无传感器下中频逆变电源死区补偿与控制策略

第27卷㊀第10期2023年10月
㊀
电㊀机㊀与㊀控㊀制㊀学㊀报Electri c ㊀Machines ㊀and ㊀Control
㊀
Vol.27No.10Oct.2023
㊀㊀㊀㊀㊀㊀无传感器下中频逆变电源死区补偿与控制策略
贺玫璐1,㊀薛鹏飞2,㊀刘平3,㊀刘永杰3,㊀苗轶如3
(1.太原科技大学电子信息工程学院,山西太原030024;2.国网山西省电力公司太原供电公司,山西太原030012;
3.湖南大学电气与信息工程学院,湖南长沙410082)
摘㊀要:在飞机停靠阶段采用400Hz 地面电源代替飞机辅助动力源是降低机场碳排放量的重要手段㊂然而,受限于开关频率与电压高动态响应速度的要求,400Hz 逆变电源通常采用输出电压单闭环控制策略,减少了LC 滤波器中电感电流的采样与控制环节,导致控制系统设计难度加大,同时因无法获得电流极性而缺少了死区补偿方向㊂为了提高400Hz 逆变电源负载电压的控制性能与电能质量,首先针对400Hz 逆变电源中因死区对逆变器输出电压基波幅值㊁相位误差以及低次谐波畸变的影响机理进行分析,进而提出一种基于电流观测的死区补偿策略㊂根据电感电流的状态方程,提出构建无零漂的电流观测模型,得到电感电流的极性,对调制电压信号进行补偿,实现对死区效应的抑制㊂然后建立系统的传递函数,结合幅频特性曲线,从抗扰动性㊁高频衰减特性以及动态响应速度几个方面总结出比例-谐振控制器的参数优化设计方法㊂最后搭建仿真模型与实验平台,对所提电流观测模型㊁死区补偿方法以及控制器参数优化设计方法的可行性与有效性进行验证㊂
关键词:航空地面电源;逆变器;电流观测;死区补偿;比例谐振控制器;谐波畸变DOI :10.15938/j.emc.2023.10.017
中图分类号:TM301.2
文献标志码:A
文章编号:1007-449X(2023)10-0171-10
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㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀
收稿日期:2022-07-03
基金项目:汽车零部件先进制造技术教育部重点实验室开放项目(2021KLMT02)
作者简介:贺玫璐(1988 ),女,硕士,讲师,研究方向为电力电子与电力传动㊁电力变换控制技术;
薛鹏飞(1988 ),男,硕士,工程师,研究方向为新能源利用与分布式发电技术㊁电力变换控制技术;刘㊀平(1983 ),男,博士,副教授,博士生导师,研究方向为电动汽车驱动与控制技术;刘永杰(1999 ),男,硕士研究生,研究方向为电力电子变换器拓扑与控制技术;苗轶如(1988 ),男,博士,助理研究员,研究方向为电机与电力电子变换器的控制技术㊂
通信作者:刘永杰
Deadtime compensation and control strategy for middle frequency
inverter power supply without current sensor
HE Meilu 1,㊀XUE Pengfei 2,㊀LIU Ping 3,㊀LIU Yongjie 3,㊀MIAO Yiru 3
(1.School of Electronic Information Engineering,Taiyuan University of Science and Technology,Taiyuan 030024,China;
2.Taiyuan Power Supply Company,State Grid Taiyuan Electric Power Co.,Ltd.,Taiyuan 030012,China;
3.College of Electrical and Information Engineering,Hunan University,Changsha 410082,China)
Abstract :Instead of the auxiliary power system,a 400Hz ground power unit is applied to airplanes dur-ing stopovers in airports,which is an important means of reducing carbon emissions of airport.However,under the restraint of switching frequency and high dynamic response speed,a single control loop is usu-ally implemented in 400Hz voltage-source inverter,and the sampling and control of the inductor current in the LC filter are avoided,which will make the design of the control system more difficult,and the di-
rection of the dead-time compensation can not be obtained due to the lack of the current polarity.In view
of the above problems,this paper analyzes the influence on the output voltage of inverter due to the dead-
time,including the errors of fundamental amplitude and phase,and the low-order harmonic distortion, and a dead-time compensation strategy based on current observation is proposed.According to the state equation of the inductor current,a current observation model without zero drift was proposed to obtain the polarity of the inductor current and the modulation voltage signal was compensated to suppress the dead-time effect.Then,combined with the amplitude-frequency characteristic curve,the parameter optimiza-tion design method of the single closed-loop proportional-resonant controller was studied.Finally,a simu-lation model and an experimental platform were established to verify the feasibility and effectiveness of the current observation model,dead-time compensation method and controller parameter optimization design method proposed in this paper.
