CN104822186A - 重载下并联谐振感应加热电源的启动策略及其实现系统 - Google Patents

Abstract

本发明提出了一种重载下并联谐振感应加热电源的启动策略及其实现系统，该策略包括:预充电容C_P向RLC负载谐振回路充电；信号检测调理电路识别负载回路中的中频电压、电流信号；RLC本振频率ω，感应器等效电阻R及其等效电感L的等效参数计算；直流侧初始电流的最小值I_d0min，整流触发角的最大值α_max，整流触发角的最小值α_min，整流角最大调整量Δα_max以及逆变桥触发频率ω₁的求解；根据电流临界值I_d0min调节直流侧初始电流I_d0，以达到逆变桥触发的控制条件。本发明基于负载回路能量平衡原理和负载回路振荡的能量衰减速，提出了选取初始整流控制角及其调整增量的参考函数，同时得出了中频电源逆变桥启动的触发频率参考值，以保证感应加热电源的成功启动。

Description

重载下并联谐振感应加热电源的启动策略及其实现系统

技术领域

本发明涉及电源自动控制技术领域，具体涉及一种重载下并联谐振感应加热电源的启动策略及其实现系统。

背景技术

可控硅中频电源是一种广泛应用于锻造行业的能量转换设备。其中，并联型可控硅中频电源由于可提供更大的功率倍受关注，但难于启动却是其推广应用的难题，尤其在重载启动时，启动成功率极低。尽管已有多位学者对其进行了研究，如预充电启动,负载预充磁启动，辅助桥启动，但其启动方法主要是借助改变电路拓扑结构来提高换流过程中的中频电压，从而提高重载下中频电源的启动成功率。

事实上，如果负载回路的能量补充速度太小，即使启动初期负载回路的中频电压较高，重载时中频电源的启动成功率将仍然非常低。对实际工程进行研究发现，启动过程中负载回路的能量衰减和供给速度、负载回路所处的工作状态和感应加热器的等效参数在不同启动条件下会互相影响，但是目前这些因素间的相互关系仍没有一个清晰完整的分析。

在负载等效回路中，感应器等效电感L与等效电阻R是变化的，当重载启动时，其变化速率差异更大，因此加快了负载回路中能量的衰减速度，致使能量衰减速度远大于能量补充速度，导致可控硅逆变桥难以正常换流，负载回路中频电压难以稳定地建立，因而启动失败。

发明内容

为了克服上述现有技术中存在的缺陷，本发明的目的是提供一种重载下并联谐振感应加热电源的启动策略及其实现系统。

为实现本发明的上述目的，根据本发明的第一个方面，本发明提供了一种重载下并联谐振感应加热电源的启动策略，其特征在于：包括如下步骤：

S1,给预充电回路通电，使预充电容C_P具有初始能量；

S2，触发与预充电容C_P串联的第五晶闸管T₅，使预充电容C_P通过第五晶闸管T₅给RLC负载谐振回路充电；

S3，信号检测调理电路对负载回路中的中频电压、电流信号进行识别，并经过调理后传送至处理器，处理器还检测直流滤波电路输入端的电流信号，处理器根据已采集到电流、电压信息计算出此启动状态下负载回路中以下等效参数：RLC本振频率ω，感应器等效电阻R及其等效电感L,所述ω＝2π/T，其中，T为中频电压周期；

S4，若步骤S3中能够测出中频电压周期T，并得出本振频率ω，则执行步骤S5；否则，则增加预充电容C_P初始电压，返回执行步骤S2；

S5，根据步骤S3和步骤S4的测量计算值分别求出：直流侧初始电流的最小值I_d0min，整流触发角的最大值α_max，整流触发角的最小值α_min，整流角最大调整量Δα_max以及逆变桥触发频率ω₁；

