張前， 馮明

(北京科技大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，北京 100083)

?

超高速永磁無刷電機(jī)無位置傳感器半閉環(huán)啟動法

張前， 馮明

(北京科技大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，北京 100083)

針對超高速永磁無刷電機(jī)無位置傳感器啟動過程中低速時(shí)無法準(zhǔn)確提取反電動勢信號的問題，提出一種半閉環(huán)啟動方法。該方法可以使電機(jī)由靜止階段通過單步加速迅速切換到閉環(huán)加速階段，當(dāng)電機(jī)閉環(huán)加速至可以檢測到穩(wěn)定的反電動勢信號時(shí)在一個(gè)換相周期內(nèi)切換到正常運(yùn)行。該啟動方法無需任何附加電路，整個(gè)啟動過程穩(wěn)定，不會出現(xiàn)因擾動或負(fù)載變化引起的失步，可以很好地解決超高速永磁無刷電機(jī)無位置傳感器啟動問題。依據(jù)此啟動方法開發(fā)出一套永磁無刷電機(jī)驅(qū)動器并進(jìn)行實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證，證明該啟動方法可以快速地啟動永磁無刷電機(jī)，且能在80 000 r/min時(shí)平穩(wěn)運(yùn)行。

永磁無刷電機(jī)；反電動勢；無位置傳感器；啟動；超高速電機(jī)

0 引 言

目前大多數(shù)永磁無刷電機(jī)通過在電機(jī)內(nèi)部安裝霍爾傳感器來提取轉(zhuǎn)子位置信息以確定定子通電相序。霍爾位置傳感器可以保證電機(jī)準(zhǔn)確地?fù)Q相，但同時(shí)也帶來了一些問題，如可靠性降低，不能耐高溫，制造成本上升等。因此，對無位置傳感器永磁無刷電機(jī)控制策略的研究，一直是電機(jī)控制領(lǐng)域研究的熱點(diǎn)與難點(diǎn)。目前常見的方波驅(qū)動永磁無刷電機(jī)無位置傳感器控制方法主要有反電動勢法[1-5]、續(xù)流二極管法[6]、磁鏈函數(shù)法[7]、電流注入法和狀態(tài)觀測器法[8]等。其中反電動勢法在實(shí)際開發(fā)中用的比較廣泛，也是目前比較實(shí)用的一種無位置傳感器控制方式。在反電動勢法控制中, 由于永磁無刷電機(jī)的反電動勢與電機(jī)轉(zhuǎn)速成正比,在啟動前不存在反電動勢, 在低速時(shí)反電動勢非常小，難以準(zhǔn)確提取反電動勢過零點(diǎn)。因此,如何準(zhǔn)確快速地啟動電機(jī)一直是反電動勢法控制中面臨的關(guān)鍵問題。

目前常用的無位置傳感器啟動方法中，三段式啟動法[9]和升頻升壓啟動法[10]是通過開環(huán)加速將電機(jī)加速到能夠穩(wěn)定地檢測到反電動勢信號后切換到正常運(yùn)行狀態(tài)，這就導(dǎo)致了加速曲線復(fù)雜、啟動過程優(yōu)化難度大、啟動程序兼容性差、抗干擾能力弱等問題。

預(yù)定位法對每次換相的切換時(shí)間有較為嚴(yán)格的要求, 而且要求電機(jī)轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)動慣量及其他電機(jī)參數(shù)必須非常準(zhǔn)確,否則在加速過程中會因?yàn)檎`差積累而導(dǎo)致啟動失敗，當(dāng)電機(jī)負(fù)載變化時(shí),啟動程序也要相應(yīng)調(diào)整,否則會造成堵轉(zhuǎn)、反轉(zhuǎn)等[11-12]。

短時(shí)脈沖法是按照一定規(guī)律對定子繞組施加6個(gè)短時(shí)檢測脈沖，通過對比相應(yīng)脈沖峰值，得出轉(zhuǎn)子具體位置，該方法是建立在鐵心電感磁飽和性質(zhì)基礎(chǔ)上的，如果永磁無刷電機(jī)的定子繞組是空心線圈或電機(jī)轉(zhuǎn)子本身是一個(gè)圓柱狀永磁體則以上方法的可靠性將降低，且該方法對啟動超高速電機(jī)效果并不理想[13-14]，另外如果在使用反電動勢法控制的電機(jī)上使用該方法則需額外增加電流傳感器，增加硬件成本。

