大功率感应电机复矢量电流控制器设计.pdf

总第 484 期2023 年第 4 期大功率感应电机复矢量电流控制器设计孙佳伟1，姜涛1，曲诗健1，周正2，李健2（1.中车大连电力牵引研发中心有限公司，辽宁 大连 116052；2.华中科技大学 电气与电子工程学院 强电磁工程与新技术国家重点实验室，湖北 武汉 630074）摘要：定子电流环控制在感应电机矢量控制中非常重要，直接影响系统的稳定性。为减少逆变器的损耗，大功率牵引系统往往运行在低开关频率下，其控制器带宽非常有限，且会产生较大的数字延时，使感应电机 d 轴、q 轴的交叉耦合严重，导致系统动态过程中电流抖动较大，且动态响应速度严重降低，影响了电流环的控制性能。为此，文章在复矢量概念基础上建立感应电机数学模型，全面分析了交叉耦合效应的来源；同时分析了延时对异步电机数字矢量控制的影响，得到了克服延时的控制思路；最后，基于零极点对消原理，设计了一种考虑延时影响的复矢量控制器。在离散域内，该控制器消除了控制器传递函数中的耦合项，实现了 d 轴和 q 轴电流的有效解耦；同时，由于整个控制系统的传递函数是一个典型二阶系统，容易将其带宽调整至较高水平，故控制系统还具有较高的动态响应速度。仿真和实验结果表明，文章所提出的复矢量电流控制器相比于传统控制器方案，其交叉耦合误差在全速度范围内下降超过 80 个百分点，动态响应速度提升超过 45%，且具有良好的控制性能。关键词：复矢量控制器；感应电机；矢量控制；解耦性能；定子电流环；大功率牵引系统中图分类号：U262.33 文献标识码：A 文章编号：20965427(2023)04002509doi:10.13889/j.issn.20965427.2023.04.200Design of Complex Vector Current Controller for High-power Induction MotorSUN Jiawei1,JIANG Tao1,QU Shijian1,ZHOU Zheng2,LI Jian2(1.CRRC Dalian R&D Co.,Ltd.,Dalian,Liaoning 116052,China;2.State Key Laboratory of Advanced Electromagnetic Engineering and Technology,SEEE,HUST,Wuhan,Hubei 630074,China)Abstract:Stator current loop control is crucial in vector-controlled induction motors,due to its direct impact on system stability.In high-power traction systems,operating at a low switching frequency is a common practice to reduce inverter losses.This operational condition imposes limitations on the controller bandwidth and introduces significant digital delay,thereby exacerbating the cross-coupling between the d-axis and q-axis of the induction motors.This leads to increased current jitter in the dynamic process and significantly slower dynamic response,thus negatively affecting the control performance of the current loop.In order to overcome these challenges,a comprehensive analysis of the cross-coupling effect was first conducted in this study,using a mathematical model of induction motors based on the complex vector concept.Then ideas on how to overcome the delay were derived through analyzing the effect of delay