S6，处理器根据直流侧初始电流的最小值I_d0min与感应器等效电阻R调节整流角的大小，，调节直流侧初始电流I_d0，使其不低于重载启动的临界值I_d0min；

S7，在步骤S6中调节直流侧初始电流I_d0达到重载启动的临界值I_d0min时,根据步骤S5中α_max与α_min选择整流桥整流触发角的大小并触发整流桥，同时以频率ω₁控制逆变桥的触发。

本发明的重载下并联谐振感应加热电源的启动策略基于负载回路能量平衡条件，提出了选取初始整流控制角与其调整增量的参考函数，针对负载回路振荡的能量衰减速度，求出中频电源逆变桥启动的触发频率参考值，保证感应加热电源的成功启动。

在本发明的一种优选实施方式中，所述步骤S3中等效电感L的计算方法为：

L＝Nμ_rμ₀nπr²，

其中，N为感应器线圈匝数，μ_r与μ₀分别为感应器铁心的相对磁导率与真空磁导率，n为感应器单位长度的线圈匝数，r为感应器线圈半径。

本发明计算电感的方式准确，通过计算电感值，准确计算直流侧初始电流的最小值I_d0min，整流触发角的最大值α_max，整流触发角的最小值α_min，整流角最大调整量Δα_max以及逆变桥触发频率ω₁等参数，保证加热电源的成功启动。

在本发明的另一种优选实施方式中，在步骤S5中还具有通过Δα_max动态调节整流角的大小的步骤，具体为：启动过程中，随着直流侧电流和负载上中频电压的变化，以Δα_max为最大变化量进行增大或减小整流角大小。从而使每次调节当量最大，让负载中频电压的响应快速达到预期值，缩短启动过程，提高了启动的控制性能。

在本发明的一种优选实施方式中，直流侧初始电流的最小值I_d0min为:

$I_{d0\min }=\frac{U_0{\mathrm{RL}}_d-U_{2}f\left(\mathrm{\α}\right)\mathrm{\ω}(R^2{L}_{d}C+L^2{e}^{-\frac{\mathrm{\πL}}{2{\mathrm{RL}}_d\mathrm{C\ω}}})}{{\mathrm{RL}}_d\mathrm{L\ω}}$

其中，L_d为电抗器的电感量，L，R，C分别为感应器等效电感，感应器等效电阻，负载补偿电容，ω为磁场交变频率，U₀为逆变桥换流所要求的最低电压，U₂为三相电源各相相电压有效值，f(α)为在整流角为α时的整流输出电压与U₂间的关系。

以上方法计算的直流侧初始电流的最小值准确，直流侧的初始电流为最小值时启动，既能够保证成功启动又能够节约能源。

在本发明的一种优选实施方式中，整流触发角的最大值α_max为:

${\mathrm{\&alpha;}}_{\max }=\left\{\begin{array}{cc}-\frac{\mathrm{\&pi;}}{3}+\arcsin \left[\frac{{\mathrm{\&omega;}}^2{L}^2}{\sqrt{6}{\mathrm{RU}}_2}{i}_{\mathrm{Ld}}\left(t\right){\sin }^2\mathrm{\&omega;t}\right],& 0\&le;\mathrm{\&alpha;}\&le;\frac{\mathrm{\&pi;}}{6}\\ \frac{2\mathrm{\&pi;}}{3}-\arcsin \left[\frac{{\mathrm{\&omega;}}^2{L}^2}{\sqrt{6}{\mathrm{RU}}_2}{i}_{\mathrm{Ld}}\left(t\right){\sin }^2\mathrm{\&omega;t}\right],& \frac{\mathrm{\&pi;}}{6}<\mathrm{\&alpha;}\&le;\frac{7\mathrm{\&pi;}}{6}\end{array}\right.$

整流触发角的最小值α_min为：

${\mathrm{\&alpha;}}_{\min }=\left\{\begin{array}{cc}-\frac{\mathrm{\&pi;}}{3}+\arcsin \frac{U_{s0}}{\sqrt{6}{U}_2},& 0\&le;\mathrm{\&alpha;}\&le;\frac{\mathrm{\&pi;}}{6}\\ \frac{2\mathrm{\&pi;}}{3}-\arcsin \frac{U_{s0}}{\sqrt{6}{U}_2},& \frac{\mathrm{\&pi;}}{6}<\mathrm{\&alpha;}\&le;\frac{7\mathrm{\&pi;}}{6}\end{array}\right.$

