永磁同步电动机功率因数的仿真分析--转矩电流最大比控制模型毕业设计(编辑修改稿)

永磁同步电动机功率因数的仿真分析--转矩电流最大比控制模型毕业设计(编辑修改稿)内容摘要：

  xdxqmU （ 23）式（ 23）就是功角特性的表达式。 式中第一项 Pe1= sin0xdUmE 称为基本电磁功率；第二项 Pe2= 2s in1122   xdxqmU称为附加电磁功率。 附加电磁功 6 率与励磁无关，且仅当 Xd Xq(即交、直轴磁阻互不相等 )时才存在，故也称为磁阻功率。 影响功率因数的因素 影响永磁同步电机功率因数的原因 永磁同步电动机 运行是靠定子线圈在气隙中产生的旋转磁场与转子上磁钢间的相互吸引，使转 子与定子气隙磁场同步旋转而做功。 其转子等效为电阻电路，故功率因数高。 因无励磁电流，其空载损耗小。 电动机效率可达 96%左右，较三相异步电动机高。 影响永磁同步电机功率因数的原因是电压质量（电压幅值）和负载率。 当电网电压高于电动机的反电势点时，永磁电机呈感性负载运行；反之，电动机呈容性负载运行。 因此，电网电压波动会造成电机的功率因数波动，补偿困难。 若电压幅值与电动机反电势点接近，偏差在 177。 2%电压范围内时，电机功率因数大于或等于 ，否则，功率因数较低；另外，当永磁同步电机的负载率低于25%时，电机功率因数也偏 低。 提高永磁电机功率因数的方法 通过对各单井点功率因数低的原因分析，分别采取了以下方法进行调整。 (1)根据实测负载率适当调换电机，以保证适当的负载率。 (2)稳定系统电压，尤其是重载线路末端，电压普遍偏低。 (3)稳定单井电压使其接近永磁同步电机的空载反电势。 (4)当运行电压高于永磁电机的反电势点时，可根据感性无功功率的大小，加电容补偿，以提高功率因数。 (5)当运行电压低于永磁电机的反电势点时，可调节变压器分接开关，适当提高二次电压的幅值，使电机运行电压在反电势点附近，提高功率因数。 (6)对于重负荷长线路，调节变压器分接开关后，变压器二次电压幅值仍低于永磁电机反电势点时，可更换永磁同步电机，采用电容柜补偿。 永磁同步电动机的功率因数分析 电源与功率因数的仿真分析 在额定负载时，在电机的励磁不变情况下，改变定子供电电压时，通过仿真记录多组数据，最终绘出电流幅值和功率因数角随电压变化的波形如图 21所示。 永磁同步电动机功率因数的仿真分析 转矩电流最大比控制模型 7 图 21 电源与功率因数的仿真分析曲线 图中仿真曲线表明在 Pem不变的情况下，随着电压 U 的增大，定子电流先减小然后增大，相位由容性变为感性。 对于永磁同步电动机，励磁是恒定的，但是调整外部电压 U 相当于调整励磁电流 If， U=f(Ia)。 当电机的负载不变时，减小电枢电压，为了保持平衡，绕组就会相应产生较小的气隙感应电势，由于电枢反应，气隙合成磁场就应减小，又因为励磁磁链不变，所以此时电枢电流应该具有去磁的作用，即应超前于电压，电流呈容性，功率因数角为负值。 当增大电压时，情况与之 相反。 由上可知，可以通过控制电机电源来达到调节功率因数的目的。 对于永磁同步电动机我们可以通过控制定子电流，达到调节电机综合磁场的效果，从而实现对电机功率因数的控制。 励磁与功率因数的仿真分析 永磁同步电动机的励磁状况对电机的性能有很大的影响，为了直观的了解永磁体的强度对电机的影响，在永磁同步电动机带额定负载、正弦电压供电时，进行仿真分析，可以得到相电流幅值和功率因数角与磁链的关系曲线，如图 22所示 图 22 励磁与功率因数的仿真分析 8 由上述波形可知，正常励磁时，电机的功率因数角为 0，即功率因数为 1，定子电流幅值最小；在电流为感性的情况下，随着励磁的增大，定子相电流幅值减小，功率因数角减小，即功率因数增大；容性电流时，随着励磁增强，功率因数减小。 所以在电机设计时，恰当地选择永磁体对永磁同步电动机的功率因数是有很大的影响的。 