎo)通構(gòu)造流通回路，后級死區(qū)時，前級采用零矢量配合，該方法適用性廣，采用空間矢量調(diào)制時可借鑒此方法，但采用零矢量配合會引起較大電流畸變及轉(zhuǎn)矩跌落。調(diào)制策略二僅通過控制前級開關(guān)管即可確保系統(tǒng)電流始終存在流通回路，該方法控制簡單，易實現(xiàn)，但適用范圍有局限性，不適用于空間矢量調(diào)制。

圖1　TSMC-S/G系統(tǒng)結(jié)構(gòu)圖Fig.1　Topology of TSMC-S/G system

本文主要針對圖1所示的TSMC-S/G系統(tǒng)起動時的安全換流策略進行研究。與文獻[13]不同，系統(tǒng)采用空間矢量控制，因此其安全換流策略也不同。若電機功率因數(shù)角大于30°，會引起安全換流問題[4]，感性電流斷路會產(chǎn)生母線電壓尖峰，通過分析安全換流問題產(chǎn)生的原因，提出了一種TSMC的安全換流調(diào)制策略，其核心思路是選擇合適的作用矢量，并合理分配作用時間，以確保系統(tǒng)中電流始終存在流通回路；且與文獻[13]調(diào)制策略一中僅采用零矢量配合相比，能減小電流畸變和轉(zhuǎn)矩跌落。仿真和實驗驗證了系統(tǒng)起動安全換流策略的可行性與有效性。

1雙級矩陣變換器的基本調(diào)制策略

起動時，雙級矩陣變換器的后級工作于整流狀態(tài)。由于系統(tǒng)沒有儲能的大電感，且后級由單向開關(guān)構(gòu)成，電源線電壓最大的兩相所對應(yīng)的二極管會自然導(dǎo)通。由于起動/發(fā)電系統(tǒng)的起動工作時間較短，二極管不可控整流對系統(tǒng)的影響較小，考慮到控制的簡單性，后級可采用二極管不可控整流方式。

起動時，雙級矩陣變換器的前級工作于逆變狀態(tài)，采用空間矢量調(diào)制策略(SVPWM)，與傳統(tǒng)的三相逆變器工作原理一致。

前級有8種開關(guān)狀態(tài)，由此可得8個基本電壓空間矢量(U0～U7)。圖2為各基本電壓矢量的分布圖，并由此劃分出扇區(qū)。括號中數(shù)字對應(yīng)表示a、b、c三相的開關(guān)導(dǎo)通狀態(tài)，其中“1”表示上橋臂導(dǎo)通，“0”表示下橋臂導(dǎo)通。

圖2　電壓空間矢量的扇區(qū)劃分Fig.2　The sectors of the voltage space vector

當(dāng)期望輸出電壓矢量Us落在某一扇區(qū)時，可由該扇區(qū)邊界的兩個非零矢量Uα和Uβ(U1～U6)與零矢量(U0，U7)合成得到，其表達式為[14]

Us=dαUα+dβUβ+d0U(0，7)

(1)

式中，dα、dβ分別為一個扇區(qū)中有效矢量Uα、Uβ對應(yīng)的開關(guān)占空比；d0為零矢量對應(yīng)的開關(guān)占空比。根據(jù)正弦定理，得到dα、dβ、d0的表達式分別為

(2)

式中，θo為輸出相電壓空間矢量Us與所在扇區(qū)起始邊的角度；mv為前級逆變狀態(tài)的調(diào)制系數(shù)。

(3)

式中，Uom為期望輸出相電壓幅值，V；Udc為直流母線電壓平均值，V。

雖然前級逆變狀態(tài)時工作原理與傳統(tǒng)逆變器相同，但前級為雙向開關(guān)管，可能會使換流策略復(fù)雜化。目前已有的多數(shù)研究中，TSMC前級工作于整流狀態(tài)，雙向開關(guān)在后級處于零矢量狀態(tài)時進行換流，為零電流換流，只需要兩步即可完成換流，換流較簡單。而在TSMC-S/G系統(tǒng)中，前級工作在逆變狀態(tài)，后級工作在不可控整流狀態(tài)，這時后級不存在配合前級換流的零矢量，因此前級的換流需要采用傳統(tǒng)矩陣變換器的四步換流策略，換流較復(fù)雜。

