基于模型预测控制的防爆变频器低损耗控制.pdf

第４５卷第２期２０１９年２月工矿自动化ＩｎｄｕｓｔｒｙａｎｄＭｉｎｅＡｕｔｏｍａｔｉｏｎＶｏｌ．４５Ｎｏ．２Ｆｅｂ．２０１９文章编号１６７１－２５１Ｘ（２０１９）０２－００８５－０６ＤＯＩ１０．１３２７２／ｊ．ｉｓｓｎ．１６７１－２５１ｘ．２０１８１００００８基于模型预测控制的防爆变频器低损耗控制曹晓冬１，２，杨世海１，２，纪峰１，２，叶宗彬３（１．国网江苏省电力公司电力科学研究院，江苏南京２１００００；２．国网江苏省电力公司电力需求侧管理技术实验室，江苏南京２１００００；３．中国矿业大学电气与动力工程学院，江苏徐州２２１００８）摘要针对传统矢量控制方法难以对防爆变频器进行主动式热量管理的问题，提出一种基于模型预测控制的防爆变频器低损耗控制方法。建立了防爆变频器热损耗模型，对功率器件导通损耗和开关损耗进行推导分析，指出低损耗控制的关键是降低开关频率；基于模型预测控制系统框架，设计了适用于防爆变频器低损耗控制需求的高精度预测模型，进而基于考虑损耗特征的价值函数完成滚动优化计算；基于１１４０Ｖ／２ＭＷ防爆变频测试样机对所提方法进行实验分析与验证，结果表明该方法可实现约束条件下防爆变频器多目标优化问题，合理配置多个优化目标权值系数，在满足防爆变频器动稳态性能要求的情况下，有效降低系统整体损耗。关键词防爆变频器；低损耗控制；模型预测控制；热损耗；开关频率中图分类号ＴＤ６１文献标志码Ａ网络出版地址ｈｔｔｐ／／ｋｎｓ．ｃｎｋｉ．ｎｅｔ／ｋｃｍｓ／ｄｅｔａｉｌ／３２．１６２７．ＴＰ．２０１９０１２１．１６３４．００４．ｈｔｍｌ收稿日期２０１８－１０－１０；修回日期２０１９－０１－０９；责任编辑胡娴。基金项目国家重点研发计划项目（２０１６ＹＦＢ０９０１１００）；国家自然科学基金煤炭联合基金培育项目（Ｕ１６１０１１３）。作者简介曹晓冬（１９９０－），男，江苏南京人，工程师，博士，主要研究方向为电力电子与电力传动，Ｅ－ｍａｉｌｃｕｍｔｃｘｄ＠１２６．ｃｏｍ。通信作者杨世海（１９７６－），男，江苏南京人，研究员级高级工程师，博士研究生，主要研究方向为智能配用电技术，Ｅ－ｍａｉｌｙｓｈ．ｙｏｕｎｇ＠１６３．ｃｏｍ。引用格式曹晓冬，杨世海，纪峰，等．基于模型预测控制的防爆变频器低损耗控制［Ｊ］．工矿自动化，２０１９，４５（２）８５－９０．ＣＡＯＸｉａｏｄｏｎｇ，ＹＡＮＧＳｈｉｈａｉ，ＪＩＦｅｎｇ，ｅｔａｌ．Ｌｏｗｌｏｓｓｃｏｎｔｒｏｌｏｆｅｘｐｌｏｓｉｏｎ－ｐｒｏｏｆｆｒｅｑｕｅｎｃｙｃｏｎｖｅｒｔｅｒｂａｓｅｄｏｎｍｏｄｅｌｐｒｅｄｉｃｔｉｖｅｃｏｎｔｒｏｌ［Ｊ］．ＩｎｄｕｓｔｒｙａｎｄＭｉｎｅＡｕｔｏｍａｔｉｏｎ，２０１９，４５（２）８５－９０．Ｌｏｗｌｏｓｓｃｏｎｔｒｏｌｏｆｅｘｐｌｏｓｉｏｎ－ｐｒｏｏｆｆｒｅｑｕｅｎｃｙｃｏｎｖｅｒｔｅｒｂａｓｅｄｏｎｍｏｄｅｌｐｒｅｄｉｃｔｉｖｅｃｏｎｔｒｏｌＣＡＯＸｉａｏｄｏｎｇ１，２，ＹＡＮＧＳｈｉｈａｉ１，２，ＪＩＦｅｎｇ１，２，ＹＥＺｏｎｇｂｉｎ３（１．