Identifying dynamic model parameters of a BLDC motor

1、畢業(yè)設(shè)計（論文）外文翻譯原文題目：Identifying dynamic model parameters of a BLDC motor譯文題目：無刷直流電機（BLDC）動態(tài)模型參數(shù)辨識譯文題目：無刷直流電機（BLDC）動態(tài)模型參數(shù)辨識關(guān)鍵詞永磁電機仿真參數(shù)識別最小二乘方法齒槽轉(zhuǎn)矩摘要基于最小二乘近似法技術(shù)的脫機識別方法和閉環(huán)干擾觀測器應(yīng)用于無刷直流電機模型參數(shù)的辨識中。除了反電勢、相電流、轉(zhuǎn)子位置和轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速實驗數(shù)據(jù)的可用性，電機沒有特殊的配置要求。這種方法是用來確定反電勢諧波和機械參數(shù)，如齒槽轉(zhuǎn)矩、粘滯摩擦系數(shù)、庫倫摩擦系數(shù)。所提出的識別方法仍處于理論研究，在低功耗無刷直流電機上的使用證明

2、了該方法的有效性。1、 簡介現(xiàn)代汽車不可避免的依賴于幾種不同的電機。除了保持汽車基本功能，如燃油/水泵，助力轉(zhuǎn)向，發(fā)動機冷卻風(fēng)扇，電動馬達也包含在新的電力系統(tǒng)中，從而提高乘客的舒適性和安全性4。傳統(tǒng)的有刷電機應(yīng)用于汽車制造，永磁無刷直流電機也已日益普及。相對于直流無刷電機的效率，傳統(tǒng)直流電機關(guān)注更高的可靠性，壽命長，維護成本更低，更低的電磁干擾。另一方面，無刷直流電機代替?zhèn)鹘y(tǒng)的直流電機，控制算法更加復(fù)雜。目前對于BLDC電機控制已有了廣泛研究，在扭矩、速度和位置控制等方面，提出了各種不同的控制算法。在低成本的傳感器控制算法領(lǐng)域已有了深入的研究工作20,3。在整個設(shè)計過程中需要計算來驗證。因此，

3、BLDC電機仿真模型的真實性是至關(guān)重要的。在文獻8中介紹了BLDC電機模型MATLAB/Simulink仿真環(huán)境的開發(fā)和適用于BLDC電機驅(qū)動器及控制算法的設(shè)計分析。但是如果仿真結(jié)果和實驗結(jié)果偏差較大，那么仿真結(jié)果是值得質(zhì)疑的。然而，系統(tǒng)動態(tài)模型的結(jié)構(gòu)只是仿真環(huán)境中的一部分，第二個重要的問題是模型的參數(shù)。文獻13詳細(xì)描述了一個全面確定永磁同步電機（PMSM）模型和機器操作性能參數(shù)的測量程序。雖然測量過程是非常有效的，但是需要特殊設(shè)備的支持，比如扭矩傳感器和高質(zhì)伺服電機齒槽轉(zhuǎn)矩。文獻14中用來估算三相異步電機轉(zhuǎn)子電阻與轉(zhuǎn)子、定子漏電感的識別算法來源于最小二乘技術(shù)。文獻21介紹了用來識別直流電機傳

4、遞函數(shù)的自回歸滑動平均模型（ARMA），其中遞歸最小二乘法用于估算ARMA參數(shù)。文獻15中介紹應(yīng)用于永磁同步電機定子電阻和負(fù)載轉(zhuǎn)矩擾動的粒子群算法。在文獻1中使用在線批量最小二乘算法確定永磁步進電機的定子電阻、定子電感、力矩常數(shù)、慣性常數(shù)、粘滯摩擦系數(shù)和庫倫摩擦系數(shù)。文獻19討論了無刷直流電機轉(zhuǎn)矩常數(shù)的在線實時估算方法。本文提出的研究工作，重點是確定有助于電機轉(zhuǎn)矩的直流電機模型參數(shù)。轉(zhuǎn)矩參數(shù)識別不僅模擬的真實性高，而且能執(zhí)行不同的轉(zhuǎn)矩波動最小化控制，如文獻9,16所討論。轉(zhuǎn)矩波動最小化降低了速度振蕩，因此影響電機性能。轉(zhuǎn)矩波動的產(chǎn)生主要有兩個原因，齒槽轉(zhuǎn)矩和非正弦的定子磁鏈分布7。文獻12推導(dǎo)