為了簡化起動/發(fā)電系統(tǒng)中起動時TSMC的換流策略，可使雙向開關(guān)中同側(cè)的一個開關(guān)恒通，對于圖1所示拓撲結(jié)構(gòu)，將開關(guān)Sapn、Sbpn、Scpn、Sann、Sbnn、Scnn恒通，前級等效成普通逆變橋，系統(tǒng)起動時的等效電路如圖3所示。此時，可采用死區(qū)換流，以簡化換流過程。

圖3　系統(tǒng)起動等效電路Fig.3　Starting equivalent circuit of the system

2安全換流問題的分析

2.1安全換流問題的起因

在起動過程中，當(dāng)電機功率因數(shù)角φ>30°時，會產(chǎn)生從前級流向后級的電流(idc<0)[4]，即反向電流，如果后級只采用二極管整流，由于二極管具有單向電流流動特性，電流不能反向流通。電機的感性電流斷路會產(chǎn)生電壓尖峰，只能通過鉗位電路進行保護，不僅增加鉗位電路的工作負擔(dān)，而且需要相對地增大鉗位電路中的電容值，從而削弱了TSMC的優(yōu)勢[15]。因此需對idc<0的情況進行分析。以扇區(qū)Ⅰ為例，由圖2可知，這時前級的有效矢量為U1、U2。設(shè)電機功率因數(shù)角φ=30°+θ(θ=θ2-θ1，其中θ1為扇區(qū)Ⅰ起始處的角度，θ2為ic負向過零點的角度)，電壓和電流波形如圖4所示。圖中ia、ib、ic為電機的電流，電流為正表示電流流入電機，從圖中可知，若φ<30°，ic負向過零點在扇區(qū)Ⅵ，而當(dāng)φ>30°時，ic負向過零點移至扇區(qū)Ⅰ，這時過零點與扇區(qū)Ⅰ起始處相差θ。

圖4　各扇區(qū)電壓電流示意圖Fig.4　Schematic of voltage and current in each sector

對扇區(qū)Ⅰ中各矢量作用的電流狀態(tài)進行分析，找出會產(chǎn)生反向電流的矢量。圖5為扇區(qū)Ⅰ中有效矢量對應(yīng)的電流狀態(tài)，電流參考方向如圖所示。U1(100)作用時，導(dǎo)通a相上橋臂和b、c相下橋臂，如圖5a所示，可得直流母線電流idc=ia=-ib-ic，根據(jù)圖4可看出ia在扇區(qū)Ⅰ中始終為正，即idc>0，因此U1作用不會產(chǎn)生反向電流；U2(110)作用時，導(dǎo)通a、b相上橋臂和c相下橋臂，如圖5b所示，直流母線電流idc=ia+ib=-ic，要使idc>0，則要有ic<0，根據(jù)圖4可看出ic在θ1～θ2角度內(nèi)為正，該區(qū)間內(nèi)-ic為負，即idc<0，此時出現(xiàn)反向電流；U0(000)作用時，a、b、c相下橋臂導(dǎo)通，直流母線電流idc=0，不會出現(xiàn)反向電流；U7(111)作用時，情況與U0類似，不會出現(xiàn)反向電流。

圖5　扇區(qū)Ⅰ中有效矢量對應(yīng)電流狀態(tài)Fig.5　Current state of effective vectors in sector Ⅰ

根據(jù)上述分析，當(dāng)電機功率因數(shù)角φ=30°+θ時，扇區(qū)Ⅰ中，在零矢量和U1作用下不會出現(xiàn)回饋至后級的反向電流，沒有換流問題；而U2作用時，在扇區(qū)前端θ角度內(nèi)(θ1～θ2)將出現(xiàn)反向電流，由于二極管的電流單向流動特性致使電流沒有回路，出現(xiàn)換流問題。