ＳｔａｔｅＧｒｉｄＪｉａｎｇｓｕＥｌｅｃｔｒｉｃＰｏｗｅｒＣｏｍｐａｎｙＲｅｓｅａｒｃｈＩｎｓｔｉｔｕｔｅ，Ｎａｎｊｉｎｇ２１００００，Ｃｈｉｎａ；２．ＬａｂｏｒａｔｏｒｙｏｆＰｏｗｅｒＤｅｍａｎｄＳｉｄｅＭａｎａｇｅｍｅｎｔＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙｏｆＳｔａｔｅＧｒｉｄＪｉａｎｇｓｕＥｌｅｃｔｒｉｃＰｏｗｅｒＣｏｍｐａｎｙ，Ｎａｎｊｉｎｇ２１００００，Ｃｈｉｎａ；３．ＳｃｈｏｏｌｏｆＥｌｅｃｔｒｉｃａｌａｎｄＰｏｗｅｒＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，ＣｈｉｎａＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙｏｆＭｉｎｉｎｇａｎｄＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙ，Ｘｕｚｈｏｕ２２１００８，Ｃｈｉｎａ）ＡｂｓｔｒａｃｔＩｎｖｉｅｗｏｆｐｒｏｂｌｅｍｔｈａｔｔｒａｄｉｔｉｏｎａｌｖｅｃｔｏｒｃｏｎｔｒｏｌｍｅｔｈｏｄｉｓｄｉｆｆｉｃｕｌｔｔｏｃａｒｒｙｏｕｔａｃｔｉｖｅｈｅａｔｍａｎａｇｅｍｅｎｔｆｏｒｅｘｐｌｏｓｉｏｎ－ｐｒｏｏｆｆｒｅｑｕｅｎｃｙｃｏｎｖｅｒｔｅｒ，ａｌｏｗｌｏｓｓｃｏｎｔｒｏｌｍｅｔｈｏｄｆｏｒｅｘｐｌｏｓｉｏｎ－ｐｒｏｏｆｆｒｅｑｕｅｎｃｙｃｏｎｖｅｒｔｅｒｂａｓｅｄｏｎｍｏｄｅｌｐｒｅｄｉｃｔｉｖｅｃｏｎｔｒｏｌｗａｓｐｒｏｐｏｓｅｄ．Ｈｅａｔｌｏｓｓｍｏｄｅｌｏｆｔｈｅｅｘｐｌｏｓｉｏｎ－ｐｒｏｏｆｃｏｎｖｅｒｔｅｒｗａｓｅｓｔａｂｌｉｓｈｅｄ，ａｎｄｃｏｎｄｕｃｔｉｏｎｌｏｓｓａｎｄｓｗｉｔｃｈｉｎｇｌｏｓｓｏｆｐｏｗｅｒｄｅｖｉｃｅｓｗｅｒｅｄｅｄｕｃｅｄａｎｄａｎａｌｙｚｅｄ，ａｎｄｐｏｉｎｔｅｄｏｕｔｔｈａｔｔｈｅｋｅｙｏｆｌｏｗｌｏｓｓｃｏｎｔｒｏｌｉｓｔｏｒｅｄｕｃｅｔｈｅｓｗｉｔｃｈｉｎｇｆｒｅｑｕｅｎｃｙ．Ｂａｓｅｄｏｎｆｒａｍｅｗｏｒｋｏｆｍｏｄｅｌｐｒｅｄｉｃｔｉｏｎｃｏｎｔｒｏｌｓｙｓｔｅｍ，ｈｉｇｈ－ｐｒｅｃｉｓｉｏｎｐｒｅｄｉｃｔｉｏｎｍｏｄｅｌｓｕｉｔａｂｌｅｆｏｒｌｏｗ－ｌｏｓｓｃｏｎｔｒｏｌｒｅｑｕｉｒｅｍｅｎｔｓｏｆｅｘｐｌｏｓｉｏｎ－ｐｒｏｏｆｃｏｎｖｅｒｔｅｒｗａｓｄｅｓｉｇｎｅｄ，ａｎｄｔｈｅｎｒｏｌｌｉｎｇｏｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎｗａｓｃｏｍｐｌｅｔｅｄｂａｓｅｄｏｎｖａｌｕｅｆｕｎｃｔｉｏｎｃｏｎｓｉｄｅｒｉｎｇｌｏｓｓｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｓ．Ｔｈｅｐｒｏｐｏｓｅｄｍｅｔｈｏｄｉｓａｎａｌｙｚｅｄａｎｄｖｅｒｉｆｉｅｄｂａｓｅｄｏｎ１１４０Ｖ／２ＭＷｅｘｐｌｏｓｉｏｎ－ｐｒｏｏｆｆｒｅｑｕｅｎｃｙｃｏｎｖｅｒｓｉｏｎｔｅｓｔｐｒｏｔｏｔｙｐｅ，ｔｈｅｒｅｓｕｌｔｓｓｈｏｗｔｈａｔｔｈｅｍｅｔｈｏｄｃａｎｒｅａｌｉｚｅｍｕｌｔｉ－ｏｂｊｅｃｔｉｖｅｏｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎｐｒｏｂｌｅｍｏｆｅｘｐｌｏｓｉｏｎ－ｐｒｏｏｆｆｒｅｑｕｅｎｃｙｃｏｎｖｅｒｔｅｒｕｎｄｅｒｃｏｎｓｔｒａｉｎｔｃｏｎｄｉｔｉｏｎ，ａｎｄｒａｔｉｏｎａｌｌｙａｌｌｏｃａｔｅｍｕｌｔｉｐｌｅｏｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎｏｂｊｅｃｔｉｖｅｗｅｉｇｈｔｃｏｅｆｆｉｃｉｅｎｔｓ，ａｎｄｅｆｆｅｃｔｉｖｅｌｙｒｅｄｕｃｅｔｈｅｏｖｅｒａｌｌｌｏｓｓｏｆｔｈｅｓｙｓｔｅｍｕｎｄｅｒｔｈｅｃｏｎｄｉｔｉｏｎｏｆｓａｔｉｓｆｙｉｎｇｄｙｎａｍｉｃａｎｄｓｔｅａｄｙ－ｓｔａｔｅｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅｒｅｑｕｉｒｅｍｅｎｔｓｏｆｅｘｐｌｏｓｉｏｎ－ｐｒｏｏｆｆｒｅｑｕｅｎｃｙｃｏｎｖｅｒｔｅｒ．Ｋｅｙｗｏｒｄｓｅｘｐｌｏｓｉｏｎ－ｐｒｏｏｆｃｏｎｖｅｒｔｅｒ；ｌｏｗｌｏｓｓｃｏｎｔｒｏｌ；ｍｏｄｅｌｐｒｅｄｉｃｔｉｖｅｃｏｎｔｒｏｌ；ｈｅａｔｌｏｓｓ；ｓｗｉｔｃｈｉｎｇｆｒｅｑｕｅｎｃｙ０引言防爆变频器作为工矿企业井下生产的重要装备［１］，可在爆炸性气体环境中实现掘进机、刮板输送机等电动机类负荷精准、高效控制［２］。然而，由于防爆变频器的所有电气元器件均密封于隔爆腔体里［３］，无法实现自然风冷或水冷所需水循环系统和散热器［４］。因此，长久以来热损耗问题成为限制防爆变频器高效应用的主要问题［５］。考虑到未来井下防爆变频系统功率密度将不断提高，热损耗问题将成为制约防爆变频器向小型化、智能化发展的关键。针对防爆变频器热损耗问题，相关企业及学术团体进行了大量研究［６］，主要集中在以下２个方面其一，功率器件损耗特性建模；其二，热分析与热平衡控制。文献［７－８］对功率器件损耗进行了详细分析，得出功率器件３类典型损耗（通态损耗、断态损耗和开关损耗）组成，并对应提出了损耗优化方法，但上述分析均为在离线理想情况下进行的，对于实时运行的防爆变频器不一定适用；文献［９－１１］围绕功率变换器的快速损耗和温度建模方法展开，建立了一个功率模块的３Ｄ热映射模型，但考虑到功率器件结温测取困难，实际工程系统多通过参数估算方式获取结温，很难保证防爆变频器损耗控制效果。传统矢量控制（ＶｅｃｔｏｒＣｏｎｔｒｏｌ，ＶＣ）方法为实现高性能控制，难以对防爆变频器进行主动式热量管理。为此，本文提出一种基于模型预测控制（ＭｏｄｅｌＰｒｅｄｉｃｔｉｖｅＣｏｎｔｒｏｌ，ＭＰＣ）的防爆变频器低损耗控制方法，一方面建立防爆变频器热损耗模型，对功率器件开关损耗（包含导通损耗和开关损耗）进行推导分析；另一方面基于ＭＰＣ系统框架，设计适用于防爆变频器低损耗控制需求的高精度预测模型，进而基于考虑损耗特征的价值函数完成滚动优化计算。