整流角最大调整量Δα_max为:

${\mathrm{\&Delta;\&alpha;}}_{\max }=\left\{\begin{array}{cc}-\frac{\mathrm{\&pi;}}{3}-{\mathrm{\&alpha;}}_0+\arcsin \frac{U_{s0}+\sqrt{6}{U}_2\sin (\frac{\mathrm{\&pi;}}{3}+{\mathrm{\&alpha;}}_0)}{\sqrt{6}{U}_2},& 0\&le;{\mathrm{\&alpha;}}_0+{\mathrm{\&Delta;\&alpha;}}_{\max }\&le;\frac{\mathrm{\&pi;}}{6}\\ \frac{2\mathrm{\&pi;}}{3}-{\mathrm{\&alpha;}}_0-\arcsin \frac{U_{s0}+\sqrt{6}{U}_2\sin (\frac{\mathrm{\&pi;}}{3}+{\mathrm{\&alpha;}}_0)}{\sqrt{6}{U}_2},& \frac{\mathrm{\&pi;}}{6}<{\mathrm{\&alpha;}}_0+{\mathrm{\&Delta;\&alpha;}}_{\max }\&le;\frac{7\mathrm{\&pi;}}{6}\end{array}\right.,$

其中，U_s0为整个系统中各器件所能承受的最大安全电压。

本发明给出了整流触发角在重载启动时需满足的条件，若α_max＜α_mi_n时，电源将不能启动，在启动开始之后，为使电源快速启动，在负载电流达到目标电流之前应始终让其以最大增长速度增加，即在每个周期发整流脉冲时触发角减小量最大值为Δα_max。

在本发明的一种优选实施方式中，逆变桥触发频率ω₁为：

ω₁≥1.3ω

其中，ω为磁场交变频率。

保证电路正常启动且等效负载回路处于容性状态。

在本发明的一种优选实施方式中，步骤S6中处理器改变逆变桥输入侧并联的阻性负载的大小，调节直流侧初始电流I_d0的方法为：

处理器计算直流侧最小电流值I_d0min；

处理器发出指令给整流桥，调节流过晶闸管T6与电阻Rd所在支路的直流电流值，使其输出达到所需要的初始电流。

从而保证既能正常启动又节能。

为实现本发明的上述目的，根据本发明的第一个方面，本发明提供了一种重载下并联谐振感应加热电源的启动系统，其包括三相整流桥、直流滤波线路、阻性可调的直流电感充磁电路、逆变桥、负载回路、信号检测调理电路和处理器，所述三相电流依次经过三相整流桥、直流滤波电路和逆变桥后为负载回路提供电能，阻性可调的直流电感充磁电路与逆变桥并联，负载回路的输出端与信号检测调理电路的信号输入端相连，信号检测调理电路用于检测所述负载回路的电压和电流信息并传输给处理器，所述处理器的信号输入端还分别与直流滤波电路的输入端和输出端相连，用于检测所述直流滤波电路的电流和电压信号，所述处理器计算RLC本振频率ω，感应器等效电阻R及其等效电感L，处理器计算直流侧初始电流的最小值I_d0min，整流触发角的最大值α_max，整流触发角的最小值α_min，整流角最大调整量Δα_max以及逆变桥触发频率ω₁；给直流侧施加一个可变阻性负载，调节直流侧初始电流I_d0，使其达到重载启动的临界值I_d0min；根据α_max与α_min调节整流桥整流触发角的大小，并以频率ω₁控制逆变桥的触发。

