发电机全控整流系统和控制方法与流程

本发明涉及发电机整流技术领域，尤其涉及一种发电机全控整流系统和一种发电机全控整流系统的控制方法。

背景技术：

在许多电网电力难以到达的场合，如野外工作环境、船舶及航空场合、保障能源等，发电机供电由于其工作稳定、供电时间长、环境适应性强、便于移动等特点广泛应用于独立式供电系统。发电机多数工作于离网情况，相比于并网发电，发电机组供电容量较小，等效输出阻抗较大，当用电中有大量无功负载和电力电子器件时，会导致发电机效率降低，输出波形恶化，发电机组的电能质量一般都会低于大电网的电能质量。

整流单元作为一种交直变换器，广泛的应用在各个领域中。现有技术中，发电机整流装置一般采用二极管不控整流或晶闸管相控整流，工作稳定可靠性高，控制相对简单，但这类型的整流装置会造成谐波污染，网侧功率因数低，增加线路损耗，降低电能利用率，同时也可能造成局部谐振，产生设备故障。

随着电力电子技术的发展和功率开关器件性能的提升，pwm(pulsewidthmodulation，脉冲宽度调制)控制技术被引入到整流装置的控制中。pwm整流方式具有卓越的电能变换性能，实现网侧电流正弦化运行且保持与电压同相位，运行于单位功率因数，从源头上解决谐波和无功功率问题，广泛应用于有源滤波、高压直流输电、超导储能、电力传动、可再生能源并网发电等各个领域，但是，目前绝大多数pwm整流单元控制方式按照交流侧为三相电网设计或为特定发电机组设计，并不能完全适用于普通发电机系统。

技术实现要素：

针对上述问题中的至少之一，本发明提供了一种发电机全控整流系统及其控制方法，通过利用发电机定子侧绕组电感替代传统全控整流单元中的滤波电感，提高了发电机系统全控整流装置的轻量化与集成化，匹配了发电机的转子等效反电动势和机端输出电压与整流单元交流侧对应关系，通过实时获取发电机端电压、电流信号值和整流单元输出直流侧电压信号值，计算发电机转子实时位置，进一步生成调节交流侧电流的第一路控制指令和调节直流侧电压的第二路控制指令，调制pwm开关信号送入整流单元的igbt(insulatedgatebipolartransistor，绝缘栅双极型晶体管)驱动模块，实现了发电机系统全控整流系统的稳定输出，同时使发电机处于单位功率因数工作，机端输出电流正弦化，减小了电流谐波污染，提高了电能利用率，保证了整流单元直流侧输出电压稳定且可调，提高了动态响应速度。

为实现上述目的，本发明的第一方面提供了一种发电机全控整流系统，包括：发电机、整流单元和控制单元，其中，发电机包括定子绕组和励磁系统，励磁系统与定子绕组配合设置，在参考控制信号的激励下励磁系统与定子绕组实现发电；整流单元用于对发电机输出的交流电进行整流，其三相交流端直接与发电机定子绕组相连，其直流侧经滤波电容后连接负载；控制单元用于根据发电机输出端和整流单元输出端的电压电流信号，以及预设的参考值进行运算，得出控制整流单元的pwm开关信号。

在该技术方案中，通过将整流单元的三相交流端直接与定子绕组相连，利用发电机定子侧绕组电感替代传统全控整流单元中的滤波电感，提高了发电机系统全控整流装置的轻量化与集成化，通过实时获取发电机端电压、电流信号值和整流单元输出直流侧电压信号值，计算发电机转子实时位置，进一步生成调节交流侧电流的第一路控制指令和调节直流侧电压的第二路控制指令，调制pwm开关信号送入整流单元的igbt驱动模块，实现了发电机系统全控整流系统的稳定输出，同时使发电机处于单位功率因数工作，减小了电流谐波污染，提高了动态响应速度，保证了整流单元直流侧输出电压可调，提高了电能利用率。

其中，通过使用六个带反并联二极管的igbt组成三项桥臂构成全控整流单元，三项桥臂的中点直接与定子绕组相连，直流侧通过滤波电容后与负载相连。

其中，通过励磁机控制器控制发电机励磁机，从而控制发电机转子反电动势的等效值，使转子反电动势保持在要求范围之内，与整流单元达到匹配，参考控制信号预设为发电机空载时的励磁电流，预设的参考值包括预设的整流单元的直流侧电压、发电机磁链确定的反电动势。发电机空载时的励磁电流和发电机磁链确定的反电动势根据发电机的参数确定，发电机一旦确定，上述两参数也是恒定值，在发电机全控整流系统稳定工作中保持恒定不变。对预设的整流单元的直流侧电压进行调整，可调节输出的直流电压，从而对整流单元的开关器件进行控制。

