無刷直流電機(jī)無直軸電樞反應(yīng)的非正弦轉(zhuǎn)子磁場定向矢量控制技術(shù)

李珍國 孫啟航 王鵬磊 崔屹峰

無刷直流電機(jī)無直軸電樞反應(yīng)的非正弦轉(zhuǎn)子磁場定向矢量控制技術(shù)

李珍國 孫啟航 王鵬磊 崔屹峰

（燕山大學(xué)電力電子節(jié)能與傳動控制河北省重點實驗室 秦皇島 066004）

該文提出一種考慮非正弦磁場分布特征的無刷直流電機(jī)轉(zhuǎn)子磁場定向矢量控制技術(shù)，此技術(shù)既在無需換相區(qū)檢測的前提下抑制了轉(zhuǎn)矩脈動，又解決了由于直軸電樞反應(yīng)造成的助磁和去磁的問題。為此，首先，通過對比分析不同轉(zhuǎn)子磁場分布下的轉(zhuǎn)子磁鏈波形，得出在非正弦轉(zhuǎn)子磁場分布下以轉(zhuǎn)子位置角作為旋轉(zhuǎn)角的等功率3s/2r變換不能實現(xiàn)轉(zhuǎn)子磁場定向的結(jié)論；其次，通過改變等功率3s/2r變換矩陣中的旋轉(zhuǎn)角，使得變換后轉(zhuǎn)子磁鏈無q軸分量，從而建立非正弦轉(zhuǎn)子磁場定向坐標(biāo)系并得出該坐標(biāo)系下的動態(tài)數(shù)學(xué)模型；最后，理論推導(dǎo)出無直軸電樞反應(yīng)運行時給定參考轉(zhuǎn)矩下所需的d、q軸電樞電流求解方程，并以此構(gòu)建出無刷直流電機(jī)無直軸電樞反應(yīng)的轉(zhuǎn)子磁場定向矢量控制系統(tǒng)。所提控制技術(shù)通過相應(yīng)的數(shù)字信號處理（DSP）驅(qū)動實驗驗證了其可行性和有效性。

無刷直流電機(jī) 非正弦磁場分布 轉(zhuǎn)子磁場定向 無直軸電樞反應(yīng) 轉(zhuǎn)矩脈動抑制

0 引言

無刷直流電機(jī)（Brushless DC Motor, BLDCM）具有結(jié)構(gòu)簡單、功率密度高、轉(zhuǎn)矩電流比大、調(diào)速性能好等優(yōu)點，在工業(yè)控制、電動汽車、家用電器、航空航天等領(lǐng)域被廣泛應(yīng)用[1-3]。但是，120°導(dǎo)通方式作為其主流控制方式，非平滑換相過程不可避免地帶來換相轉(zhuǎn)矩脈動問題，限制了其在高精尖場合的應(yīng)用，因此如何抑制轉(zhuǎn)矩脈動成為國內(nèi)外學(xué)者研究的熱點問題[4-5]。

文獻(xiàn)[6-11]通過增加逆變器前級拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)使得無刷直流電機(jī)在換相期間與非換相期間采用不同的直流母線電壓，從而平衡換相期間電流的變化率以抑制換相轉(zhuǎn)矩脈動。其中，文獻(xiàn)[6]結(jié)合Cuk變換器與中點鉗位電路，擴(kuò)大母線電壓范圍的同時減小了電流諧波；文獻(xiàn)[7]采用由反激變壓器、電容及轉(zhuǎn)換電路組成的升壓前端電路來提高換相期間的直流母線電壓；文獻(xiàn)[8]自行設(shè)計了無電感升壓拓?fù)洳?gòu)建了四種開關(guān)矢量；文獻(xiàn)[9-11]分別使用單端初級電感變換器（Single Ended Primary Inductor Converter, SEPIC）電路、無電感的Boost電路、二極管輔助的Buck-Boost電路作為前級DC-DC電路來調(diào)節(jié)直流側(cè)母線電壓。以上文獻(xiàn)雖對轉(zhuǎn)矩脈動抑制有一定效果，但必然使系統(tǒng)控制更為復(fù)雜，增加系統(tǒng)成本，也會帶來新增拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)損耗的問題。