本发明选取初始整流控制角与其调整增量的参考函数，针对负载回路振荡的能量衰减速度，求出中频电源逆变桥启动的触发频率参考值，保证加热电源的成功启动。

在本发明的一种优选实施方式中，整流桥的输出端连接直流侧滤波电抗器电感值为L_d的一端，流侧滤波电抗器电感值为L_d的另一端分别于第一晶闸管T₁和第二晶闸管T₂的正极相连，第一晶闸管T₁、第二晶闸管T₂的负极依次连接第四晶闸管T₄和第三晶闸管T₃的正极，第四晶闸管T₄和第三晶闸管T₃的负极分别连接整流桥的输出端；在第一晶闸管T₁的和第二晶闸管T₂的负极之间连接有负载回路，在负载回路的两端并联有预充电回路，所述预充电回路包括串联的预充电容和第五晶闸管T₅，所述负载回路的输出端与信号检测调理电路的信号输入端相连，信号检测调理电路用于检测所述负载回路的电压和电流信息并传输给处理器，所述处理器的信号输入端还分别与直流滤波电路的输入端和输出端相连，用于检测所述直流滤波电路的电流和电压信号；在所述直流侧滤波电抗器电感值为L_d的输出端与整流桥输出端之间连接有阻性可调的直流电感充磁电路，所述阻性可调的直流电感充磁电路包括串联的晶闸管T₆与电阻R_d，处理器发出指令给整流桥，调节流过晶闸管T₆与电阻R_d所在支路的直流电流值，使其输出达到所需要的初始电流。

本发明的电路设计能够简易高效地实现加热电源的成功启动。

本发明的附加方面和优点将在下面的描述中部分给出，部分将从下面的描述中变得明显，或通过本发明的实践了解到。

附图说明

本发明的上述和/或附加的方面和优点从结合下面附图对实施例的描述中将变得明显和容易理解，其中：

图1是本发明重载下并联谐振感应加热电源的启动系统的结构示意图；

图2零输入时不同负载下中频电压衰减曲线的对比图；

图3是感应器等效电路；

图4棒料的相对磁导率随温度的变化曲线；

图5是负载零输入响应等效回路；

图6是整流角变化范围图；

图7是中频电源启动响应曲线。

具体实施方式

下面详细描述本发明的实施例，所述实施例的示例在附图中示出，其中自始至终相同或类似的标号表示相同或类似的元件或具有相同或类似功能的元件。下面通过参考附图描述的实施例是示例性的，仅用于解释本发明，而不能理解为对本发明的限制。

在本发明的描述中，除非另有规定和限定，需要说明的是，术语“安装”、“相连”、“连接”应做广义理解，例如，可以是机械连接或电连接，也可以是两个元件内部的连通，可以是直接相连，也可以通过中间媒介间接相连，对于本领域的普通技术人员而言，可以根据具体情况理解上述术语的具体含义。

本发明提供了一种重载下并联谐振感应加热电源的启动系统，其包括三相整流桥、直流滤波线路、阻性可调的直流电感充磁电路、逆变桥、负载回路、信号检测调理电路和处理器，其中，三相电流依次经过三相整流桥、直流滤波电路和逆变桥后为负载回路提供电能，阻性可调的直流电感充磁电路与逆变桥并联，负载回路的输出端与信号检测调理电路的信号输入端相连，信号检测调理电路用于检测负载回路的电压和电流信息并传输给处理器，处理器的信号输入端还分别与直流滤波电路的输入端和输出端相连，用于检测直流滤波电路的电流和电压信号。

在本实施方式中，处理器计算RLC本振频率ω，感应器等效电阻R及其等效电感L，处理器计算直流侧初始电流的最小值I_d0min，整流触发角的最大值α_max，整流触发角的最小值α_min，整流角最大调整量Δα_max以及逆变桥触发频率ω₁；给直流侧施加一个可变阻性负载，调节直流侧初始电流I_d0，使其达到重载启动的临界值I_d0min；根据α_max与α_min调节整流桥整流触发角的大小，并以频率ω₁控制逆变桥的触发。