依此可得當(dāng)φ>30°時各扇區(qū)中會引起換流問題的矢量，分別為每個扇區(qū)中的Uβ，如表1所示。

表1　φ>30°時各扇區(qū)中會引起換流問題的矢量

2.2參數(shù)對安全換流問題的影響

本節(jié)具體分析在什么狀態(tài)下會出現(xiàn)電機功率因數(shù)角大于30°的情況。

基于雙級矩陣變換器的起動/發(fā)電系統(tǒng)在起動時采用id=0的空間矢量控制，通過PI調(diào)節(jié)器控制電流跟隨給定實現(xiàn)恒轉(zhuǎn)矩起動。

此時的轉(zhuǎn)矩可簡化為

Te=1.5np(ψpm+Mfif)iq

(4)

式中，Te為電磁轉(zhuǎn)矩，N·m；np為電機極對數(shù)；iq為定子交軸電流，A；if為勵磁繞組電流，A；ψpm為永磁體匝鏈的磁鏈，Wb；Mf為電樞繞組與勵磁繞組的互感，H。永磁電機中Mf為0，勵磁電機中ψpm為0。由此，可控制勵磁電流恒定，則電磁轉(zhuǎn)矩正比于q軸電流，控制q軸電流幅值就能較好地控制轉(zhuǎn)矩。

根據(jù)以上控制方法，電流方向為q軸方向，功率因數(shù)角φ即為期望輸出矢量與q軸之間的夾角，可表示為

(5)

式中，Rs為定子電阻，Ω；ωe為電角速度，rad/s；p為微分算子。

假設(shè)在起動過程中，勵磁電流if和q軸電流iq均控制為恒定值，則式(5)可簡化為

(6)

隨著轉(zhuǎn)速n升高，φ變大，定子電阻上的電壓很小，可忽略不計，此時轉(zhuǎn)速變化對φ的影響不大，因此式(6)在高速時可簡化為

(7)

根據(jù)式(7)可知，當(dāng)勵磁電流if增大時，功率因數(shù)角φ減??；當(dāng)給定q軸電流iq增大時，功率因數(shù)角φ增大。

一般系統(tǒng)采用2～3倍額定電流起動，起動時采用額定勵磁電流。而起動電流越大，iq越大，功率因數(shù)角越大，就越容易出現(xiàn)回饋至后級的反向電流，而增大勵磁電流對功率因數(shù)角的影響有限，因此需采用能實現(xiàn)安全換流的調(diào)制策略。

3雙級矩陣變換器的安全換流調(diào)制策略

3.1后級調(diào)制策略

為了給回饋至后級的反向電流構(gòu)建流通通路，可將后級導(dǎo)通二極管的反并聯(lián)開關(guān)管配合導(dǎo)通。

將輸入相電壓矢量劃分扇區(qū)，如圖6所示。以扇區(qū)3為例，此時uv>uu>uw，圖3中二極管VDvp、VDwn導(dǎo)通，則對應(yīng)Svp、Swn導(dǎo)通，依此可得后級各扇區(qū)的開關(guān)狀態(tài)，如表2所示。

圖6　雙級矩陣變換器后級電壓扇區(qū)劃分Fig.6　The voltage sectors of the last stage

扇區(qū)123456導(dǎo)通SupSupSvpSvpSwpSwp開關(guān)SvnSwnSwnSunSunSvn

需要注意的是，開關(guān)管必須與其反并聯(lián)二極管的導(dǎo)通狀態(tài)保持一致，不能提前導(dǎo)通或滯后關(guān)斷，否則會引起電源短路。因此，在換相時，開關(guān)管需要加入死區(qū)，死區(qū)可保證二極管換相點處沒有開關(guān)管誤導(dǎo)通，從而防止電源短路而產(chǎn)生過電流[13]。圖7為死區(qū)示意圖，死區(qū)時間為t1～t2，先關(guān)斷需要關(guān)斷的開關(guān)管，再導(dǎo)通需要開通的開關(guān)管，二極管自然換相需確保在死區(qū)內(nèi)完成。