上述啟動方法各有優(yōu)缺點(diǎn)，但是其啟動過程并未結(jié)合超高速電機(jī)轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)動慣量小，電機(jī)內(nèi)阻和電感極小的特點(diǎn)，因而導(dǎo)致其啟動超高速電機(jī)的效果不夠理想。文中緊密結(jié)合超高速電機(jī)運(yùn)行特性提出了一種超高速永磁無刷電機(jī)半閉環(huán)啟動法，該方法可以較好地解決超高速永磁無刷電機(jī)啟動問題。

1 半閉環(huán)啟動法實(shí)現(xiàn)

該半閉環(huán)啟動法實(shí)現(xiàn)過程如圖1所示。

1)通過預(yù)定位將轉(zhuǎn)子定位于確定位置；

2)通過單步加速給轉(zhuǎn)子一定的初始速度；

3)切換到閉環(huán)加速階段同時(shí)進(jìn)行信號對比；

4)當(dāng)信號對比法判定反電動勢信號足夠穩(wěn)定時(shí)切換到正常運(yùn)行階段。

圖1 半閉環(huán)啟動法流程圖Fig.1 Flow chart of semi-close-loop startup method

1.1 轉(zhuǎn)子預(yù)定位

為了防止電機(jī)處于定位盲區(qū)時(shí)預(yù)定位失敗，預(yù)定位階段采用二次定位法，先導(dǎo)通A-B(A-B代表電流由A相流入B相流出)相再導(dǎo)通A-C相，其中導(dǎo)通A-B時(shí)間可以較短，只需保證轉(zhuǎn)子動起來即可，導(dǎo)通A-C相時(shí)間應(yīng)該足夠長以保證將轉(zhuǎn)子穩(wěn)定定位于圖2所示位置。

1.2 單步加速

轉(zhuǎn)子定位于圖2位置后，若轉(zhuǎn)子逆時(shí)針旋轉(zhuǎn)，下一步需導(dǎo)通B-A相(由A-C切換到B-A可以產(chǎn)生比由A-C切換到B-C更大的單步加速角度)，如圖3所示。

圖2 轉(zhuǎn)子預(yù)定位示意Fig.2 Schematic diagramfor rotor pre targeting

此階段根據(jù)電機(jī)特性及運(yùn)行條件首先給定單步加速階段的電流，然后根據(jù)加速電流計(jì)算得到單步加速時(shí)間TB-A，電流的給定可以以電機(jī)能夠承受的最大電流為限，較大電流有利于啟動過程順利進(jìn)行。

圖3 單步加速階段示意Fig.3 Schematic diagramfor one step acceleration

為了簡化計(jì)算，在計(jì)算過程中作如下假設(shè)：

1)單步加速過程中電流為恒流；

2)轉(zhuǎn)子磁感應(yīng)強(qiáng)度在定子繞組中按正弦規(guī)律變化(若定子繞組中磁感應(yīng)強(qiáng)度按梯形波規(guī)律變化，則計(jì)算公式相應(yīng)改變)；

3)忽略電機(jī)齒槽效應(yīng)。

根據(jù)電磁感應(yīng)定律，轉(zhuǎn)子所受電磁力矩為

(1)

式中：Tm為電機(jī)電磁力矩；R為電樞繞組的等效半徑；L為電樞繞組的有效長度；B為電樞繞組處的磁感應(yīng)強(qiáng)度峰值；N為繞組匝數(shù)；IB為B相繞組電流。如圖3，磁感應(yīng)強(qiáng)度B在OM方向上的分量為Bcosθ，θ為OM與轉(zhuǎn)子N極之間的夾角，N極相對于OM沿逆時(shí)針旋轉(zhuǎn)時(shí)θ為正。