永磁同步电动机功率因数的仿真分析 转矩电流最大比控制模型 9 3 永磁同步电动机的数学模型及控制理论 永磁同步电动 机的数学模型 在以下条件下建立 dq 坐标系下的 PMSM 的数学模型： (1)忽略磁路中铁心的磁饱和； (2)不计铁心的涡流损耗与磁滞损耗； (3)定子电枢绕组的空载电势是正弦波； 定子电压方程： qrddsd piru   （ 31） drqqsq piru   （ 32） 磁链方程 ： fddd iL   （ 33） iLqqq  （ 34） 电磁转矩方程： )(23 iiTdqqde p   = iiLLiqdqdqfp )([23  （ 35） 上述式中， Rs 为定子绕组相电阻， d 和 q 是定子磁链 d 轴和 q 轴上的分量 ,uq 和 ud 是定子电压 d 轴和 q 轴上的分量， Ld 和 Lq 分别是 d 轴和 q 轴电感，r 是转子电角速度， f 是永磁磁极产 生的与定子交链的磁链， p 为电动机极对数。 PMSM 的状态方程： LuLuiiLRLLLLLRiiqfrqddqdqqdrdqrdsqdpp1 （ 36） 式中 p 为微分算子。 对于 PMSM 来说，定义 坐标系的  轴与定子 A 相绕组重合 , 轴比  轴超前 90 度，因为  轴固定在 A 相轴线上，因 此 坐标系为静止坐标系。 定义 10 dq 坐标系的 d 轴与转子主磁极轴线重合， q 轴超前 d 轴 90 度，并且 d 轴与 A相轴线夹角为  ， dq 坐标系以电角速度 r 一起旋转，因此称为旋转坐标系，如图 31 所示。 图 31 abcdq// 坐标变换图 在图 31 中，三相静止坐标系下，三相电流可以为： 1cosIia )32c o s (1  Iib （ 37） )32c os (1   Iic 在恒定转速下，   t1 ，  合成磁场与 d 轴的夹角。 采用 23 变换，静止坐标系 与 abc 的关系为 ： cbaiiiii232302121132 （ 38） 采用 32 变换， abc 坐标系与 的变换关系为： iiiiicba232123210132 （ 39） 采用 abc/dq 变换，有： 永磁同步电动机功率因数的仿真分析 转矩电流最大比控制模型 11 cbaqdiiiii)32s i n ()32s i n (s i n)32c o s ()32c o s (c o s32 （ 310） 采用 dq/abc 变换，有： qdcbaiiiii)32s i n ()32c o s ()32s i n ()32c o s (s i nc o s32 （ 311） 永磁同步电动机的控制策略 PMSM 的高性能控制策略 [6]主要有以下几种： （ 1） 变压变频控制 控制变量为电机的外部变量，即电压和频率。 这种控制方法的突出优点是可以进行电机的开环速度控制，控制电路简单。 该控制系统的特点是易实现、价格低廉，比恒定控制方式通用性强，是目前通用变频器产品中使用较多的一种控制方式。 但是，由于系统中不引入速度、位置或其它任何反馈信号，因此不能实时获得电机的工作状态，无法精确控制从而得出最佳的电磁转矩。 （ 2）矢量控制 由于矢量 控制理论 [8]需要坐标旋转变换、矢量运算以及高速的数字信号处理器，所以在最初几年里，该理论一直无法实得到证实，直到 1979 年，日本首次将该技术用于异步电机驱动造纸机，仅过一年，日本又将该技术首次引入永磁同步电机驱动轧钢机。 矢量控制的核心思想是参照直流电机的控制策略，将电机三相电流、电压、磁链经坐标变换，形成以转子磁链定向的两相参考坐标系，实现电机转矩的控制。 磁场定向矢量控制的优点是有良好的转矩响应，精确的速度控制，零速时可实现全负载。 矢量控制的优点是具有精确的速度控制和良好的转矩响应，并可实现零速全负载 控制，具有类似于直流电机的工作特性。 矢量控制的前提是获得转子磁场的准确位置，通常通过安装绝对编码器等转子位置传感器来获得转子磁场的准确位置。 由于矢量控制要经过坐标变换，对电机参数的变化敏感、运算量大，系统结构复杂等缺点，使得矢量控制的快速性受到。 （ 3） 直接转矩控制 [10] 矢量控制方案是一种有效的交流伺服电动机控制方案。 但因其需要复杂的矢量旋转变换，而且电动机的机械常数低于电磁常数，所以不能迅速地响应矢 12 量控制中的转矩。 针对矢量控制的这一缺点，提出了直接转矩控制 [9]。 其控制思想是通过对定子磁链定向，实现定 子磁链和转矩的直接控制 [11]。 （ 4）转矩电流最大比控制 在交流伺服的各种控制方法中，控制定子电流 d 轴电流矢量为零的磁场定向方法应用最为普遍。 但是，完全采用 0id 的控制方法在某些情况下并不是最佳的 [12]。