在上述技术方案中，优选地，定子绕组作为整流单元的滤波电感，定子绕组的电感值根据发电机和整流单元的参数相匹配设置。

在该技术方案中，通过定子绕组将发电机与整流单元连接整合为一个系统，为了解决两者兼容工作的问题，定子绕组的电感值应该与发电机和整流单元的参数相匹配设置。发电机定子绕组不仅充当定子电枢感应转子的电动势，输出机端电压，同时在连接整流单元后充当整流单元交流侧滤波电感，定子绕组与整流单元直接相关的参数为其等效电感值，发电机的定子绕组设计和考量与传统电机一致，采用经验公式或根据技术要求确定。

对于整流单元而言，电感要满足有功功率级别的要求，交流侧滤波电感的存在使整流单元具有boost型pwmac/dc变换性能及直流侧受控电流源特性。电感的取值影响到第一路控制信号所控制电流环的动、静态响应，制约着整流单元的输出功率、功率因数及直流电压。

同时，电感要满足瞬态电流跟踪的能力，保证既要快速跟踪电流，又要抑制电流谐波。整流单元要调制出正弦波电流，在电流过零处电流变化率最大，电感要足够小以满足快速跟踪电流的要求，电流峰值处，电流谐波脉动最严重，电感要足够大以抑制谐波。

在上述技术方案中，优选地，整流单元的交流侧电气参数与发电机电气模型进行匹配设置，发电机与整流单元交流侧整合为一个整体。

在该技术方案中，要确定整流单元利用发电机定子绕组作为滤波电感后整流单元交流侧电气参数在发电机内部的对应情况，匹配发电机的转子等效反电动势和机端输出电压与整流单元交流侧对应关系，改变发电机的带负载工作特性。一般情况下，发电机工作在额定功率的情况下，由于自身定子电感电枢反应的存在，机端电压会滞后于转子侧反电动势，发电机在运行时保持感性带负载工作状态，一般三相发电机的额定功率因数为0.8。

其中，整流单元与发电机匹配，设计发电机单位功率因数运行，要求定子电流的相位与转子等效反电动势相位保持一致，发电机机端输出电流相位要超前于机端电压相位，发电机在输出端呈容性带负载工作状态，对于发电机转子侧，要保证感应生成的定子电流与转子反电动势同相位。

在上述技术方案中，优选地，励磁系统包括励磁机控制器、励磁机和转子绕组，励磁机控制器接收控制单元的参考控制信号，产生对励磁机的励磁电流，励磁机感应励磁机控制器输出的励磁电流产生三相感应电流，励磁机与转子绕组相连接，对三相感应电流整流后传输到转子绕组。

在该技术方案中，以设计励磁机控制方式为电流控制为例，通过励磁机控制器输出恒定大小电流形成励磁磁场，发电机的励磁机对励磁磁场感应到的三相电进行整流，然后供给转子绕组，转子绕组产生磁场。励磁机控制器以发电机空载时的初始励磁电流有效值作为参考控制信号值，将参考控制信号值转化为恒定励磁电流输出，保证励磁的设定值不变，从而保证转子反电动势不变。同时，在匹配不同电压等级的整流单元工作时，通过控制单元可改变参考控制信号值的范围，使其控制的转子绕组的等效反电动势匹配整流单元工作。需要注意的是，转子绕组的励磁控制与整流单元输出电压之间并不为一一对应关系，同一励磁控制信号可匹配不同的电压，只是在整流单元输出电压变化范围较大的情况，为了更好的控制效果可相应调节励磁。

在上述技术方案中，优选地，上述控制单元包括转换子单元、处理子单元、运算子单元、控制子单元；转换子单元用于检测发电机机端和整流单元的输出端的电压电流信号，并将检测到的电压电流信号转换为数字式的电压电流信号值；处理子单元将电压电流信号值进行不同坐标的变换或反变换，并根据发电机输出端的电压电流信号值计算所述转子绕组的矢量位置；运算子单元将电压电流信号和给定的参考控制信号进行相应的运算；控制子单元根据运算子单元的运算结果，生成控制igbt的通断的pwm开关信号。