文獻(xiàn)[12-17]改變調(diào)制方式以抑制轉(zhuǎn)矩脈動，通過換相區(qū)與非換相區(qū)采用不同的調(diào)制方式實現(xiàn)上升相與下降相電流變化率相等。文獻(xiàn)[12-13]在兩相靜止坐標(biāo)系下對轉(zhuǎn)矩脈動進(jìn)行分析并分別對電流矢量與電壓矢量進(jìn)行控制；文獻(xiàn)[14-15]通過重疊換相即提前切入開通相或延遲切出關(guān)斷相來減小非換相相電流的波動；文獻(xiàn)[16]提出一種適合于回饋制動的PWM-OFF-PWM方式，通過抑制非導(dǎo)通相續(xù)流達(dá)到抑制轉(zhuǎn)矩脈動的效果；文獻(xiàn)[17]提出雙極性H_PWM- L_PWM模式的換向轉(zhuǎn)矩脈動減小策略，以實現(xiàn)穩(wěn)定的制動控制。但是以上文獻(xiàn)控制過程必然面臨換相區(qū)檢測的問題，電流的過零點檢測增加了系統(tǒng)復(fù)雜度并影響了控制精度。

此外，直接轉(zhuǎn)矩控制方法通過選擇電壓矢量對轉(zhuǎn)矩進(jìn)行控制，由零矢量與其他電壓矢量相互配合并在換相區(qū)與非換相區(qū)采用不同的開關(guān)管狀態(tài)選擇表來減小轉(zhuǎn)矩脈動。文獻(xiàn)[18]提出滯環(huán)結(jié)合脈沖寬度調(diào)制的直接轉(zhuǎn)矩控制方案，在換相和非換相期間設(shè)置了不同占空比并完成了四象限運行；文獻(xiàn)[19-20]重新定義了不同扇區(qū)的零電壓矢量并依此改進(jìn)了電壓矢量查詢表，通過選擇不同的零電壓矢量抑制轉(zhuǎn)矩脈動；文獻(xiàn)[21]建立了與速度無關(guān)的統(tǒng)一開關(guān)表。但是由于以上文獻(xiàn)非換相區(qū)開關(guān)狀態(tài)查詢表與換相區(qū)并不相同，故此類方法也涉及電流的過零檢測問題。

另外，值得關(guān)注的是，直軸電樞反應(yīng)的存在會對轉(zhuǎn)子磁場產(chǎn)生助磁或去磁的作用，其中，助磁易引起磁場飽和，嚴(yán)重時會引起轉(zhuǎn)矩的丟失，降低電機(jī)的帶負(fù)載能力；而去磁會增大電機(jī)失磁的風(fēng)險；并且助磁與去磁均會增加電機(jī)的銅耗。文獻(xiàn)[22]在d軸電樞反應(yīng)和電磁轉(zhuǎn)矩不變的前提下，將每相繞組單獨變換至兩相旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)系下完成控制，雖可實現(xiàn)無助磁和去磁的瞬時恒定轉(zhuǎn)矩控制，但并未給出非正弦轉(zhuǎn)子磁場下的電樞反應(yīng)模型。此外，目前針對無刷直流電機(jī)無直軸電樞反應(yīng)控制的研究較少。

為了實現(xiàn)抑制轉(zhuǎn)矩脈動的同時便于定量分析交直軸電樞反應(yīng)，本文提出一種無直軸電樞反應(yīng)的非正弦轉(zhuǎn)子磁場定向矢量控制技術(shù)。該技術(shù)建立了非正弦轉(zhuǎn)子磁場定向dq旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)系，理論推導(dǎo)出該坐標(biāo)系下數(shù)學(xué)模型及電樞反應(yīng)模型，結(jié)合所需參考轉(zhuǎn)矩與無直軸電樞反應(yīng)兩個條件實時獲得d、q軸電流參考值，在無需換相區(qū)檢測的前提下實現(xiàn)無直軸電樞反應(yīng)的瞬時轉(zhuǎn)矩控制。所提方法通過相應(yīng)的數(shù)字信號處理（Digital Signal Processing, DSP）驅(qū)動實驗驗證了其可行性和有效性。