Keywords:ground power unit;inverter;current observation;dead-time compensation;proportional reso-nance controller;harmonic distortion
0㊀引㊀言
当飞机在机场停靠时,用航空地面电源替代飞机辅助动力电源为飞机负载提供电能,可有效降低燃油消耗,减少碳排放量,还可以实现风能㊁太阳能等可再生能源的本地消纳与实时利用[1-2]㊂
机场地面电源通常为有效值115V㊁频率400Hz 带LC滤波器的三相四线制交流电源[3],LC无源滤波器用于滤除逆变器开关过程产生的高次谐波㊂中线能够为零序电流提供回路,当为三相不平衡负载供电时,可实现三相对称电压输出,从而增强电源的带不平衡负载能力㊂目前已有多种面向400Hz中频交流电源的逆变器拓扑结构被相继提出,包括Δ/Y变压器拓扑[4]㊁带高频变压器的三相H桥拓扑[5]㊁分裂电容式三相逆变器拓扑[6]㊁三相四桥臂逆变器拓扑[7]㊁三电平中点钳位拓扑[8]以及矩阵式拓扑结构等[9]㊂其中,分裂电容式三相逆变器拓扑结构简单,可以等效成3个独立的单相半桥逆变器,简化控制系统与调制策略设计,在母线电压不发生严重跌落的情况下可以满足电压变换需求㊂由于机场地面电源的基频为400Hz,而开关频率最大不超过15kHz,加之数字控制延时的影响,导致电压外环-电流内环的双闭环控制系统难以满足动态响应的需求,因此减少了电流的采样与控制环节,仅采用输出电压的单闭环控制策略[10]㊂因此,针对400Hz交流电源的多种单闭环控制策略被相继提出,包括状态反馈重复混合控制等单闭环输出电压控制[11]和多频率比例谐振级联控制等方法[9],但是以上几种控制系统结构相对复杂,且运算量过大,单个控制周期内可能无法完成所有代码的执行㊂文献[12-13]提出将LC型滤波器改造为LCC型滤波器,该方案可消除基频负载电流对输出电压的影响,
输出电压与逆变器输入电压基波保持同相位跟随,
降低了单闭环控制系统的设计难度,但增加了无源
器件的体积与重量㊂
为防止上下桥臂同时开通而引起的短路故障,
需要对每个器件的开通信号进行延时,存在一段上
下桥臂开关管均保持关断的状态,也就形成了 死
区 ㊂死区会减小基波的幅值,同时产生三㊁五㊁七
次等低次谐波,降低交流电源的电能质量[14]㊂针对死区所产生的非线性误差问题,国内外学者已提出
多种抑制方法,包括基于脉冲补偿[15]㊁基于平均误差补偿[16]以及死区消除策略[17]等,但是以上方法均需要以电感电流的极性为依据,从而做出正确处理方法㊂而在航空地面电源中,由于取消了LC滤波器中电感电流的采样与控制,增加了死区补偿的难度㊂
针对400Hz中频交流电源的死区补偿与单闭
环控制问题,本文以逆变器负载电压对给定正弦电
压的跟踪效果与电能质量为优化目标㊂在无电流传
感器的前提下,通过构建高精度电流观测器模型作
为寻优策略,为死区补偿提供精确的电流极性㊂为
了取得更好的跟踪效果,以单闭环比例-谐振控制
器的参数优化方法作为寻优策略,以比例-谐振控
制器中的比例系数与谐振系数作为优化变量,建立
系统的传递函数,并结合幅频特性曲线得到比例-
谐振控制器的参数优化设计方法,最后通过仿真与
实验依次对电流观测模型㊁死区补偿方法以及控制
系统在不平衡负载下的稳态与动态性能进行验证㊂1㊀LC逆变器的死区效应分析
本文的研究对象为面向机场地面电源的三相四
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线制逆变器,其拓扑结构如图1所示㊂其中:u dc 表示直流母线电压;C 1与C 2表示直流分裂电容;S 1~S 6构成三相电压源型逆变桥;L a ㊁L b ㊁L c 与C a ㊁C b ㊁C c
构成三相LC 滤波器;Z a ㊁Z b ㊁Z c 为三相负载,彼此保持独立㊂负载中线与分裂电容中点连接,为零序电流提供续流回路
