5-1 永磁同步風力發電機實驗帄台
由於室外風速及風向不穩定造成風力發電機無法穩定的長時間轉動造成實 驗時的不便利性，於是在實驗室內建立如圖 5-1 的永磁同步風力發電機實驗帄 台，為了模擬風力發電機被風帶動時轉動的情形，在硬體上利用直流馬達透過聯 軸器與永磁同步發電機的軸連接在一起，如此一來只需透過調整直流馬達的電源 大小就可直接控制發電機的轉速，馬達與發電機之間裝置轉速扭力計可即時讀取 如圖 5-2 中螢幕上所顯示的軸上扭力值與發電機轉速值。
圖 5-1 永磁同步風力發電機實驗帄台
圖 5-2 轉軸扭力值與發電機轉速值
直流馬達 轉速扭力計 永磁同步發電機
直流馬達的額定參數值分別為:功率 200W、轉速 3000rpm、電流 3.6A、直流
與(6)的箭號所指的參考點進行量測，至於量測任一相電流，這裡舉 c 相電流 Ic
5-3 永磁同步發電機直交軸電感量測實驗 黏附式且由式(2-13)得到直軸電感大小為 11.20mH 而交軸電感為 11.08mH。
圖 5-5 轉子轉動時線電感最小值
圖 5-6 轉子轉動時線電感最大值 5-4 永磁同步發電機電壓與電流回授實驗
使用順滑模態觀察器估測發電機轉速及轉子位置時需要得知發電機當時的 相電壓及電流值，受限於 DSP F2812 僅能允許 0~3V 的類比電壓輸入故需利用第 四章所提到的電壓與電流迴授電路來量測發電機的線電壓及相電流，由發電機三 相帄衡的條件下在程式利用下列的推導將線電壓轉換成相電壓，由三相帄衡
A B C 0
V V V (5-1)
其中 VA，VB，VC分別為發電機 A 相、B 相與 C 相的相電壓，然後將兩個線電壓 相加如(5-2)後便可以得到線電壓與相電壓的關係
( ) ( )
圖 5-9 為經由線電壓計算出來的 A 相與 B 相電壓，由圖中計算相位差以及與 線電壓大小的關係知其大小與兩相間相位差滿足三相交流電源大小與相位關 係，然而為了確保計算出來的相電壓與物理量的相位為同步，在無法量測相電壓 的限制下將利用相電流與相電壓同步的條件確認相位是否同步。
圖 5-9 相電壓轉換結果
圖 5-10 為示波器電流探棒量測到的 A 相電流 IA波形，其 ADC 結果與 A 相 電壓一併放在圖 5-11 比較，圖 5-11 除了驗證電流 ADC 結果正確之外也顯示出 相電流與相電壓為同相，也確認了由線電壓計算得到的相電壓與真實發電機的物 理量是同相的。
圖 5-10 A 相電流量測結果 VA
VB
圖 5-11 A 相電壓與電流轉換結果 5-5 智慧功率模組三相整流器與變流器實驗
當未施加 PWM 控制訊號給 IPM 的控制端腳位時，此時 IPM 內部的 IGBT 並無作用，因此理論上 IGBT 旁邊並聯的二極體將使 IPM 變成三相全橋整流器，
為了驗證以上的理論因此設置如圖 5-12 之實驗架構，其中直流端電阻規格為 100W 與 1kΩ，當直流端電阻從 1kΩ 更換成 8Ω 時發現發電機線電壓將會從圖 5-13 的波形變化至圖 5-14 的波形，由此發現當電流變大時 IPM 二極體整流的現象將 會更加明顯，而比較圖 5-13 波形峰值與圖 5-15 量測的直流端電壓值知其符合二 極體整流時線電壓峰值與直流端電壓大小相等的關係。
圖 5-12 智慧功率模組三相整流實驗架構 直流負載
IPM
三相電源 VA
IA
圖 5-13 直流端電阻 1kΩ 時線電壓
圖 5-14 直流端電阻 8Ω 時線電壓
圖 5-15 直流端電阻 1kΩ 時直流端電壓
由於當施加 PWM 控制訊號給 IPM 的控制腳位時，其整流行為理論上與 IPM 當作變流器時是逆向的，因此進行如圖 5-16 架構的 IPM 三相變流器實驗，其中 輸入 IPM 的 PWM 訊號是由三相弦式 PWM(Sine Pulse Width Modulation, SPWM) 的程式經 F2812 eZdsp 的類比輸出腳位產生。
