朱熀秋， 趙玉亮， 胡亞民， 祝蘇明

(江蘇大學(xué) 電氣信息工程學(xué)院， 江蘇 鎮(zhèn)江 212013)

動(dòng)態(tài)擾動(dòng)下無(wú)軸承永磁薄片電機(jī)的懸浮力補(bǔ)償策略

朱熀秋， 趙玉亮， 胡亞民， 祝蘇明

(江蘇大學(xué) 電氣信息工程學(xué)院， 江蘇 鎮(zhèn)江 212013)

傳統(tǒng)的無(wú)軸承永磁薄片電機(jī)通過(guò)徑向位移的閉環(huán)控制來(lái)間接實(shí)現(xiàn)懸浮力穩(wěn)定控制，當(dāng)薄片轉(zhuǎn)子受到徑向干擾時(shí)，懸浮力控制的精度和動(dòng)態(tài)響應(yīng)性能將受到限制。且懸浮力控制中所需的相位信息是需要在準(zhǔn)確獲得轉(zhuǎn)子角度的基礎(chǔ)上才能得到，因此增加了電機(jī)控制系統(tǒng)復(fù)雜性。為了克服以往懸浮力控制的上述不足，在推導(dǎo)了無(wú)軸承永磁薄片電機(jī)懸浮力變化量和懸浮力繞組磁鏈變化量之間關(guān)系的基礎(chǔ)上，提出了徑向懸浮力和徑向位移的雙閉環(huán)補(bǔ)償控制策略，采用電壓-電流模型對(duì)轉(zhuǎn)矩繞組氣隙磁鏈進(jìn)行辨識(shí)，使得電機(jī)控制的靈活性大大增加。仿真和實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明：所提出的懸浮力控制方法能夠提高懸浮力控制精度和動(dòng)態(tài)響應(yīng)性能，系統(tǒng)抗干擾能力強(qiáng)，且具有良好的動(dòng)、靜態(tài)性能。

無(wú)軸承永磁薄片電機(jī)； 磁鏈辨識(shí)； 雙閉環(huán)； 懸浮力補(bǔ)償

隨著科技的進(jìn)步和發(fā)展，對(duì)驅(qū)動(dòng)電機(jī)的性能要求也越來(lái)越高，無(wú)軸承電機(jī)以其體積小，臨界轉(zhuǎn)速高等優(yōu)點(diǎn)得到了廣泛的應(yīng)用，無(wú)軸承電機(jī)將磁軸承技術(shù)和電機(jī)相結(jié)合，因此這種電機(jī)不僅具有永磁同步電機(jī)功率密度高、效率高等優(yōu)點(diǎn)，還具有磁軸承無(wú)接觸、無(wú)需潤(rùn)滑、無(wú)污染、壽命長(zhǎng)等優(yōu)良特性，因此在特殊電力驅(qū)動(dòng)場(chǎng)合擁有廣闊的應(yīng)用前景。無(wú)軸承永磁薄片電機(jī)是一種新型的無(wú)軸承電機(jī)，其轉(zhuǎn)子軸向長(zhǎng)度遠(yuǎn)小于徑向長(zhǎng)度呈薄片狀，利用這種特殊結(jié)構(gòu)僅需對(duì)薄片轉(zhuǎn)子徑向兩個(gè)自由度進(jìn)行主動(dòng)控制即可實(shí)現(xiàn)電機(jī)的穩(wěn)定懸浮，因此相比于其他無(wú)軸承電機(jī)，控制系統(tǒng)的復(fù)雜程度得到了大大降低。由這種電機(jī)結(jié)構(gòu)電機(jī)驅(qū)動(dòng)的離心泵可實(shí)現(xiàn)液體無(wú)接觸、無(wú)污染傳輸，在半導(dǎo)體加工、生物制藥、食品加工等高潔凈領(lǐng)域具有重要實(shí)用價(jià)值[1-6],得到了國(guó)內(nèi)外學(xué)者的廣泛關(guān)注。