圖7　后級第1扇區(qū)切換至第2扇區(qū)Fig.7　The last stage switching from first sector to second

3.2前級調(diào)制策略

在后級非死區(qū)期間，前級采用常規(guī)的SVPWM調(diào)制即可；而在后級死區(qū)期間，如果前級有回饋至后級的電流，后級就沒有了流通回路，此時需要前級能自行續(xù)流。最簡單的方法就是導(dǎo)通前級全部上橋臂或下橋臂的開關(guān)管(即作用零矢量)[13]，此時idc=0，前級不會產(chǎn)生回饋至后級的電流。

由于數(shù)字控制檢測延時等原因，死區(qū)時間需要較大的裕量，零矢量的較長時間插入會使電流跌落，從而引起轉(zhuǎn)矩跌落，影響起動性能。根據(jù)2.1節(jié)分析可知，后級死區(qū)時，每個扇區(qū)只能作用Uα和零矢量，且需要合理地分配有效矢量Uα的作用時間。由于Uα與期望矢量Us存在一定夾角，若Uα作用時間過長，會使轉(zhuǎn)矩突增；若Uα作用時間過短，會使轉(zhuǎn)矩突降。因此，選擇合適的Uα作用時間可盡量減少轉(zhuǎn)矩的變化。

對應(yīng)式(2)中非死區(qū)時的各矢量占空比，死區(qū)時，Uβ不作用，Uα的長度可選擇為期望矢量長度乘以補償系數(shù)kd，則當(dāng)后級死區(qū)時，各矢量占空比為

(8)

由于后級死區(qū)期間前級作用的矢量發(fā)生變化，零矢量的排列和選擇也會有所改變。無死區(qū)時，采用的矢量分布方法為“五段式”分布，即在扇區(qū)Ⅰ中矢量作用順序為U1→U2→U7→U2→U1。而死區(qū)時U2不作用，若不改變其他矢量排列，則矢量作用順序為U1→U7→U1。由于開關(guān)變換時應(yīng)盡可能選擇開關(guān)切換次數(shù)少的零矢量以減少開關(guān)損耗，而U1(100)變換到U7(111)時需要切換2個開關(guān)，因此可將中間零矢量修改為U0(000)，即矢量作用順序變?yōu)閁1→U0→U1。依此可得其他各扇區(qū)在死區(qū)時的矢量作用情況，如表3所示。

表3　后級死區(qū)時各扇區(qū)作用矢量

因此，φ>30°時，前級需要在后級死區(qū)時采用本文所提策略配合，而當(dāng)起動性能要求不高或為了減小控制復(fù)雜度時，后級開關(guān)管可不導(dǎo)通。這時相當(dāng)于后級一直處于死區(qū)期間，而前級則全部采用后級死區(qū)時的策略，這種策略的優(yōu)點是控制簡單，但由于前級一個扇區(qū)僅作用一個有效矢量，轉(zhuǎn)矩脈動會增大。

3.3小結(jié)

總結(jié)上述分析結(jié)果，起動時電機的功率因數(shù)角φ不同，可采取不同的調(diào)制策略：①若φ<30°，不存在前級流向后級的電流，后級開關(guān)管無需導(dǎo)通，前級采用常規(guī)的SVPWM調(diào)制，即第一節(jié)中的TSMC基本調(diào)制策略；②若φ>30°，后級開關(guān)管配合導(dǎo)通，后級死區(qū)時，前級采用本文所提策略配合，構(gòu)造流通回路，并減小轉(zhuǎn)矩跌落；③若φ>30°，且當(dāng)起動性能要求不高或為了減小控制復(fù)雜度時，后級開關(guān)管不導(dǎo)通，前級全部采用后級死區(qū)時的策略配合。

該安全換流策略也可為其他可能出現(xiàn)功率因數(shù)角超過30°以及能量回饋等情況提供解決思路。

4仿真與實驗驗證

4.1仿真研究

為了驗證上述分析的可行性，利用Matlab搭建仿真模型，對系統(tǒng)進行起動仿真。仿真參數(shù)為：輸入電源相電壓有效值50 V，頻率50 Hz；開關(guān)頻率10 kHz；4對極的同步電機，電機相電感2.2 mH，電阻0.7 Ω；起動時要達到轉(zhuǎn)速500 r/min；起動電流幅值13 A，此時電機功率因數(shù)角未超過30°。

