基于零電壓矢量脈沖法的空調(diào)風機飛車啟動策略研究

任兆亭 李希志 周金偉 姜學想

青島海信日立空調(diào)系統(tǒng)有限公司 山東青島 266555

0 引言

永磁同步電機因為效率高、功率因數(shù)高、易于調(diào)速等優(yōu)勢而被廣泛應用于空調(diào)風機中。斷電狀態(tài)的風機可能受外界風力推動作用而處于旋轉(zhuǎn)狀態(tài)，因此，需要研究風機的飛車啟動技術(shù)。為了使啟動時給定的電壓矢量與反電勢相配合，首先需進行轉(zhuǎn)子初始位置和轉(zhuǎn)速的檢測[1

]。

長期以來，國內(nèi)外學者對永磁同步電機初始位置檢測及飛車啟動技術(shù)進行了較多的研究。風機高轉(zhuǎn)速自由旋轉(zhuǎn)時，電機轉(zhuǎn)子會在定子中感應出較大的反電動勢，可以直接通過測量繞組端電壓的方式跟蹤轉(zhuǎn)子位置[2]，但是電壓傳感器由于成本較高而應用較少，因此反電勢法有較大的局限性。文獻[3]采用零電流矢量閉環(huán)法進行轉(zhuǎn)子位置的估計。該方法中，通過將電流給定設(shè)置為零，利用電流閉環(huán)將定子電流調(diào)節(jié)為零，此時定子繞組中的電壓輸出與電機反電勢相對應，可以通過讀取電壓給定數(shù)據(jù)來得到電機的反電勢信息，但該方法在電流閉環(huán)調(diào)節(jié)過程中，容易引起電流沖擊。文獻[4]采用高頻注入法，利用電機的凸極特性進行初始位置和轉(zhuǎn)速的檢測，但是高頻注入法會產(chǎn)生刺耳的噪聲，且在轉(zhuǎn)速較高時信噪比較低。文獻[5]使用獨立開關(guān)脈沖法進行初始位置的檢測，該方法對H橋上管施加相互獨立的脈沖，然后從獨立開關(guān)脈沖激發(fā)的相電流中提取轉(zhuǎn)子位置信號，然而這種方法需要預先確定脈沖施加的時間，需要針對電機的具體參數(shù)及運行工況調(diào)整，通用性較差。文獻[6]采用零電壓矢量脈沖法進行初始位置的檢測，通過控制逆變器上橋或下橋?qū)▉硎┘恿汶妷菏噶棵}沖，從電流中提取轉(zhuǎn)子位置信號。與其他方法相比，零電壓矢量脈沖法無需復雜的運算，且檢測速度快，準確性高，因此，相比于其他方法，零電壓矢量脈沖法更適用于空調(diào)風機順逆風啟動中的初始位置檢測。針對初始位置檢測，目前，根據(jù)轉(zhuǎn)子初始位置/轉(zhuǎn)速觀測所需的零電壓矢量脈沖數(shù)目，可分為零電壓矢量單脈沖法[7-8]、零電壓矢量雙脈沖法[9]和零電壓矢量多脈沖法[10-11]等。其中，零電壓矢量雙脈沖法觀測速度快，且能實現(xiàn)轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)向的識別，具有明顯的優(yōu)勢[12]。

本文以永磁同步電機數(shù)學模型為基礎(chǔ)，首先分析基于零電壓矢量雙脈沖法的轉(zhuǎn)子初始位置和轉(zhuǎn)速觀測原理，然后研究脈沖寬度和脈沖間隔的調(diào)整方案，實現(xiàn)永磁同步電機高轉(zhuǎn)速下初始位置和轉(zhuǎn)速的檢測，并在永磁同步電機實驗平臺上進行飛車啟動實驗。

1 基于零電壓矢量脈沖法的初始位置檢測

1.1 初始位置檢測

常規(guī)的空調(diào)風機采用矢量控制，并結(jié)合SVPWM調(diào)制方式，輸出門極驅(qū)動信號至三相逆變橋。風機驅(qū)動系統(tǒng)如圖1所示，左側(cè)為不控整流模塊，右側(cè)為6個IGBT可控元件組成的逆變模塊。電機以一定轉(zhuǎn)速旋轉(zhuǎn)時，在某時刻同時打開上側(cè)或下側(cè)三個橋臂的IGBT，電機定子電流流過不控整流器件或反向并聯(lián)二極管形成通路，施加零矢量脈沖。施加零電壓矢量脈沖時，定子三相等效為短路，可以在短路電流中提取轉(zhuǎn)子位置和轉(zhuǎn)速信息。