在该技术方案中，优选地，控制子单元包括电压控制器、电流控制器和脉宽调制器，电压控制器用于根据运算子单元生成的第一路控制指令生成参考电流值，电流控制器根据运算子单元生成的第二路控制指令进行解耦生成电压调制指令，脉宽调制器根据转换子单元转换后的电压调制指令生成矢量脉宽调制开关信号。

在该技术方案中，优选地，运算子单元将整流单元输出端的电压与预设的整流单元直流侧电压的求差生成第一路控制指令，运算子单元将参考电流值与dq坐标系下的发电机输出端电流值求差生成第二路控制指令。

在该技术方案中，优选地，转换子单元用于将发电机输出端的电流信号值变换为αβ坐标系下的电流值，用于根据转子绕组的矢量位置将αβ坐标系下的电流值变换为dq坐标系下的电流值，还用于根据转子绕组的矢量位置将电压调制指令反变换为αβ坐标系下的电压调制指令。

根据本发明的第二方面提出的发电机全控整流系统的控制方法，

包括：检测发电机的输出端和整流单元的输出端的电压电流信号，并对电压电流信号转换为数字式的电压电流信号值；根据发电机输出端的电压电流信号值计算转子绕组的矢量位置以及dq坐标系下的发电机输出端电流值；根据整流单元的输出端电压电流信号值与预设的参考值生成第一路控制指令；根据第一路控制指令生成参考电流值，并与dq坐标系下的发电机输出端电流值求差生成第二路控制指令；根据给定的参考值对第二路控制指令进行补偿和解耦，生成电压调制指令；根据转子绕组的矢量位置和电压调制指令进行空间电压矢量调制，生成矢量脉宽调制开关信号，控制整流单元中开关器件的开启关断。

在该技术方案中，根据发电机输出端的电压电流信号值计算转子绕组的矢量位置以及dq坐标系下的发电机输出端电流值具体包括：对发电机输出端的电压电流信号值通过滑模观测器进行观测；根据观测值和实时的电压电流信号值计算得出转子绕组的反电动势在αβ坐标系下的分量；通过锁相环对转子绕组的反电动势在αβ坐标系下的分量进行相应计算得到转子绕组的矢量位置；根据转子绕组的矢量位置将αβ坐标系下的发电机输出端的电流值变换为dq坐标系下的电流值。

其中，整流单元与发电机匹配后；发电机转子等效反电动势存在电气隔离不易测量，实时相位与机端电压间会因负载变化造成电枢反应不同而产生不确定功角，转子的转速会在不同负载切换情况下出现变化造成发电机输出电压频率改变，机端电压由于后接入全控整流桥会出现开关管动作pwm化情况。针对以上确定适合发电机端匹配整流单元的控制方法，利用滑膜观测器加锁相环技术在机端测量观测转子的实时位置，发电机转子方向为磁链方向，滞后于转子等效反电动势90°，控制上认定电机转子磁链方向为参考方向，有、无功轴交换位置，解耦控制器做出相应变化。

与现有技术相比，本发明的有益效果为：通过利用发电机定子侧绕组电感替代传统全控整流单元中的滤波电感，提高了发电机系统全控整流装置的轻量化与集成化，匹配了发电机的转子等效反电动势和机端输出电压与整流单元交流侧对应关系，结合此关系制定了发电机全与整流单元融合后的控制策略，解决了两者兼容的问题，实现了发电机全控整流系统的稳定输出，使发电机处于单位功率因数工作，机端输出电流正弦化，减小了电流谐波污染，提高了电能利用率，保证了整流单元直流侧输出电压稳定可调，提高了动态响应速度。

附图说明

图1为本发明一种实施例公开的发电机全控整流系统的电路连接示意图；

图2为本发明一种实施例公开的发电机全控整流系统的发电机q轴模型示意图；

图3为本发明一种实施例公开的发电机全控整流系统的发电机d轴模型示意图；

图4为本发明一种实施例公开的发电机全控整流系统的发电机dq轴矢量模型示意图；

图5为本发明一种实施例公开的发电机全控整流系统整流后的发电机工作矢量模型示意图；

图6为本发明一种实施例公开的发电机全控整流系统的锁相环的构造示意图；

图7为本发明一种实施例公开的发电机全控整流系统的控制方法的示意框图。

图中，各组件与附图标记之间的对应关系为：

101.励磁机控制器，102.励磁机，103.滑模观测器，104.锁相环，105.电压控制器，106.电流控制器，107.脉宽调制器，108.负载，a.第一路控制指令，b.第二路控制指令。