最后，基于实验室１１４０Ｖ／２ＭＷ防爆变频测试样机对所提方法进行实验验证与分析，结果表明，该方法在满足防爆变频器动、稳态性能要求的情况下，可有效降低系统开关损耗，从而满足防爆变频器实际工程应用中低损耗控制要求。１防爆变频器热损耗建模１．１防爆变频器结构考虑到煤炭行业供电电压等级的特殊性，现阶段我国大功率防爆变频器多采用三电平拓扑式结构。由于三电平拓扑结构的特殊性，变频器控制难度及工艺复杂度较高，其散热性能的好坏直接影响到可靠性及使用寿命，恶劣情况下甚至能直接导致功率器件的损坏。本文以四象限防爆变频器网侧有源前端（ＡｃｔｉｖｅＦｒｏｎｔＥｎｄ，ＡＦＥ）为例进行分析，三电平防爆变频器网侧ＡＦＥ包含直流母线、中性点钳位（ＮｅｕｔｒａｌＰｏｉｎｔＣｌａｍｐｅｄ，ＮＰＣ）拓扑及网侧滤波器３个部分，其基本结构如图１所示。图１三电平防爆变频器网侧ＡＦＥ基本结构Ｆｉｇ．１ＢａｓｉｃｓｔｒｕｃｔｕｒｅｏｆｇｒｉｄｓｉｄｅＡＦＥｏｆｔｈｒｅｅｌｅｖｅｌｅｘｐｌｏｓｉｏｎ－ｐｒｏｏｆｃｏｎｖｅｒｔｅｒ与传统低压应用场合下常用的两电平变频器不同，为满足中压电压等级耐压需求，ＮＰＣ三电平变频器功率器件数量增多，其热损耗特性分析更趋复杂。ＩＧＢＴ功率模块典型内部结构如图２所示。图２ＩＧＢＴ功率模块典型内部结构Ｆｉｇ．２ＴｙｐｉｃａｌｉｎｔｅｒｎａｌｓｔｒｕｃｔｕｒｅｏｆＩＧＢＴｐｏｗｅｒｍｏｄｕｌｅＩＧＢＴ损耗ＰＴ包括导通损耗Ｐｃｏｎ，Ｔ和开关损耗Ｐｓｗ，Ｔ，即ＰＴ＝Ｐｃｏｎ，Ｔ＋Ｐｓｗ，Ｔ（１）１．２导通损耗功率器件之所以会产生导通损耗，是因为初始饱和压降和器件内导通电阻的存在，并且二者随温度呈线性变化。初始饱和压降ｖ０，Ｔ和导通电阻ｒＴ的表达式分别如式（２）和式（３）所示。功率器件导通损耗计算公式如式（４）所示。ｖ０，Ｔ＝ｖ０，Ｔ＿ＡＴ＋Ｋｖ０，Ｔ（Ｔｖｊ，Ｔ－ＴＡＴ）（２）６８工矿自动化２０１９年第４５卷ｒＴ＝ｒＴ＿ＡＴ＋Ｋｒ，Ｔ（Ｔｖｊ，Ｔ－ＴＡＴ）（３）Ｐｃｏｎ，Ｔ＝ｖ０，ＴＩ＋ｒＴＩ２（４）式中ｖ０，Ｔ＿ＡＴ为ＩＧＢＴ在初始结温ＴＡＴ下的初始饱和压降；Ｋｖ０，Ｔ为与ｖ０，Ｔ＿ＡＴ对应的温度修正系数；Ｔｖｊ，Ｔ为ＩＧＢＴ结温；ＴＡＴ为初始结温，与环境温度２５ ℃相等；ｒＴ＿ＡＴ为ＩＧＢＴ在初始结温下的导通电阻；Ｋｒ，Ｔ为与ｒＴ＿ＡＴ对应的温度修正系数；Ｉ为流过ＩＧＢＴ的瞬时电流值。１．３开关损耗在特定测试条件下，ＩＧＢＴ的开通损耗和关断损耗可以通过积分的方法得到，该过程需要准确测得开通和关断时的电压和电流，然后对二者的乘积进行积分计算。ＩＧＢＴ中的开关能量损耗曲线是在结温１２５℃时测取的，且该曲线随负载电流变化而变化，能够直观表达出功率器件不同损耗对应的电压和结温。在求解任意时间的损耗时，需要对功率器件承压和测试电压比值的幂函数、实际结温和测试结温比值的幂函数进行修正。ＩＧＢＴ的开关损耗为Ｅｓｗ，Ｔ（Ｉ）＝（Ａｓｗ，ＴＩ２＋Ｂｓｗ，ＴＩ＋Ｃｓｗ，Ｔ）ＵｃｅＵ（）ｂａｓｅＤｓｗ，ＴＴｖｊ，ＴＴ（）ｂａｓｅＫｓｗ，Ｔ（５）式中Ａｓｗ，Ｔ，Ｂｓｗ，Ｔ和Ｃｓｗ，Ｔ为测试条件下曲线拟合系数，表达开关能量损耗与流过ＩＧＢＴ电流变化的关系；Ｕｃｅ为功率器件测试条件下的实际承受电压；Ｕｂａｓｅ为测试电压；Ｄｓｗ，Ｔ为Ｕｂａｓｅ的修正系数；Ｔｂａｓｅ为测试结温；Ｋｓｗ，Ｔ为Ｔｂａｓｅ（官方参考数据为１２５℃）的修正系数。