on the digital vector control of asynchronous motors.At last,a complex vector controller considering the delay was designed,employing the zero-pole cancellation principle.In the discrete domain,the designed controller can eliminate the coupling terms in the controller transfer function,enabling effective current decoupling of the d-axis and q-axis.Moreover,the controller system exhibits a high dynamic response speed,as the system bandwidth can be easily adjusted to a high level,taking advantage of the typical second-order system in the transfer function of the whole control system.The results of simulation and experiment reveal the good control performance of the complex vector controller proposed in this paper.Across the 电力与传动控制收稿日期：20230506作者简介：孙佳伟（1984），男，硕士，高级工程师，主要从事轨道交通电力牵引控制系统研发工作。252023 年第 4 期entire speed range,the cross-coupling error is reduced by more than 80 percentage points,while the dynamic response speed is improved by more than 45%.Keywords:complex vector controller;induction motor;vector control;decoupling performance;stator current loop;high power traction system0引言感应电机虽然结构简单、制造成本低、维护简便，但同时也具有非线性、强耦合和多变量的特性，是一个高阶的复杂时变系统，其瞬时转矩控制较为困难，很难实现类似直流电机的高动态性能调速 1-3。定子电流的闭环控制是感应电机矢量控制中非常重要的一环，不仅直接关系到电机的电流响应、转矩输出等特性，更直接影响系统的稳定性。一般情况下，电流闭环控制系统采用基于转子磁场定向的矢量控制技术，通过坐标变换将电机模型变换到同步旋转的dq坐标系下，将定子电流分解为相互正交的d轴电流分量（励磁分量）和q轴电流分量（转矩分量），并分别进行控制，从而实现对转矩和磁链的独立控制。具体的控制实现方式有很多，其中，同步旋转坐标系下的PI控制器因具有控制结构清晰、无稳态静差和调速范围宽等优点，成了目前感应电机控制的常用方式。然而，感应电机的定、转子之间存在相互耦合现象，且旋转坐标变换也会引入交叉耦合因子。因此，同步坐标系下的励磁分量和转矩分量之间会存在非常严重的耦合现象4-8。这会导致控制系统在动态过程中产生较大的电流抖动，且动态响应速度严重降低，使得电流环的控制性能随着电机转速的增加而下降。为消除d轴、q轴间的耦合关系，学者们提出了不同的解决方案。文献 9 采用了电压前馈补偿的方式来消除交叉耦合，同时提高电流环的动态响应；但由于前馈补偿环节非常依赖电机模型和电机参数，实际运行时无法实现完全解耦。文献 10 提出了一种基于内模控制器的解耦策略，其虽然提高了电流环参数的鲁棒性，但是要在解耦效果和响应速度之间作折中，实用性上受到了限制。文献 11 提出一种基于中立型时滞系统的去耦控制策略，其通过构建时滞系统方程实现对磁链和转矩的解耦控制，虽然可以实现参数自整定且动态性能较好，但算法复杂且不能实现完全解耦。Kovacs首次提出了复矢量的概念12。使用复矢量建模不仅可以实现电机模型的降维，还能体现其中各物理量的电磁关系。感应电机具有多变量、强耦合的特点，其电流环模型很难采用经典控制理论的方法进行分析；而复矢量是分析对称、多输入多输出系统动态性能的一种有效方法13。