在本发明的一种优选实施方式中，如图1所示，整流桥的输出端连接直流侧滤波电抗器电感值为L_d的一端，直流侧滤波电抗器电感值为L_d的另一端分别于第一晶闸管T₁和第二晶闸管T₂的正极相连，第一晶闸管T₁、第二晶闸管T₂的负极依次连接第四晶闸管T₄和第三晶闸管T₃的正极，第四晶闸管T₄和第三晶闸管T₃的负极分别连接整流桥的输出端。在第一晶闸管T₁的和第二晶闸管T₂的负极之间连接有负载回路，在负载回路的两端并联有预充电回路，预充电回路包括串联的预充电容和第五晶闸管T₅，负载回路的输出端与信号检测调理电路的信号输入端相连，信号检测调理电路用于检测所述负载回路的电压和电流信息并传输给处理器，处理器的信号输入端还分别与直流滤波电路的输入端和输出端相连，用于检测直流滤波电路的电流和电压信号；在直流侧滤波电抗器电感值为L_d的输出端与整流桥输出端之间连接有阻性可调的直流电感充磁电路，阻性可调的直流电感充磁电路包括串联的晶闸管T₆与电阻R_d，处理器发出指令给整流桥，调节流过晶闸管T₆与电阻R_d所在支路的直流电流值，使其输出达到所需要的初始电流。

其中，整流桥为全控型晶闸管整流桥，T₆与R_d所在支路为调节直流侧初始电流支路，C_P与T₅构成预充电回路。T₁-T₆为晶闸管，直流侧滤波电抗器电感值为L_d，RLC构成负载谐振回路。

控制器通过负载回路的反馈而输出整流桥整流角与各晶闸管的触发脉冲，并且，Pulse1、3为T₁与T₃的触发脉冲，Pulse2、4为T₂与T₄的触发脉冲，Pulse5为T₅的触发脉冲，Pulse6为T₆的触发脉冲。具体向每个晶闸管输出触发脉冲的方法采用现有技术。

本发明还提供了一种重载下并联谐振感应加热电源的启动策略，其包括如下步骤：

S1,给预充电回路通电，使预充电容C_P具有初始能量；

S2，触发与预充电容C_P串联的第五晶闸管T₅，使预充电容C_P通过第五晶闸管T₅给RLC负载谐振回路充电；

S3，信号检测调理电路对负载回路中的中频电压、电流信号进行识别，并经过调理后传送至处理器，处理器还检测直流滤波电路输入端的电流信号，处理器根据已采集到电流、电压信息计算出此启动状态下负载回路中以下等效参数：RLC本振频率ω，感应器等效电阻R及其等效电感L,所述ω＝2π/T，其中，T为中频电压周期；

S4，若步骤S3中能够测出中频电压周期T，并得出本振频率ω，则执行步骤S5；否则，则增加预充电容C_P初始电压，返回执行步骤S2；

S5，根据步骤S3和步骤S4的测量计算值分别求出：直流侧初始电流的最小值I_d0min，整流触发角的最大值α_max，整流触发角的最小值α_min，整流角最大调整量Δα_max以及逆变桥触发频率ω₁；

S6，处理器根据直流侧初始电流的最小值I_d0min与感应器等效电阻R调节整流角的大小，调节直流侧初始电流I_d0，使其不低于重载启动的临界值I_d0min；

S7，在步骤S6中调节直流侧初始电流I_d0达到重载启动的临界值I_d0min时,根据步骤S5中α_max与α_min选择整流桥整流触发角的大小并触发整流桥，同时以频率ω₁控制逆变桥的触发。

在制定控制策略时，目标函数既要反映等效负载回路参数的变化，也要反映如直流侧瞬时电流值等其他关键参数的变化情况。现有技术中，零输入时，负载中频电压衰减曲线对比图如图2所示。其中，曲线1为轻载时RLC负载回路对预充中频电压的衰减曲线，曲线2为重载时RLC负载回路对预充中频电压的衰减曲线。二者初始条件完全相同，同时从500V开始衰减振荡，曲线2衰减速度明显比曲线1快，其根本原因在于重载时负载回路中参数R与L变化率差异较大，因而导致负载回路衰减系数增大，从而使启动变得更加困难。

