永磁同步起动发电机高动态响应无传感器稳压控制方法

1.本发明涉及电机控制技术领域，尤其涉及一种永磁同步起动发电机高动态响应无传感器稳压控制方法。


背景技术：

2.起动发电机拖动发动机到达点火转速后，三相全桥功率管全部关断，电机处于不控状态，此时基于滑模观测器算法的无传感器控制方法失效。因此，当电机需要从不控状态切换至稳压发电状态时，电机的转速和转子位置信息未知。当双向能量变换装置在电机旋转工况(特别是在高速范围)下重新投入运行，如果初始转速和转子位置包含估计误差，会导致双向能量变换装置初始输出电压与感应反电动势的幅值和相位不等，引起过流冲击，严重时会造成电机的意外旋转和直流母线电压的快速升高。
3.目前，解决上述飞启问题的方法是采用额外的电压传感器获取电机的反电动势信息，但需要增加额外的电压传感器，即会增加硬件成本，也会影响系统的可靠性。


技术实现要素：

4.为了解决现有技术中的至少一个技术问题，本公开提供了一种永磁同步起动发电机高动态响应无传感器稳压控制方法。
5.一种永磁同步起动发电机高动态响应无传感器稳压控制方法，包括：
6.注入零电压脉冲，以使双向能量变换装置处于电流断续模式；
7.电流断续模式下，利用锁相环pi控制器估计电机转速和转子位置；
8.根据所述利用锁相环pi控制器估计的电机转速和转子位置，重置稳压发电状态下的滑模观测器算法的初始位置，在调制信号中增加定子电压前馈信号，以调节带速重投时双向能量变换装置的初始输出电压与感应反电动势之间的压差，确保电机平稳过渡至稳压发电状态；
9.稳压发电状态下，采用滑模观测器算法估计电机转速和转子位置，以电压外环电流内环的双闭环结构对电机进行稳压控制。
10.可选的，所述注入零电压脉冲，以使双向能量变换装置处于电流断续模式，包括：
11.注入一系列重复的零电压脉冲，致使三相全桥功率管上桥臂全部关断，下桥臂以固定占空比导通，以使双向能量变换装置处于电流断续模式。
12.可选的，根据预设选择条件选择所述占空比；
13.所述预设选择条件为：确保最大短路电流克服电流传感器噪声以及确保电流在两个零电压脉冲之间衰减为0。
14.可选的，所述利用锁相环pi控制器估计电机转速和转子位置，包括：
15.利用锁相环pi控制器估计电机转速，所述锁相环pi控制器的输入表示估计坐标系和实际坐标系之间的偏差，所述锁相环pi控制器的输出为估计的电机转速；
16.利用积分器根据锁相环pi控制器估计的电机转速得到估计的转子位置。
17.可选的，将估计的定子磁链与实际的定子磁链的差值作为锁相环pi控制器的输入，电流断续模式下，估计的定子磁链等于0；
18.将所述锁相环pi控制器的输出输入所述积分器，所述积分器的输出减去π/2 弧度，以获得永磁体磁链位置。
19.可选的，电流断续模式结束时，将利用锁相环pi控制器估计的转子位置作为滑模观测器算法的初始位置。
20.可选的，所述在调制信号中增加定子电压前馈信号，包括：
21.在带速重投过程中，永磁同步电机的电流调节器由pi调节器和定子电压前馈解耦项组成；
[0022][0023]
其中，u
′d和u
′q为pi调节器的输出电压，ud和uq为d-q坐标系下的引入定子电压前馈解耦项后的参考电压，ωr为电机电角速度，ld和lq为d-q坐标系下的定子电感分量，id和iq为d-q坐标系下的定子电流分量，ψf为永磁体磁链。
[0024]
可选的，采用滑模观测器算法估计电机转速和转子位置，以电压外环电流内环的双闭环结构对电机进行稳压控制，包括：
[0025]
根据永磁同步电机两相静止坐标系下的数学模型，以定子电流为状态变量建立滑模观测器，并获取所述滑模观测器输出的反电势观测值；
[0026]
其中，所述滑模观测器为：
[0027][0028]
其中，表示定子电流的观测，rs表示电机定子电阻，ωr表示电机电角速度，ld、lq表示电机定子d、q轴电感，u
α
、u
β
为电机在两相静止坐标系下的定子电压分量，z
α
、z
β
为滑模控制函数在两相静止坐标系下的分量；
[0029]
滑模控制函数为：
[0030][0031]
其中，k
sw
为滑模观测器增益，其取值大于反电势幅值以保证观测器稳定；
[0032]
h函数指sigmoid函数，定义如下：
[0033][0034]
其中，a是用于调节sigmoid函数斜率的正实数；