從圖4中可以看出在B-A通電條件下，轉(zhuǎn)子N極在B點(diǎn)到C點(diǎn)之間受到的電磁力矩與轉(zhuǎn)向都是同向的，在B點(diǎn)和A’點(diǎn)之間θ為銳角，受到的電磁力矩大，A’點(diǎn)和C點(diǎn)之間隨著θ增加，受到的電磁力矩逐漸減小，在C點(diǎn)時(shí)θ為90°，此時(shí)轉(zhuǎn)子受到的電磁力矩為零。設(shè)電磁力矩與阻力矩相等的點(diǎn)為Z點(diǎn)，Z點(diǎn)之前轉(zhuǎn)子一直處于加速階段，Z點(diǎn)之后轉(zhuǎn)子開始減速，因此單步加速階段與閉環(huán)加速階段的最佳切換點(diǎn)應(yīng)該取在Z點(diǎn)。在Z處存在下式關(guān)系：

(2)

解得：

(3)

式中：θZ為轉(zhuǎn)子N極在Z點(diǎn)時(shí)轉(zhuǎn)子N極與OM的夾角；TL為負(fù)載力矩；其中包含了摩擦阻力矩、風(fēng)阻和有效負(fù)載轉(zhuǎn)矩等。

圖4 單步加速與閉環(huán)加速切換點(diǎn)示意Fig.4 Schematic diagram of the switch point from one step acceleration to close loop acceleration

由電磁力矩公式結(jié)合能量守恒定律可知，在轉(zhuǎn)子與OM夾角為θ時(shí)：

(4)

解得此時(shí)角速度為

(5)

由式(1)和式(5)可得

(6)

由公式(6)可得單步加速時(shí)間TB-A為

(7)

以電流IB作為加速電流，按照B-A相導(dǎo)通方式供電，導(dǎo)通TB-A時(shí)間即可完成單步加速階段。

1.3 閉環(huán)加速

單步加速以后啟動程序切換到閉環(huán)加速階段，由于單步加速法是通過單步加速將轉(zhuǎn)子加速到一定速度，因而閉環(huán)加速階段初期轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速不可能很高，在閉環(huán)切換點(diǎn)Z處反電動勢信號非常微弱，另外由于反電動勢檢測電路中電壓比較器可以承受的最大差分電壓有限，為了保證反電動勢電壓處于電壓比較器工作范圍以內(nèi)，在反電動勢檢測電路中必須進(jìn)行分壓。

圖5為A相反電動勢信號分壓濾波電路，通過分壓可以保證電壓比較器在全電壓全速度范圍內(nèi)正常工作，但同時(shí)分壓也減小了反電動勢信號的幅值，進(jìn)一步增加了啟動的難度。

圖5 A相反電動勢分壓濾波電路Fig.5 BEMF division and filtering circuit for phase A

分壓導(dǎo)致本身就極小的反電動勢信號變得更加微弱，微弱的反電動勢信號很容易受到干擾，對于反電動勢法控制，其主要干擾包括電流換相時(shí)續(xù)流引起的鉗位電壓干擾和功率電路的電磁干擾。對于鉗位電壓干擾可以通過電容C1濾除，但對于電磁干擾卻無法有效控制。驅(qū)動器內(nèi)部，逆變器和三相繞組是最主要的電磁噪聲源，因此閉環(huán)加速時(shí)提取反電動勢信號必須盡可能排除逆變器電磁噪聲對反電動勢信號的干擾。當(dāng)逆變器處于全關(guān)斷狀態(tài)且繞組續(xù)流結(jié)束時(shí)，三相繞組處于完全懸空的狀態(tài)，此時(shí)驅(qū)動器內(nèi)部沒有大電流流動和功率開關(guān)的通斷，因此可以保證在低電磁噪聲的環(huán)境下提取反電動勢信號，經(jīng)實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證，在三相懸空時(shí)檢測反電動勢信號可以極大拓展檢測到準(zhǔn)確反電動勢信號的最低轉(zhuǎn)速范圍。