1 無刷直流電機(jī)非正弦轉(zhuǎn)子磁場分布特征

圖1分別給出了轉(zhuǎn)子磁場不同分布波形及其對應(yīng)的三相轉(zhuǎn)子磁鏈和合成轉(zhuǎn)子磁鏈波形。如圖1a所示，若給定轉(zhuǎn)子位置下（圖1中以電角度0°與20°為例）轉(zhuǎn)子永磁體產(chǎn)生的磁場沿電樞內(nèi)表面呈正弦波分布，則在勻速旋轉(zhuǎn)時，其與a、b、c相電樞繞組分別交鏈的三相轉(zhuǎn)子磁鏈ra、rb、rc隨時間以正弦規(guī)律變化，并且在相位上互差120°。當(dāng)以各相繞組軸線作為ra、rb、rc的空間矢量方向時，不同時刻該三相磁鏈的合成空間矢量r大小始終保持不變，方向qr與轉(zhuǎn)子磁場位置重合。其中，r的大小為三相轉(zhuǎn)子磁鏈峰值3max的1.5倍。

圖1 不同轉(zhuǎn)子磁場分布下的轉(zhuǎn)子磁鏈對比

若轉(zhuǎn)子永磁體產(chǎn)生的磁場沿電樞內(nèi)表面呈非正弦波分布，以無刷直流電機(jī)為例，在給定轉(zhuǎn)子位置下（圖1中以0°與20°為例），轉(zhuǎn)子永磁體產(chǎn)生的磁場沿電樞內(nèi)表面的理想分布波形為圖1b所示的梯形波。當(dāng)勻速旋轉(zhuǎn)時，轉(zhuǎn)子磁場與a、b、c相電樞繞組交鏈的三相轉(zhuǎn)子磁鏈ra、rb、rc隨時間的變化規(guī)律并非正弦波。同樣以各相繞組軸線作為ra、rb、rc的空間矢量方向時，則在不同時刻三相磁鏈的合成空間矢量r不但大小不會恒定，而且方向也不與轉(zhuǎn)子磁場方向重合。這與正弦波轉(zhuǎn)子磁場分布時有著顯著區(qū)別。

2 無刷直流電機(jī)的非正弦轉(zhuǎn)子磁場定向下的動態(tài)數(shù)學(xué)模型

2.1 無刷直流電機(jī)轉(zhuǎn)子磁場定向的引入

圖2給出了三相靜止坐標(biāo)系與轉(zhuǎn)子磁場定向dq兩軸同步旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)系下的永磁電機(jī)等效模型。圖中，d軸取轉(zhuǎn)子磁場方向，q軸取空間上超前于d軸90°的方向；為當(dāng)前時刻的轉(zhuǎn)子位置角，同時也是轉(zhuǎn)子磁場位置角。由圖2可知，在轉(zhuǎn)子磁場定向dq兩軸同步旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)系下，永磁電機(jī)的等效模型存在轉(zhuǎn)子磁鏈僅有d軸分量、無q軸分量的特點，使得在瞬時電磁轉(zhuǎn)矩控制中易實現(xiàn)無直軸電樞反應(yīng)。此外，該特點與轉(zhuǎn)子磁場分布波形是否為正弦波無關(guān)。

圖2 三相靜止坐標(biāo)系與轉(zhuǎn)子磁場定向兩軸同步旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)系下的永磁電機(jī)等效模型

由此可知，正弦波轉(zhuǎn)子磁場分布的永磁電機(jī)通過式（1）中的變換矩陣可得到轉(zhuǎn)子磁場定向dq兩軸同步旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)系下的等效模型，即能夠?qū)崿F(xiàn)轉(zhuǎn)子磁場定向。

