线牵引感应电机效率优化控制研究-

1、直线牵引感应电机效率优化控制研究Research on Optimal Efficiency Control of Linear Induction Motor北京交通大学电气学院刘建强,杨中平,林飞,郑琼林 Email: maticliu摘要在分析直线感应电机损耗模型的基础上提出了一种基于矢量控制的直线电机损耗最小控制策略。为了减小对系统动态性能的影响,提出了一种切换控制方法保证了所提出效率优化控制策略具有良好的动态性能。仿真结果表明,所提出的效率优化控制策略与传统的矢量控制方法相比具有明显的效果,特别是在轻载工况下,效率有明显的提高。试验结果表明本文所提出的效率优化控制策略与传统的矢量控制

2、方法相比有一定的效果;动态试验表明所提出的效率优化控制策略具有良好的动态特性。Abstract: In this paper, An optimal efficiency control strategy combined with vector control is proposed based on loss mode of LIM. In order to reduce the effect for the transient performance, a switch control method is proposed. This algorithm allows the elect

3、romagnetic losses in a variable speed and/or thrust force LIM drive to be decreased while keeping a good transient response. Simulation results show the validity of the proposed control strategy compared with the traditional vector control method. Test results show that the efficiency of LIM is impr

4、oved a little. Transient test result shows that the proposed control strategy has good transient performance.关键词直线感应电机,矢量控制,效率优化控制,直线电机轨道交通Keywords:linear induction motor (LIM, vector control, optimal efficiency control,linear metro1引言在直线电机轨道交通中由于大气隙及边端效应的存在,使得直线感应电机的效率较低,功率因数也较低。因而效率问题就成为了直线电机轨道交通系

5、统的最大问题。长期以来,人们做了许多工作来提高直线电机系统的工作效率,这些工作主要是集中在改进电机方面1,2:改进材料、改善设计方案和提高制造工艺。对于直线电机牵引传动系统的效率优化控制策略则研究甚少,国内外在这方面都基本处于空白状态。目前,变频调速已成为电动机控制的主要方式。优化变频装置的效率是当今电气传动发展的一个趋势。高效率不仅对于节约能源和装置自身冷却具有重要意义,而且在控制环境污染方面也具有广阔的前景。为了具有很好的瞬时转矩响应能力,感应电动机通常被控制在额定磁通下运行。然而,当轻载时,电动机在额定磁通下运行,常常引起过度的铁芯损耗,将严重影响驱动的效率。因此,对于在轻载下运行的系统

6、,可以通过控制励磁深度,实现效率优化。如何在保证满意的动态性能的同时,使变频调速系统具有最优的效率,这是一个非常值得研究的课题,这对于以直线轨道交通系统等为代表的应用对象,尤其具有重要意义。本文首先分析了考虑边端效应和垂向力特性的直线感应电机损耗模型,在此基础上,结合直线感应电机损耗模型,提出了一种基于矢量控制的直线感应电机效率优化控制策略,并对所提出的控制策略进行了仿真和试验验证。2LIM损耗模型分析2.1LIM损耗组成直线感应电机的损耗主要由铁芯损耗、铜耗、杂散损耗和机械损耗四部分组成,下面分别介绍这几种损耗。(1 铁芯损耗FeP3铁芯损耗是由于交变磁通在直线电机初级和次级中产生的涡流损耗

7、和磁滞损耗组成。由于在直线电机轨道交通中次级固定于轨道上,而初级是运动的,因此在电机次级中的涡流损耗可以用如下的公式描述22fPeer=(1电机次级中的磁滞损耗为nhhrfP=(2式中-气隙磁链;n-经验系数,大小在1.5到2.5之间,一般情况下取值为2;e-涡流损耗系数;h-磁滞损耗系数;f-初级电角频率。系数e和h与直线电机的励磁材料以及次级体积大小成比例。如果初级的大小成比例的等于次级的大小,则初级的涡流损耗和磁滞损耗计算公式只需要将式(1和(2中的初级电角频率f用转差频率sf取代就可。因而初级的涡流损耗和磁滞损耗计算公式为22(sfPees=(3nhhssfP(=(4因此总的铁耗为(取