5、出轉(zhuǎn)矩波動產(chǎn)生的電機模型。在此電機模型的基礎(chǔ)上，提出了識別電機參數(shù)的離線方法。整理后如下。首先，提出了三相無刷直流電機的模型，并對電機建模的基礎(chǔ)知識進行了總結(jié)。在第三部分中，介紹了參數(shù)識別的理論研究。這種識別方法是在閉環(huán)干擾觀測器上使用最小二乘法近似法，因此對這兩種技術(shù)也進行了簡要介紹。為了驗證此方法的有效性，實驗使用了低功率的BLDC電機。在第四部分對實驗結(jié)果進行了討論。第五部分中對實驗結(jié)論進行了總結(jié)。2、電機模型 假設(shè)定子自感與轉(zhuǎn)子位置變化和定子繞組之間的互感可以忽略不計；BLDC電機動態(tài)可仿照電力平衡系統(tǒng)17： (1) (2)其中Rs和Ls是定子電阻和電感，usi是電機端電壓，isi是相

6、電流，ei是i相反電動勢。星形連接繞組的中性點電位記作V0。 永磁轉(zhuǎn)子每相感應(yīng)反電勢，可以表示為： (3)其中是永磁鐵和i相定子繞組之間的互感磁通，是轉(zhuǎn)子位置，是轉(zhuǎn)子速度。假設(shè)線性模型沒有飽和，互感磁通仿照虛擬轉(zhuǎn)子繞組互感，虛擬轉(zhuǎn)子電流： (4)一般情況下，氣隙間的互感磁通是非正弦的，因此，高次諧波互感磁通的引入猶如高次諧波分量虛擬轉(zhuǎn)子繞組互感?；ジ杏萌呛瘮?shù)傅里葉級數(shù)表示： (5) 從式(3)和(4)，可得反電勢： (6) 超出轉(zhuǎn)子位置的互感的偏導(dǎo)數(shù)，被稱為反電勢系數(shù)5。 根據(jù)虛功原理，可得電機電磁轉(zhuǎn)矩12： (7)式（7）中前三項是永磁磁場與相電流相互影響產(chǎn)生的雙向力矩。最后一項稱為齒槽轉(zhuǎn)

7、矩，定子鐵心突出部分引力的永久性。因此，齒槽轉(zhuǎn)矩是始終存在的，與相電流無關(guān)。通常，三相電機的齒槽轉(zhuǎn)矩諧波是基本變換頻率的6倍。齒槽轉(zhuǎn)矩諧波基于虛擬轉(zhuǎn)子繞組自感高諧波序列建模的。 (8)電機機械動力學(xué)定義為： (9)其中T1是負(fù)載轉(zhuǎn)矩，J是轉(zhuǎn)子慣量，B是粘滯摩擦系數(shù)，C是庫倫摩擦系數(shù)。3、 參數(shù)估計方法 上一節(jié)給出的模型參數(shù)是和。這部分在式（6），（7）和（9）中提出了參數(shù)估計的離線方法,B和C。這里假設(shè)所有其他參數(shù)都是已知的，因為它們通常由電機制造商提供。估計方法是基于已知相電流和轉(zhuǎn)子位置、速度等實驗數(shù)據(jù)。在實際操作中，如圖1所示實驗測試臺用于獲取這些數(shù)據(jù)。估計方法可以分為三步。首先，用最小二