其中，變換矩陣為

對于無刷直流電機(jī)而言，若以式（1）中的變換矩陣對三相電樞繞組進(jìn)行坐標(biāo)變換得到d、q兩軸電樞繞組，則轉(zhuǎn)子磁場與d、q軸繞組交鏈的轉(zhuǎn)子磁鏈rd、rq均隨時間發(fā)生變化，即在dq同步旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)系下得不到類似正弦波轉(zhuǎn)子磁場分布時的兩軸轉(zhuǎn)子磁鏈為零或常數(shù)的結(jié)果，這與圖2中dq同步旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)系下的特點不一致。由此可知，無刷直流電機(jī)通過式（1）中的變換矩陣未能得到轉(zhuǎn)子磁場定向dq兩軸同步旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)系下的等效模型，即未能實現(xiàn)轉(zhuǎn)子磁場定向。

2.2 非正弦轉(zhuǎn)子磁場定向dq旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)系的建立

對于無刷直流電機(jī)，正是由于其轉(zhuǎn)子磁場分布的非正弦特征，導(dǎo)致不同轉(zhuǎn)子位置下存在三相轉(zhuǎn)子磁鏈的不對稱，使得采用式（1）中變換矩陣得到的d、q兩軸旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)系并非轉(zhuǎn)子磁場定向坐標(biāo)系。

式中，rd為旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)變換后的d軸轉(zhuǎn)子磁鏈。

將式（4）代入式（3）中，可以得到經(jīng)過非正弦轉(zhuǎn)子磁場定向dq旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)變換后d軸轉(zhuǎn)子磁鏈rd大小，由于沿用了Clarke變換與Park變換的矩陣形式，因此未能在q軸轉(zhuǎn)子磁鏈為0的同時做到d軸轉(zhuǎn)子磁鏈為常數(shù)。

2.3 非正弦轉(zhuǎn)子磁場定向dq旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)系下的數(shù)學(xué)模型

無刷直流電機(jī)三相靜止坐標(biāo)系下電壓方程為

式中，a、b、c分別為a、b、c相相電壓；a、b、c分別為a、b、c相相電流；為相電阻；為等效相電感；為微分算子。

式中，d、q分別為旋轉(zhuǎn)變換后d、q軸繞組的電壓；d、q分別為旋轉(zhuǎn)變換后流過d、q軸繞組的電流；1為旋轉(zhuǎn)角1對時間的導(dǎo)數(shù)。

將式（3）代入式（6）中，得到非正弦轉(zhuǎn)子磁場定向dq旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)系下電壓方程，有

由式（7）可知，坐標(biāo)變換后d、q軸繞組的電動勢為

無刷直流電機(jī)dq坐標(biāo)系下的轉(zhuǎn)矩方程為

式中，p為無刷直流電機(jī)的極對數(shù)；為轉(zhuǎn)子電角速度。

2.4 非正弦轉(zhuǎn)子磁場下的電樞反應(yīng)模型

負(fù)載運行時，電樞繞組電流產(chǎn)生的電樞反應(yīng)磁場會對轉(zhuǎn)子磁場產(chǎn)生助磁或去磁的影響，建立非正弦轉(zhuǎn)子磁場下的電樞反應(yīng)磁場模型，可對其影響進(jìn)行定量分析。

當(dāng)無刷直流電機(jī)三相電樞繞組通入瞬時值大小分別為a、b、c的電流時，三相電樞繞組皆產(chǎn)生沿電樞圓周表面正弦波分布的磁動勢，此時三相電樞繞組產(chǎn)生的磁動勢大小為