具体实施方式

为使本发明实施例的目的、技术方案和优点更加清楚，下面将结合本发明实施例中的附图，对本发明实施例中的技术方案进行清楚、完整地描述，显然，所描述的实施例是本发明的一部分实施例，而不是全部的实施例。基于本发明中的实施例，本领域普通技术人员在没有做出创造性劳动的前提下所获得的所有其他实施例，都属于本发明保护的范围。

下面结合附图对本发明做进一步的详细描述：

如图1所示，根据本发明提供的一种发电机全控整流系统，包括：发电机、整流单元和控制单元，其中，发电机包括定子绕组和励磁系统，励磁系统与定子绕组配合设置，在参考控制信号的激励下励磁系统与定子绕组实现发电；整流单元用于对发电机的输出电流进行整流，整流单元的三相交流端直接与定子绕组相连，整流单元的直流侧连接负载108；控制单元用于根据发电机输出端和整流单元输出端的电压电流信号，以及预设的参考值进行运算，得出控制整流单元的igbt的通断的pwm开关信号。

在该实施例中，图1中左侧虚线框内为发电机的等效电气模型，ea、eb、ec为三相转子绕组的等效反电动势，l、r为定子绕组的电感和电阻，机端输出电压为v。六个带反并联二极管的igbt构成全控整流桥，整流单元直流侧连接滤波电容c，后接入负载108。通过将igbt的三相交流端直接与定子绕组相连，利用发电机侧定子绕组电感替代传统全控整流单元中的滤波电感，提高了发电机系统全控整流装置的轻量化与集成化，通过实时获取发电机端电压、电流信号值和整流单元输出直流侧电压信号值，计算发电机转子实时位置，进一步生成调节交流侧电流的第一路控制指令a和调节直流侧电压的第二路控制指令b，调制pwm开关信号送入igbt驱动模块，实现了发电机系统全控整流系统的稳定输出，同时使发电机处于单位功率因数工作，减小了电流谐波污染，提高了动态响应速度，保证了整流单元直流侧输出电压可调，提高了电能利用率。

其中，通过使用六个带反并联二极管的igbt构成全控整流单元，使整流单元可搭配普通的同步发电机，整流单元和发电机整合为了一个系统。

其中，参考控制信号为发电机空载时的励磁电流，预设的参考值包括预设的整流单元的直流侧电压、发电机磁链确定的反电动势。发电机空载时的励磁电流和发电机磁链确定的反电动势根据发电机的参数确定，发电机一旦确定，上述两参数也是恒定值。对预设的整流单元的直流侧电压进行调整，可调节输出的直流电压电，从而对整流单元的开关器件进行控制。

在上述实施例中，优选地，定子绕组作为整流单元的滤波电感，定子绕组的电感值根据发电机和整流单元的参数相匹配设置。

在该实施例中，通过定子绕组将发电机与整流单元整合为一个系统，为了解决两者兼容工作的问题，定子绕组的电感值应该与发电机和整流单元的参数相匹配设置。发电机定子绕组不仅充当定子电枢感应转子的电动势，输出机端电压，同时在连接整流单元后充当整流单元交流侧滤波电感，定子绕组与整流单元直接相关的参数为其等效电感值，发电机的定子绕组设计与传统电机一致，采用经验公式或根据技术要求确定。

具体地，如图2和图3所示，同步发电机的在稳态运行时的等效电路模型建立在转子磁链同步参考dq坐标系下。在该电路模型中，采用q轴为有功轴建模，为了对转子回路进行建模，采用q轴电路中的恒定电流源if代替转子绕组的励磁电流，ωψf为转子等效反电动势。其中，ldm、lqm为定子等效电感lm在dq轴上的分量，l1s为定、转子存在的漏电感，定义ld＝l1s+ldm、lq＝l1s+lqm分别为定子d轴电感和q轴电感，ωldids、ωlqiqs为dq轴电枢反应电势，可得同步发电机电压方程模型为式(1)和式(2)：

如图4所示为根据上述数学模型得出的发电机在工作时的矢量模型。图5所示为整流后的发电机工作矢量模型。当发电机工作在额定功率的情况下，由于自身定子电感电枢反应的存在，机端电压us会滞后于转子侧反电动势e0，发电机在运行时保持电感性工作状态，一般三相发电机的额定功率因数为0.8。