8、2=n 22221(1(f s f s P h e Fe += (5标准的测试可以得到额定工况下的总的铁耗,但是磁滞损耗和涡流损耗所占的比例则需要更为精确的试验测试。大量的研究表明,涡流损耗系数e 和磁滞损耗系数h 两者的比值为1。从式(5可以看出直线感应电机的铁耗与气隙磁链成平方关系。在直线电机轨道交通中,为了保证行车的安全,直线电机气隙一般在12mm 左右,这么大的气隙导致了气隙磁链密度很小,因此直线电机的铁耗值很小甚至可以忽略。直线感应电机边端效应在电机次级的进端和出端会产生涡流,在进端和出端处的涡流损耗从原理上来看与铁耗的产生原理一致,因此在直线感应电机中,我们可以利用由边端效应产生的

9、进端和出端处的涡流损耗来等效为电机的铁耗。(2 铜耗Cu P 铜损是电流流过电机绕组时产生的热损耗。其值为r s Cu Cu Cu R I R I P P P 22212133+=+= (6式中1I 是初级相电流有效值,2I 是次级相电流有效值,s R 、r R 分别是初级和次级每相相电阻。从式(6可以看出对于一台设计好的电机而言,减少铜耗的最有效途径就是减少电机初级、次级相电流。当然为了减少铜耗,在设计电机的时候也要尽量减少电机的相电阻。(3 机械损耗P 机械损耗P 与摩擦力成正比。对于直线电机轨道交通车辆而言,摩擦损耗可以用如下的方程来表示Gv k k k k P a c g r (+=

10、(7式中r k 是滚动阻抗系数,g k 是坡度阻抗系数,c k 是曲线阻抗系数,a k 是加速度阻抗系数,G 是车辆的重力,v 是直线速度。对于机械损耗从式(7可看出其与线路运行条件、车辆的特性以及运行速度有关,因此在效率优化控制中一般都忽略对机械损耗的处理。减少机械损耗的途径是优化直线电机轨道交通车辆的设计选用低噪音、高精度的专用轴承,提高车辆的装配质量,减少机械损耗,此外车辆在低速状态下运行亦可减少机械损耗。(4 杂散损耗PLIM 中的杂散损耗P 包括杂散铁耗和杂散铜耗。杂散铁损是由于气隙谐波磁链相对于初级和次级铁芯表面移动而在初级和次级铁芯表面产生的损耗,以及由于初级、次级间齿槽相对运动

11、、磁阻变化使齿内磁通脉动而在齿中产生的损耗之和。如果LIM 的次级是平板形式的,则次级不存在齿槽,因而上述的后一种损耗为零。杂散铜耗是槽漏磁链引起导体中电流集肤效应而使绕组电阻增加所产生的损耗。2.2 直线感应电机功率流程在直线电机轨道交通中,LIM 初级固定于车辆转向架上,而次级反应板则固定于地面。设LIM 在带负载时,由电源供给的、从电机初级绕组输入直线电机的功率为1P ,1P 的一小部分消耗于初级电阻上的初级铜耗1Cu P 及初级铁芯中的铁耗1Fe P ,余下的大部分电功率借助于气隙行波磁场由初级传送到次级反应板,这部分功率就是直线感应电机的电磁功率em P 4,5。在气隙行波磁场传递电

12、磁功率的过程中,与初级铁芯存在着相对运动,行波磁场切割着初级铁芯,理应引起初级铁芯中的铁耗,但实际上由于LIM 在正常运行时,转差率比较小,即气隙行波磁场与初级铁芯相对运动很小,以致初级铁芯中磁通变化率很低,通常仅15Hz/s ,所以初级的铁耗可以忽略不计。直线感应电机中的电磁功率传送到次级反应板之后,必伴生次级感生电流,有电流在次级反应板上通过,在次级电阻上又发生了次级铜耗2Cu P ,同时气隙行波磁场切割次级铁芯会产生次级铁耗2Fe P 。这样,从初级传递到次级的电磁功率扣除次级铜耗和铁耗后,便是使初级产生直线运动的机械功率mec P 。总机械功率补偿了机械损耗P 和杂散损耗P ,就是直线