式中，a、b、c分別為三相電樞繞組電流產(chǎn)生的磁動勢大?。粸槊肯嗬@組的有效串聯(lián)匝數(shù)；為沿電樞圓周的角度。

對a、b、c進(jìn)行疊加得到電樞繞組電流產(chǎn)生的合成磁動勢，并將其分解到d、q軸，有

式中，d、q分別為d、q軸繞組產(chǎn)生的磁動勢大小。

若要實現(xiàn)無直軸電樞反應(yīng)，則式（12）中的d須為零。由此可得d、q軸電樞電流之間的關(guān)系式為

3 考慮無直軸電樞反應(yīng)的瞬時轉(zhuǎn)矩矢量控制系統(tǒng)的構(gòu)建

圖3給出了無直軸電樞反應(yīng)下基于非正弦轉(zhuǎn)子磁場定向的無刷直流電機(jī)控制系統(tǒng)框圖。圖中， -1數(shù)據(jù)庫根據(jù)轉(zhuǎn)子位置通過式（4）建立。占空比補(bǔ)償單元對反電動勢相關(guān)占空比進(jìn)行補(bǔ)償。d、q軸電流給定值可由d、q軸電流給定值計算單元根據(jù)式（9）與式（13）聯(lián)立計算得出。

圖3 無直軸電樞反應(yīng)下基于非正弦轉(zhuǎn)子磁場定向的無刷直流電機(jī)控制系統(tǒng)框圖

當(dāng)轉(zhuǎn)矩一定時，求得三相電流給定值，觀察三相電流給定值的特點并對其進(jìn)行扇區(qū)的重新劃分，如圖4所示。

圖4 三相電流參考值及扇區(qū)劃分

為減小開關(guān)損耗，希望任意時刻僅由兩個開關(guān)管進(jìn)行脈寬調(diào)制，在所劃分扇區(qū)中，任意扇區(qū)中均有一相電流近似不變，此時將其他兩相電流分別與不變相電流作差，結(jié)合其上升和下降的特點，重新記為上升相和下降相。

表1給出了各扇區(qū)對應(yīng)的開關(guān)狀態(tài)查詢表，表中，開關(guān)管狀態(tài)中的六位分別表示a、b、c相上下橋臂開關(guān)管的狀態(tài)；0和1分別表示截止和導(dǎo)通，rise和drop分別表示該開關(guān)管進(jìn)行占空比為rise和drop的PWM。

表1 各扇區(qū)的開關(guān)狀態(tài)查詢表

Tab.1 Switching table for each sector

4 實驗驗證

圖5給出了實驗所用控制系統(tǒng)實驗平臺，本平臺包括單相調(diào)壓器、無刷直流電機(jī)、主電路、控制電路、DSP28335控制器、磁滯測功機(jī)及數(shù)字示波器等?？刂葡到y(tǒng)的主要參數(shù)見表2。

圖5 控制系統(tǒng)實驗平臺

表2 控制系統(tǒng)參數(shù)

Tab.2 Parameters of control system

由于電機(jī)設(shè)計及制造等問題，實驗樣機(jī)的實際磁場分布波形并非理想梯形波，故實際三相電流參考值與圖4所示理想梯形波磁場分布下三相電流參考值有所區(qū)別。圖6給出了實驗樣機(jī)轉(zhuǎn)子永磁體產(chǎn)生的磁場沿電樞內(nèi)表面分布曲線和所提控制方法下實際三相電流參考值的波形。

圖7給出了轉(zhuǎn)速分別為570r/min和1 000r/min，參考轉(zhuǎn)矩為額定轉(zhuǎn)矩（1.27N×m）時，方波電流驅(qū)動下相關(guān)實驗結(jié)果，該實驗以理想方波電流作為電流參考值進(jìn)行電流PI控制，作為實驗結(jié)果，分別給出了實際轉(zhuǎn)矩、占空比、a相實際電流、a相電壓波形，其中，a相電壓是直流母線負(fù)極與逆變器a相引出線之間的電壓。

圖6 永磁體實際磁場分布及實際三相電流參考值

圖7 方波電流驅(qū)動下的實驗結(jié)果

由圖7可知，在方波電流驅(qū)動下轉(zhuǎn)矩脈動較大，其中換相轉(zhuǎn)矩脈動尤為明顯，這是由于非理想換相過程導(dǎo)致的。此外，方波電流驅(qū)動無法實現(xiàn)無直軸電樞反應(yīng)運行，且其較大的諧波電流會產(chǎn)生較大的噪聲與鐵耗。