依据此模型，整流单元与发电机匹配，设计发电机单位功率因数运行，即要求定子电流的相位与转子等效反电动势e0相位保持一致，定子电流相位要超前于机端电压相位，发电机在输出端呈容性带负载工作状态，对于发电机转子侧，要保证感应生成的定子电流与转子反电动势同相位。发电机带整流单元后的工作矢量如图5所示。同时要调制定子电流保持正弦，电流无高次谐波。

依据此模型，要确定转子等效反电动势幅值在要求范围内，发电机在运行过程中为了使机端输出电压us恒定，会相应调节励磁电流if的大小改变励磁机102上转子反电动势e0的值，发电机空载后的机端电压us0等于空载转子等效反电动势e0。

设计励磁机102的控制方式为电流控制，通过励磁机控制器101输出恒定大小电流if0形成励磁磁场，发电机励磁机102ex感应三相电经整流后供给转子，转子产生磁场。励磁机控制器101检测发电机空载时的励磁电流有效值，作为参考控制信号值作为恒定电流输出，保证励磁的在所设定值不变，设定值参考空载机端电压us0，从而保证转子反电动势不变。同时，在匹配不同电压等级的整流单元工作时，可改变参考控制信号范围，使其控制的转子等效反电动势匹配整流单元工作。需要注意的是，转子励磁控制与整流单元输出电压之间并不为一一对应关系，同一励磁控制信号可匹配不同的电压，只是在整流单元输出电压变化范围较大的情况，为了更好的控制效果可相应调节励磁。

对于同步发电机主要涉及到交轴同步电抗，包括电枢漏电抗和交轴电枢反应电抗，和直轴同步电抗，包括电枢漏电抗和直轴电枢反应电抗，同步电枢反应电抗对应三相交流绕组电流在气息中所产生的基波磁场，为主电抗。在发电机稳态工作情况下，定子绕组的电感值l与电抗x成正比，依据公式为x＝ωl。同时线圈的电感l还可表示为一般在电机的参数确定中可以用磁链来推导出电抗，从中可以知道电感的大小，进而与整流单元滤波电感匹配。

交流电机定子基波磁场的每极基波磁通量φ计算如下：

式中bδ1为电枢基波磁场的磁密幅值，单位t，lef为电枢铁芯计算长度，单位m，τ为极距，单位m。

根据(3)式可推导交链电枢绕组的磁链ψ为：

ψ＝φkdpn1(4)

式中，kdpn1为电枢绕组每相有效串联的匝数。

将(3)式带入(4)式，并考虑到磁密幅值bδ1的求取，可导出磁链的计算公式，定子主电抗计算公式为：

式中，μ0为气隙磁导率，为定值4π×10^-7(h/m)，m为电机的相数，p为电机的极对数，δef为有效气隙长度，δef＝kδδ，其中kδ为卡特系数，δ为气隙长度。可推导出定子的对应电感为：

从中，可看出发电机定子的电感与①每相串联匝数，②电枢铁芯长度，③极距，④气隙长度有关，这些参数都是与发电机结构相关的固定量。

进而，根据发电机设计的依据，借鉴成功经验和工程资料，参考相近规格、相同类型的电机结构和尺寸，主要依靠下式确定电机的主要尺寸：

式中d为电枢铁芯直径，单位m；leff为电枢计算长度，n为发电机转速，一般为额定转速，单位r/min，p′为计算功率，单位v·a，p′＝mei，对于同步电机，e即利用电动势公式e＝4.44fnkdpφ计算，实际中只需知道发电机的视在功率即可；α′p为计算计算极弧系数，其中bδau为气隙平均磁密；knm为气隙磁场波形系数，当磁场正弦分布时为1.11；kdp为电枢绕组的绕组系数，通常取基波绕组系数kdp1；a为线负载，即电枢圆周单位长度的安培导体数，bδ为磁负载，即为气隙磁密的最大值，简称为气隙磁密。以上分析可确定同步发电机的电枢绕组与发电机的关联因素，通过对发电机的分析即可计算出相应匹配整流单元的相关参数，并可做出适当调整。

对于整流单元而言，电感要满足有功功率级别的要求，交流侧滤波电感的存在使整流单元具有boost型pwmac/dc变换性能及直流侧受控电流源特性。电感的取值影响到第一控制信号所控制电流环的动、静态响应，制约着整流单元的输出功率、功率因数及直流电压。整流单元单位功率因数运行的控制最终归结为调整交流侧机端电压v的幅值、相位角，考虑直流母线电压vdc，当功率确定，转子等效反电动势确定，发电机输出频率ω确定，电感两端电压vl要求不能过大，结合控制策略的电压最大利用率，电感取值的上限关系如下：