㊂
图1㊀三相四线制逆变器拓扑结构
Fig.1㊀Topology structure of three-phase and four-wire
inverter
1.1㊀死区对逆变器输出电压的影响分析
由于开关器件的关断延时大于开通延时,为了防止上下桥臂开关管同时开通而发生短路故障,需要对开关管驱动信号加入开通延时,从而出现了上下桥臂同时处于关断的状态,也就是死区阶段㊂以a 相为例进行说明,图2为死区阶段a 相示意图㊂开关管S 1与S 4同时处于关断状态,当i a >0时,S 4的反并联体二极管完成续流,此时逆变器a 相输出电压u an =-u dc /2,而当i a <0时,S 1的反并联体二极管完成续流,此时逆变器a 相输出电压u an =u dc /2㊂
为了简化数学模型,由ABC 轴系经过CLARK 变换后,得到两相静止坐标系下三相交流异步电机的电机数学模型
㊂
图2㊀死区阶段的示意图
Fig.2㊀Equivalent circuit of phase a current commuta-ting during dead-time
图3为一个开关周期内因死区产生的电压误差
示意图,其中p ∗1㊁p ∗
4表示未加入死区情况下开关管
S 1与S 4的理想开关信号,p 1㊁p 4表示加入死区后开关
管S 1与S 4的实际开关信号㊂在一个开关周期T s 内,
因死区时间t d 引起的电压平均误差Δu an 可以表示为
Δu an
=t d T s u dc ,i a <0;
-t d
T
s
u dc ,i a >0㊂ìîíïïïï
(1)
图3㊀死区引起电压误差示意图Fig.3㊀Voltage error caused by dead-time
一个基波周期内,Δu an 的等效电压波形如
图4(a)所示,死区产生电压误差的方向与i a 的极性有关,并在逆变器输出电压中产生低次谐波㊂在开关频率为10kHz㊁u dc =400V㊁调制比为0.5的条件下,对Δu an 进行快速傅里叶变换(fast Fourier trans-formation,FFT)分析,结果如图4(b)所示㊂表1给出不同死区时间作用下,u an 的基波幅值㊁相位以及
3次与5次谐波含量㊂可以看出,随着死区时间的增加,u an 的基波幅值减小,相位偏差逐渐增加,总谐波畸变率(total harmonic distortion,THD)㊁3次谐波㊁5次谐波的含量不断增加㊂
表1㊀不同死区时间下逆变器输出电压的谐波特性Table 1㊀Harmonic characteristics of u an under different
dead-time
死区时间/μs THD /%基波幅值/V 基波相位/(ʎ)3次谐波/%5次谐波/%0143.2161.90.00.050.020.5
144.6160.90.90.470.261146.1159.9 1.60.970.511.5
147.3158.9 2.4 1.470.782
148.6
157.9
3.2
1.98
1.04
3
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图4㊀死区引起电压误差波形与FFT结果Fig.4㊀Waveform and FFT results of voltage error caused by dead-time
1.2㊀死区对负载电压的影响分析
由1.1节分析可知,死区效应会引起逆变器输
出电压发生低次谐波畸变,本节则从低次谐波相位
与幅值两个方面分析死区对负载电压产生的影响㊂
由图4可知,死区引起的逆变器输出电压误差Δu an 的基波相位与i a保持一致,当a相接入不同阻抗的阻性或阻感性负载时,i a的相位也会发生变化,因此不同负载特性下Δu an的基波相位不同,最终导致负载电压的相位发生偏移㊂因此,当接入三相不平衡
负载时,死区会导致三相负载电压存在一定的不对