圖8給出了轉(zhuǎn)速分別為570r/min和1 200r/min、參考轉(zhuǎn)矩為額定轉(zhuǎn)矩（1.27N×m）時，無直軸電樞反應(yīng)下非正弦轉(zhuǎn)子磁場定向瞬時轉(zhuǎn)矩控制系統(tǒng)實驗結(jié)果，該實驗所采用的系統(tǒng)框圖為圖3所示的控制系統(tǒng)框圖。電流閉環(huán)所用到的上升相及下降相的計算方法在第3節(jié)中已經(jīng)給出。作為實驗結(jié)果，分別給出了實際轉(zhuǎn)矩、a相參考電流和實際電流波形、a相電壓波形，該電壓是直流母線負(fù)極與逆變器a相引出線之間的電壓。

圖8 額定參考轉(zhuǎn)矩下的實驗結(jié)果

由圖8可知，在不同轉(zhuǎn)速下瞬時轉(zhuǎn)矩的控制效果良好，轉(zhuǎn)矩脈動低于10%，并且不存在換相轉(zhuǎn)矩脈動。同時，實際電流能較好地跟蹤參考電流。另外可以看出，圖8中的電流及電壓波形與表1給出的調(diào)制方式對應(yīng)。如圖8中在a相電流峰值附近，對照圖6可知，轉(zhuǎn)子位置處于第Ⅴ扇區(qū)，a、b相電流相減構(gòu)成上升相，a、c相電流相減構(gòu)成下降相，根據(jù)表1可知，第Ⅴ扇區(qū)a相上橋臂開關(guān)管恒通，a相電壓應(yīng)為直流母線電壓，與圖8給出的a相實際電壓波形相符。

圖9分別給出了轉(zhuǎn)速為570r/min與1 200r/min時，參考轉(zhuǎn)矩由0.2N×m階躍增加到額定轉(zhuǎn)矩（1.27N×m）再階躍減小到0.2N×m情況下，無直軸電樞反應(yīng)的非正弦轉(zhuǎn)子磁場定向瞬時轉(zhuǎn)矩控制系統(tǒng)相關(guān)實驗結(jié)果以及實際轉(zhuǎn)矩局部放大結(jié)果。作為實驗結(jié)果，分別給出了實際轉(zhuǎn)矩、a相參考電流和實際電流波形、a相電壓波形，該電壓是直流母線負(fù)極與逆變器a相引出線之間的電壓。作為實際轉(zhuǎn)矩放大結(jié)果，給出了實際轉(zhuǎn)矩階躍變化位置處（圖中①③位置）與轉(zhuǎn)矩穩(wěn)定位置處（圖中②位置）的局部放大圖。

圖9 階躍參考轉(zhuǎn)矩下的實驗結(jié)果

由圖9可以看出，在不同轉(zhuǎn)速下，隨著轉(zhuǎn)矩的突增或突減其跟蹤效果良好，控制效果平穩(wěn)，并且不存在換相轉(zhuǎn)矩脈動。圖9b中，當(dāng)轉(zhuǎn)速為570r/min時，轉(zhuǎn)矩最大最小值之間的偏差為0.16N×m，轉(zhuǎn)矩脈動約為7%；圖9d中，當(dāng)轉(zhuǎn)速為1 200r/min時，轉(zhuǎn)矩最大最小值之間的偏差為0.24N×m，轉(zhuǎn)矩脈動約為10%。

圖10分別給出了額定轉(zhuǎn)矩時方波驅(qū)動下和本文所提無直軸電樞反應(yīng)的轉(zhuǎn)子磁場定向驅(qū)動方式下定子磁鏈軌跡的實驗結(jié)果。其中，定子磁鏈由轉(zhuǎn)子磁鏈與電樞反應(yīng)磁鏈疊加得到。