复矢量电流控制器基于零极点对消原理，利用控制器的复零点对消被控系统的复极点，从根源上解决了电流的交叉耦合问题14-17。本文利用复矢量建立感应电机的数学模型，分析其所有内在耦合因素；针对由数字控制过程引入的延时环节，通过构建延时环节的复矢量传递函数分析了数字延时对交叉耦合效应的不利影响；随后，基于考虑数字延时的电机模型，在连续域设计了一种适用于全速度范围运行的复矢量控制器，根据零极点分布原理完成了控制器参数设计，并选择合适的离散化方法进行离散化处理，完成了数字实现，该控制器基本消除了电流的交叉耦合，能实现异步电机的高动态性能调速；同时，定义系统耦合误差用于定量评估系统的解耦效果，并以此为标准通过仿真分析了不同控制器的解耦性能；最后，通过实验对本文提出的控制器进行了性能验证。1感应电机复矢量模型分析感应电机的数学模型具有高阶、非线性、多变量和强耦合的特点。本文引入复矢量概念，选取电机定子电流is和转子磁链r作为状态变量，基于转子磁场定向建立感应电机的复矢量数学模型，如式（1）所示。disdt=(-1-je)is+krLs(1r-jr)r+1Lsusdrdt=-1r-j(e-r)r+Lmris(1)式中：Lm励磁电感；Ls定子电感；总漏感系数，=1-Lm2/（LrLs），其中Lr为转子电感；kr转子磁耦合系数，kr=Lm/Lr；us定子电压；等效定子瞬态时间常数，=Ls/R，其中R为定子等效电阻，R=Rs+Rrkr2，Rs为定子电阻，Rr为转子电阻；r转子时间常数，r=Lr/Rr；e同步角速度；r转子角速度。本文选取us作为感应电机系统输入、is作为系统输出。对式（1）进行拉氏变换后，消去r，可获得定子电压对定子电流的传递函数，如式（2）所示。262023 年第 4 期孙佳伟 等：大功率感应电机复矢量电流控制器设计Fm(s)=isus=1Rrs+jsr+1(s+je+1)(rs+jsr+1)+k1(jrr-1)(2)式中：s转差角速度；k1=krLm/（Rr）。由式（2）可以绘制出感应电机的系统结构，如图1所示。可以看出，在感应电机定子内部反馈环节存在耦合项（-jeis），该交叉耦合项的大小取决于e。当e=0时，该交叉耦合项为零，相当于耦合被消除，但这种情况只在电机模型位于两相静止坐标系下或者电机停转时出现。实际上，感应电机的电流控制器设计都是基于同步旋转坐标系。因此，只要电机处于非静止状态，该交叉耦合项就无法被忽略，且随着e的增大，耦合程度也加大。从图1可知，在感应电机转子内部反馈环上也存在耦合项（-jrsr），该交叉耦合项的大小取决于s。s在感应电机全速度范围内一般较小，且电机的r远大于，即电机转子侧的动态响应非常快。因此，该交叉耦合项的影响可忽略不计。感应电机转子侧一阶惯性环节的输入为磁链空间矢量Lmis，该项表征了定子电流对转子磁链的作用。转子感应电压er=（jrr-1）r，其反映了电机转子绕组对定子绕组的影响。由转子感应电压表达式可以看出，感应电机内部定转子之间的耦合效应主要体现在虚部jrr，该耦合项正比于电机转子角速度r。当电机转速较低时，该耦合项较小，感应电机定转子之间的耦合效应可以忽略不计；但是，当电机运行在中高速工况下时，该耦合项无法被忽略，将对感应电机的动态响应造成不利影响。综上所述，感应电机定子内部耦合项（-jeis）、转子内部耦合项（-jrsr）以及定转子之间的耦合项（jrr-1）r均与复数因子j有关。因此，设计复矢量控制器的关键就在于抵消电机传递函数的复数项，从根本上消除感应电机定转子间的耦合影响。2基于零极点对消的复矢量电流控制器设计为从根本上消除感应电机定转子间的耦合影响，本文根据电机数学模型设计了一种复矢量电流控制器。该控制器传递函数的零点能与电机传递函数中的复数极点相互抵消，使得整个控制系统对外表现出典型二阶系统的特性，故可称其为基于零极点对消的复矢量电流控制器。本章首先在连续域下进行复矢量电流控制器设计，然后对其进行离散化处理。2.1连续域下的复矢量电流控制器设计除了感应电机定子内部耦合、转子内部耦合以及定转子之间的耦合之外，控制系统造成的数字延时也对d轴电流与q轴电流的解耦产生不利影响，从而降低电流控制器的性能。为消除数字系统延时带来的不利影响，接下来将对数字系统延时进行详细分析，推导其连续域传递函数，以便在控制器设计中解决上述问题。感应电机矢量控制策略一般在DSP中编程实现，在实现数字控制的过程中就存在一定延时。为尽可能提高计算频率，采用非对称采样，电流控制及PWM脉冲更新周期均为Ts=T/2（T为PWM载波周期）。图2所示为采样、运算和PWM更新时序图。以t（m）时刻电机的状态变量（如定子电流、转子磁链）进行控制器计算，得到参考电压指令，并通过调制模块计算占空比D（m）。