8、乘近似法從已知反電勢實驗數(shù)據(jù)估算轉(zhuǎn)子的位置和速度。第二步，使用DSP控制器和三相電橋驅(qū)動電機（電機驅(qū)動裝置），同時測量相電流和轉(zhuǎn)子位置（測量單元）。第一步從相電流，轉(zhuǎn)子位置計算總的互轉(zhuǎn)矩T1+T2+T3,估計參數(shù)。然后使用閉環(huán)觀測器估算轉(zhuǎn)矩擾動信號?；マD(zhuǎn)矩計算和電機轉(zhuǎn)速測量都需要觀測器來實現(xiàn)。最后一步，重新使用最小二乘近似法通過信號估算參數(shù)，和。在以下各小節(jié)中都有每一步的詳細(xì)描述。在計算過程中都使用到了最小二乘近似法和干擾觀測器，因此，首先簡要描述這兩種方法。3.1. 最小二乘近似法 由于該方法容易實現(xiàn)，因此應(yīng)用廣泛。該方法的客觀性在于盡量減少被測信號和假定信號之間的平方差10。當(dāng)作為一個向量

9、問題考慮時，信號由未知參數(shù)向量決定的信號模式來確定。由于噪聲和模型誤差，信號是信號的攝動形式。最小二乘近似（LSE）價值在于最小平方準(zhǔn)則： (10)圖1、測試臺結(jié)構(gòu)假設(shè)觀測時間間隔n=1,N，向量上基于J是通過。這種方法對于高斯和非高斯噪音是有效的，但是最小二乘近似法的性能無疑將取決于噪音的屬性，以及任何建模誤差和量化。當(dāng)考慮最小二乘問題時，信號模型是線性未知參數(shù)，因此，信號可以寫成： (11)其中H是已知Nxr(N>r)滿秩觀測矩陣r，是rx1未知參數(shù)向量。最小二乘估計法和最小平方誤差如式(11)： (12) (13)3.2.干擾觀測器干擾觀測器如圖2所示，用來測定可用于改善控制性能的

10、干擾信號。如果模型誤差可以忽略不計，補償能夠確保收斂信號趨向于零，補償器的輸出干擾信號。假設(shè)外部干擾可以忽略不計，觀察員可以用類似方法測定不完整的非建模動態(tài)裝置模型。從圖2可知，估量與實際干擾之間的關(guān)系為： (14)如果選定，那么分母多項式(14)是霍爾維茲多項式，且圖2中的系統(tǒng)是漸進穩(wěn)定的。因此，輸出反饋補償器將觀測到漸進。3.3.反電勢系數(shù)測定從式(5)-(6)可見參數(shù)和反電動勢參數(shù)高次諧波一樣是由磁通非正弦分布造成的。如果電機是星形連接且中性點可求，那么測量開路繞組中性點相電壓是確定反電動勢最簡單的方法，外部應(yīng)用扭矩使轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)。如果不是這種情況，從測得的相間電壓確定反電動勢，但是這種情況

11、三次諧波不能確定。傅里葉分析通常被用來提取反電動勢系數(shù)。因為傅里葉分析是有效的周期函數(shù)，精確一個周期的反電動勢需要進一步分析以獲得準(zhǔn)確的結(jié)果。另一個約束條件是轉(zhuǎn)子的轉(zhuǎn)速在實驗過程中要保持恒定。由于最小二乘近似法的使用，轉(zhuǎn)子的位置和速度作為實驗數(shù)據(jù)，所以結(jié)果的準(zhǔn)確性與轉(zhuǎn)子的旋轉(zhuǎn)無關(guān)。測量中性點電壓時，第一相的反電動勢等于： (15)如果觀測矩陣H和參數(shù)向量如下定義，式(15)關(guān)于（11）是非線性的： 圖2、干擾觀測器 (16) (17)最小二乘估計法計算參數(shù)(12)。根據(jù)轉(zhuǎn)子位置和轉(zhuǎn)子速度的實驗數(shù)據(jù)，得到觀測矩陣。如果轉(zhuǎn)子速度可以實驗恒定，那么觀測矩陣可以簡化，轉(zhuǎn)子位置和速度就不需要測量。在這種