起動過程并不需要轉(zhuǎn)速環(huán)控制，但為了限制轉(zhuǎn)速進一步升高，仿真和實驗中均加入轉(zhuǎn)速環(huán)，轉(zhuǎn)速環(huán)的加入并不會對起動過程產(chǎn)生影響。轉(zhuǎn)速波形如圖8所示，可見系統(tǒng)能平穩(wěn)實現(xiàn)所需轉(zhuǎn)速。

圖8　轉(zhuǎn)速波形Fig.8　Simulation waveform of speed

比較不同調(diào)制策略下的轉(zhuǎn)矩波形，如圖9所示，由式(4)可知轉(zhuǎn)矩正比于iq，因此同時給出iq波形，以說明iq可反映轉(zhuǎn)矩。由于電機功率因數(shù)角φ<30°，后級開關(guān)管無需導(dǎo)通，前級直接采用SVPWM調(diào)制，系統(tǒng)有較好的起動性能，如圖9a所示。雖然此時后級開關(guān)無需導(dǎo)通，但為了將本文所提策略的性能與其進行對比，后級加入死區(qū)，圖9b、圖9c分別為后級死區(qū)時采用零矢量和采用本文所提策略配合的波形。將其與圖9a進行對比，可見若后級死區(qū)時前級僅采用零矢量配合會產(chǎn)生較大轉(zhuǎn)矩跌落，而采用本文所提策略配合能減少轉(zhuǎn)矩跌落，且與圖9a相比，轉(zhuǎn)矩跌落并不大。

圖9　φ<30°不同調(diào)制下的轉(zhuǎn)矩和q軸電流波形Fig.9　Simulation waveforms of torque and q-axis current under different modulation strategies at φ<30°

為了驗證電機功率因數(shù)角超過30°的情況，根據(jù)式(7)，增大電機電感和電流以提高φ，增大電機電感2 mH，起動電流幅值提高到18 A。

若后級開關(guān)管不導(dǎo)通，隨著轉(zhuǎn)速上升，φ逐漸增大，φ>30°時，母線上會出現(xiàn)電壓尖峰，如圖10a所示。電壓尖峰的產(chǎn)生是由于回饋至后級的電流從鉗位電路流過，而鉗位電路將電壓尖峰控制在可接受的范圍內(nèi)。當(dāng)后級開關(guān)管配合導(dǎo)通，但后級死區(qū)時前級不采用本文所提策略配合，那么在后級死區(qū)期間出現(xiàn)的反向電流就會產(chǎn)生直流母線電壓尖峰，如圖10b所示。而后級死區(qū)期間采用本文所提策略配合后，前級構(gòu)造出流通回路，電流母線電壓不會產(chǎn)生尖峰，如圖10c所示。

圖10　φ>30°的直流母線電壓波形Fig.10　Simulation waveforms of DC-bus voltage at φ>30°

4.2實驗驗證

系統(tǒng)實驗平臺以TMS320LF2812為控制系統(tǒng)核心，以18個IGBT為主功率器件(雙向開關(guān)采用共射極方式相連)，以一臺2 kW、4對極同步電機為樣機，電機相電感2.2 mH，電阻0.7 Ω。實驗參數(shù)為：輸入電源相電壓有效值50 V，頻率50 Hz；開關(guān)頻率10 kHz；電機起動轉(zhuǎn)速500 r/min；起動電流幅值13 A。

圖11為給定500 r/min時整個起動過程的實驗波形，系統(tǒng)能實現(xiàn)恒轉(zhuǎn)矩起動。由于實驗機組的轉(zhuǎn)動慣量較大，且負載較大，因此電機的轉(zhuǎn)速上升較慢，起動時間較長。