式中em为发电机转子等效反电动势峰值，im为基波相电流峰值，为电流与转子等效反电动势向量的夹角，m为电压最大利用率，spwm控制svpwm控制据此，当整流单元工作在单位功率因数时，考虑上述影响因素，可确定符合整流单元的电感上限范围。

同时，电感要满足瞬态电流跟踪的能力，保证既要快速跟踪电流，又要抑制电流谐波。整流单元要调制出正弦波电流，在电流过零处电流变化率最大，电感要足够小满足快速跟踪电流的要求，电流峰值处，电流谐波脉动最严重，电感要足够大能抑制谐波。

发电机定转子之间存在电气隔离，转子绕组的反电动势的相位和幅值并不能实时测量，整流单元控制策略上采用磁链定向的电压电流双闭环控制，所检测磁链的相位滞后于转子等效反电动势相位90°，要使dq轴中q轴作为有功轴，d轴作为无功轴，当发电机稳态运行时，转子磁链矢量幅值恒定并以恒定速度旋转。

在上述实施例中，优选地，励磁系统包括励磁机控制器101、励磁机102和转子绕组，励磁机102感应励磁机控制器101输出的参考控制信号产生三相感应电流，励磁机102与转子绕组相连接，对三相感应电流整流后传输到转子绕组。

在该实施例中，以设计励磁机102控制方式为电流控制为例，通过励磁机控制器101输出恒定大小电流形成励磁磁场，发电机的励磁机102对励磁磁场感应到的三相电进行整流，然后供给转子绕组，转子绕组产生磁场。励磁机控制器101以控制单元检测到的发电机空载时的励磁电流有效值作为参考控制信号值，将参考控制信号值转化为恒定电流输出，保证励磁的设定值不变，从而保证转子反电动势不变。而且，在匹配不同电压等级的整流单元工作时，可改变参考控制信号值的范围，使其控制的转子绕组的等效反电动势匹配整流单元工作。需要注意的是，转子绕组的励磁控制与整流单元输出电压之间并不为一一对应关系，同一励磁控制信号可匹配不同的电压，只是在整流单元输出电压变化范围较大的情况，为了更好的控制效果可相应调节励磁。

在上述实施例中，优选地，上述控制单元包括转换子单元、处理子单元、运算子单元、控制子单元；转换子单元用于检测发电机机端和整流单元的输出端的电压电流信号，并将检测到的电压电流信号转换为数字式的电压电流信号值；处理子单元用于将电压电流信号值进行不同坐标的变换或反变换，并根据发电机输出端的电压电流信号利用滑模观测器103和锁相环104确定转子绕组的矢量位置；运算子单元将电压电流信号和给定的参考控制信号进行相应的运算；控制子单元根据运算子单元的运算结果，生成控制igbt的通断的pwm开关信号。

在该实施例中，优选地，控制子单元包括电压控制器105、电流控制器106和脉宽调制器107，电压控制器105用于根据运算子单元生成的第一路控制指令a生成参考电流值电流控制器106根据运算子单元生成的第二路控制指令b进行解耦生成电压调制指令，脉宽调制器107根据转换子单元转换后的电压调制指令生成矢量脉宽调制开关信号。

在该实施例中，优选地，运算子单元将整流单元输出端的电压vdc与预设的整流单元直流侧电压的求差生成第一路控制指令a，运算子单元将参考电流值与dq坐标系下的发电机输出端电流值iq(id)求差生成第二路控制指令b。

在该实施例中，优选地，转换子单元对发电机的输出端和整流单元的输出端的电压电流信号进行检测，并通过ad转换将检测到的电压电流信号转换为处理器可以识别的数字式的电压电流信号值。

具体地，处理子单元将发电机输出端的电流信号值变换为αβ坐标系下的电流值，用于根据转子绕组的矢量位置将αβ坐标系下的电流值变换为dq坐标系下的电流值，还用于根据转子绕组的矢量位置将电压调制指令反变换为αβ坐标系下的电压调制指令。将电压电流信号值通过滑模观测器103进行观测，得出发电机的转子绕组的反电动势在αβ坐标系下的分量，再经过锁相环104对上述分量进行相应的计算得出转子绕组的矢量位置，滑模观测器103与锁相环104构造无位置传感器，从而观测出发电机的无法直接测得的内部测量量，从而获取转子绕组的磁链位置θ。