在本实施方式中，为了加重载启动，将带负载的感应器简化为铁心线圈模型，其中频电源的感应器线圈等效电路如图3所示，R_Cu为线圈导线内阻，R_Fe为铁芯等效电阻，L为感应器等效电感。一般线圈铜耗较小，R_Cu可忽略不计，因此R_Fe和L是影响感应器技术性能的关键因素。

在本实施方式中，当感应器中放入待加热棒料时，其等效电感与等效电阻值分别为：

L＝Nμ_rμ₀nπr²          (1)

R＝R_Fe               (2)

其中，n＝N/l为线圈单位长度的匝数，l为线圈长度，r为线圈半径，μ_r为棒料的相对磁导率，μ₀为真空磁导率。

如图4所示，棒料的相对磁导率随温度的变化曲线，感应器中未加棒料空载时，有μ_r＝1；在加棒料后重载时，有μ_r＝μ_rmax；在高温(温度高于居里温度)重载时，μ_r＝1。因此，由式(1)可知，在保持感应器其他参数物理尺寸与通电电流相同的情况下，在重载启动时，感应器等效电感值最大。

设感应器匝数为N，流过感应器的电流为i_L(t)，则在感应器轴线上的磁感应强度为

B＝μNi_L(t)        (3)

其中，μ为棒料的磁导率，其值为μ＝μ_r×μ₀。

在感应器中，当待加热棒料温度没有达到其居里温度T₀时，其铁损包括磁滞损耗与涡流损耗两部分，其磁滞损耗功率P_h为

$P_h=K_h\mathrm{\&omega;}{B}_m^{n}V---\left(4\right)$

涡流损耗P_e为

$P_e\left(t\right)=K_e{\mathrm{\&omega;}}^2{B}_m^{2}V---\left(5\right)$

其中，ω为磁场交变频率，文中即为负载中频振荡频率，B_m为磁感应强度幅值，其按式(3)所示规律变化，n为指数，V为铁磁性材料体积，K_h、K_e为铁磁性材料相关系数，与物质的电阻率、截面积、形状相关的系数有关，由试验确定。

结合式(4)与式(5)可得铁损为

$P_{\mathrm{Fe}}\left(t\right)=K_{\mathrm{Fe}}{\mathrm{\&omega;}}^{\mathrm{\&beta;}}{B}_m^{2}V---\left(6\right)$

其中，K_Fe与β为常数，一般取β＝1.2-1.6，K_Fe则由试验测定。

当感应器中待加热棒料温度高于其居里点T₀时，铁损只包括涡流损耗，其值与式(5)一样。式(6)所示铁损功率与感应器支路电流值取瞬时值时，根据电阻的热效应可将线圈中铁心的等效阻抗折算到直流回路的阻抗R

$R=R_{\mathrm{Fe}}=\frac{K_{\mathrm{Fe}}{\mathrm{\&omega;}}^{\mathrm{\&beta;}}{B}_m^{2}V}{i_L^2\left(t\right)}---\left(7\right)$

综合式(3)、式(6)与式(7)可得，当感应器通电电流变化规律、待加热材料和逆变桥初始触发频率相同时，感应器的等效电阻存在R∝Nμ²的关系，由式(1)知，感应器等效电感存在L∝μ。故在相同情况下，感应器等效电阻R比其等效电感L变化速度快很多，此时负载回路的衰减因子将随感应器参数变化而快速增加，使负载回路能量衰减速度更快，重载时启动难度更大。

本发明在估算R时，根据预充过程对振荡频率ω的识别有

$R=2L\sqrt{\frac{1}{\mathrm{LC}}-{\mathrm{\&omega;}}^2}---\left(8\right)$

在预充电启动的启动过程中，逆变桥的初始触发频率是由负载回路的自然衰减振荡频率确定的，并联谐振时，电流存在如下关系

i_L(t)＝Qi_Ld(t)sinωt        (9)