[0035]
得到的反电势观测值e
α
、e
β
为：
[0036][0037]
利用反电势观测器对反电势的观测值进行滤波，得到反电势的最终观测值；
[0038]
反电势模型表示为：
[0039][0040]
其中，ωe为转子的电角速度；
[0041]
根据上式构造两相静止坐标系下的扩展反电势观测器：
[0042][0043]
其中，l为扩展反电势观测器增益，其取值大于0以保证所构造观测器稳定；
[0044]
将最终输出的反电势的观测值作为正交锁相环的输入，根据如下关系计算角度误差：
[0045][0046]
其中，θr为电机电角度，k为常数；
[0047]
将ε
θ
作为pi调节器的输入，当pi调节器输入为0时，pi调节器的输出即为估计的电机转速，估计的电机转速经过积分器得到估计的转子位置。
[0048]
可选的，采用负载电流前馈控制方法补偿电压环输出。
[0049]
可选的，采用负载电流前馈控制方法补偿电压环输出，包括：
[0050]
负载电流传感器采样负载电流；
[0051]
根据q轴电流与负载电流之间的定量关系得到q轴电流；
[0052]
将得到的q轴电流作为电压环输出的补偿；
[0053]
其中，q轴电流与负载电流之间的定量关系为：
[0054][0055]iq
为q轴电流，u
dc
为直流母线电压，i
dc
为采样的负载电流，p为电机的极对数，ω为转子机械角速度，ψf为永磁体磁链。
[0056]
本技术实施例中提供的一个或多个技术方案，通过注入零电压脉冲，使双向能量变换装置工作在电流断续模式，零电压脉冲导致电流尖峰的包络线可以跟踪感应反电动势，从而可以利用锁相环pi控制器来估计电机转速和转子位置，将电流断续模式下的估计转速和转子位置作为基于滑模观测器算法的无传感器稳压控制的初始值，利用引入电压前馈，有效抑制电机飞启过程中的电流冲击且无需附加任何传感器，平稳过渡至稳压发电状态，提升稳压控制效果。
[0057]
为了抑制稳压发电状态中突加(突卸)负载的直流母线电压大幅度跌落(泵升)，采用负载电流前馈方法弥补电压外环动态响应的不足，有效提升系统的动态响应性能。
附图说明
[0058]
附图示出了本公开的示例性实施方式，并与其说明一起用于解释本公开的原理，其中包括了这些附图以提供对本公开的进一步理解，并且附图包括在本说明书中并构成本说明书的一部分。
[0059]
图1示出了根据本公开示例性实施例的永磁同步起动发电机高动态响应无传感器稳压控制方法的一种流程图；
[0060]
图2示出了根据本公开示例性实施例的永磁同步起动发电机高动态响应无传感器稳压控制方法的另一种流程图；
[0061]
图3示出了根据本公开示例性实施例的注入零电压脉冲示意图；
[0062]
图4示出了根据本公开示例性实施例的电流包络线跟踪反电动势波形图；
[0063]
图5示出了根据本公开示例性实施例的断续电流采样波形图；
[0064]
图6示出了根据本公开示例性实施例的飞启过程转速及转子位置估计控制原理框图；
[0065]
图7示出了根据本公开示例性实施例的飞启过程转子位置估计波形图；
[0066]
图8示出了根据本公开示例性实施例的飞启过程相电流波形图；
[0067]
图9示出了根据本公开示例性实施例的飞启过程直流母线电压波形图；
[0068]
图10示出了根据本公开示例性实施例的永磁同步起动发电机高动态响应无传感器稳压控制原理框图；
[0069]
图11示出了根据本公开示例性实施例的无传感器稳压发电时突加负载加负载电流前馈前的直流母线电压波形图；
[0070]
图12示出了根据本公开示例性实施例的无传感器稳压发电时突加负载加负载电流前馈后的直流母线电压波形图。
具体实施方式
[0071]
下面将参照附图更详细地描述本公开的实施例。虽然附图中显示了本公开的某些实施例，然而应当理解的是，本公开可以通过各种形式来实现，而且不应该被解释为限于这里阐述的实施例，相反提供这些实施例是为了更加透彻和完整地理解本公开。应当理解的是，本公开的附图及实施例仅用于示例性作用，并非用于限制本公开的保护范围。
[0072]
应当理解，本公开的方法实施方式中记载的各个步骤可以按照不同的顺序执行，和/或并行执行。此外，方法实施方式可以包括附加的步骤和/或省略执行示出的步骤。本公开的范围在此方面不受限制。
[0073]