隨著傳統(tǒng)電機(jī)控制技術(shù)的進(jìn)步，無(wú)軸承電機(jī)控制技術(shù)也取得了長(zhǎng)足的發(fā)展，國(guó)內(nèi)外也出現(xiàn)了多種無(wú)軸承電機(jī)控制方法。文獻(xiàn)[7-9]采用轉(zhuǎn)子磁場(chǎng)定向控制策略實(shí)現(xiàn)無(wú)軸承永磁同步電機(jī)的非線性解耦控制，并驗(yàn)證了該算法的有效性；文獻(xiàn)[10]在對(duì)無(wú)軸承電機(jī)麥克斯韋力深入研究后，根據(jù)徑向懸浮力與徑向偏心位移之間的關(guān)系提出了轉(zhuǎn)子偏心位移的直接控制方法；文獻(xiàn)[11]根據(jù)永磁同步電機(jī)直接轉(zhuǎn)矩的控制方法，提出了基于空間矢量脈寬調(diào)制方法的直接懸浮力控制算法，并通過(guò)實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證了該方法的正確性與有效性。上述控制算法雖然均能對(duì)無(wú)軸承電機(jī)進(jìn)行有效的控制，但文獻(xiàn)[7-10]中懸浮力控制是通過(guò)單一的徑向位移閉環(huán)控制間接實(shí)現(xiàn)，懸浮力的控制精度和動(dòng)態(tài)響應(yīng)性能不高，且懸浮力控制系統(tǒng)采用電流跟蹤型逆變器產(chǎn)生懸浮力繞組電流，電機(jī)參數(shù)的影響和電流矢量坐標(biāo)變換的復(fù)雜性都使得實(shí)際控制效果難以達(dá)到理論分析的結(jié)果；另外由于轉(zhuǎn)矩繞組產(chǎn)生的磁場(chǎng)與懸浮力繞組產(chǎn)生的磁場(chǎng)之間的耦合，使得文獻(xiàn)[7-11]均需要對(duì)轉(zhuǎn)子角度進(jìn)行精確檢測(cè)以獲得懸浮力控制系統(tǒng)中的相位信息，增加了無(wú)軸承電機(jī)控制系統(tǒng)復(fù)雜性，不利于無(wú)軸承電機(jī)高速性能的發(fā)揮。

本文在介紹無(wú)軸承永磁薄片電機(jī)工作原理的基礎(chǔ)上得到了電磁轉(zhuǎn)矩和徑向懸浮力數(shù)學(xué)模型，通過(guò)對(duì)動(dòng)態(tài)干擾下懸浮力的分析，提出了一種徑向位移和徑向懸浮力的雙閉環(huán)懸浮力補(bǔ)償方案。最后進(jìn)行仿真分析并在一臺(tái)4 kW無(wú)軸承永磁薄片電機(jī)樣機(jī)上進(jìn)行試驗(yàn)研究，與傳統(tǒng)懸浮力控制方法比，本文提出的懸浮力控制方法的動(dòng)、靜態(tài)性能及抗干擾性能更優(yōu)。

1 無(wú)軸承永磁薄片電機(jī)工作原理

本文研究的無(wú)軸承永磁薄片電機(jī)有六個(gè)鐵芯柱，兩套繞組，每套繞組有6個(gè)集中線圈，分別繞在六個(gè)鐵芯柱上，轉(zhuǎn)矩繞組和懸浮力繞組極對(duì)數(shù)分別為PM=1、PB=2，利用兩套集中繞組分別產(chǎn)生轉(zhuǎn)矩磁場(chǎng)和懸浮力磁場(chǎng)，實(shí)現(xiàn)對(duì)電機(jī)轉(zhuǎn)子運(yùn)行和轉(zhuǎn)子懸浮控制。