称度㊂400Hz交流电源的LC滤波器需要兼顾滤波
性能与动态响应速度,谐振频率一般设置在1.6kHz
附近[10],因此LC滤波器对死区产生的3次与5次谐波并不具备明显的抑制作用㊂
为了对以上分析进行验证,本文取L=1mH㊁C=10μF,当Z a分别为10Ω阻性负载与5mH电感㊁5Ω串联构成的阻感性负载两种情况下,比较2μs死区对负载电压u a的影响,如表2所示㊂可以看出,两种不同负载的接入下,负载电压的基波相位存在2ʎ的偏差㊂同时LC滤波器对死区产生的3次谐波具有放大作用,对5次谐波的衰减效果也并不显著㊂
表2㊀不同负载下死区对负载电压的影响Table2㊀Influence of u a caused by dead-time under
different loads
负载类型THD/%3次谐波/%5次谐波/%相位偏差/(ʎ) 10Ω 3.38 1.510.53-0.2 1mH+5Ω 5.12 2.40.79 2.0
2㊀电感电流观测模型
对电感电流进行精确检测是实现死区补偿策略的基本前提,但是400Hz交流电源通常采用单闭环控制策略,仅对输出电压进行采样与控制,并不额外增加电流传感器,针对这一问题,本节对电感电流观测模型展开研究㊂
电感电流i a的状态方程为
L
d i a
d t=u an-u a㊂(2)
其中负载电压u a通过采样直接得到,而逆变器输出电压可通过电压控制器输出的给定电压u∗an得到,可以表示为
u∗an=mu dc2㊂(3)式中m为逆变器调制信号的占空比,需要注意的是,给定电压u∗an与逆变器实际输出电压u an并不相同,还需要考虑死区引起的电压误差Δu an㊂u an可以表示为
u an=u∗an-Δu an㊂(4)根据式(2)~式(4),构建i a的观测器数学模型,如图5所示㊂由于逆变器输出电压为高频开关波形,无法通过采样得到,只能通过给定电压u∗an作为输入得到电感电流观测值i^a㊂但是u∗an并不能直接替代u an,需要考虑Δu an,由第1节的分析得知,Δu an主要由3次与5次谐波构成,但是对频率较高的正弦输入信号进行积分运算,产生的正弦输出信号幅值会大幅度衰减,Δu an中3次与5次谐波对电流观测器的扰动作用可以忽略㊂但是Δu an还存在较低的直流误差,该误差可能导致积分的零点漂移,因此采用文献[18]的方法,在积分运算之前引入高通滤波器,用于消除积分零漂㊂本文采用的电流观测算法如图5(b)所示㊂高通滤波器截止频率ωn设置为200rad/s,即截止频率为30Hz附近,既能够滤除直流信号,也不会对400Hz信号产生幅值和相位的影响㊂
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图5㊀电感电流观测器模型Fig.5㊀Observer of i a
3㊀考虑死区补偿的控制器优化设计
采用比例-谐振(proportional resonance,PR)控制器G PR (s )实现负载电压u a 对正弦给定信号u ∗a 的跟踪,其表达式为
G PR (s )=k p +
2k c ζω0s
s 2+2ζω0s +ω20
㊂
(5)
式中:k p ㊁k c 分别为比例系数与谐振系数;设置谐振频率ω0=800πHz,阻尼比ζ=0.5,将调制与数字控制延时等效为一阶惯性环节,整个控制系统的结构
如图6所示㊂图中u ^
an 视为调制过程的电压扰动量,包括因死区产生的三次㊁五次等低次谐波以及开关频率及其倍数频率附近分布的高次边带谐波,i ao 表示负载电流,T s 表示开关周期,为100
μs㊂
图6㊀控制系统结构
Fig.6㊀Structure of control system
图6所示的系统可以等效为
u a (s )=u ∗a (s )G close (s )+i o (s )G i2u (s )㊂