具有单个开关周期的ＩＧＢＴ平均开关损耗为Ｐｓｗ，Ｔ＝ｆｓｗＥｓｗ，Ｔ（Ｉ）（６）式中ｆｓｗ为ＩＧＢＴ的开关频率。根据式（１）、式（４）、式（６）可得ＩＧＢＴ功率模块热损耗，如图３所示，可以看出，随着负载电流和开关频率的增大，ＩＧＢＴ功率模块总损耗呈正比例增长。由于流过ＩＧＢＴ的瞬时电流由防爆变频器实际工况决定，无法直接改变，所以，仅可通过降低开关频率的方式来降低总损耗。图３ＩＧＢＴ功率模块热损耗统计结果Ｆｉｇ．３ＳｔａｔｉｓｔｉｃａｌｒｅｓｕｌｔｓｏｆｈｅａｔｌｏｓｓｏｆＩＧＢＴｐｏｗｅｒｕｎｉｔ２防爆变频器低损耗控制方法２．１ＭＰＣ系统框架开关频率是影响防爆变频器总损耗的关键因素，因此，在进行低损耗优化控制时，一方面要考虑实际煤炭生产工艺需求，完成高性能有功、无功功率控制；另一方面要充分考虑低损耗控制特性需要，最大限度地降低系统开关频率；同时，为保证系统可靠运行，要对最大运行电流等因素进行限制。概括来讲，可将防爆变频器控制问题转化为一个有约束、多目标优化问题，传统的ＶＣ方案采用多环路解耦调节，控制器多为ＰＩ调节器，不具备多目标协同优化能力。因此，本文提出一种适用于防爆变频器的低损耗ＭＰＣ方法。ＭＰＣ技术综合利用历史信息和模型信息，对价值函数不断进行滚动优化，并根据实际测得的对象输出修正或补偿预测模型。防爆变频器ＭＰＣ设计思路及系统框架如图４所示，其中ｋ为当前时刻。ＭＰＣ系统包含预测模型、滚动优化２个部分。其中模型预测部分利用系统过去信息，结合系统输入状态、数据模型等完成系统未来信息预测；滚动优化部分根据设计的价值函数对不同输入状态量对应的系统未来信息优劣进行评估，从而确定最优输入状态量。优化不是一次离线进行，而是随着采样时刻的前进反复地在线推进。（ａ）设计思路（ｂ）系统框架图４ＭＰＣ系统设计思路及系统框架Ｆｉｇ．４ＤｅｓｉｇｎｉｄｅａａｎｄｓｙｓｔｅｍｆｒａｍｅｗｏｒｋｏｆＭＰＣｓｙｓｔｅｍ２．２预测模型首先建立三电平ＡＦＥ系统模型，从电路原理出发，在两相静止α β坐标系下建立一般性数学描７８２０１９年第２期曹晓冬等基于模型预测控制的防爆变频器低损耗控制述，即ｅα β＝Ｌｄｉα β ｄｔ＋Ｒｉαβ＋ｕαβ （７）式中ｅ αβ为两相静止αβ坐标系下网侧电压；Ｌ为网侧滤波电感；ｉα β为两相静止αβ坐标系下网侧电流；Ｒ为ＡＦＥ系统等效电阻；ｕα β为网侧ＡＦＥ系统αβ坐标系下端口电压。考虑到ＡＦＥ系统数字处理器采样频率较高，可采用前向差分方式对式（７）中的微分项进行等效，即ｄｉα β ｄｔ＝ｉ αβｋ＋（）１－ｉαβ（）ｋＴｓ（８）式中ｉ αβｋ（）＋１，ｉα β（）ｋ分别为ｋ＋１，ｋ时刻网侧电流；Ｔｓ为控制系统采样频率。将式（８）代入式（７）并化简，可得ｋ＋１时刻网侧电流预测值为ｉα βｋ（）＋１＝ｅα β（）ｋ－Ｒｉα β（）ｋ－ｕα β（）［］ｋＴｓＬ＋ｉα β（）ｋ（９）根据式（９）对ｋ＋１时刻网侧电流进行预测，输入量为ＡＦＥ系统ｋ～ｋ＋１时间内拟输出端口电压ｕα β（）ｋ，输出量为ｋ＋１时刻网侧电流ｉ αβ（）ｋ。