13、电机输出的净机械功率2P 。这个直线感应电机功率和能量转换的关系,可形象地用如图1所示的功率流程图来表示。 1Cu P 2Cu图1 直线感应电机功率流程图3 基于矢量控制的直线电机效率优化控制策略一般情况下,铁耗对电机的瞬变过程影响大,并会带来稳态误差。在LIM 中由于大气隙的存在导致气隙磁密比较小,从而导致电机的初级和次级铁耗很小(可以忽略,而由于边端效应产生的涡流损耗从本质上来看与铁耗一致,因此我们可以利用涡流损耗来代替LIM 的铁耗6。假设:忽略空间和时间谐波,电机各相绕组结构对称;不考虑频率和温度变化对绕组电阻的影响。考虑铁耗,在任意旋转坐标系上直线感应电机的电压方程为sq sd sd

14、 r sd s sd p i Q f R i R u 11(3+= (8sd sq sq s sq p i R u 11+= (9 rq rd rd r rd p i R u 12+= (10 rd rq rq r rq p i R u 12+= (11磁链方程为(rd sd m sd ls sd i i L i L += (12 (rq sq m sq ls sq i i L i L += (13 (rd sd m rd lr rd i i L i L += (14 (sq rq m rq lr rq i i L i L += (15 式中11为dq0坐标系相对于初级的角转速,12为dq0坐

15、标系相对于次级的角转速。因此直线感应电机的动态等效电路如图2所示。 u rdu rq图2 直线感应电机在dq 坐标系上的动态等效电路通常在电机驱动系统中,电磁时间常数要远远小于机械时间常数,而我们是要在一个机械运行周期下提高效率,因此效率优化控制策略可以基于直线电机的稳态模型来实现。需要注意的是在稳态下在磁场定向坐标系中得到的电流是恒定的,因此感应电压为零。以次级磁场方向定向,在稳态工况下LIM 电流值保持恒定,因此sd 、sq 和rd 为恒定值,则sd p 、sq p 和rd p 都为零(p 为微分算子。由于单边直线感应电机次级是导电层和铁轭复合而成,因而次级的电势为零7-9。因此在稳态工况

16、下,直线感应电机电压方程为sq e r sd s sd Q f R i R u +=(3 (16sd e sq s sq i R u += (17 rd r rd i R u =0 (18 rd sl rq r rq i R u +=0 (19磁链方程为(rd sd m sd ls sd i i L i L += (20 (rq sq m sq ls sq i i L i L += (21 (rd sd m rd lr rd i i L i L += (22 (0sq rq m rq lr rq i i L i L += (23电磁推力为(rqsd rd sq m p e i i i i L

17、n F =(24 式中e 为初级频率对应角转速,sl 为转差,(3Q f R r 为反映铁耗的等效电阻。由式(18得0=rd i (25由式(23得sq lrm mrq i L L L i += (26电机初级铜耗为(221sq sd s Cu i i R P += (27电机次级铜耗为(222rq rd r Cu i i R P += (28电机铁耗为2(3sd r Fe i Q f R P = (29总功率损耗为Fe Cu Cu t P P P P +=21 (30将式(25和式(26代入式(30中,可得222(3sqlr m m r s sd r s t i L L L R R i Q

18、f R R P += (31 令(3Q f R R R r s d +=,2+=lr mmr s q LL L R R R ,因此总功率损耗可表示为22sq q sd d t i R i R P += (32将式(25和式(26代入式(24中可得sq sd lrm mp e i i L L L n F +=2 (33对于给定的速度和负载推力,从式(24和式(25可以推导得到产生最小损耗的sd i 和sq i 之间的关系式为sq Q sd i K i min(= (34式中dq Q R R K =min(,我们称其为最小损耗系数(Loss Minimization Factor ,简称LMF。

19、由于效率优化控制的实质是提高轻载时牵引传动系统的稳态效率,而降低气隙磁链水平,这样势必会导致电机的输出电磁推力的动态响应变慢,即效率优化方法所实现的系统效率提高是以降低动态推力响应为代价的。对于直线电机轨道交通系统而言,对系统的动态性能有一定的要求,即希望能有比较好的加速性能(运行过程中负载不会突变。针对直线电机轨道交通的这一特点,为了提高效率优化控制方法的动态特性,本文提出了一种新型的励磁电流切换控制策略,如图3所示。初级d 轴电流给定值由额定励磁电流和效率优化计算值合成得到 min(*1(Q sq sdn sd K i i i += (35 式中为与速度有关的切换函数,其表达式为>=