圖 5-16 智慧功率模組三相變流實驗架構
圖 5-17 與圖 5-18 分別是未加入緩衝電路時三相純電阻負載端量測到的線電 壓與相電壓，圖 5-19 與圖 5-20 則分別為加入緩衝電路後三相純電阻負載端量測 到的線電壓與相電壓，跟圖 5-17 與圖 5-18 比較起來可以發現由線路雜散電感所 造成的振鈴現象有所改善，也因此才能夠由加入緩衝電路後量測的結果驗證電阻 負載端相電壓與線電壓跟 IPM 直流輸入端電壓的大小關係是正確的。
圖 5-17 未加入緩衝電路之線電壓
三相功率負載 Gate Driver
與 IPM +5V 直流電源 4 組+15V 獨立電源
TMS320 F2812 eZdsp
圖 5-18 未加入緩衝電路之相電壓
圖 5-19 加入緩衝電路之線電壓
圖 5-20 加入緩衝電路之相電壓
圖 5-21 與圖 5-22 分別是加入電感性負載濾波後的線電壓及相電壓波形，由 圖 5-21 與圖 5-22 知電感性負載具有把 PWM 形式的電壓還原成弦波的功能，一 般常見的三相電源其輸出波形即是像這樣的弦波，而且具有線電壓大小為相電壓 3 倍的關係，然而若將此變流器或當作整流器使用時則不需外加電感性負載在 馬達或發電機的三相電源端，因為馬達與發電機的物理模型中已經存在有電感與 電阻的成分。
圖 5-21 濾波後的線電壓
圖 5-22 濾波後的相電壓
經由章節 5-4 與章節 5-5 的實驗得到順滑模態估測器所需的發電機相電壓與電流 資訊以及發電機轉速控制所需的 PWM 驅動電路，這兩者搭配起來便可以進行永 磁同步發電機轉速估測以及無轉速感測轉速控制實驗。
5-6 永磁同步發電機轉速估測與控制程式流程
永磁同步發電機轉子位置及轉速估測程式流程如圖 5-23 所示，在主程式中 使 用 兩 個 計 數 器 (Timer1 、 Timer2) ， 其 中 一 個 計 數 器 用 來 設 定 中 斷 時 間 為 100µs(10kHz)，另一個則是用來讀取 QEP 電路的計數值，程式計算過程中使用 定點運算其格式為 Q15[28]以達到較精密的估測結果，當發電機開始運轉時利用
永磁同步發電機無轉速感測轉速控制程式流程如圖 5-24 所示，在此主程式
5-7 永磁同步發電機轉速估測與無轉速感測轉速控制實驗 (Observer and Controller ) Current
feedback Gate driver
PWM(0-3.3V)
當未加入控制器作用時利用直流馬達帶動永磁同步發電機維持在定轉速，圖 5-27 至圖 5-30 分別顯示出真實轉速在 100rpm、200rpm、300rpm 與 500rpm 時的 轉速估測情形，而 400rpm 的估測情形將在切換函數比較實驗時提出，由轉速估 測結果知其符合順滑模態控制理論中由切換函數造成的切跳現象，為了觀察轉速 估測的暫態響應，圖 5-31 顯示 500rpm 時約需 0.02 秒估測值才能追蹤到真實值。
圖 5-27 100rpm 時的轉速估測結果
圖 5-28 200rpm 時的轉速估測結果
圖 5-29 300rpm 時的轉速估測結果
圖 5-30 500rpm 時的轉速估測結果
圖 5-31 500rpm 時的轉速估測結果
順滑模態觀察器估測轉速的原理是藉由估測永磁同步發電機在兩相靜止軸 上的電流(iα、iβ)，因此為了觀察電流估測值與真實值之間的關係，300rpm 時靜 止α 軸上的電流量測值與估測值以及估測誤差分別如圖 5-32 與圖 5-33 所示，另 外靜止β 軸上的電流量測值與估測值以及估測誤差則如圖 5-34 與圖 5-35 所示。