(6)式中:G close (s )为系统的闭环传递函数;G i2u (s )为负载电流到负载电压的传递函数,根据图6,控制系统的开环传递函数G open (s )表达式为
G open (s )=
k p s 2+2ζω0(k p +k c )s +k p ω20
(LCs 2+1)(s 2+2ζω0s +ω2
0)(1+1.5T s s )㊂(7)
G close (s )与G i2u (s )可通过G open (s )表示,表达
式为:
G close (s )=
G open (s )
1+G open (s )
;
G i2u (s )=Ls
[1+G open (s )](LCs 2+1)㊂
üþ
ýïïïï(8)
由于传递函数的阶数过高,难以直接通过自动控制理论对PR 控制器中的系数进行直接计算,因此本文借助MATLAB 软件绘制不同k p ㊁k c 取值下
G close (s )与G i2u (s )的幅频特性曲线,对k p ㊁k c 进行最优取值设计㊂首先令k p =1,k c 从0开始逐渐增加至
30,G close (s )与G i2u (s )的幅频特性曲线如图7所示㊂当k c 取值较小时,在基频400Hz 处G i2u (s )的幅值增益在0dB 线以上,同时G close (s )的幅值增益低于0dB 线,此时u a 不能跟随u ∗a ,同时控制系统无法抑
制i ao 对u a 的扰动㊂当k c >5时,随着k c 的增加,G close (s )在低频的幅值增益逐渐逼近0dB 线,截止频率影响较小,G i2u (s )在400Hz 处的幅值增益明显减小
㊂
图7㊀k p =1,不同k c 取值下的幅频特性曲线Fig.7㊀Bode diagrams with different k c and k p =1
然后令k c =5,k p 从0开始逐渐增加至30,
G close (s )与G i2u (s )的幅频特性曲线如图8所示㊂随着k p 增加,电压的跟随性能与对负载电流的抑制效
果均愈发显著,同时G close (s )的截止频率随着k p 增
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加而增大
㊂
图8㊀k c =5,不同k p 取值下的幅频特性曲线Fig.8㊀Bode diagrams with different k p and k c =5
根据k p ㊁k c 对G close (s )与G i2u (s )的影响规律,利
用MATLAB 的Sisotool 工具箱配置k p ㊁k c ,得到k p =
5㊁k c =25,此时G close (s )与G i2u (s )的幅频特性曲线如图9所示㊂在400Hz 处,G close (s )的相角为0,增益十分接近1,可实现u a 对u ∗a 的等比例同相位跟踪,截止频率接近2kHz,已达到10kHz 开关频率条件下的最快动态响应㊂同时,对400Hz 基波负载电流具有显著的抑制作用㊂
图6中,为了抑制死区效应产生的低频非线性误差,在闭环控制系统中还加入死区补偿环节,在一个开关周期内,死区引起的平均电压误差可以表示为
Δu an
=-sign(i a )u dc t
d 2T s
㊂
(9)
式中sign(i a )表示i a 的极性,当i a >0时,输出为1,反之输出为-1㊂将式(8)中i a 用电流观测器的输出i ^
a 替换,根据i ^
a 对逆变器输出电压的指令值u ∗an
进行前馈补偿,以抵消因死区加入而产生的输出电压误差㊂b㊁c 两相也采用与图6相同的控制策略
㊂
图9㊀k p =5㊁k c =25下的幅频特性曲线Fig.9㊀Bode diagrams with k p =5and k c =25
4㊀仿真结果与分析