在t（m+1）时刻进行占空比更新，在t（m+1）至t（m+2）之间进行参考电压指令的PWM等效输出。因此，整个控制系统的采样和计算导致一拍半的延时，即控制延时d=1.5Ts=0.75T。为简化系统分析和控制器的设计，将数字延时等效为一个一阶延时环节，如式（3）所示。Fd(s)=1ds+1(3)将该一阶延时环节变换至同步旋转坐标系中，其图 1 感应电机的系统结构Fig.1Structure diagram of induction motor system图 2 采样、运算和 PWM 更新时序图Fig.2 Timing diagram of sampling,computing and PWM updating272023 年第 4 期复矢量传递函数如式（4）所示。Fd(s)=1ds+jed+1(4)据此，可以认为考虑数字延时的异步电机等效模型结构如图3所示。根据式（2）及式（4），以定子电压给定值us*作为感应电机系统输入、定子电流is作为系统输出，可得带有延时环节的感应电机系统的传递函数，如式（5）所示。Fdm(s)=isu*s=Fd(s)Fm(s)(5)图4为感应电机电流闭环控制系统结构图。由图4可知，感应电机控制系统传递函数可写成：Fs(s)=Fc(s)Fdm(s)(6)由感应电机复矢量模型分析可知，感应电机的耦合表现在电机系统传递函数中带有复数因子的部分，如果电流控制器传递函数Fc（s）可以抵消感应电机传递函数Fdm（s）中的带有复数因子j的项，就可以消除d轴与q轴的交叉耦合。根据零极点对消原理得出电流控制器的传递函数如式（7）所示。其中，Fcvc（s）为电流控制部分，用于抵消电机模型的耦合项；Fcom（s）为延时补偿部分，用于抵消延时环节的耦合项，其表达式如式（8）所示。Fc(s)=Fcvc(s)Fcom(s)(7)Fcvc()s=k(s+je+1)(rs+jsr+1)+k1(jrr-1)s(rs+jsr+1)Fcom()s=ds+jed+1ds+1(8)式（8）中，参数k是电流控制部分的一个常数系数，加入它的目的是方便控制系统性能调整。根据上述设计的电流控制器，感应电机控制系统的闭环传递函数可以表示为Fs(s)=k(ds+1)s+k(9)该闭环系统的两个极点即为二次方程ds2+s+k=0的两个根，这两个极点关于实轴对称，理论上实现了对整个控制系统的解耦。同时，通过选取合适的k值，可以对整个控制系统的响应特性进行调节。2.2电流控制器的离散化处理实际应用时，电流控制器往往运行在DSP中，为此需要对控制器进行离散化。常见的离散化方法有一阶前向差分法、一阶后向差分法和二阶双线性变换法。考虑离散系统的稳定性及运算量，选取一阶后向差分法对系统进行离散化。对电流控制部分Fcvc（s）进行离散化，得到的时域差分方程如式（10）所示。Us(t(m)=kIerror(t(m)P1+P2+P3P1+P4-Ierror(t(m-1)2P1+P2P1+P4+Ierror(t(m-2)P1P1+P4+Us(t(m-1)2P1+P4P1+P4-Us(t(m-2)P1P1+P4(10)式中：Ierror电流指令值与实际值的差；Us电流控制部分输出的中间变量，其需要继续输入到延时补偿部分进行运算；P1、P2、P3和P4的值如式（11）所示。P1=rTs2P2=1Tsr+jr(s+e)P3=1-esr-k+j(e+sr+krr)P4=Ts(1+jsr)(11)对延时补偿部分Fcom（s）进行离散化，得到的差分方程如式（12）所示。Us_com(t(m)=Us(t(m)Td+Tcc+jeTdTccTd+Tcc-Us(t(m-1)TdTd+Tcc+Us_com(t(m-1)TdTd+Tcc (12)式中：Td延时环节惯性常数；Tcc离散化采样时间。图 3 带有延时环节的感应电机系统结构Fig.3Structure of induction motor system with delay link图 4 感应电机控制系统结构Fig.4Structure diagram of induction motor control system282023 年第 4 期孙佳伟 等：大功率感应电机复矢量电流控制器设计最终，复矢量控制器输出的电压指令为Us_com（t），它是Fcvc（s）和Fcom（s）共同作用的输出结果。上述控制系统传递函数零极点分布如图5所示，其中，蓝色“”形点为电机模型极点，黑色“o”形点为控制器零点。由图5可知，在离散域内，改进型复矢量电流控制器所提供的零点能够在全速范围内抵消电机模型极点，尽管在高速工况下有一定的偏差，但偏离程度较小，在允许范围内。