根據(jù)電機(jī)與磁軸承結(jié)構(gòu)的相似性，把磁軸承中產(chǎn)生徑向懸浮力的繞組安裝在電機(jī)定子上就組成了無(wú)軸承電機(jī)；由于在電機(jī)的定子上嵌有兩套繞組，分別產(chǎn)生轉(zhuǎn)矩磁場(chǎng)和懸浮力磁場(chǎng)，這兩個(gè)不同極對(duì)數(shù)磁場(chǎng)的相互作用使氣隙磁場(chǎng)不再對(duì)稱平衡，從而產(chǎn)生使轉(zhuǎn)子懸浮的徑向懸浮力。根據(jù)電機(jī)控制與坐標(biāo)變換理論將電機(jī)的三相轉(zhuǎn)矩繞組與三相懸浮力繞組等效為兩相繞組，則電機(jī)繞組分布與徑向懸浮力產(chǎn)生原理見圖1，圖1(a)中1處的磁場(chǎng)被削弱，2處的磁場(chǎng)被增強(qiáng)，電機(jī)產(chǎn)生α軸正方向上的徑向懸浮力Fα；圖1(b)為β軸正方向上的徑向懸浮力Fβ產(chǎn)生示意圖。其中Nα、Nβ和Na、Nb分別為二極轉(zhuǎn)矩繞組和四極懸浮力繞組；實(shí)線為二極轉(zhuǎn)矩繞組通電后產(chǎn)生的磁力線，虛線為四極懸浮力繞組通電后產(chǎn)生的磁力線。

(a)

(b)圖1 無(wú)軸承永磁薄片電機(jī)主動(dòng)磁懸浮力產(chǎn)生原理Fig.1 Active suspension force generation of BPMSM

無(wú)軸承永磁薄片電機(jī)轉(zhuǎn)子完全懸浮需要對(duì)五個(gè)自由度進(jìn)行控制，除了對(duì)徑向懸浮力進(jìn)行主動(dòng)控制外，還需要對(duì)它的前后、左右翻轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)和軸向平移運(yùn)動(dòng)進(jìn)行控制，如圖2所示；圖2(a)為薄片轉(zhuǎn)子軸向平移運(yùn)動(dòng)圖，圖2(b)、圖2(c)為薄片轉(zhuǎn)子發(fā)生左、右翻轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)時(shí)的位移圖(薄片轉(zhuǎn)子前后翻轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)與左右翻轉(zhuǎn)原理相同)。由于無(wú)軸承永磁薄片電機(jī)的轉(zhuǎn)子呈現(xiàn)薄片狀，根據(jù)磁路最短原理，其軸向平移和翻轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)均可采用被動(dòng)懸浮控制，當(dāng)薄片轉(zhuǎn)子有翻轉(zhuǎn)或軸向平移運(yùn)動(dòng)，在磁阻力的反向作用下薄片轉(zhuǎn)子就會(huì)回到平衡的位置。圖中Fp為薄片轉(zhuǎn)子受到的合力，F(xiàn)px、Fpy分別為薄片轉(zhuǎn)子受到的合力Fp在徑向與軸向方向上的分量。

(a) 軸向平移

(b) 向左翻轉(zhuǎn)

(c) 向右翻轉(zhuǎn)圖2 無(wú)軸承永磁薄片電機(jī)被動(dòng)懸浮力產(chǎn)生原理Fig.2 Passive suspension force generation of BPMSM

2 無(wú)軸承永磁薄片電機(jī)懸浮力控制

2.1 徑向懸浮力補(bǔ)償原理

圖3為電機(jī)磁鏈關(guān)系圖。圖3中，兩相靜止坐標(biāo)系的α軸與轉(zhuǎn)矩繞組及懸浮力繞組A相軸線重合，β軸超前α軸90°空間角，ψf為薄片轉(zhuǎn)子磁鏈；ψs1為轉(zhuǎn)矩繞組磁鏈；ψs2為懸浮力繞組磁鏈；ψm為轉(zhuǎn)矩繞組氣隙磁鏈(ψs1與ψf的矢量和)；λ為懸浮力繞組磁鏈ψs2與A相繞組軸線夾角；μ為轉(zhuǎn)矩繞組氣隙磁鏈ψm與A相繞組軸線的夾角；μ-λ為徑向懸浮力F與α軸夾角；δ為電機(jī)負(fù)載角。則在轉(zhuǎn)矩繞組極對(duì)數(shù)PM和懸浮力繞組極對(duì)數(shù)PB滿足PM=PB-1的條件下，徑向懸浮力在α、β坐標(biāo)軸上分量Fα、Fβ與電磁轉(zhuǎn)矩Te可分別表示為[11-12]：