其中，由于发电机内部测量量无法测得，为了获得转子磁链位置，交流电压、电流检测电路实时采集a、b两相的电压、电流模拟信号，送入da转换单元，转换为数字信号，采用滑膜观测器与锁相环104的方法构造无位置传感器，滑模观测器103可很好的适应于电压经开关管动作后被pwm化的情况，电压测量量可直接引出于机端电压值。根据发电机电压模型(式(1)、式(2))构造整流单元滑模观测器103，切换函数依据实时电流与观测值确定，定义切换函数为为定子电流观测值，iα、iβ为定子电流实测值，定义切换面为根据要观测的对象，利用eα、eβ来计算转子位置，采用常值切换函数式中signs(x)为符号函数，k为滑模增益。构造滑模观测器103：

结合发电机电压模型可得动态误差方程：

使滑膜观测器达到可达性条件，式中k的取值范围为：k<-max{|eα||eβ|}。

滑模观测器103最终稳定在切换面附近，当滑模观测器103工作在稳定状态后可近似认为即：

将(11)带入误差方程(6)，可以得到：

这样，由估算电流值和实际电流值的误差产生的开关信号即包含转子反电动势的信息，但其包含大量高频开关信息，需要用低通滤波器从开关信息中提取连续的等效信号，即为反电动势估算值：

转子在α-β坐标系下等效磁链方程为：

其中，θr为d轴磁链与α轴角度，转子等效反电动势e角度超前其90°。

在一个实时的滑模变结构控制系统当中，系统的切换过程不是一个完全理想的开关函数，在离散化的过程中，系统不能渐进稳定与原点，而是在光滑的滑动模态上叠加一个锯齿形的轨迹，在实际应用中，高频抖振是必然存在的，这是滑膜观测器的一个结构问题。抖振的存在提高了滑膜观测器的抗摄动和抗扰动能力，但同时也影响系统精度，破坏系统性能。

直接利用反正切计算角度由于抖振的问题将造成较大的角度估算误差，为了克服上述缺点，利用锁相环104来提取反电动势的速度和位置信息，锁相环104的低通滤波特性可以起到削弱抖振的作用。

如图6所示为锁相环104的构造方式的示意图。根据上述滑膜观测器的观测结果，θr为转子实际位置，θ为估算位置。

δe＝-eαcosθ-eβsinθ

＝ωψfsinθrcosθ-ωψfcosθrsinθ

＝ωψfsin(θr-θ)

转子实际位置与估算位置相减后得到转子位置估算误差，将该误差进行pi调节后获得转子速度估计值，对速度估计值进行积分便可得到转子位置，积分后对2π取余得到实际转子位置。

其中，转换子单元将检测到的发电机输出端的电流信号值变换为αβ坐标系下的分量，并根据转子绕组的矢量位置，将αβ坐标系下的电流信号值分量变换为dq坐标系下的电流信号值。

其中，运算子单元将转换子单元检测到的整流单元输出端的电压信号值与预设的整流单元直流侧电压进行求差运算，将得出的差值进行比例放大或积分生成第一路控制指令a，用以控制直流侧电压幅值。

其中，控制子单元中的电压控制器105根据第一路控制指令a给出有功轴电流的参考值，通过对有功电流的调节来控制整流单元瞬时有功功率，电压控制器105可采用传统的比例积分控制，得到对比结构，另一路为无功轴，若保证发电机转子反电动势工作于单位功率因数，需要保证无功分量为0，设定无功轴参考电流为0，则运算子单元将dq坐标系下的电流信号值分量分别与有功轴电流的参考值和无功轴参考电流进行求差运算，生成电流第二路控制指令b。控制子单元对第二路控制指令b进行解耦运算，以消除dq坐标系下电流之间存在的耦合影响。设计有、无功轴解耦补偿环节，采用交叉耦合前馈补偿的方法，对电机侧的扰动和交叉耦合扰动进行前馈补偿，在此可以设计电压参考指令环节为比例积分调节，通过pi调节器对电压参考指令误差进行调节。经过将第二路控制指令b解耦，同时调整比例积分参数，生成电压调制指令。转换子单元根据转子绕组的矢量位置，将电压调制指令反变换至αβ坐标系下。控制子单元再采用spwm(sinusoidalpulsewidthmodulation)或svpwm(spacevectorpulsewidthmodulation)算法，生成不同占空比的脉宽调制矢量波形，控制整流单元中开关器件的开启关断。以svpwm为例，空间电流矢量svpwm调制技术不仅具有开关频率低、谐波分量小、动态响应快的优点，而且其直流电流利用率要比spwm提高近15.5％，并且数字化实现也比较简单。