综上可知，本文所提出的改进型复矢量电流控制器在采用一阶后向差分法进行离散化后，可以产生较好的系统解耦效果。3仿真验证本文采用 Matlab/Simulink 搭建控制系统仿真模型，以验证该电流控制器对感应电机的控制效果。整个控制系统包括电流控制器模块、调制模块、电机模型模块以及速度环控制器模块等。仿真用的感应电机参数如表1所示。3.1解耦性能仿真分析为分析本文提出的复矢量电流控制器的解耦性能，将其与传统 PI 电流控制器进行对比。在感应电机稳态下，同步频率分别设置为 50 Hz 及 90 Hz 时，磁链指令维持不变，转矩给定值突变，分别采用传统 PI 控制器及本文提出的复矢量电流控制器进行仿真。传统PI控制器的设计关键点为PI参数的整定，此前已有众多学者进行了系统研究，常用整定方法有Ziegler-Nichols（Z-N）法、基于调节器最佳整定法的整定方法等18，本文不做详细展开。本次仿真的PI控制器参数如下：Kp=14.6，KI=14.6。本文提出的复矢量电流控制器中存在一个可调节参数k，如式（9）所示。根据上述分析可知，为了提高整个控制系统的动态性能，需要将控制系统的阻尼比设计为较小值，故选取可调参数k=15。为定量分析控制系统的耦合程度，本文定义在同步旋转坐标系下，定子电流的反馈值ifb与指令值iref之间的最大误差占当前指令值的百分比为电流环系统耦合误差ei，如式（13）所示。ei=max|ifb-irefiref100%(13)图6和图7分别为感应电机同步频率为50 Hz时，传统PI电流控制器和复矢量电流控制器电流环解耦性能的仿真结果。图中id_ref和id_fb分别为定子d轴电流id的指令值和反馈值，iq_ref和iq_fb分别为定子q轴电流iq的指令值和反馈值。图 5 电机控制系统零极点分布图Fig.5Zero-pole distribution diagram of motor control system图 6 50 Hz 同步频率下传统 PI 电流控制器解耦性能仿真图Fig.6Simulation diagram of decoupling performance of traditional PI current controller at 50 Hz synchronous frequency表 1仿真用感应电机参数Tab.1Parameters of the simulation induction motor参数 额定电压/V 额定电流/A 额定功率/kW 额定转速/（rmin-1）额定频率/Hz 极对数Pn数值1 1001312002 210752参数 定子电阻Rs/转子电阻Rr/励磁电感Lm/mH 定子电感Ls/mH 转子电感Lr/mH数值0.0920.113839.239.1292023 年第 4 期由图6和图7可知，在50 Hz同步频率下，感应电机定子d轴电流给定为35 A，稳态后将定子q轴电流指令值由100 A突增至200 A。根据式（13）可得：PI电流控制器电流环系统耦合误差ei-PI=114.74%，动态响应时间约为0.15 s；本文提出的复矢量控制器电流环系统耦合误差ei-com=9.68%，动态响应时间约为0.083 s，相比PI电流控制器，系统耦合误差减小105.06个百分点，动态响应时间缩短45%。可见，本文提出的改进型复矢量控制器解耦效果和动态性能良好。感应电机同步频率为90 Hz时，传统PI电流控制器和复矢量电流控制器电流环解耦性能的仿真结果分别如图8和图9所示。由图8和图9可知，在90 Hz同步频率下，感应电机定子电流d轴分量给定为35 A；稳态后定子电流q轴分量指令值由100 A突增至200 A。PI电流控制器电流环系统耦合误差 ei-PI=120.57%，动态响应时间约为0.23 s；本文提出的复矢量控制器电流环系统耦合误差ei-com=16.86%，动态响应时间约为0.059 s，相比PI电流控制器，系统耦合误差减小103.71个百分点，动态响应时间缩短74%。仿真结果表明，电机在高速运行时，PI电流控制器解耦效果一般、动态响应较快；而本文提出的改进型复矢量控制器解耦效果更好、动态性能更佳。3.2定、转子电阻鲁棒性仿真分析上述仿真实验是基于电机参数准确的前提进行的，实际上，电机运行过程中由于温度、磁饱和度等条件的变化，其参数也会随之变化，对控制系统的精度产生不利影响。本节通过仿真实验，分析复矢量控制器对转子电阻Rr和定子电阻Rs的鲁棒性。感应电机频率为50 Hz时，不同转子电阻Rr偏差情况下，改进型复矢量控制器电流控制的仿真结果如图10所示。