圖1 施加零電壓矢量脈沖時的電流流通路徑圖

要從零電壓矢量脈沖法所激發(fā)電流中提取轉(zhuǎn)子位置及轉(zhuǎn)速信息，需對相電流iA、iB、iC進行Clarke變換：

電流矢量I=[iα,iβ]T，它與α軸夾角記為θI，與q軸夾角為θdI，如圖2所示。

圖2 零電壓矢量脈沖法向量圖

永磁電機電壓方程為：

式中：Rs為定子電阻；ω為轉(zhuǎn)子電角速度；ψf為轉(zhuǎn)子勵磁磁鏈；Ld、Lq為d軸和q軸電感；id、iq為d軸和q軸電流。

施加零電壓矢量脈沖時定子側(cè)短路，因此其端電壓為零。又因為電機定子電阻較小，計算過程中可以忽略電子電阻上的壓降[6]。因此，施加零電壓矢量脈沖時對應的定子電壓方程為：

求解后，可得零電壓矢量脈沖所激發(fā)的電流為：

可將式（4）中的正余弦函數(shù)通過二階泰勒級數(shù)展開，并近似為：

計算合成電流矢量幅值，可得：

轉(zhuǎn)速估算結(jié)果可表示為：

由式（7）可知，零電壓矢量單脈沖法測量轉(zhuǎn)速時，輸出結(jié)果恒為正，因此無法通過單脈沖法識別電機轉(zhuǎn)向。另外，轉(zhuǎn)速估計結(jié)果與電機q軸電感、磁鏈等參數(shù)直接相關(guān)。因此，使用零電壓矢量單脈沖法進行初始速度檢測存在較大的局限性。

根據(jù)式（4）可知，dq坐標系中的轉(zhuǎn)子的位置角可估算為：

進一步變換為：

當T1和ωT1足夠小時，可近似為：

進一步近似為：

另外，在αβ坐標系中電流矢量位置角（電角度）為：

因此，轉(zhuǎn)子角度的估算值為：

1.2 初始速度檢測

零電壓矢量單脈沖法估算速度快，但是在估算轉(zhuǎn)速時，估算結(jié)果受電機參數(shù)影響比較大，且無法判斷電機旋轉(zhuǎn)方向。為此，引入零電壓矢量雙脈沖法轉(zhuǎn)速估算方法，其原理為：

分別先后施加兩個零矢量脈沖，持續(xù)時間分別為T1，T2。第1個零矢量脈沖施加完畢后，間隔時間τ12，然后施加第2個零矢量脈沖。零電壓矢量雙脈沖法向量圖如圖3所示，圖中分別繪出了零電壓矢量脈沖1和脈沖2所激發(fā)的電流矢量I1和I2。在靜止坐標系中的位置分別為θI1和θI2。短路電流幅值變化規(guī)律如圖4所示，持續(xù)時長分別為T1、T2的兩個零電壓矢量脈沖分別激發(fā)兩個電流矢量，其幅值在零電壓矢量脈沖施加過程中近似線性上升，在零電壓矢量脈沖施加完畢之后逐漸衰減為零。

圖3 零電壓矢量雙脈沖法向量圖

圖4 零電壓矢量雙脈沖引起的電流矢量幅值變化示意圖

零矢量電流I1、I2與α軸夾角分別為θI1和θI2：

轉(zhuǎn)速估算結(jié)果為：

如果估算的轉(zhuǎn)速大于0，則電機正轉(zhuǎn)；若小于0，電機反轉(zhuǎn)。另外，為確保反正切函數(shù)計算的準確性，應控制兩個零電壓矢量脈沖間隔時間內(nèi)轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)過的電角度間隔不超過（-π，π）：

τ12的取值范圍為：

2 零電壓矢量脈沖法脈寬和脈沖間隔確定策略

以實驗室2.2 kW永磁同步電機為例，分析零電壓矢量脈沖法的脈寬和脈沖間隔確定方案。永磁同步電機參數(shù)如表1所示。

表1 永磁同步電機參數(shù)表

根據(jù)式（7），可得脈沖寬度計算公式為：

根據(jù)式（19），設(shè)計電機飛車啟動范為500～1500 r/min，當轉(zhuǎn)速為1500 r/min時，零電壓矢量脈沖所激發(fā)的電流矢量幅值最大為額定電流的一半（2.2 A），則可計算得脈沖寬度為T=0.47 ms。當n=500 r/min時，電流矢量幅值為0.73 A。這樣，在轉(zhuǎn)速較高時，電流矢量幅值不會超出系統(tǒng)安全電流；在轉(zhuǎn)速較低時，電流矢量幅值大于最小電流采樣值，能夠進行轉(zhuǎn)子初始位置的觀測。