同理，对ｋ＋１时刻ＮＰＣ拓扑中点电位进行预测，预测方程为ｕ０ｋ＋（）１＝Ｓα（）ｋｉα（）ｋ＋Ｓ β（）ｋｉ β（）［］ｋ＋ｕ０（）ｋ（１０）式中Ｓα（）ｋ，Ｓ β（）ｋ为ｋ～ｋ＋１时间内开关状态α， β 轴分量；ｕ０（）ｋ为ｋ时刻中点电位值。２．３滚动优化在完成模型预测的基础上，构建涵盖工况要求、低损耗、最大电流限制的价值函数Ｊ，对防爆变频器低损耗控制方案进行在线优化，相应公式为Ｊ＝Ｊ１＋Ｊ２＋Ｊ３＋Ｃ（１１）Ｊ１＝Ｋ１ｉ＊ αβ（）ｋ－ｉαβ（）［］ｋ２（１２）Ｊ２＝Ｋ２０－ｕ０ｋ＋（）［］１２（１３）Ｊ３＝Ｋ３Ｓα β（）ｋ－Ｓα βｋ＋（）［］１２（１４）Ｃ＝０ｉα β≤ｉαβ＿ｍａｘ＋ ∞ｉαβ＞ｉαβ＿烅烄烆ｍａｘ（１５）式中Ｊ１为电流跟踪误差；Ｊ２为中点电位偏移；Ｊ３为开关频率；Ｃ为过电流保护；Ｋ１Ｋ３为优化目标权值系数；ｉα β＿ｍａｘ为ＡＦＥ系统最大电流限幅。此外，考虑到ＮＰＣ拓扑结构的特殊性，为避免直通短路现象，并非所有３３＝２７种开关状态间均可自由跳转，需满足图５所示的跳转规律。以ｋ～ｋ＋１时间内开关状态２０为例，仅７，９，１１，１９，２１及２０这６个开关状态可在ｋ＋１～ｋ＋２时间内作用。最终使价值函数取值最小的开关状态将在ｋ＋１时刻输出。在考虑电流跟踪精度、中点电位平衡、过电流保护的基础上，价值函数引入了降低开关频率优化项，通过合理调节权值系数Ｋ１Ｋ３可在多个优化目标间取得平衡，从而实现防爆变频器低损耗控制目标。低损耗优化控制方法执行流程如图６所示，其中ｊ为迭代变量。图５三电平变频器电压矢量跳转规律Ｆｉｇ．５Ｊｕｍｐｒｕｌｅｏｆｖｏｌｔａｇｅｖｅｃｔｏｒｏｆｔｈｒｅｅ－ｌｅｖｅｌｃｏｎｖｅｒｔｅｒ图６低损耗优化控制方法执行流程Ｆｉｇ．６Ｆｌｏｗｏｆｌｏｗｌｏｓｓｏｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎｃｏｎｔｒｏｌｍｅｔｈｏｄ３实验分析为了验证基于ＭＰＣ的防爆变频器低损耗控制方法的可行性，搭建了１１４０Ｖ／２ＭＷ防爆变频测试样机，如图７所示，样机参数见表１。采用自主设计的片上处理系统，主控制芯片选取Ｓｐａｒｔｅｎ６型ＦＰＧＡ，控制功能区主要划分为三电平ＮＰＣ电压矢８８工矿自动化２０１９年第４５卷量跳转库、ＡＦＥ系统离散预测模型、价值函数滚动优化、输出脉冲死区及保护等部分。图７１１４０Ｖ／２ＭＷ防爆变频测试样机Ｆｉｇ．７Ｐｒｏｔｏｔｙｐｅｏｆ１１４０Ｖ／２ＭＷｅｘｐｌｏｓｉｏｎ－ｐｒｏｏｆｃｏｎｖｅｒｓｉｏｎｔｅｓｔ表１１１４０Ｖ／２ＭＷ防爆变频测试样机参数Ｔａｂｌｅ１Ｐａｒａｍｅｔｅｒｏｆ１１４０Ｖ／２ＭＷｅｘｐｌｏｓｉｏｎ－ｐｒｏｏｆｃｏｎｖｅｒｔｅｒｔｅｓｔｐｒｏｔｏｔｙｐｅ参数名称参数值参数名称参数值前端电抗／ｍＨ０．８网侧电压／Ｖ１１４０后端电抗／ｍＨ０．