式中：l為電機(jī)定子鐵心長(zhǎng)度；r為永磁薄片轉(zhuǎn)子半徑；W1、W2分別為轉(zhuǎn)矩繞組和懸浮力繞組有效串聯(lián)匝數(shù)；Ld為轉(zhuǎn)矩繞組自感在d-q旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)系下直軸分量；μ0為真空磁導(dǎo)率。

圖3 無(wú)軸承永磁薄片電機(jī)磁鏈?zhǔn)噶繄DFig.3 Vector diagram of BPMSM flux linkage

2.2 懸浮力補(bǔ)償算法實(shí)現(xiàn)

圖4 懸浮力與磁鏈?zhǔn)噶繄DFig.4 Vector diagram of suspension force and flux linkage

(3)

(4)

將上述兩式作差，得到懸浮力增量與懸浮力繞組磁鏈增量的關(guān)系為

(5)

將上式寫成矩陣形式為

(6)

2.3 采用電壓-電流模型辨識(shí)磁鏈的懸浮力補(bǔ)償策略

無(wú)軸承電機(jī)懸浮力的控制性能與轉(zhuǎn)矩繞組氣隙磁鏈辨識(shí)精度密切相關(guān)，同時(shí)由于電機(jī)轉(zhuǎn)矩與懸浮力之間的耦合使兩套系統(tǒng)的控制算法之間存在相互制約的關(guān)系，因此，在懸浮力控制中，輸入觀測(cè)模型的信號(hào)中不希望含有轉(zhuǎn)角和轉(zhuǎn)速等運(yùn)行參數(shù)[12]，即需要對(duì)式(1)和式(6)進(jìn)行分析使其轉(zhuǎn)化為不含有相位的表達(dá)式，以便構(gòu)建靈活性更高的電機(jī)控制方案?？梢酝ㄟ^(guò)檢測(cè)定子轉(zhuǎn)矩繞組相電壓和相電流的方法對(duì)轉(zhuǎn)矩繞組氣隙磁鏈進(jìn)行辨識(shí)，這種電壓-電流模型的磁鏈觀測(cè)器算法比較簡(jiǎn)單，運(yùn)算過(guò)程中只需要轉(zhuǎn)矩繞組定子電阻和定子漏感兩個(gè)電機(jī)參數(shù)，便于提高磁鏈觀測(cè)值的準(zhǔn)確度，保證了懸浮力控制的穩(wěn)定性[13-14]。

轉(zhuǎn)矩繞組定子磁鏈在α-β坐標(biāo)系下的表達(dá)式為

(7)

式中：ψs1α、ψs1β分別為轉(zhuǎn)矩繞組磁鏈在α,β坐標(biāo)軸上分量；us1α、us1β和is1α、is1β分別為轉(zhuǎn)矩繞組在α,β坐標(biāo)軸上的電壓分量和電流分量；R1為轉(zhuǎn)矩繞組的定子電阻。

假定定子上的轉(zhuǎn)矩繞組漏感為L(zhǎng)1δ，則轉(zhuǎn)矩繞組的氣隙磁鏈在α,β坐標(biāo)軸上的分量為

(8)

(9)

將式(9)代入式(6)可以得到：

(10)

由于懸浮力繞組只建立懸浮力控制氣隙磁場(chǎng)，并受其電流is2控制，忽略鐵磁材料的磁飽和，在鐵磁材料磁化曲線的線性范圍內(nèi)，懸浮力繞組磁鏈幅值可表示為[15]：

ψs2=Lm2is2

(11)

式中：Lm2為懸浮力繞組自感。

則式(1)又可以表示為

(12)

式中：is2α和is2β分別為懸浮力繞組電流is2在α-β坐標(biāo)軸上的分量。

通過(guò)以上分析，無(wú)軸承永磁薄片電機(jī)懸浮力控制算法和懸浮力實(shí)時(shí)估算通過(guò)式(10)和式(12)即可實(shí)現(xiàn)，輸入模型的參數(shù)中均不含有相位信息，這樣就省去了電機(jī)轉(zhuǎn)子角度精確測(cè)量的要求，電機(jī)轉(zhuǎn)矩可以采用任一形式的控制策略進(jìn)行控制，打破了無(wú)軸承電機(jī)控制理論中轉(zhuǎn)矩繞組控制策略與懸浮力繞組控制策略相互制約和限制的關(guān)系，使電機(jī)控制的靈活性大大增加。