其中，设计有、无功轴解耦补偿环节，采用交叉耦合前馈补偿的方法，对电机侧的扰动和交叉耦合扰动进行前馈补偿，在此可以设计电压参考指令环节为比例积分调节，通过pi调节器对电压参考指令误差进行调节，实现有、无功轴电流对给定值的无静差跟踪、发电机单位功率因数，解耦及电流控制器106关系如下：

如图7所示，根据本发明提供的一种发电机全控整流系统的控制方法，包括：步骤s101，检测发电机的输出端和整流单元的输出端的电压电流信号，并对电压电流信号转换为数字式的电压电流信号值；步骤s102，根据发电机输出端的电压电流信号值计算转子绕组的矢量位置以及dq坐标系下的发电机输出端电流值；步骤s103，根据整流单元的输出端电压电流信号值与预设的参考值生成第一路控制指令；步骤s104，根据第一路控制指令生成参考电流值，并与dq坐标系下的发电机输出端电流值求差生成第二路控制指令；步骤s105，根据给定的参考值对第二路控制指令进行补偿和解耦，生成电压调制指令；步骤s106，根据转子绕组的矢量位置和电压调制指令进行空间电压矢量调制，生成矢量脉宽调制开关信号，控制整流单元中开关器件的开启关断。

在该实施例中，根据发电机输出端的电压电流信号值计算转子绕组的矢量位置以及dq坐标系下的发电机输出端电流值具体包括：对发电机输出端的电压电流信号值通过滑模观测器进行观测；根据观测值和实时的电压电流信号值计算得出转子绕组的反电动势在αβ坐标系下的分量；通过锁相环对转子绕组的反电动势在αβ坐标系下的分量进行相应计算得到转子绕组的矢量位置；根据转子绕组的矢量位置将αβ坐标系下的发电机输出端的电流值变换为dq坐标系下的电流值。

具体地，控制子单元中的电压控制器根据第一路控制指令给出有功轴电流的参考值，通过对有功电流的调节来控制整流单元瞬时有功功率，电压控制器可采用传统的比例积分控制，得到对比结构，另一路为无功轴，需要保证无功分量为0，设定无功轴参考电流为0，则运算子单元将dq坐标系下的电流信号值分量分别与有功轴电流的参考值和无功轴参考电流进行求差运算，生成电流第二路控制指令。控制子单元对第二路控制指令进行解耦运算，以消除dq坐标系下电流之间存在的耦合影响。设计有、无功轴解耦补偿环节，采用交叉耦合前馈补偿的方法，对电机侧的扰动和交叉耦合扰动进行前馈补偿，在此可以设计电压参考指令环节为比例积分调节，通过pi调节器对电压参考指令误差进行调节。经过将第二路控制指令解耦，同时调整比例积分参数，生成电压调制指令。转换子单元根据转子绕组的矢量位置，将电压调制指令反变换至αβ坐标系下。控制子单元再采用svpwm算法，生成不同占空比的脉宽调制矢量波形，控制整流单元中开关器件的开启关断。

以上为本发明的实施方式，考虑到现有技术中整流装置造成谐波污染和局部谐振、电能利用率低、不能完全适用于普通发电机的技术问题，本发明提出了一种发电机全控整流系统及其控制方法，通过利用发电机定子侧绕组电感替代传统全控整流单元中的滤波电感，全控整流单元搭配普通同步发电机，整流单元与发电机整合为一个系统，提高了发电机系统全控整流装置的轻量化与集成化，通过实时获取发电机端电压、电流信号值和整流单元输出直流侧电压信号值，计算发电机转子实时位置，进一步生成调节交流侧电流的第一路控制指令a和调节直流侧电压的第二路控制指令b，调制pwm开关信号送入igbt驱动模块，实现了发电机系统全控整流系统的稳定输出，同时使发电机处于单位功率因数工作，减小了电流谐波污染，提高了动态响应速度，保证了整流单元直流侧输出电压可调，提高了电能利用率。

以上仅为本发明的优选实施例而已，并不用于限制本发明，对于本领域的技术人员来说，本发明可以有各种更改。凡在本发明的精神和原则之内，所作的任何修改、等同替换、改进等，均应包含在本发明的保护范围之内。