８直流母线电压／Ｖ１８００直流母线电容／ μＦ２７５０４死区时间／ μ ｓ５首先进行防爆变频器网侧ＡＦＥ动稳态性能测试，ＡＦＥ系统功率响应结果如图８所示，其中ｉａ，ｅａ分别为Ａ相电流、电压值。（ａ）有功功率阶跃响应（ｂ）无功功率阶跃响应图８ＡＦＥ系统功率响应结果Ｆｉｇ．８ＰｏｗｅｒｒｅｓｐｏｎｓｅｒｅｓｕｌｔｓｏｆＡＦＥｓｙｓｔｅｍ图８（ａ）中，０．０２５ｓ时有功功率期望值ｐ＊由０阶跃为５００ｋＷ，有功功率反馈值ｐ快速跟踪响应，耗时约为４ｍｓ，且动态过程中有功功率ｐ和无功功率ｑ解耦特性良好。此外，由于无功功率期望值ｑ＊＝０，从０．０２５ｓ之后的稳态波形可知，网侧电压、电流相位一致，ＡＦＥ系统运行于单位功率因数模式。图８（ｂ）中，０．０２５ｓ时无功功率期望值ｑ＊由０阶跃为－２５０ｋＶＡ，图中无功功率反馈值ｑ同样快速跟踪响应，耗时与有功功率响应结果类似，约为４ｍｓ。对比０．０２５ｓ前后的稳态波形可知，由于ＡＦＥ系统无功功率发生改变，交流侧电压、电流由原来的同相位运行变为电流超前电压相位，进一步验证了用所提方法进行无功功率调节的正确性。进一步进行防爆变频器网侧ＡＦＥ系统低损耗调节测试，保持有功功率、无功功率、母线电压、中点电位权值系数不变（Ｋ１＝１，Ｋ２＝１，Ｋ３＝０．５），权值系数ＫＳＷ值从０逐步增加到０．１。不同权值系数下系统低损耗调节测试结果如图９所示。（ａ）网侧Ａ相电流波形（ｂ）网侧ＡＢ线电压波形（ｃ）网侧电流跟踪误差和平均开关频率图９ＡＦＥ系统低损耗调节测试结果Ｆｉｇ．９ＴｅｓｔｒｅｓｕｌｔｓｏｆｌｏｗｌｏｓｓａｄｊｕｓｔｍｅｎｔｏｆＡＦＥｓｙｓｔｅｍ９８２０１９年第２期曹晓冬等基于模型预测控制的防爆变频器低损耗控制图９（ａ）中，网侧Ａ相电流波形由高正弦、低纹波特性逐步演变为强畸变、高纹波；图９（ｂ）中，网侧ＡＢ线电压波形中开关动作次数明显降低，但其分布并不均匀，存在局部开关多次动作的弊端。随着权值系数ＫＳＷ逐步增大，图９（ｃ）中对应的ＡＦＥ系统平均开关频率逐步降低，并最终稳定在约３００Ｈｚ，对应的网侧电流跟踪误差由５％逐步增加到２０％以上。综上可知，通过增加开关频率优化项可有效降低ＡＦＥ系统平均开关频率，但是开关频率优化项加入后，ＡＦＥ系统稳态跟踪精度有所降低，实际应用中设计防爆变频器系统时应根据实际工况需求进行取舍。４结论（１）功率器件开关损耗是防爆变频器损耗的核心组成部分，实现低损耗控制的关键是降低系统运行开关频率。（２）ＭＰＣ可实现约束条件下防爆变频器多目标优化问题，合理配置多个优化目标权值系数，可在满足防爆变频器动稳态性能要求的情况下，有效降低系统整体损耗。参考文献（Ｒｅｆｅｒｅｎｃｅｓ）［１］谢和平，王金华，王国法，等．煤炭革命新理念与煤炭科技发展构想［Ｊ］．煤炭学报，２０１８，４３（５）１１８７－１１９７．ＸＩＥＨｅｐｉｎｇ，ＷＡＮＧＪｉｎｈｕａ，ＷＡＮＧＧｕｏｆａ，ｅｔａｌ．Ｎｅｗｉｄｅａｓｏｆｃｏａｌｒｅｖｏｌｕｔｉｏｎａｎｄｌａｙｏｕｔｏｆｃｏａｌｓｃｉｅｎｃｅａｎｄｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙｄｅｖｅｌｏｐｍｅｎｔ［Ｊ］．