閉環(huán)加速過程如圖6，圖中反電動勢信號三位數(shù)字分別對應(yīng)A、B、C三相檢測到的的反電動勢信號，1代表高，0代表低。轉(zhuǎn)子逆時(shí)針旋轉(zhuǎn)，以A-B相通電周期(101)為例，將閉環(huán)加速階段每個(gè)換相周期分為若干個(gè)通電周期Tcycle，每個(gè)通電周期分為關(guān)斷延時(shí)Toff和通電加速Ton兩部分，在關(guān)斷延時(shí)Toff開始時(shí)將六個(gè)功率開關(guān)全部關(guān)斷，當(dāng)Toff結(jié)束時(shí)檢測轉(zhuǎn)子位置信號，然后根據(jù)得到的轉(zhuǎn)子位置信號決定Ton階段的導(dǎo)通方式。

圖6 閉環(huán)加速階段示意圖Fig.6 Schematic diagram for close loop accelerating stage

由于高速電機(jī)電感很小，實(shí)際續(xù)流時(shí)間很短，插入關(guān)斷延時(shí)對啟動過程的影響較小，因此在實(shí)際中可以適當(dāng)增加Toff的值以確保三相繞組續(xù)流完全結(jié)束。閉環(huán)加速過程的時(shí)間關(guān)系需滿足：Tcycle=Ton+Toff，Ton>>Toff>Tfollow。

圖7 閉環(huán)加速階段A-B相通電及續(xù)流示意Fig.7 Schematic diagram for energizing and freewheeling on phase A-B at close loop accelerating stage

1.4 信號對比

隨著閉環(huán)加速階段的進(jìn)行，反電動勢信號逐漸變強(qiáng)，當(dāng)反電動勢信號足夠克服干擾因素以后就可以切換到正常運(yùn)行狀態(tài)。大多數(shù)無位置傳感器啟動方式是通過檢測6個(gè)連續(xù)且按換相次序產(chǎn)生的反電動勢信號作為由啟動階段切換到正常運(yùn)行階段的依據(jù)，這種方式引起的問題是沒法在檢測到足夠強(qiáng)的反電動勢信號時(shí)盡快切換到正常運(yùn)行。對于超高速電機(jī)，啟動過程中可能在幾個(gè)甚至一個(gè)換相周期即可達(dá)到正常運(yùn)行所需轉(zhuǎn)速，因此檢測六個(gè)連續(xù)且按換相次序產(chǎn)生的反電動勢信號無疑會延長啟動時(shí)間。根據(jù)超高速電機(jī)的這一特性，采用一種信號對比法來判斷是否可以由閉環(huán)加速階段切換到正常運(yùn)行階段，此方法可以在一個(gè)換相周期內(nèi)判斷反電動勢信號能否夠克服電路中各種噪聲的干擾，從而使電機(jī)更快地從啟動階段切換到正常運(yùn)行階段。

設(shè)兩個(gè)用于存儲信號的變量SA和SB，SA為閉環(huán)加速階段所提取的反電動勢信號，檢測周期為Tcycle；同時(shí)周期性地檢測反電動勢信號SB。SB的檢測頻率應(yīng)遠(yuǎn)高于SA，但SB檢測頻率過高會占用過多CPU資源，檢測頻率過低則可能漏掉反電動勢信號中的干擾信號，導(dǎo)致誤切換，根據(jù)經(jīng)驗(yàn)此檢測頻率可以設(shè)為20～100 kHz。

仍以A-B相通電為例，該信號對比法實(shí)現(xiàn)過程如圖8，圖中反電動勢信號指的是反電動勢信號提取電路輸出的實(shí)際反電動勢信號，箭頭所示位置為提取反電動勢信號的位置，SA是在Toff結(jié)束時(shí)提取的反電動勢信號，該信號是已經(jīng)排除了電磁噪聲干擾的準(zhǔn)確的反電動勢信號。SB是高頻檢測到的任意時(shí)刻的反電動勢信號。當(dāng)在一個(gè)換相周期內(nèi)能得到穩(wěn)定的SB信號時(shí)說明反電動勢信號已經(jīng)足夠克服電磁噪聲的干擾，在下一換相周期即可切換到正常運(yùn)行。