3 無(wú)軸承永磁薄片電機(jī)控制系統(tǒng)設(shè)計(jì)

圖5 無(wú)軸承薄片電機(jī)控制系統(tǒng)原理圖Fig.5 Block diagram of suspension force control of BPMSM

4 仿真與實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析

4.1 仿真試驗(yàn)及分析

根據(jù)圖5控制系統(tǒng)框圖，在Matlab/Simulink環(huán)境下構(gòu)建無(wú)軸承永磁薄片電機(jī)控制系統(tǒng)仿真模型，并進(jìn)行仿真試驗(yàn)。仿真選用變步長(zhǎng)ode15 s，起始時(shí)間0 s，終止時(shí)間0.3 s。仿真參數(shù)：轉(zhuǎn)矩繞組額定電壓240 V，初始給定轉(zhuǎn)速6 000 r/min，薄片轉(zhuǎn)子的質(zhì)量1 kg，薄片轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)動(dòng)慣量為0.000 59 kg·m2，懸浮力繞組極對(duì)數(shù)PB=2，轉(zhuǎn)矩繞組極對(duì)數(shù)PM=1，轉(zhuǎn)矩繞組交、直軸電感均為8 mH，轉(zhuǎn)矩繞組定子電阻和定子漏感分別為1.65 Ω和1 mH，永磁薄片轉(zhuǎn)子等效磁鏈為0.125 Wb，電機(jī)初始給定負(fù)載轉(zhuǎn)矩0.5 N·m，薄片轉(zhuǎn)子初始偏心位置(-0.2 mm，-0.15 mm)。仿真結(jié)果如圖6所示。由圖6(a)、6(b)和6(c)可知，在0.05 s時(shí)轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速達(dá)到6 000 r/min，并處于穩(wěn)定狀態(tài)，試驗(yàn)的穩(wěn)態(tài)誤差小于3 r/min，轉(zhuǎn)子經(jīng)過(guò)短暫振蕩后穩(wěn)定懸浮于中心位置。在0.1 s時(shí)，將轉(zhuǎn)速設(shè)定為7 200 r/min；由圖6(c)和6(d)可知，電機(jī)轉(zhuǎn)矩立即增大至7 N·m，轉(zhuǎn)速很快調(diào)整至給定轉(zhuǎn)速并處于穩(wěn)定狀態(tài)，穩(wěn)態(tài)誤差小于5 r/min，轉(zhuǎn)速穩(wěn)定后轉(zhuǎn)矩恢復(fù)至0.5 N·m，由圖6(a)和6(b)可以看出電機(jī)轉(zhuǎn)速的提高并沒(méi)有對(duì)轉(zhuǎn)子徑向位移造成影響；在0.15 s時(shí)將負(fù)載轉(zhuǎn)矩增加為3 N·m，從圖6(a)、6(b)可以看出，薄片轉(zhuǎn)子同樣處于穩(wěn)定懸浮狀態(tài)未發(fā)生偏移；在0.2 s和0.25 s時(shí)分別在α軸方向上和β軸方向上給轉(zhuǎn)子施加20 N干擾力，從圖6(a)與6(b)可以看出轉(zhuǎn)子在經(jīng)過(guò)輕微振動(dòng)后穩(wěn)定懸浮于平衡位置，未對(duì)電機(jī)轉(zhuǎn)速與轉(zhuǎn)矩造成影響(圖6(c)和6(d))。圖6(e)為轉(zhuǎn)子質(zhì)心起浮軌跡，由此可以看出轉(zhuǎn)子質(zhì)心逐漸接近平衡位置，最終處于穩(wěn)定懸浮狀態(tài)。由以上分析可知：所設(shè)計(jì)的懸浮力控制系統(tǒng)具有良好的調(diào)速性能，懸浮力控制具有較高的控制精度和較快的響應(yīng)速度；轉(zhuǎn)矩控制參數(shù)的變化不會(huì)對(duì)懸浮力造成影響，同樣懸浮力參數(shù)變化也不會(huì)對(duì)轉(zhuǎn)矩控制輸出結(jié)果造成影響，實(shí)現(xiàn)了電機(jī)動(dòng)態(tài)擾動(dòng)下的穩(wěn)定懸浮。