本文使用的术语“包括”及其变形是开放性包括，即“包括但不限于”。术语“基于”是“至少部分地基于”。术语“一个实施例”表示“至少一个实施例”；术语“另一实施例”表示“至少一个另外的实施例”；术语“一些实施例”表示“至少一些实施例”。其他术语的相关定义将在下文描述中给出。需要注意，本公开中提及的“第一”、“第二”等概念仅用于对不同的装置、模块或单元进行区分，并非用于限定这些装置、模块或单元所执行的功能的顺序或者相互依存关系。
[0074]
需要注意，本公开中提及的“一个”、“多个”的修饰是示意性而非限制性的，本领域技术人员应当理解，除非在上下文另有明确指出，否则应该理解为“一个或多个”。
[0075]
本公开实施方式中的多个装置之间所交互的消息或者信息的名称仅用于说明性的目的，而并不是用于对这些消息或信息的范围进行限制。
[0076]
以下参照附图描述本公开的方案：
[0077]
如图1和图2所示，一种永磁同步起动发电机高动态响应无传感器稳压控制方法,包括：
[0078]
s101，注入零电压脉冲，以使双向能量变换装置处于电流断续模式。
[0079]
该步骤中，在不空状态下，飞启开始，注入零电压脉冲，以使双向能量变换装置处于电流断续模式。
[0080]
具体的，可以注入一系列重复的零电压脉冲，如图3所示，三相全桥功率管上桥臂全部关断，下桥臂以相同的占空比和预定义的开关频率导通。在零电压脉冲期间，下桥臂导通，致使电机短路，在电机带速重投过程中，电机旋转产生感应反电动势，由于感应反电动势存在导致电流升高；不施加零电压脉冲时，下桥臂关断，电流开始减小。由于电机内部线圈电感的储能效应，电流会维持一段时间，流经续流二极管将能量送入电容中。
[0081]
上述占空比的选择既应确保最大短路电流克服电流传感器噪声，也应确保电流在两个零电压脉冲之间衰减为0，即双向能量变换装置处于电流断续模式。
[0082]
根据电机在两相静止坐标系下的电压方程为：
[0083][0084]
式中，u
α
、u
β
为电机在两相静止坐标系下的定子电压分量，i
α
、i
β
为电机在两相静止坐标系下的定子电流分量，rs为电机定子电阻，ωr为电机电角速度，ψf为永磁体磁链，θr为电机电角度，l0＝(ld+lq)/2，δl＝(l
d-lq)/2，ld、 lq为电机定子d、q轴电感。
[0085]
在零电压脉冲期间，定子电压u
α
和u
β
等于0。由于脉冲的持续时间被认为比定子时间常数短得多，定子电阻可以忽略。通过忽略定子电阻，并在零电压脉冲期间将转子角度θr视为常数，两相静止坐标系中的定子电流分量确定如下：
[0086][0087]
d是控制下管开通关断的占空比，t
sw
是开关周期时间，ωr为电机电角速度，ψf为永磁体磁链，lq为电机定子q轴电感，θr为电机电角度，考虑到零初始条件，零电压脉冲结束时的电流值等于：
[0088][0089]
由式(3)可以看出，零电压脉冲期间电流尖峰的最大值取决于以下参数：磁链、电感、转速、转子位置和零电压脉冲持续时间。零电压脉冲持续时间通过占空比的设置来调节，应确保在两个零电压脉冲之间短路电流衰减为0。
[0090]
如附图4所示，电流包络线能够跟踪反电动势波形，意味着可以根据电流波形估计的电机转速和转子位置。如果占空比过高，电流不能在两个零电压脉冲之间衰减为0，会导致不跟踪反电动势波形的失真电流波形。
[0091]
为了实现标准pll控制器分析，在脉宽调制(pwm)周期的中间对断续电流进行采样。当下桥臂的功率管用于零电压脉冲调制时，脉冲对称于三角形载波，在pwm周期中间的电流采样是预测峰值电流的一半。如附图5所示，采样所得电流波形是离散正弦函数，可以执行标准锁相环(phase-locked loop，pll)分析。
[0092][0093]
s102，电流断续模式下，利用锁相环pi控制器估计电机转速和转子位置。
[0094]
具体的，可以采用带有锁相环pi控制器(简称pll pi控制器)的开环磁链观测器来估计电机转速和转子位置。
[0095]
由于定子磁链的q轴分量ψq＝l
qiq
，为了保持这种平衡，采用pll pi控制器，确保转子磁链与d轴对齐。参见图6，将ψ
q-l
qiq
作为pll pi控制器的输入。
[0096]
pll
in
＝ψ
q-l
qiq
ꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀꢀ
(5)
[0097]
pll pi控制器的输入表示估计坐标系和实际坐标系之间的偏差，pll pi控制器的输出是估计的电机转速，估计的电机转速经过积分器得到估计的转子位置。当pll pi控制器的输出，即估计的电机转速与实际转速匹配时，pll pi控制器的输入变为0，这表明估计
坐标系和实际坐标系对齐。
[0098]
电流断续模式下，估计的定子磁链ψq等于0，因此锁相环pi控制器的输入等于-l
qiq
。由于-l
qiq
表示估计误差，积分器的输出是反电动势的位置，即q 轴位置。为了获得永磁体磁链位置，即d轴位置，将积分器的输出减去π/2rad， rad为弧度。当pll pi控制器的输入等于0，且估计的电机转速稳定后，电流断续模式结束。
[0099]
s103，根据所述利用锁相环pi控制器估计的电机转速和转子位置，重置稳压发电状态下的滑模观测器算法的初始位置，在调制信号中增加定子电压前馈信号，以调节带速重投时双向能量变换装置的初始输出电压与感应反电动势之间的压差，确保电机平稳过渡至稳压发电状态。
[0100]
在稳压发电状态下，电机转子位置由滑模观测器算法获得。电流断续模式结束时，将pll pi控制器估计的转子位置作为滑模观测器算法的初始位置，如附图6所示。
[0101]
同时，在电机带速重投过程中，电流环pi调节器的特性决定其输出电压指令无法阶跃到期望值，因此在带速重投过程中双向能量变换装置输出电压与感应反电动势在一定时间内存在幅值差。因此，在获取pll pi控制器估计的电机转速和转子位置后，在调制信号中增加定子电压前馈信号，以调节带速重投时双向能量变换装置的初始输出电压与感应反电动势之间的压差，保证带速重投时双向能量变换装置初始输出电压与感应反电动势之间压差很小，即在带速重投时调制信号与实际所需的控制信号之间压差很小，不仅能够减小过流冲击，而且能够提高响应速度。
[0102]
电流状态方程如下：
[0103][0104]
id、iq为d-q坐标系下的定子电流分量，ud、uq为d-q坐标系下的定子电压分量。
[0105]
电流环pi调节器的特性决定其输出电压指令无法阶跃到期望值，在带速重投过程中，还需保证电流调节器输出的快速性，因此如附图6所示，在带速重投过程中，永磁同步电机的电流调节器由pi调节器和定子电压前馈解耦项组成。
[0106][0107]
其中，u
′d和u
′q为pi调节器的输出电压，ud和uq为d-q坐标系下的引入定子电压前馈解耦项后的参考电压，ωr为电机电角速度，ld和lq为d-q坐标系下的定子电感分量，id和iq为d-q坐标系下的定子电流分量，ψf为永磁体磁链。使电机在带速重投开始时刻就有端电压输出，消除电机带速重投过程中电压差带来的电流冲击。
[0108]
附图7所示为飞启过程转子位置估计波形图，虚线在电流断续模式为积分器 1的输出值，在正常运行模式为积分器2的输出值，在积分器2重置并启用之后，虚线快速收敛于实线的实际转子位置。
[0109]
附图8所示为飞启过程相电流波形图，从电流断续模式过渡到正常运行模式时，浪涌电流很小，可以实现平稳过渡。
[0110]
附图9所示为飞启过程直流母线电压波形图，电机在进入不控状态后，直流母线电压从28v上升至36v，在飞启开始以后，由于注入一系列零电压矢量脉冲，当逆变器下半桥全部关断时，由于电机内部线圈电感的储能效应，电流会维持一段时间，通过续流二极管将能量送入电容中，因此在此阶段直流母线电压会有短暂继续上升，在飞启转速估计平稳后，由电流断续模式切换至正常运行模式，平稳过渡进入稳压发电状态，此时直流母线电压下降逐渐稳定在28.5v。
[0111]
s104，稳压发电状态下，采用滑模观测器算法估计电机转速和转子位置，以电压外环电流内环的双闭环结构对电机进行稳压控制。
[0112]
带速重投成功后，进入稳压发电状态。如图10所示为永磁同步起动发电机高动态响应无传感器稳压控制原理框图，采用电压外环电流内环的双闭环结构对电机进行稳压控制，转速和转子位置由滑模观测器算法估计得到。稳压发电状态下，突加突卸负载和发动机的转速变化会导致永磁同步起动发电机系统的电压控制性能下降，采用一种负载电流前馈控制方法提高系统动态响应性能。