圖8 信號對比法Fig.8 Signal comparison method

在一個(gè)換相周期內(nèi)判定SB信號是否穩(wěn)定的方法如下：

第一步：當(dāng)SA改變時(shí)觸發(fā)一次判定周期，記為SA1≠SA2，在SA1到SA2期間，SB改變一次；

第二步：SA2到SA(n-1)過程中SA、SB均未改變且SA恒等于SB；

第三步：當(dāng)SA再次改變時(shí)，記為SA(n-1)≠SAn，在SA(n-1)到SAn期間，SB改變一次。

其中SAn是為了方便表述該過程而引入的不同時(shí)刻SA的值，SAn中n值在每個(gè)判定周期從1開始遞增。若在一個(gè)判定周期內(nèi)上述三個(gè)條件都滿足，則認(rèn)為SB已經(jīng)穩(wěn)定，可以切換到正常運(yùn)行階段，若在判定過程中任何一個(gè)條件不滿足則認(rèn)為SB不穩(wěn)定，從下次SA改變時(shí)開始新一輪判定周期。

通過信號對比法，判定反電動勢信號足夠穩(wěn)定后切換到正常運(yùn)行階段，整個(gè)半閉環(huán)啟動過程結(jié)束。

2 實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

2.1 實(shí)驗(yàn)電機(jī)

離心式空氣壓縮機(jī)作為一種高速旋轉(zhuǎn)機(jī)械，是將電動機(jī)的機(jī)械能轉(zhuǎn)換為氣體壓力能的一種裝置。其額定轉(zhuǎn)速一般比較高，可達(dá)每分鐘幾萬轉(zhuǎn)甚至十幾萬轉(zhuǎn)，其工作時(shí)機(jī)械阻尼主要有軸承摩擦阻尼和葉輪的風(fēng)阻，其中葉輪風(fēng)阻為電機(jī)的有效負(fù)載。本驅(qū)動器實(shí)驗(yàn)用電機(jī)為用于燃料電池汽車的離心式空氣壓縮機(jī)，其作用是給燃料電池電堆反應(yīng)提供足夠的高壓空氣以提高質(zhì)子膜處氫氧反應(yīng)的效率。

實(shí)驗(yàn)用電機(jī)如圖9，對于這種超高速電機(jī)，由于其繞組電感和內(nèi)阻非常小，一旦失步會引起繞組電流迅速增加，燒毀功率器件甚至造成電機(jī)磁鋼退磁，因此保證其穩(wěn)定可靠地啟動尤為重要。燃料電池在工作過程中其輸出電壓會在250～400 V之間變化，這就要求電機(jī)在此電壓范圍內(nèi)均能夠穩(wěn)定啟動。實(shí)驗(yàn)電機(jī)參數(shù)見表1。

圖9 實(shí)驗(yàn)用空氣壓縮機(jī)Fig.9 Experimental air compressor

電機(jī)參數(shù) 數(shù)值額定功率/kW10額定轉(zhuǎn)速/(r/min)80000極對數(shù)1線電感/μH80線電阻/mΩ40額定電流/A50電池電壓/V250～400轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)動慣量/(kg·m2)5×10-5

2.2 驅(qū)動器設(shè)計(jì)

運(yùn)用半閉環(huán)啟動法設(shè)計(jì)的永磁無刷電機(jī)驅(qū)動器如圖10，其拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)如圖11。由于超高速電機(jī)線電感較小，在逆變器處直接斬波會引起電機(jī)繞組內(nèi)電流劇烈波動，導(dǎo)致轉(zhuǎn)子渦流損耗增加，因此在逆變器前端設(shè)計(jì)了Buck電路，通過Buck電路調(diào)節(jié)供給逆變器的直流電壓來控制電機(jī)運(yùn)行速度，在三相逆變器處只進(jìn)行換相，不斬波，經(jīng)實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證，該方法可以有效降低轉(zhuǎn)子渦流損耗。

圖10 實(shí)驗(yàn)驅(qū)動器Fig.10 Experimental drive

圖11 驅(qū)動器拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)Fig.11 Topological structure of the drive