在MATLAB 的Simulink 平台搭建如图1所示的拓扑结构模型㊁图5所示的电流观测器模型以及图6所示的三相负载电压控制模型,对本文提出的基于电流观测的400Hz 逆变电源的死区补偿与控制策略进行仿真验证㊂首先对电流观测效果与高通滤波器截止频率进行验证,如图10所示㊂在图10(a)中,因未加入高通滤波器,由于零漂的存在,在积分器的作用下,观测电流将会向下偏移㊂在图10(b)中,加入截止频率为10Hz 的高通滤波器后,观测电流与实际电流存在幅值上的误差,且观测器的动态调整过程较长㊂图10(c)给出了引入截止频率30Hz 高通滤波器后电流观测效果,可以看出,观测电流与实际电流基本一致,图10(d)为引入截止频率100Hz 高通滤波器后电流观测效果,观测电流与实际电流存在相位偏差㊂以上仿真结果证明在观测器模型中引入30Hz 高通滤波器可以精确重构电感电流㊂
电感电流的精确采样为本文提出的平均电压补偿提供了正确的方向㊂在死区时间2μs 条件下,对设计的PR 控制器与死区补偿效果进行验证,当10Ω阻性负载接入下,输出电压的稳态波形与FFT 分析结果如图11所示㊂负载电压幅值162.6V,
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THD 仅为1.82%
㊂
图10㊀电流观测模型的仿真波形
Fig.10㊀Simulation waveform of observer for current
为了进一步证明本文所提出基于电流观测的死区补偿方法的有效性,将图11(b)的FFT 分析结果与图12所示的无死区和死区时间2μs 却未进行补偿这两种情况下负载电压的低次谐波进行比较㊂与图12(a)相比,基波电压幅值均为162.8V,相位均没有变化,说明PR 控制器可以抑制死区对基波幅值与相位产生的影响㊂但是未进行死区补偿情况下的负载电压幅值为162.1V,并存在2ʎ的相位偏差㊂
同时存在4.5%的3次谐波,而在图11(b)中,经过补偿后的3次谐波含量仅为1.08%,说明本文提出的基于电流观测的死区补偿方法能够有效降低因死区产生的低次谐波
㊂
图11㊀PR 控制下稳态负载电压的仿真波形与FFT Fig.11㊀Simulation waveform and FFT result of u
a
图12㊀无死区与未采用补偿情况下的FFT 分析Fig.12㊀FFT analysis under no dead-time and dead-time
of 2μs
7
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图13给出了负载从10Ω突然切换至1mH +
5Ω阻感负载情况下u a 的仿真波形与FFT 分析结果,u a 经过约1个周期的调整重新恢复至稳态,且负
载切换后依然保持较低的谐波畸变,证明了本文所设计PR 控制器具有良好的动态特性
㊂
图13㊀负载突变下负载电压的仿真波形与FFT Fig.13㊀Dynamic simulation waveform of u a
5㊀实验结果与分析
为了进一步对本文所提方法进行验证,搭建了一台3kW 的实验平台,如图14所示㊂采用瑞途优特信息公司研制的RTU-BOX 作为数字信号处理器,可自动将MATLAB 仿真模型转换为程序代码㊂逆变部分采用该公司验证的600V-30A 三相全桥驱动器㊂在死区时间为2μs,对接入不平衡负载情况下的控制效果进行验证㊂
图15为稳态实验波形,尽管负载电流幅值与相位均不保持对称,但是三相负载电压保持对称输出㊂图16给出当一相负载功率突然增加时的实验波形,经过2ms 的调整时间,三相负载电压重新达到平衡,有效值为115V,实验结果证明了本文针对PR 控制器进行的参数优化设计是有效可行的
㊂
图14㊀实验平台
Fig.14㊀Experimental
platform
图15㊀不平衡负载下的稳态实验波形
Fig.15㊀
Steady-state experimental waveforms under unbalanced
loads
图16㊀负载突变下的动态实验波形