另外，若脈沖間隔過大，則兩脈沖間隔時間內(nèi)轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)過電角度可能超過180°，會引起轉(zhuǎn)速計算錯誤；實際計算中，式（14）和（15）計算得到的電流矢量位置存在一定的誤差。若式（16）中的取值τ12過小，則電流矢量位置計算誤差會被帶入轉(zhuǎn)速計算中，并被放大，影響轉(zhuǎn)速計算精度。因此，為了兼顧轉(zhuǎn)速計算的正確性和準確性，考慮在滿足式（18）的前提下盡可能減小脈沖間隔。考慮轉(zhuǎn)子最大轉(zhuǎn)速旋轉(zhuǎn)時，轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)過150°所需的時間為τ12=5.56 ms。將脈沖間隔設(shè)置為τ12=5.56 ms時，n=500～1500 r/min范圍內(nèi)變化對應脈沖間隔時間內(nèi)轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)過的電角度范圍為50°～150°。

3 空調(diào)風機飛車啟動實驗驗證

為驗證上述零電壓矢量脈沖法轉(zhuǎn)子初始位置檢測及飛車啟動，在2.2 kW永磁同步電機實驗平臺上進行飛車啟動實驗，結(jié)果如圖5～圖8所示。圖中曲線從上到下依次為：轉(zhuǎn)子位置、轉(zhuǎn)速和A相定子電流。圖5中，永磁同步電機初速度為1500 r/min。零電壓矢量脈沖施加完畢之后，轉(zhuǎn)子位置和轉(zhuǎn)速即可被觀測出來，然后進行電機的飛車啟動。由實驗結(jié)果可知，轉(zhuǎn)速觀測誤差穩(wěn)定在5%以內(nèi)，啟動時電機A相電流最大值為1.5 A左右，且未產(chǎn)生較明顯的轉(zhuǎn)速波動，飛車啟動過程較為平穩(wěn)。

如圖6所示為n=1000 r/min時的飛車啟動實驗波形。零電壓矢量脈沖施加完畢之后，進行電機的飛車啟動，啟動時電機A相電流最大值為1 A左右，且飛車啟動過程較為平穩(wěn)。

圖6 基于零電壓矢量脈沖法的飛車啟動實驗波形（n=1000 r/min）

如圖7所示為n=500 r/min時的飛車啟動實驗波形。由于轉(zhuǎn)速較低，與圖5和圖6相比，相同脈沖寬度下激發(fā)的電流矢量幅值較小。啟動時電機A相電流最大值不足1 A。

圖7 基于零電壓矢量脈沖法的飛車啟動實驗波形（n=500 r/min）

為驗證零電壓矢量雙脈沖法的轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)向判斷效果，將轉(zhuǎn)子初始轉(zhuǎn)速拖至1500 r/min反向運行，初始位置檢測及飛車啟動實驗波形如圖8所示。由圖8可知，零電壓矢量雙脈沖法能夠很好地實現(xiàn)轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)向的辨識，從而穩(wěn)定地實現(xiàn)飛車啟動。

圖8 基于零電壓矢量脈沖法的飛車啟動實驗波形（n=-1500 r/min）

4 結(jié)論

本文對基于零電壓矢量脈沖法的空調(diào)風機飛車啟動進行了研究。分析了基于零壓矢量脈沖法的轉(zhuǎn)子初始位置和轉(zhuǎn)速觀測原理，并針對傳統(tǒng)零電壓矢量單脈沖法在觀測轉(zhuǎn)速時，觀測結(jié)果受電機參數(shù)影響大，且無法判斷電機旋轉(zhuǎn)方向的問題，提出了使用零電壓矢量雙脈沖法進行轉(zhuǎn)速的思路。另外，從限制電流矢量幅值的角度，研究了脈沖寬度的選取方案，使電機初始轉(zhuǎn)速在一定范圍內(nèi)變動時所選擇的脈沖寬度能夠滿足觀測需求。通過限制脈沖間隔時間內(nèi)轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)過的電角度，研究了脈沖間隔的選擇方案，使轉(zhuǎn)子初始位置能夠觀測得更加準確、可靠。最后，在2.2 kW永磁同步電機實驗平臺上進行了初始位置檢測及飛車啟動實驗驗證了其可行性。