反電動勢信號檢測電路如圖12，電機(jī)三相端電壓經(jīng)過分壓濾波以后與虛擬中性點(diǎn)N進(jìn)行比較從而得到反電動勢信號。經(jīng)實(shí)驗(yàn)發(fā)現(xiàn)當(dāng)分壓電阻和濾波電容分別取100 k、10 k和5 nF，轉(zhuǎn)速達(dá)到57 000 r/min，功率達(dá)到2.9 kW時(shí)，采用30°相位延時(shí)法無法濾除二極管續(xù)流引起的鉗位電壓干擾。因此，該驅(qū)動器低速時(shí)采用30°相位延時(shí)法，高速運(yùn)行時(shí)采用90°相位延時(shí)法。這就導(dǎo)致了電機(jī)速度變化的時(shí)候反電動勢信號檢測電路引起的相位延時(shí)也在改變，因此在運(yùn)行過程中必然要通過軟件進(jìn)行相位補(bǔ)償。以A相分壓濾波電路為例，高速運(yùn)行時(shí)軟件外加相位延時(shí)可以由式(8)計(jì)算得到。

(8)

圖12 反電動勢信號檢測電路Fig.12 Detection circuit of BEMF

2.3 實(shí)驗(yàn)波形分析

將實(shí)驗(yàn)空壓機(jī)單步加速以后關(guān)斷所有功率開關(guān)讓其自由滑行，單步加速電流設(shè)為40A，單步加速時(shí)間設(shè)為13ms，采集此過程中三相反電動勢信號Sa、Sb、Sc和B相電流，如圖13所示。

圖13 單步加速后三相反電動勢信號和B相電流Fig.13 Three phase BEMF signals and current of phase B after one step acceleration

通過圖13可以看出，單步加速后轉(zhuǎn)子滑行階段提取的反電動勢信號非常準(zhǔn)確，單步加速后轉(zhuǎn)速可以達(dá)到800 r/min左右,當(dāng)轉(zhuǎn)速降到400 r/min時(shí)仍可檢測到準(zhǔn)確的反電動勢信號。該實(shí)驗(yàn)證明，既然驅(qū)動器可以在單步加速后自由滑行階段得到穩(wěn)定的反電動勢信號，那么運(yùn)行過程中必然也可以在排除外界干擾后獲得正確的轉(zhuǎn)子位置信號，這就為由單步加速階段向閉環(huán)加速階段切換提供了條件。

通過閉環(huán)加速法啟動實(shí)驗(yàn)用空壓機(jī)得到的反電動勢信號Sa、Sb、Sc和B相電流如圖14所示，單步加速電流設(shè)為40 A，單步加速時(shí)間設(shè)為13 ms，通電周期Tcycle設(shè)為1 500 μs，其中Toff設(shè)為200 μs，Ton設(shè)為1 300 μs。

圖14 啟動過程反電動勢信號及電流波形Fig.14 BEMF signals and current waveforms during startup process

圖中窗口1為整個(gè)啟動過程波形，窗口2為啟動階段放大后的波形圖，其中單步加速階段電流高頻波動是由于在逆變器處通過斬波進(jìn)行電流調(diào)節(jié)引起的，閉環(huán)加速階段電流波動是由于以Tcycle為周期通斷電引起的。從圖中可以看出，單步加速后第一個(gè)完整換相周期三相反電動勢信號已足夠穩(wěn)定，在經(jīng)過信號對比檢測到一個(gè)換相周期的穩(wěn)定反電動勢信號后切換到正常運(yùn)行階段。窗口3為閉環(huán)加速階段放大后的波形圖，在Toff階段，該相電流從-20 A上升到0 A，Ton階段，電流從0A降到-20 A。