Fig.16㊀Dynamic-state experimental waveforms under
load suddenly changing
为了验证本文针对PR 控制器参数优化设计方法的正确性,令逆变器a 相与b 相输出相同幅值与频率正弦电压㊂但是a 相采用的PR 控制器参数为:k p =2㊁k c =5,b 相则采用第3节得到控制器参数k p =5㊁k c =25㊂两者的对比实验结果如图17所示㊂
可以看出,a 相负载电压存在严重的畸变,而采用本文设计得到的PR 控制器参数能输出高质量的电压㊂
图18给出了负载突变下,本文所采用PR 控制器的负载电压u b 的实验波形与电压外环-电流内环的双闭环控制策略下的负载电压u a 的实验波形㊂871电㊀机㊀与㊀控㊀制㊀学㊀报㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀第27卷㊀
可以看出,双闭环控制系统需要3个基波周期才能重新恢复至稳定,且中间存在振荡,而本文所采用单闭环PR 控制器则具有良好的动态性能
㊂
图17㊀不同PR 控制器参数下的负载电压实验波形Fig.17㊀Experimental waveforms under different values
of k p and k
c
图18㊀负载突变下不同控制方法的负载电压动态
实验波形
Fig.18㊀Experimental waveforms under different control
methods
对不同死区时间下,未进行死区补偿与采用本文所提基于电流观测模型的平均电压前馈补偿两种情况下的负载电压THD㊁3次谐波与5次谐波进行比较,比较结果如图19所示㊂可以明显看出,未进行补偿情况下负载电压的THD㊁3次谐波与5次谐波含量随着死区时间的增加而增大,采用本文所提的基于电流观测的平均电压补偿策略能够有效抑制低次谐波畸变
㊂
图19㊀补偿前后的THD ㊁3次谐波与5次谐波
Fig.19㊀THD ,3rd and 5th harmonic of u a before and af-ter compensation with different dead-time
6㊀结㊀论
本文针对400Hz 基于LC 滤波器的三相四线制航空逆变电源的死区补偿与单闭环比例谐振控制策略展开研究,并通过仿真与实验验证,在不同死区时间与三相不平衡负载条件下得到了良好的补偿与控制效果,并得到以下结论:
1)在开环情况下,死区会引起负载电压基波的
幅值与相位误差,并导致3次㊁5次谐波畸变,在不平衡负载条件下,还会增加三相负载电压的不平衡度;
2)负载电压的跟随特性以及控制系统对负载电流的抑制效果与PR 控制器比例系数和谐振系数成正相关,通过对PR 控制器的参数优化设计,可以校正死区引起幅值和相位偏差,并具有良好的动态性能,但是不能抑制死区引起的3次谐波畸变;3)本文所提出基于高通滤波器的电感电流观测模型,能够精确重构电感电流,为死区补偿模型提供正确的电流极性㊂在死区时间分别为0.5㊁1㊁
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71第10期贺玫璐等:无传感器下中频逆变电源死区补偿与控制策略
1.5㊁2μs情况下,本文所提无电流传感器的死区补偿方法能将负载电压的3次谐波依次降低1.6%㊁
2.4%㊁2.8%,5次谐波依次降低0.3%㊁0.4%㊁0.7%㊂
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渝地区双城经济圈碳达峰碳中和联合行动方案的通知[R].2022.
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(编辑:邱赫男)
081电㊀机㊀与㊀控㊀制㊀学㊀报㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀第27卷㊀。