由图可知，当转子电阻Rr偏大时，id略微偏大，iq略微偏小；当转子电阻Rr偏小时，id与iq都略微偏小。由于id与iq的偏差幅值都很小，对电机控制几乎没有影响，可知，改进型复矢量控制器对转子电阻Rr具有较强的鲁棒性。图 8 90 Hz 同步频率下传统 PI 电流控制器解耦性能仿真图Fig.8Simulation diagram of decoupling performance of traditional PI current controller at 90 Hz synchronous frequency图 7 50 Hz 同步频率下复矢量电流控制器解耦性能仿真图Fig.7Simulation diagram of decoupling performance of current controller based on complex vector design at 50 Hz synchronous frequency图 9 90 Hz 同步频率下基于复矢量设计的电流控制器解耦性能仿真图Fig.9Simulation diagram of decoupling performance of current controller based on complex vector design at 90 Hz synchronous frequency(a)id302023 年第 4 期孙佳伟 等：大功率感应电机复矢量电流控制器设计感应电机频率为50 Hz时，在不同Rs偏差情况下，改进型复矢量控制器电流控制的仿真结果如图11所示。由图可知，当Rs偏大时，id略微偏大，iq几乎不变；当Rs偏小时，id略微偏小，iq几乎不变。由于id与iq的偏差幅值都很小，对电机控制几乎没有影响，可知，改进型复矢量控制器对定子电阻Rs具有较强的鲁棒性。综合仿真结果可知，随着异步电机转速的提高，PI电流控制器动态性能越来越差；而本文提出的复矢量电流控制器在电机全速度范围内都具有良好的解耦效果和快速的动态响应特性，中高速下性能提升尤为明显，且对电机的定、转子电阻具有较强的鲁棒性。4实验验证为进一步检验和评估本文所提出的复矢量控制器的解耦效果，在大功率电机对拖实验平台上进行实验验证。大功率电机对拖实验平台如图12所示，其驱动模块的开关频率为750 Hz，采用非对称采样方式，采样频率为1 500 Hz；被试电机额定功率为190 kW，其参数如表2所示；逆变器的主控芯片采用TI公司的32位浮点数字控制处理芯片TMS320F28335DSP。当感应电机稳定运行在50 Hz与90 Hz时，保持磁链给定值不变，使转矩给定值突变，对比传统PI电流控制器与所提出的复矢量控制器的解耦性能。电机中速稳定运行（电频率50 Hz）时，转矩指令由100 Nm突增至200 Nm，稳定后再突减至100 Nm过程中，由传统PI电流控制器和改进型复矢量电流控制器控制的电流解耦性能动态实验结果分别如图13和图14所示。由图可知，电频率50 Hz工况下，PI电流控制器电流环系统耦合误差ei-PI=95.90%；复矢量控制器耦合误差ei-com=15.32%，相比传统PI电流控制器，其电流环系统耦合误差减小80.58个百分点。图 12 大功率电机对拖实验平台Fig.12 Mutual driving experiment platform for high power motor表 2实验被试感应电机参数Tab.2Parameters of the tested induction motor参数 定子电阻/m 励磁电感/mH 转子漏感/mH 额定转速/（rmin-1）额定频率/Hz数值67.419.70.81 50060参数 转子电阻/m 定子漏感/mH 极对数Pn 额定功率/kW 母线电压/V数值35.90.621901 500(b)iq图 10 50 Hz 同步频率下复矢量控制器对转子电阻的鲁棒性分析仿真图Fig.10Simulation diagram of robustness analysis of rotor resistance(Rr)for current controller based on complex vector design at 50 Hz synchronous frequency(a)id(b)iq图 11 50 Hz 同步频率下复矢量控制器对定子电阻的鲁棒性分析仿真图Fig.11Simulation diagram of robustness analysis of stator resistance(Rs)for current controller based on complex vector design at 50 Hz synchronous frequency312023 年第 4 期电机高速稳定运行（电频率90 Hz）时，转矩指令由100 Nm突增至200 Nm，稳定后再突减至100 Nm过程中，由传统PI电流控制器与改进型复矢量电流控制器控制时电流解耦性能的动态实验结果分别如图15和图16所示。