(a) α軸徑向位移曲線

(b) β軸徑向位移曲線

(c) 薄片轉(zhuǎn)子速度曲線

(d) 電機(jī)電磁轉(zhuǎn)矩輸出曲線

(e) 轉(zhuǎn)子中心起浮軌跡圖6 控制系統(tǒng)仿真結(jié)果Fig.6 Simulation results of control system

4.2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析

將本文提出的懸浮力補(bǔ)償算法應(yīng)用于一臺(tái)4 kW的無(wú)軸承永磁薄片電機(jī)樣機(jī)進(jìn)行實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證，電機(jī)實(shí)驗(yàn)平臺(tái)如圖7所示。將實(shí)驗(yàn)結(jié)果與采用傳統(tǒng)控制方法(傳統(tǒng)的轉(zhuǎn)子磁場(chǎng)定向控制，懸浮力處于開環(huán)，控制中所需的相位通過(guò)檢測(cè)轉(zhuǎn)子角度獲得)得到的實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，實(shí)驗(yàn)樣機(jī)參數(shù)見表1，實(shí)驗(yàn)采用TMS320F2812 DSP作為控制器構(gòu)建數(shù)字控制系統(tǒng)。

圖7 無(wú)軸承永磁薄片電機(jī)實(shí)驗(yàn)平臺(tái)Fig.7 BPMSM digital experimental platform表1 樣機(jī)參數(shù)Tab.1 Parameters of BPMSM

參數(shù)數(shù)值參數(shù)數(shù)值定子外徑DS1/mm200轉(zhuǎn)矩繞組直軸電感Ld/mH8定子內(nèi)徑DS2/mm84氣隙長(zhǎng)度Lg/mm2轉(zhuǎn)子外徑Dr1/mm80轉(zhuǎn)矩繞組極對(duì)數(shù)PM1轉(zhuǎn)子內(nèi)徑Dr2/mm30轉(zhuǎn)矩繞組匝數(shù)W1100轉(zhuǎn)子軸向長(zhǎng)度l/mm20懸浮力繞組匝數(shù)W2100永磁體充磁方式平行充磁薄片轉(zhuǎn)子極對(duì)數(shù)PPM1懸浮力繞組極對(duì)數(shù)PB2額定功率P/kW4轉(zhuǎn)矩繞組電阻R1/Ω1.65懸浮力繞組自感Lm2/mH4.5轉(zhuǎn)矩繞組漏感L1δ/mH1轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)動(dòng)慣量J/kg·m20.00059薄片轉(zhuǎn)子質(zhì)量m/kg1永磁體材料NFeB35

根據(jù)圖5所示控制系統(tǒng)框圖，無(wú)軸承永磁薄片電機(jī)電磁轉(zhuǎn)矩子系統(tǒng)采用西門子MICROMASTER 420變頻器直接對(duì)轉(zhuǎn)矩繞組供電。實(shí)驗(yàn)過(guò)程中通過(guò)由VB 6.0開發(fā)的調(diào)試軟件在線修改系統(tǒng)控制參數(shù)，實(shí)驗(yàn)結(jié)果如圖8和圖9所示。由圖8比較可知，與傳統(tǒng)控制方法相比，采用本文提出的懸浮力控制方法，薄片轉(zhuǎn)子穩(wěn)態(tài)懸浮精度由原來(lái)的±105 μm改善為±95 μm，實(shí)驗(yàn)樣機(jī)從1 000 r/min升速到2 000 r/min所需的時(shí)間也由0.14 s縮短為0.1 s，因此懸浮力補(bǔ)償控制不僅可以減小薄片轉(zhuǎn)子α軸位移振動(dòng)幅值和周期 (β軸位移變化與α軸位移相似)，而且可以有效提高轉(zhuǎn)速響應(yīng)，系統(tǒng)動(dòng)態(tài)響應(yīng)性能得到明顯改善；在轉(zhuǎn)速為1 000 r/min時(shí)，給薄片轉(zhuǎn)子施加相同大小的徑向干擾力，由圖9可知，傳統(tǒng)懸浮力控制需要經(jīng)過(guò)160 ms后薄片轉(zhuǎn)子才能趨于穩(wěn)定，而本文提出的懸浮力控制方法僅需50 ms即可恢復(fù)穩(wěn)定，薄片轉(zhuǎn)子重新恢復(fù)到穩(wěn)定懸浮狀態(tài)下所用的時(shí)間更短，且振動(dòng)的幅度也得到了大大降低。以上實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明：本文所提出的懸浮力控制系統(tǒng)懸浮力控制精度和動(dòng)態(tài)響應(yīng)性能高，且系統(tǒng)具有較強(qiáng)的抗干擾能力和良好的動(dòng)、靜態(tài)性能。