實(shí)驗(yàn)空壓機(jī)在80 000 r/min空載波形如圖15所示。由于電機(jī)空載時(shí)負(fù)載較小，反電動勢和供電電壓比較接近，方波供電與正弦波反電動勢不匹配引起的電流波動比較大；另外由于轉(zhuǎn)速較高，旋轉(zhuǎn)頻率達(dá)1.33 kHz，換相頻率達(dá)8 kHz，因而電流波形出現(xiàn)一定程度的扭曲。從頻譜分析的結(jié)果可以看出，由于電流波形扭曲，只有基頻成分比較明顯，其余各次諧波成分均不明顯，且雜波比較多。

實(shí)驗(yàn)空壓機(jī)60 000 r/min帶載波形如圖16。

圖15 80 000 r/min空載電流波形及頻譜分析Fig.15 No-load current waveform and FFT analysis at 80 000 r/min

圖16 60 000 r/min帶載電流波形及頻譜分析Fig.16 Current waveform and FFT analysis with load at 60 000 r/min

帶載條件下電機(jī)電流較大，供電電壓與反電動勢相差較大，方波供電和正弦波反電動勢不匹配引起的電流波形扭曲不明顯，且60 000 r/min時(shí)的換相頻率相對于80 000 r/min時(shí)也有所降低，因而其電流波形明顯好轉(zhuǎn)，頻譜分析得到的各次諧波成分比較明顯，相對于圖15所示電流波形，雜波明顯減少。

3 結(jié) 論

針對超高速永磁無刷電機(jī)反電動勢法運(yùn)行提出了一種簡單可靠的半閉環(huán)啟動方案，通過理論分析及實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證，證明了本啟動方法的可行性。

結(jié)合超高速永磁無刷電機(jī)的特點(diǎn)，該半閉環(huán)啟動法：

1)對啟動電壓的穩(wěn)定性要求較低，適用于啟動電壓不固定的場合；

2)通過單步加速給轉(zhuǎn)子提供一定初始速度，可以充分利用超高速電機(jī)轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)動慣量較小這一特點(diǎn)；

3)采用信號對比法加快切換速度，只需一個(gè)換相周期即可確定反電動勢信號是否穩(wěn)定；

4)啟動過程除單步加速外均閉環(huán)進(jìn)行，與開環(huán)啟動過程相比，同樣啟動電流下產(chǎn)生的啟動力矩大，啟動速度快，抗干擾能力強(qiáng)。

該啟動方法是針對超高速離心式空壓機(jī)提出的并已在空壓機(jī)上通過實(shí)際運(yùn)行驗(yàn)證其可行性。使用該啟動方法的驅(qū)動器可以在實(shí)際工況下100%啟動目標(biāo)空壓機(jī)。

[1] ACARNLEY P P, WATSON J F. Review of position-sensorless operation of brushless permanent-magnet machines[J].IEEE Transactions on Industrial Electronics, 2006, 53(2): 352-362.

[2] DAMODHARAN P,VASUDEVAN K.Sensorless brushless DC motor drive based on the zero-crossing detection of back electromotive force(EMF) from the line voltage difference[J].IEEE Transactions on Energy Conversion,2010,25(3): 661-668.

[3] CUI Chenjun, LIU Gang, WANG Kun, et al. Sensorless drive for high-speed brushless DC motor based on the virtual neutral voltage[J].IEEE Transactions on Power Electronics，2015，30(6): 3275-3285．

[4] 王強(qiáng)，王友仁，王嶺，等. 無位置傳感器無刷直流電機(jī)閉環(huán)起動方法[J]. 電機(jī)與控制學(xué)報(bào), 2013, 17(11): 41-46.

WANG Qiang, WANG Youren, WANG Ling, et al. Closed-loop starting method for sensorless brushless DC motor[J]. Electric Machines and Control, 2013, 17(11): 41-46.

[5] 楊影，阮毅，陶生桂. 一種新型無刷直流電機(jī)轉(zhuǎn)子位置檢測方法[J]. 電機(jī)與控制學(xué)報(bào), 2010, 14(2): 60-64.

YANG Ying, RUAN Yi, TAO Shenggui. Research on novel approach to rotor position detection of brushless DC motors[J]. Electric Machines and Control, 2010, 14(2): 60-64.

[6] OGASAWARA S, AKAGI H. An approach to position sensorless drive for brushless DC motors[J].IEEE Transactions on Industry Applications,1991, 27(5): 928-933.