由图可知，电频率为90 Hz工况下，PI电流控制器电流环系统耦合误差ei-PI=123.77%；本文提出的复矢量控制器耦合误差ei-com=17.38%，相比PI电流控制器，其电流环系统耦合误差减小106.39个百分点。图 13 50 Hz 同步频率下传统 PI 电流控制器解耦性能实验图Fig.13Experiment diagram of decoupling performance of traditional PI current controller at 50 Hz synchronous frequency图 15 90 Hz 同步频率下传统 PI 电流控制器解耦性能实验图Fig.15Experiment diagram of decoupling performance of traditional PI current controller at 90 Hz synchronous frequency图 16 90 Hz 同步频率下基于复矢量设计的电流控制器解耦性能实验图Fig.16Experiment diagram of decoupling performance of current controller based on complex vector design at 90 Hz synchronous frequency图 14 50 Hz 同步频率下基于复矢量设计的电流控制器解耦性能实验图Fig.14Experiment diagram of decoupling performance of current controller based on complex vector design at 50 Hz synchronous frequency322023 年第 4 期孙佳伟 等：大功率感应电机复矢量电流控制器设计由上述实验结果可以看出，本文提出的复矢量控制器解耦性能良好，转矩指令突变时定子d轴电流分量的波动很小，而且能迅速跟上指令值，其解耦效果明显优于PI电流控制器的。5结束语本文通过引入复矢量的概念并在复数域下建立了异步电机的复矢量模型，分析了异步电机定转子间耦合效应的全部来源，并且考虑数字延时的影响，在连续域设计了基于零极点对消原理的复矢量控制器；同时，权衡系统稳定性与代码实现量，采用一阶后向差分方法在微处理器中对复矢量控制器进行离散化实现，具有工程应用价值。仿真和实验结果显示，本文提出的复矢量控制器的dq轴解耦效果在全速度范围内提高超过80个百分点，动态性能提升超45%，控制效果明显优于传统的PI电流控制器。本文提出的控制器具有高解耦性能、高动态性能的特点，但在较高速情况下，尤其是低载波比工况下，其电机模型的离散化误差会有所增大，后续可研究更高精度的电机模型，以降低低载波比工况下的离散化误差，进一步提高系统在高速区间的控制性能。参考文献：1阮毅,杨影,陈伯时.电力拖动自动控制系统运动控制系统M.5版.北京:机械工业出版社,2016:155-201.RUAN Y,YANG Y,CHEN B S.Control systems of electric drives:motion control systemsM.5th ed.Beijing:China Machine Press,2016:155-201.2周志刚.一种感应电机的解耦控制方法J.中国电机工程学报,2003,23(2):125-129.ZHOU Z G.A induction motor de-couple control methodJ.Proceedings of the CSEE,2003,23(2):125-129.3马志源.电力拖动控制系统M.北京:科学出版社,2004:45-118.MA Z Y.Electrical towage control systemsM.Beijing:Science Press,2004:45-118.4毕鹏飞.交流异步电机电流解耦控制D.长春:吉林大学,2019.BI P F.Decoupling current control for AC induction machineD.Changchun:Jilin 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