(a) 傳統(tǒng)懸浮力控制方法

(b) 本文懸浮力控制方法圖8 不同控制方法下系統(tǒng)動(dòng)態(tài)性能比較Fig.8 Comparison of dynamic performance for different control methods

(a) 傳統(tǒng)懸浮力控制方法

(b) 本文懸浮力控制方法圖9 不同控制方法下系統(tǒng)抗干擾性能比較Fig.9 Comparison of resisting disturbance for different control methods

5 結(jié) 論

本文研究了一種無(wú)軸承永磁薄片電機(jī)懸浮力補(bǔ)償控制策略，在薄片轉(zhuǎn)子受到動(dòng)態(tài)干擾時(shí)，可有效提高懸浮力控制精度和動(dòng)態(tài)響應(yīng)性能，采用電壓-電流模型對(duì)轉(zhuǎn)矩氣隙磁鏈進(jìn)行辨識(shí)，懸浮力控制子系統(tǒng)不再需要轉(zhuǎn)子相位信息，使電機(jī)控制的靈活性大大增加。仿真和實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明：所設(shè)計(jì)的控制系統(tǒng)不僅可以滿足無(wú)軸承永磁薄片電機(jī)的實(shí)時(shí)控制要求，而且具有較強(qiáng)的抗干擾能力和動(dòng)、靜態(tài)特性。本文的懸浮力控制算法推導(dǎo)具有通用性，對(duì)其他類型的無(wú)軸承電機(jī)懸浮力控制具有一定的參考價(jià)值。

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Compensationstrategyofsuspensionforceforabearinglesspermanentmagnetslicemotorunderdynamicdisturbances

ZHU Huangqiu, ZHAO Yuliang, HU Yamin, ZHU Suming

(School of Electrical and Information Engineering, Jiangsu University, Zhenjiang 212013, China)

In the traditional bearingless permanent magnet slice motor (BPMSM), radial displacement’s closed loop control was used to realize indirectly the stable control of suspension force. If the motor’s rotor is subjected to radial interferences, the accuracy of suspension force control and its dynamic performance are restricted. Besides, the phase information needed for suspension force control relies on accurate measurement of rotor position to make the control system be more complex. In order to solve the problems mentioned above, here the relationship between suspension force changes and flux linkage changes of suspension force winding in a BPMSM was deduced. Then the double-closed loop compensation control strategy for radial suspension force and radial displacement was proposed. The flux linkage of torque winding was identified based on the voltage-current model to improve greatly the motor control flexibility. The simulation and test results showed that the proposed suspension force control method can improve the control accuracy and dynamic performance of suspension force; the control system has a strong anti-disturbance ability, good static and dynamic performances.

bearingless permanent magnet slice motor (BPMSM); flux linkage identification; double closed loops; compensation for suspension force

江蘇省重點(diǎn)研發(fā)計(jì)劃(BE2016150)；江蘇省“333工程”(2014)；江蘇省“青藍(lán)工程“資助項(xiàng)目(2014)

2016-07-18 修改稿收到日期：2016-10-08

朱熀秋 男，博士，教授，博士生導(dǎo)師，1964年生

趙玉亮 男，碩士生，1991年生

TM301

A

10.13465/j.cnki.jvs.2017.23.015