12、情況下，通過反電動勢周期波形來確定轉(zhuǎn)子速度，然后通過處理這些數(shù)據(jù)得到轉(zhuǎn)子的位置。通常情況下，如果齒槽轉(zhuǎn)矩的影響可以忽略不計，恒定速度只能在高速運轉(zhuǎn)的情況下實現(xiàn)。3.4.齒槽，粘滯摩擦，庫倫摩擦力矩估算實現(xiàn)齒槽，粘滯摩擦，庫倫摩擦轉(zhuǎn)矩估計是基于前面所討論的干擾觀測，如圖3所示。通過同時測量相電流和轉(zhuǎn)子位置以及之前確定的反電動勢系數(shù)可以計算互轉(zhuǎn)矩總和(7)。裝置模型是通過機械動力學(xué)得到的(9)，如圖3所示，其中JTot是總慣量（電機，旋轉(zhuǎn)編碼器，耦合）。PI控制器同上作為補償裝置。如果控制器能確保估計速度對于測量速度收斂，則可以假設(shè)控制器的輸出等于估計的非建模動態(tài)信號。如果負(fù)載轉(zhuǎn)矩為零且外源的干擾

13、可以忽略不計，則轉(zhuǎn)子加速可以表達為： (18)估計干擾信號為： (19)3.5.齒槽轉(zhuǎn)矩諧波，粘滯摩擦系數(shù)，庫倫摩擦系數(shù)估計高次諧波在虛擬轉(zhuǎn)子繞組自感序列，對應(yīng)于通過估算干擾信號確定的齒槽轉(zhuǎn)矩諧波，粘滯摩擦系數(shù)和庫倫摩擦系數(shù)： (20)如果觀察矩陣H和參數(shù)向量如下定義，則根據(jù)式(11)，式(20)線性方程為： (21) (22)其中參數(shù)向量由最小二乘估計（12）。圖3、齒槽、粘滯摩擦和庫倫摩擦力矩估計4、 實驗結(jié)果4.1. 實驗裝置實驗裝置如圖1所示。以下是對每個子系統(tǒng)進行的簡要介紹。1. 電機/編碼器：測試電機是一個最大電力為40W、外轉(zhuǎn)子為6極/9槽的三相BLDC電機。用于測試轉(zhuǎn)子位置的是

14、線數(shù)為3600的海德漢ROD1080。編碼器接口提供了幅度為1的正弦電壓信號。信號接口可以高度插值，從而提高編碼器的分辨率。表1列出了一些電機參數(shù)和旋轉(zhuǎn)編碼器慣量耦合。2. 電機驅(qū)動單元：基于電機控制和三相電橋的DSP電機驅(qū)動單元。所謂的DSP-2控制器是Maribor大學(xué)電氣工程及計算機科學(xué)學(xué)院(FERI)開發(fā)的基于Texas Instrument TMS320C32浮點處理器和Spartan的Xilinx FPGA系列的控制器。外圍接口以外的脈沖寬度調(diào)制器在FPGA中實現(xiàn)。此外，DSP-2控制器包括所有必要的交流電機外圍設(shè)備6。三相橋電流傳感器被用來作為功率輸出，提供為3A的20V直流電。