圖10 定子磁鏈軌跡實驗結(jié)果

由圖10可知，定子磁鏈軌跡由鋸齒形變?yōu)榻茍A形，在瞬時轉(zhuǎn)矩控制的同時實現(xiàn)了無直軸電樞反應(yīng)運行。

5 結(jié)論

考慮到無刷直流電機(jī)的非正弦轉(zhuǎn)子磁場分布特征，本文提出了一種無刷直流電機(jī)無直軸電樞反應(yīng)的非正弦轉(zhuǎn)子磁場定向矢量控制技術(shù)，并得出以下結(jié)論：

1）對于轉(zhuǎn)子永磁體磁場沿電樞內(nèi)表面非正弦波分布的電機(jī)而言，若以轉(zhuǎn)子所在位置作為旋轉(zhuǎn)角對其三相轉(zhuǎn)子磁鏈進(jìn)行等功率3s/2r變換可以得到d、q兩相轉(zhuǎn)子磁鏈，但所得d、q軸轉(zhuǎn)子磁鏈大小均隨時間發(fā)生變化，故未能實現(xiàn)轉(zhuǎn)子磁場定向。

2）為了實現(xiàn)轉(zhuǎn)子磁場定向，僅改變等功率3s/2r變換矩陣中的旋轉(zhuǎn)角，做到了d軸磁鏈為0，建立了非正弦轉(zhuǎn)子磁場定向下的動態(tài)數(shù)學(xué)模型。

3）根據(jù)所需參考轉(zhuǎn)矩與無直軸電樞反應(yīng)兩個約束條件可實時獲得d、q軸電流參考值，并以此構(gòu)建了無直軸電樞反應(yīng)的轉(zhuǎn)子磁場定向矢量控制系統(tǒng)，在抑制轉(zhuǎn)矩脈動的同時實現(xiàn)了無直軸電樞反應(yīng)運行。

4）所提無直軸電樞反應(yīng)的矢量控制技術(shù)，具有結(jié)構(gòu)簡單、無需換相區(qū)檢測、無需額外硬件、容易實現(xiàn)的特點。

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Non-Sinusoidal Rotor Field Oriented Vector Control Technology Without d-Axis Armature Reaction in Brushless DC Motor

（Key Lab of Power Electronics for Energy Conservation and Motor Drive of Hebei Province Yanshan University Qinhuangdao 066004 China）

This paper proposes a vector control strategy of brushless DC motor (BLDCM) based on rotor field orientation considering the non-sinusoidal field distribution, which can not only suppress the torque ripple without the detection of commutation zone, but also solve the problems of magnetization and demagnetization caused by d-axis armature reaction. Firstly, through the comparative analysis of the rotor flux waveform under different rotor field distributions, it is concluded that the 3s/2r transformation with the rotor position as rotation angle cannot achieve rotor field orientation when rotor field distribution is non-sinusoidal. Secondly, by changing the rotation angle in the 3s/2r transformation matrix, the rotor flux has no q-axis component after the transformation, thereby establishing a non-sinusoidal rotor field orientation coordinate system and obtaining a dynamic mathematical model under this coordinate system. Finally, the d-axis and q-axis armature currents for a given reference torque without d-axis armature reaction is deduced theoretically, and accordingly the rotor field oriented vector control system without d-axis armature reaction of BLDCM is constructed. The results of DSP experiments show the feasibility and effectiveness of the proposed strategy.

Brushless DC motor (BLDCM), non-sinusoidal magnetic field distribution, rotor field orientation, without d-axis armature reaction, torque ripple reduction

10.19595/j.cnki.1000-6753.tces.210377

TM351

國家自然科學(xué)基金（61873226）和河北省自然科學(xué)基金（E2017203320）資助項目。

2021-03-19

2021-06-01

李珍國 男，1973年生，博士，副教授，研究方向為電力電子與電力傳動。E-mail: lzg@ysu.edu.cn（通信作者）

孫啟航 女，1997年生，碩士，研究方向為電力電子與電力傳動。E-mail: 1018525294@qq.com

（編輯 崔文靜）