圖 5-32 300rpm 時 iα估測值與量測值
圖 5-33 300rpm 時 iα估測誤差
圖 5-34 300rpm 時 iβ估測值與量測值
圖 5-35 300rpm 時 iβ估測誤差
觀察圖 5-32 至圖 5-35 後發現發電機靜止軸上的電流分量與估測轉速一樣具 有切跳現象且其估測誤差被限制在零的附近抖動，證明達到估測電流的目的便能 估測到轉速。以下開始進行真實轉速與估測轉速的對照前首先要確保轉速扭力計 上轉速讀數與程式中利用數位訊號處理器內部 QEP 電路計算出來的轉速值是否 一致，經過實驗後整理如表 5-3 所示。
表 5-3 讀數值與 QEP 計算值比較 讀數值 QEP 計算值 誤差(%)
32 32 0
70 68 3
153 155 1
208 203 -2 293 290 -1
417 420 1
502 502 0
617 619 0.3 722 721 -0.1 807 810 0.4
由上表的數據可以判斷利用 QEP 電路計算出來的轉速與轉速扭力計上轉速 讀數非常接近，甚至以電氣頻率較高的觀點來說比讀數值還要準確，為了模擬發 電機轉子隨任意風速轉動時的轉速估測結果，圖 5-36 至圖 5-38 為在 5 秒內任意 或規律調整發電機轉速時真實轉速與估測轉速間的關係。
圖 5-36 任意調整轉速時的真實轉速與估測轉速
圖 5-37 規律調整轉速時的真實轉速與估測轉速(一)
圖 5-38 規律調整轉速時的真實轉速與估測轉速(二)
圖 5-36 為無規律的調整發電機轉速變化，而圖 5-37 與圖 5-38 則是規律的調 整轉速使其在快慢之間變化，圖 5-37 與圖 5-38 之間的差異在於轉速隨時間變動 的快慢，而不論是哪種變化情形轉速估測值皆能快速的追蹤到真實轉速值，此實 驗證明了順滑模態觀測器應用於風力發電機轉速估測在實際上是可行的。
完全去除順滑模態觀測器轉速估測時的切跳現象是不可行的且違背了順滑 模態控制理論的原理，然而藉由改變順滑模態觀測器中的切換函數型式可以改善 切跳現象，圖 5-39 與圖 5-40 顯示出在兩種不同切換函數之下 400rpm 時轉速估 測的結果，由這兩張圖可以看出當切換函數為飽和函數時其切跳現象與符號函數 比較起來改善許多。
圖 5-39 符號函數下的轉速估測結果
圖 5-40 飽和函數下的轉速估測結果
根據第三章的迫近順滑條件，觀測器增益 K 必需要大於靜止兩相座標軸上 反電動勢峰值絕對值才能確保順滑模態的產生，在發電機轉速 400rpm 時圖 5-41 的反電動勢 eα峰值絕對值大小約 12V，因此 K 值大小必需至少為 12，當 K 值等 於 5 時如圖 5-42 所示之轉速估測值將無法收斂至真實值附近抖動。
圖 5-41 發電機轉速 400rpm 時的 eα
圖 5-42 K=5 時 400rpm 轉速估測結果
在實驗上轉子位置補償的方法是先在程式內部建立在不同轉速時對應的補 償角度來補償，其數據內容如表 5-4 所示，補償角度的獲得是在不同轉速時觀察 估測位置與真實位置之間的角度差而得。
表 5-4 不同轉速範圍下的補償角度 轉速(rpm) 補償角(deg)
100 34 150 60 200 66 250 74 300 89 350 99 400 101 450 104 500 110
轉子位置補償前後的差異如圖 5-43 與圖 5-44 所示，圖 5-43 為未補償角度時 350rpm 下真實轉子位置與估測轉子位置的角度變化圖，而圖 5-44 則是補償角度
轉子位置補償前後的差異如圖 5-43 與圖 5-44 所示，圖 5-43 為未補償角度時 350rpm 下真實轉子位置與估測轉子位置的角度變化圖，而圖 5-44 則是補償角度