15、3. 測量單元：測量單元是DSP-2控制器加上一個額外的測量板。這種情況下，DSP-2控制器進行數(shù)據(jù)記錄。測量采樣時間可以設(shè)置為從10微秒至250微秒，內(nèi)存量可以記錄105000個32位值。測量單元和個人電腦之間的數(shù)據(jù)是通過連接速度為921kBD的USB接口來傳輸?shù)摹y量板包含4個12位的A/D轉(zhuǎn)換器。其中一對用于電機反電勢或者電機相電流測量，另一對用來作為旋轉(zhuǎn)編碼器的接口。4. 數(shù)據(jù)處理：整個參數(shù)估計方法是在離線情況下進行MATLAB/Simulink仿真。4.2.反電勢系數(shù)估計 勵磁試驗用皮帶傳動的整流直流電機驅(qū)動無刷直流電機。使用金屬波紋管聯(lián)軸器將旋轉(zhuǎn)編碼器安裝到BLDC電機軸上。實驗過

16、程中，同時記錄編碼器輸出和相反電勢，每個信號取樣時間T=100s，數(shù)據(jù)長度3000點。然后離線計算轉(zhuǎn)子位置和轉(zhuǎn)子速度。圖4顯示轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速超過十圈的電機，齒槽轉(zhuǎn)矩的影響和高頻振蕩一樣明顯。圖5顯示了第一相的反電勢，從線到中性點的測量。在實際操作中，這類圖確定相關(guān)諧波，給出了簡單的信號模型，充分說明了給定數(shù)據(jù)信號的最小數(shù)量是非常有用的。這個方案確定增加的諧波數(shù)目直到增加諧波數(shù)量而最小平方差只是略有下降。從圖6可以明顯看出，第一、三、五諧波是唯一相關(guān)因素。這一結(jié)論是根據(jù)反電勢波形通常具有半波對稱性，其中T是波形的周期。由文獻2傅里葉分析可知半波對稱函數(shù)偶次諧波等于零。每相的反電勢系數(shù)估計，縮小列于表2

17、。估計參數(shù)給出的平均值和標(biāo)準(zhǔn)偏差提供了有關(guān)結(jié)果的重復(fù)性。數(shù)據(jù)向量x的標(biāo)準(zhǔn)差為： (23)其中為向量上的元素的值，為元素個數(shù)。估計過程中包括10次重復(fù)，因此m=10。參數(shù)，其中i=1:3，k=1:5，相當(dāng)于0。這是個別階段的結(jié)果，這一階段的非對稱性，幾乎可以忽略不計。圖5b顯示反電勢和使用最小二乘估計反電勢近似版本的差異，在第一、三、五次諧波需要考慮。表1電機/機械參數(shù)參數(shù) 值 單位 5 1 mH 97.0 5.0 2.0 104.0 圖4、轉(zhuǎn)子速度圖5、第一階段反電勢（a）差（b）圖6、的最小平方差表2反電動勢系數(shù)估計 電機制造通常涉及到描述反電勢的常數(shù)。電壓常數(shù)指每單位轉(zhuǎn)子速度的反電勢峰值或

18、RMS（均方根）值。在第一階段的實驗中所用的BLDC電機的反電勢為： (24)反電勢峰值中峰值電壓常數(shù)可由下式得：(25)反電勢RMS值為： (26)其中是電壓均方根常數(shù)，為反電勢波形周期。從式（24）和（26）可得均方根常數(shù)為： (27)4.3.轉(zhuǎn)矩干擾估計文獻18提出用整流逆變器脈寬調(diào)制(PWM)控制電機轉(zhuǎn)矩的定向控制方案。定子電流關(guān)于q軸等價于轉(zhuǎn)矩命令，。在實驗中，重復(fù)40次，采樣時間為，參考轉(zhuǎn)矩設(shè)為4.3。使用相同的計量單位同時記錄相電流和旋轉(zhuǎn)編碼器的輸出，每個信號具有相同的采樣時間，數(shù)據(jù)長度25000點。在3、4節(jié)中提出轉(zhuǎn)矩干擾信號的實驗數(shù)據(jù)在離線模式下估計。雖然在估計算法中所有的數(shù)