目前實驗室的機組均為小功率電機，沒有功率因數(shù)角超過30°的情況，而在實際系統(tǒng)中起動/發(fā)電機的功率較大，更易出現(xiàn)該現(xiàn)象。因此根據(jù)現(xiàn)有樣機參數(shù)情況，不采用安全換流策略也不會存在換流問題。圖12為不同調(diào)制策略在400 r/min下的q軸電流和電樞電流波形。當(dāng)后級開關(guān)管不導(dǎo)通，前級直接采用SVPWM調(diào)制時，波形如圖12a所示，通過觀測iq得到轉(zhuǎn)矩情況，由圖可見系統(tǒng)具有較好的起動性能。雖然此時后級開關(guān)無需導(dǎo)通，但為了驗證本文所提調(diào)制策略的性能，起動時后級加入死區(qū)，并進行對比。由圖12b可知，后級死區(qū)時，前級僅采用零矢量會有較大轉(zhuǎn)矩脈動和明顯電流畸變，與圖12a沒有死區(qū)時相比，死區(qū)影響很大；而采用本文所提策略配合能大大減小轉(zhuǎn)矩脈動和電流畸變，如圖12c所示，且與沒有死區(qū)時相比，死區(qū)帶來的影響并不大，體現(xiàn)了本文所提策略的優(yōu)勢。圖13為輸入三相電源電壓及對應(yīng)計算出的死區(qū)信號。

圖11　給定500 r/min時起動波形Fig.11　Starting waveforms at 500 r/min

圖12　400 r/min下不同調(diào)制策略的q軸電流及電樞電流波形Fig.12　Waveforms of q-axis current and armature current under different modulation strategies at 400 r/min

圖13　輸入電源電壓與死區(qū)信號Fig.13　Input AC source voltage and dead-time signal

由于受機組條件限制，為了驗證本文的分析以及所提策略的作用，實驗中通過改變電機參數(shù)(串聯(lián)了2 mH電感，并提高起動電流幅值至18 A)來實現(xiàn)功率因數(shù)角超過30°的情況。此時若不導(dǎo)通后級開關(guān)管，前級未采用配合策略而僅采用常規(guī)的SVPWM，直流母線電壓在扇區(qū)開始時會存在尖峰，如圖14a所示；由于在后級死區(qū)產(chǎn)生電壓尖峰的概率較小，難以捕捉，易知后級配合導(dǎo)通能構(gòu)造流通回路[4]，因此為了驗證本文所提安全換流策略能構(gòu)造流通回路，前級全部采用后級死區(qū)時的配合策略進行起動，在同一轉(zhuǎn)速下，母線電壓始終沒有尖峰，如圖14b所示，此時由于前級一個扇區(qū)僅一個有效矢量作用，電流正弦度下降，起動性能變差。

圖14　φ>30°時的起動波形Fig.14　Starting waveforms when φ>30°

5結(jié)論

本文提出一種適用于TSMC-S/G系統(tǒng)起動的安全換流策略，通過理論分析、仿真和實驗驗證，得到以下結(jié)論：

1)分析了換流問題產(chǎn)生的原因，且分析了影響功率因數(shù)角φ的相關(guān)電機參數(shù)。當(dāng)n、iq越大，φ越大，就越容易出現(xiàn)回饋至后級的電流，此時需要采用本文所提出的策略。

2)針對當(dāng)φ>30°，TSMC沒有自然續(xù)流通道的問題，提出合適的調(diào)制策略，通過其前后級相互配合，構(gòu)造流通回路，以避免鉗位電路吸收電壓尖峰帶來的損耗及成本增大等問題，同時盡可能減少轉(zhuǎn)矩跌落。

參考文獻

[1]Schofield N，Long S.Generator operation of a switched reluctance starter/generator at extended speeds[J].IEEE Transactions on Vehicular Technology，2009，58(1)：48-56.

[2]Griffo A，Drury D，Sawata T，et al.Sensorless starting of a wound-field synchronous starter/generator for aerospace applications[J].IEEE Transactions on Industrial Electronics，2012，59(9)：3579-3587.