20、Hzf Hz f f R R R10110101 (36*sqi *sdi 效率优化控制器图3 励磁电流切换控制策略基于间接磁场定向矢量控制策略,本文提出的LIM 效率优化控制策略如图4所示。效率优化控制策略基本原理与间接磁场定向矢量控制策略一致,只是在初级d 轴电流计算单元中采用了本文所提出的励磁电流切换控制方法,在最小化直线电机损耗的基础上,提高系统的动态性能。ref4 仿真与实验研究4.1 仿真研究为了验证所提出的直线感应的机效率优化控制策略的有效性,本文借助MATLAB/SIMULINK 仿真软件包对这种控制策略进行了仿真研究。逆变器直流侧为500V 直流恒压源,PWM 开关频率为4k

21、Hz ,电机参数见表1,直线电机额定速度115.2=n v m/s ,额定电磁推力500=n F N 。图5给出了分别采用传统的矢量控制策略和本文所提出的效率优化控制方法的效率对比图,在图中参考速度分别为n v 5.0(1.0575m/s 。表1 直线感应电机参数参数 数值额定线电压 380V 额定电流 13A初级电阻 5.9初级漏感 91.43mH 次级电阻 26.052次级漏感 6.09mH 励磁电感64.05mH 推(标么值效1. 传统矢量控制方法2. 本文所提出的效率优化控制策略图5传统矢量控制方法与所提出效率优化控制策略的效率对比从图中可以看出,本文所提出的效率优化控制策略都有明显的

22、效果,特别是在轻载工况下,效率有明显的提高。图6给出了在变速和变负载推力工况下速度响应特性曲线波形。仿真的参考值为负载推力400=L F N t=1.0s -2.0s; 速度0.2*=v m/s t=0s -3.0s。从图6可以看出LIM 的速度响应比较快,在负载推力变化时系统能够迅速做出响应,调速性能良好。 速(m s 速 (m s 时间 (s1. 参考速度2. 实测速图6 速度响应特性曲线4.2 实验研究为了验证本文所提出的基于直线感应电 机损耗模型的直线电机效率优化控制策略的有效性,本文利用FLUKE430电能质量分析仪分别对采用矢量控制及效率优化控制这两种控制方式下直线感应电机的运行效

23、率进行了实验对比分析。试验研究是在本文所设计建立的直线感应电机综合试验台上完成,如图7所示,由于目前直线电机轨道长度有限(24m ,因而在试验中给定的参考速度不能过高,基于上述的原因的考虑,在试验过程中参考速度给定为n v 5.0(1.0575m/s 。以额定推力500=n F N 为基准值,利用曲线拟合的方法,可以得到在给定速度为1.0575m/s 时,不同负载推力条件下,直线感应电机在矢量控制和效率优化两种控制方式下的效率曲线,如图8所示。图7 直线感应电机综合试验台推(标么值效1. 传统矢量控制方法2. 本文所提出的效率优化控制策略图8 传统矢量控制方法与所提出效率优化控制策略的实测效率

24、对比从图8可以看出,本文所提出的直线感应电机效率优化控制策略与传统的矢量控制策略相比,效率有一定的提高,试验结果验证了所提出的效率优化控制策略的有效性。试验结果与仿真结果相比,试验结果的效率提高没有仿真结果明显,主要原因是,基于直线感应电机损耗模型的效率优化控制策略与直线感应电机的参数有密切关系,如果参数变化或不准确将会导致效率优化的结果发生变化,由于效率优化试验是在所建立的直线感应电机综合测试试验台上进行,其安装精度不是很高,导致了直线感应电机参数有一定的变化,因此,效率优化试验结果与仿真结果相比,在效率的提高上要差一些。图9是是速度给定0.659m/s ,负载推力给定213N 时,采用本文

25、所提出的效率优化控制策略的直线感应电机起动试验波形。其中,通道 1 为实测速度 v 波形（1V/格，1V 对应 0.818m/s） ，通道 2 为给定速度 v * 波形（1V/ 格，1V 对应 0.818m/s） ，通道 3 为直线感应电 机相电流 isA 波形 （50mV/格， 10mV 对应 1A） ， 时间轴尺度为 2s/格。可以看出，带载起动过 程中，采用效率优化控制策略的 LIM 相电流 平滑无冲击，起动过程平稳，且速度的动态响 应快，跟随特性很好。 3 4 5 6 7 8 9 high-efficiency linear induction motors for linear me

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