ＪｏｕｒｎａｌｏｆＣｈｉｎａＣｏａｌＳｏｃｉｅｔｙ，２０１８，４３（５）１１８７－１１９７．［２］谢和平，周宏伟，薛东杰，等．我国煤与瓦斯共采理论、技术与工程［Ｊ］．煤炭学报，２０１４，３９（８）１３９１－１３９７．ＸＩＥＨｅｐｉｎｇ，ＺＨＯＵＨｏｎｇｗｅｉ，ＸＵＥＤｏｎｇｊｉｅ，ｅｔａｌ．Ｔｈｅｏｒｙ，ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙａｎｄｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇｏｆｓｉｍｕｌｔａｎｅｏｕｓｅｘｐｌｏｉｔａｔｉｏｎｏｆｃｏａｌａｎｄｇａｓｉｎＣｈｉｎａ［Ｊ］．ＪｏｕｒｎａｌｏｆＣｈｉｎａＣｏａｌＳｏｃｉｅｔｙ，２０１４，３９（８）１３９１－１３９７．［３］ＬＩＹ．Ｈｅａｔｐｉｐｅｃｏｏｌｉｎｇｓｙｓｔｅｍｏｆｈｉｇｈ－ｐｏｗｅｒｔｈｒｅｅ－ｌｅｖｅｌｅｘｐｌｏｓｉｏｎ－ｐｒｏｏｆｉｎｖｅｒｔｅｒｂａｓｅｄｏｎｔｈｅｌｏｓｓｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎａｎｄｆｉｎｉｔｅｅｌｅｍｅｎｔａｎａｌｙｓｉｓ［Ｊ］．ＭｏｄｅｒｎＰｈｙｓｉｃｓＬｅｔｔｅｒｓＢ，２０１７，３１（４）１－５．［４］刘向昕，谭国俊，胡子豪，等．大功率防爆变频器ＥＭＩ滤波器设计［Ｊ］．工矿自动化，２０１７，４３（４）６４－６７．ＬＩＵＸｉａｎｇｘｉｎ，ＴＡＮＧｕｏｊｕｎ，ＨＵＺｉｈａｏ，ｅｔａｌ．ＤｅｓｉｇｎｏｆＥＭＩｆｉｌｔｅｒｆｏｒｈｉｇｈ－ｐｏｗｅｒｅｘｐｌｏｓｉｏｎ－ｐｒｏｏｆｉｎｖｅｒｔｅｒ［Ｊ］．ＩｎｄｕｓｔｒｙａｎｄＭｉｎｅＡｕｔｏｍａｔｉｏｎ，２０１７，４３（４）６４－６７．［５］于哲．防爆变频器水冷散热系统研究［Ｊ］．工矿自动化，２０１６，４２（１）５５－５７．ＹＵＺｈｅ．Ｒｅｓｅａｒｃｈｏｆｗａｔｅｒｃｏｏｌｉｎｇｓｙｓｔｅｍｏｆｅｘｐｌｏｓｉｏｎ－ｐｒｏｏｆｉｎｖｅｒｔｅｒ［Ｊ］．ＩｎｄｕｓｔｒｙａｎｄＭｉｎｅＡｕｔｏｍａｔｉｏｎ，２０１６，４２（１）５５－５７．［６］ＤＩＮＧＪ，ＺＨＡＮＧＰ，ＤＩＮＧＪ，ｅｔａｌ．ＴｈｅｒｍａｌａｎａｌｙｓｉｓｏｆＩＧＢＴｗａｔｅｒ－ｃｏｏｌｉｎｇｒａｄｉａｔｏｒｆｏｒｅｌｅｃｔｒｉｃｖｅｈｉｃｌｅｃｏｎｖｅｒｔｅｒ［Ｊ］．ＪｏｕｒｎａｌｏｆＣｅｎｔｒａｌＳｏｕｔｈＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙ，２０１７，４８（２）５２５－５３２．［７］ＷＥＩＪ，ＬＵＯＸ，ＨＵＡＮＧＬ，ｅｔａｌ．Ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎｓｔｕｄｙｏｆａｎｏｖｅｌｓｎａｐｂａｃｋ－ｆｒｅｅａｎｄｌｏｗｔｕｒｎ－ｏｆｆｌｏｓｓｒｅｖｅｒｓｅ－ｃｏｎｄｕｃｔｉｎｇＩＧＢＴｗｉｔｈｃｏｎｔｒｏｌ

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