19、據(jù)點都會被考慮到，但是并非所有的數(shù)據(jù)點都會被繪制出來以提高數(shù)字讀數(shù)。圖7和圖8給出了計算出的電機轉(zhuǎn)矩和測量出得轉(zhuǎn)子速度。齒槽轉(zhuǎn)矩的影響如頻率為6p=36每軸轉(zhuǎn)的轉(zhuǎn)速振蕩一樣明顯，如圖8b所示。轉(zhuǎn)子速度從圖8a可以看出，整個實驗系統(tǒng)是不完全平衡的，因此額外出現(xiàn)了頻率為1每軸轉(zhuǎn)的轉(zhuǎn)速振蕩。從圖9可以清楚看出，干擾觀測補償器確保收斂速度的誤差趨于零。因此，補償器的輸出等于估計轉(zhuǎn)矩擾動如圖10所示。4.4.齒槽轉(zhuǎn)矩諧波，粘滯摩擦系數(shù)，庫倫摩擦系數(shù)估計為了將非平衡系統(tǒng)的影響與估計過程合并，估計信號重新定義為： 其中和是外源機械干擾的傅里葉系數(shù)。根據(jù)重新定義的信號，觀測矩陣和參數(shù)向量(21)和(22)也需

20、要適當(dāng)?shù)闹匦露x。圖7、互轉(zhuǎn)矩計算圖8、轉(zhuǎn)子速度（a），轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速振蕩（b） 圖9、補償輸入 圖10、補償輸出所有25000個實驗數(shù)據(jù)都包括在最小二乘近似法。當(dāng)估計干擾信號近似使用LSE，最小平方差與齒槽轉(zhuǎn)矩諧波如圖11所示。由圖可以輕易看出第六個齒槽轉(zhuǎn)矩諧波較為突出，如第二節(jié)的預(yù)測。除了第六次諧波，同樣存在少數(shù)的三次諧波。圖12顯示估計齒槽轉(zhuǎn)矩超過電機轉(zhuǎn)動。估計的力學(xué)參數(shù)為，在表3中列出，平均值和標(biāo)準(zhǔn)偏差的順序是通過考慮40組重復(fù)實驗的結(jié)果。高標(biāo)準(zhǔn)的偏差表明估計庫倫摩擦系數(shù)結(jié)果的不穩(wěn)定。因此，估計庫倫摩擦系數(shù)的結(jié)果是值得進一步驗證的，只是作為一個粗略的估算值來了解。摩擦涉及到很多因素，如溫度、

21、材料結(jié)構(gòu)、平滑程度、制造精度、耦合等，因此很難確定。確定庫倫摩擦?xí)r另一個難題是庫倫摩擦系數(shù)和粘滯摩擦系數(shù)之間的相關(guān)性，這在文獻1中也有所提及。如文獻11所提到的，如果轉(zhuǎn)矩斜坡被作為參考量，也許確定庫倫摩擦系數(shù)的改善已經(jīng)實現(xiàn)。研究的重點是確定齒槽轉(zhuǎn)矩和粘滯摩擦，因此不再做進一步研究。通?？梢栽陔姍C技術(shù)數(shù)據(jù)中找到有關(guān)最大齒槽轉(zhuǎn)矩的信息。BLDC電機齒槽轉(zhuǎn)矩估計： 因為函數(shù)(29)是周期性的，所以有無限個最大值和最小值。然而，通過MATLAB發(fā)現(xiàn)，當(dāng)?shù)谝粋€最大絕對值出現(xiàn)在區(qū)間。函數(shù)（29）的最大絕對值為7.01。根據(jù)BLDC制造的最大齒槽轉(zhuǎn)矩是6.5，說明齒槽轉(zhuǎn)矩估計有8%誤差。圖11、的最小平方差