[7] ERTUGRUL N, ACARNLEY P. A new algorithm for sensorless operation of permanent magnet motors[J].IEEE Transactions onIndustry Applications, 1994, 30(1): 126-133.

[8] KIM H, SON J, LEE J. A high-speed sliding-mode observer for the sensorless speed control of a PMSM[J]. IEEE Transactions on Industrial Electronics,2011, 58(9): 4069-4077.

[9] 杜曉蕓,林瑞光,吳建華. 無位置傳感器無刷直流電機(jī)的控制策略[J]. 電機(jī)與控制學(xué)報(bào), 2002, 6(1): 21-25.

DU Xiaoyun, LIN Ruiguang, WU Jianhua. The control of position-sensorless brushless DC motor[J]. Electric Machines and Control, 2002, 6(1): 21-25.

[10] 王冉冉,劉玉慶. 無位置傳感器無刷直流電機(jī)起動的比較與研究[J] . 微電機(jī), 2003, 36(1): 29-30, 49.

WANG Ranran, LIU Yuqing. Start development and compare of the sensorless BLDC motor controlled by DSP[J]. Micromotors, 2003, 36(1): 29-30, 49.

[11] 劉明基,王強(qiáng),鄒繼斌等. 電動勢換向無刷直流電機(jī)的預(yù)定位方式起動[J] . 微特電機(jī), 1999, 27(2): 8-10.

LIU Mingji, WANG Qiang, ZOU Jibin, et al. The start method by means of rotor pre-setting for the brushless DC motor of electro-motive force commutation[J]. Small & Special Electrical Machines, 1999, 27(2): 8-10.

[12] 湯長波,顧敏明,潘海鵬. 無位置傳感器無刷直流電機(jī)啟動方法研究[J]. 浙江理工大學(xué)學(xué)報(bào), 2011, 28(6): 886-889.

YANG Changbo, GU Minming, PAN Haipeng. Reasearch on sensorless brushless dc motor starting methods[J]. Journal of Zhejiang Sci-Tech University, 2011, 28(6): 886-889.

[13] JANG G H, PARK J H, CHANG J H. Position detection and start-up algorithm of a rotor in a sensorless BLDC motor utilising inductance variation[C]//Electric Power Applications, IEE Proceedings, 2002,149(2):137-142.

[14] 鄧燦，張森林. 一種新的無刷直流電機(jī)起動方法[J]．微電機(jī), 2002, 35(6): 29-31, 60．

DENG Can, ZHANG Senlin. A new start control strategy for brushless DC motor[J]. Micromotors, 2002, 35(6): 29-31, 60．

(編輯：劉素菊)

Semi-close-loop startup method for sensorless ultra-high-speed permanent magnet brushless motor

ZHANG Qian， FENG Ming

(School of Mechanical Engineering, University of Scienceand Technology Beijing, Beijing 100083, China)

To solve the problem that sensorless ultra-high-speed permanent magnet brushless motor(PMBM)can not get the precious back electromotive force(BEMF) signals at low speed, a semi-close-loop startup method is put forward.With this method,the motor was accelerated to close-loop operation within one step of accelerating and shifted to BEMF operating within one commutation period when the drive got stable BEMF signals.By this startup method,the ultra-high-speed PMBM was started stably,without any external circuits and going out of step because of disturbance or change of load.It verifies that the drive with this startup method can start up PMBM quickly and operate at 80 000 r/min stably.

permanent magnet brushless motors; back electromotive force; position sensorless; startup; ultra-high-speed motors

2015-03-06

國家“863”計(jì)劃(SS2012AA110501)

張 前(1988—)，男，博士研究生，研究方向?yàn)楦咚儆来磐诫姍C(jī)控制系統(tǒng)；

馮 明(1963—)，男，教授，博士生導(dǎo)師，研究方向?yàn)楦咚匐姍C(jī)設(shè)計(jì)及其控制。

馮 明

10.15938/j.emc.2016.10.007

TM 301.2

A

1007-449X(2016)10-0046-09