[0113]
具体包括：
[0114]
(1)获取电机的转速和转子位置估计值。首先，根据永磁同步电机两相静止坐标系下的数学模型，以定子电流为状态变量建立滑模观测器，并获取该状态观测器输出的反电势观测值，然后采用锁相环对反电势观测值进行处理，得到永磁同步电机的转子位置和转速估计值。
[0115]
两相静止坐标系下电机的定子电流方程：
[0116][0117]
式中，e
α
＝-e
ex sinθr，e
β
＝e
ex cosθr是两相静止坐标系下的扩展反电动势分量，扩展反电动势e
ex
＝(l
d-lq)(ωri
d-piq)+ωrψf，是由电机凸极效应产生的电势和转子切割磁力线产生的电势。
[0118]
由于定子电流可以直接测量，所以把滑模面定义到定子电流轨迹上：
[0119][0120]
式中代表电流的误差值，即估计值和实际值之差。其中中的上标表示估计值，同理，本公开相关参数中的该上标表示估计值。
[0121]
滑模观测器设计如下：
[0122][0123]
其中，表示定子电流的观测值；z
α
、z
β
为滑模控制函数在两相静止坐标系下的分量。
[0124]
设计滑模控制函数如下：
[0125][0126]
其中，k
sw
为滑模观测器增益，其取值须大于反电势幅值以保证观测器稳定； h函数指sigmoid函数，定义如下
[0127][0128]
其中，a是用于调节sigmoid函数斜率的正实数。
[0129]
电流估计值减去电流实际值，得到电流误差的动态模型。一般情况下，如果滑动模态发生，定子电流到达了滑模区，此时和实际转速ωr相当。
[0130][0131]
滑模观测器运行并收敛，得到反电势观测值如下：
[0132][0133]
利用反电势观测器对反电势的观测值进行滤波，得到反电势的最终观测值。
[0134]
由于电机角速度的变化速度远远小于电机的定子电流的变化速度，因此可以假设则反电势模型就可以表示为：
[0135][0136]
根据上式构造两相静止坐标系下的扩展反电势观测器：
[0137][0138]
式中，l为扩展反电势观测器增益，其取值须大于0以保证所构造观测器稳定。
[0139]
将最终输出的反电势的观测值作为正交锁相环的输入，根据如下关系计算角度误差：
[0140][0141]
将ε
θ
作为pi调节器的输入，当pi调节器输入为0时，pi调节器的输出即为估计的电机转速，估计的电机转速经过积分器得到估计的转子位置。
[0142]
(2)采用电压外环与电压内环相结合的方式进行稳压控制，采用负载电流前馈弥补电压外环响应速度的不足；
[0143]
此处，采用负载电流前馈控制方法补偿电压环输出。
[0144]
具体为：
[0145]
负载电流传感器采样负载电流，根据功率守恒，得到负载变动后所需的电磁转矩。
[0146][0147]
式中，u
dc
为直流母线电压，i
dc
为采样得负载电流，ω为转子机械角速度， te为电机输出电磁转矩。
[0148]
基于永磁同步电机的电磁转矩方程计算负载电流与q轴电流之间的定量关系，永磁同步电机的转矩方程如下所示：
[0149]
te＝1.5p[ψfiq+(l
d-lq)idiq]
ꢀꢀꢀꢀ
(19)
[0150]
q轴电流与负载电流之间的定量关系如下所示：
[0151][0152]
式中，iq为q轴电流，u
dc
为直流母线电压，i
dc
为采样的负载电流，p为电机的极对数，ω为转子机械角速度，ψf为永磁体磁链
[0153]
将所得q轴电流指令作为电压环输出的补偿。
[0154]
如附图11、附图12所示，附图11是无传感器稳压发电时突加负载加负载电流前馈前的直流母线电压波形图，附图12是无传感器稳压发电时突加负载加负载电流前馈后的直流母线电压波形图，永磁同步起动发电机在无传感器稳压发电状态 11000r/min突加4.5kw负载时，负载电流前馈可以有效抑制负载突变导致的直流母线电压大幅跌落，显著提升系统动态响应性能。
[0155]
上文已对基本概念做了描述，显然，对于本领域技术人员来说，上述详细披露仅仅作为示例，而并不构成对本说明书的限定。虽然此处并没有明确说明，本领域技术人员可能会对本说明书进行各种修改、改进和偏移处理。该类修改、改进和偏移处理在本说明书中被建议，所以该类修改、改进、偏移处理仍属于本说明书示范实施例的精神和范围。