22、(a)，估計干擾信號（實線）以及使用LSE的近似值（虛線）圖12、估計齒槽轉(zhuǎn)矩4.5.結(jié)果驗證對電機勵磁相電流的實驗數(shù)據(jù)進行模擬，以驗證參數(shù)識別方法的有效性。表2和表3的參數(shù)用來作為仿真參數(shù)，出現(xiàn)了庫倫摩擦系數(shù)降低20%的異常情況。表3力學(xué)參數(shù)估計結(jié)果圖13、測量（實線）和估計（虛線）轉(zhuǎn)子速度（a），轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速振蕩對時間圖線（b），轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速振蕩對于測定和估計轉(zhuǎn)子位置的圖線測定和估計轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速之間的比較是為了突出驗證結(jié)果，如圖（13）所示?！肮烙嫛笔侵笍氖褂霉烙媴?shù)模擬獲得的轉(zhuǎn)子速度。從圖（13a）可以明顯看出模擬數(shù)據(jù)和實驗數(shù)據(jù)有較高的一致性，特別是在穩(wěn)定部分。實驗和估計齒槽轉(zhuǎn)矩的效果，和速度與振蕩

23、頻率為36每軸轉(zhuǎn)一樣明顯，如圖（13b）和（13c）所示。從圖13b對時間繪制的速度振蕩圖線中，實驗和估計齒槽轉(zhuǎn)矩約半周期的相位移顯而易見。這不難理解，因為任何測量和估計的轉(zhuǎn)子速度之間的差異是其轉(zhuǎn)子位置差不斷積累產(chǎn)生的。齒槽轉(zhuǎn)矩是轉(zhuǎn)子位置的函數(shù)，因此，圖（13c）中實驗和估計的齒槽轉(zhuǎn)矩的比較更具有針對性。模擬數(shù)據(jù)和實驗數(shù)據(jù)較高的一致性，足以證明無刷直流電機仿真過程中所提識別方法的適用性。5、 總結(jié)本文提出了一種確定BLDC電機動態(tài)模型參數(shù)的離線方法。方法是基于最小二乘近似法和閉環(huán)干擾觀測器，但它要求了反電勢、相電流、轉(zhuǎn)子位置和轉(zhuǎn)子速度實驗數(shù)據(jù)的可靠性。使用該方法，可以找出反電勢系數(shù)和力學(xué)參數(shù)，

24、力學(xué)參數(shù)包括齒槽轉(zhuǎn)矩諧波和粘滯摩擦系數(shù)。通常情況下通過FFT分析空載反電勢找到主要諧波。然而只有當(dāng)轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速恒定，在反電勢期間才可以進行FFT分析。如果BLDC電機具有較高的齒槽轉(zhuǎn)矩，那么就很難保證恒定的轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速。因此，在使用這個方法時，轉(zhuǎn)子位置和速度的實驗數(shù)據(jù)都要被納入到鑒定過程中，非恒定的轉(zhuǎn)子速度會影響實驗結(jié)果。使用轉(zhuǎn)矩傳感器測定力學(xué)參數(shù)雖然可行，但是會增加額外的花費。此外，高轉(zhuǎn)矩傳感器，特別是低額定轉(zhuǎn)矩（）的傳感器，在非實驗環(huán)境中會對實驗造出其他困難。因此這種識別方法在確定沒有力學(xué)參數(shù)的轉(zhuǎn)矩傳感器有額外的好處。當(dāng)然，使用轉(zhuǎn)矩傳感器得到的力學(xué)參數(shù)可靠性更高。實驗表明，該方法能很好的確定力學(xué)參

25、數(shù)。因此，這種方法可以讓使用BLDC電機系統(tǒng)的動態(tài)仿真領(lǐng)域得到改善。參考文獻1 A.J. Blauch, M. Bodson, J. Chiasson, High-speed parameter estimation of stepper motors, IEEE Transactions on Control System Technology 1 (4)(1993)270279.2 I.N. Bronstein, K.A. Semendjajew, G. Musiol, H. Muhlig, Matematicni Prirocnik (Tehnika zaloz ba Slovenije

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