[3]齊琛，陳希有.一種可靠換流的雙級矩陣變換器載波調(diào)制策略[J].電工技術(shù)學(xué)報，2013，28(6)：184-191.

Qi Chen，Chen Xiyou.A carrier-based modulation strategy of two stage matrix converter with reliable commutation[J].Transactions of China Electrotechnical Society，2013，28(6)：184-191.

[4]Kolar J W，F(xiàn)riedli T，Rodriguez J，et al.Review of three-phase PWM AC-AC converter topologies[J].IEEE Transactions on Industrial Electronics，2011，58(11)：4988-5006.

[5]肖鯤，王莉娜，裴曉宇.多電飛機中雙級矩陣變換器的改進控制方法[J].電工技術(shù)學(xué)報，2011，26(S1)：8-14.

Xiao Kun，Wang Lina，Pei Xiaoyu.Research on modulation strategy for two-stage matrix converter in more electric aircraft[J].Transactions of China Electrotechnical Society，2011，26(S1)：8-14.

[6]Pena R，Cardenas R，Reyes E，et al.Control of a doubly fed induction generator via an indirect matrix converter with changing DC voltage[J].IEEE Transactions on Industrial Electronics，2011，58(10)：4664-4674.

[7]Xiong L，Poh C L，Peng W，et al.Distributed generation using indirect matrix converter in reverse power mode[J].IEEE Transactions on Power Electronics，2013，28(3)：1072-1082.

[8]林崎，畢睿華，李先允，等.雙級矩陣變換器在統(tǒng)一潮流控制器中的應(yīng)用研究[J].電力系統(tǒng)保護與控制，2011，39(9)：65-71,76.

Lin Qi，Bi Ruihua，Li Xianyun，et al.Study of the application of matrix converter in unified power flow controller[J].Power System Protection and Control，2011，39(9)：65-71,76.

[9]Yang M，Gang L，Kai S.High performance vector control of IPMSM drive fed by indirect matrix converter[C]//Applied Power Electronics Conference and Exposition，F(xiàn)ort Worth，TX，2011：1642-1647.

[10]Ejlali A，Khaburi D A，Behnia H.DTFC based indirect matrix converter using active flux concept for IPMSM drive[C]//Proceedings of 2011 46th International Universities’ Power Engineering Conference，Soest，Germany，2011：1-4.

[11]Faraji V，Khaburi D A.A new approach to DTC-ISVM for induction motor drive system fed by indirect matrix converter[C]//Power Electronics，Drive Systems and Technologies Conference，Tehran，2011：367-372.

[12]Keping You，Rahman M F.A matrix-Z-source converter with AC-AC bidirectional power flow for an integrated starter alternator system[J].IEEE Transactions on Industry Applications，2009，45(1)：239-248.

[13]劉曉宇，周波，梁瑩，等.TSMC-S/G系統(tǒng)起動時TSMC的調(diào)制策略[J].電工技術(shù)學(xué)報，2014，29(3)：260-269.

Liu Xiaoyu，Zhou Bo，Liang Ying，et al.Research on starting modulation strategy of TSMC in TSMC-S/G system[J].Transactions of China Electrotechnical Society，2014，29(3)：260-269.

[14]阮毅，陳伯時.電力拖動自動控制系統(tǒng)——運動控制系統(tǒng)[M].北京：機械工業(yè)出版社，2009：134-141.

[15]孫凱，周大寧，梅楊.矩陣式變換器技術(shù)及其應(yīng)用[M].北京：機械工業(yè)出版社，2007：121-126.

梁瑩女，1989生，碩士研究生，研究方向為功率變換技術(shù)。

E-mail：609971152@qq.com(通信作者)

周波男，1961生，教授，博士生導(dǎo)師，研究方向為新能源發(fā)電技術(shù)、航空電源系統(tǒng)、電機及其控制與功率變換技術(shù)。

E-mail：zhoubo@nuaa.edu.cn

作者簡介

中圖分類號：TM46

收稿日期2015-01-09改稿日期2015-12-10

國家自然科學(xué)基金(51177069)和江蘇省高校優(yōu)秀科技創(chuàng)新團隊資助項目。