其中，Q为RLC并联谐振回路品质因数，可取为

$Q=\frac{\mathrm{\&omega;L}}{R}---\left(10\right)$

在启动过程中，电感所在支路电流瞬时值i_L(t)由预充中频衰减振荡电流与直流侧能量补充电流两部分构成，即

i_L(t)＝i_L0(t)+Qi_Ld(t-t₀)sinω(t-t₀)        (11)

其中，i_L0(t)为预充中频衰减振荡电流，即负载预充电后的衰减放电过程在负载回路的电流，i_Ld(t)为流过直流侧滤波电感的电流，t₀为逆变桥触发的滞后时间。

当负载回路为零输入时，分析其预充能量的衰减情况。负载零输入响应等效回路如图5所示。负载回路能量消耗即为在电阻R所消耗的能量，因此负载回路中能量消耗速度即为R的功率。

在图5中，电容C预充的初始电压为U_C0，开关s闭合后，满足R<2√(L/C)，RLC回路开始衰减振荡，满足

$\mathrm{LC}\frac{d^2{u}_H\left(t\right)}{d{t}^2}+\mathrm{RC}\frac{{\mathrm{du}}_H\left(t\right)}{\mathrm{dt}}+u_H\left(t\right)=0---\left(12\right)$

$i_{L0}\left(t\right)=-C\frac{{\mathrm{du}}_H\left(t\right)}{\mathrm{dt}}---\left(13\right)$

由式(12)与式(13)可得

$i_{L0}\left(t\right)=\frac{U_{C0}}{\mathrm{\&omega;L}}{e}^{-\mathrm{\&delta;t}}\sin \mathrm{\&omega;t}---\left(14\right)$

有，

$\mathrm{\&omega;}=\sqrt{\frac{1}{\mathrm{LC}}-{\mathrm{\&delta;}}^2}---\left(15\right)$

$\mathrm{\&delta;}=\frac{R}{2L}---\left(16\right)$

其中，U_C0为负载补偿电容C上预充电电压，ω为中频电压衰减振荡频率，δ为中频电压振荡的衰减因子，即负载中频电压衰减速度为δ。

而电源启动过程中，设整流桥触发时刻为t＝0，则流过直流侧电感的电流i_Ld(t)上升模型为

$i_{\mathrm{Ld}}\left(t\right)=I_{d0}+I_F\left({1-e}^{-t/{\mathrm{\&tau;}}_{L_d}}\right)---\left(17\right)$

$I_F=\frac{U_d}{R_1}---\left(18\right)$

${\mathrm{\&tau;}}_{\mathrm{Ld}}=\frac{L_d}{R_1}---\left(19\right)$

U_d＝U₂f(α)         (20)

$R_1=\frac{L}{\mathrm{RC}}---\left(21\right)$

其中，I_d0为L_d上初始电流，I_F为电源启动完成时通过L_d的电流，U_d为整流输出电压，U₂为整流桥相电压输入有效值，U_d为整流输出的平均电压值，α为整流桥的触发角，函数f(α)为三相整流输出电压与整流角的关系，R₁为负载振荡回路等效电阻。

综合式(8)式(11)、式(14)与(17)可得启动过程中感应器支路电流为

$i_L\left(t\right)=\frac{U_{C0}}{\mathrm{\&omega;L}}{e}^{-\mathrm{\&delta;t}}\sin \mathrm{\&omega;t}+Q[I_{d0}+\frac{U_{2}f\left(\mathrm{\&alpha;}\right)}{R_1}\left({1-e}^{-\left({t-t}_0\right)/{\mathrm{\&tau;}}_{L_d}}\right)]\sin \mathrm{\&omega;}\left({t-t}_0\right)---\left(22\right)$

启动过程中，负载回路功率瞬时值为

结合式(22)可得

其中，P_耗(t)前一项为预充能量的消耗功率，后一项为能量补充的消耗功率，前者与后者相比可忽略不计。同时取整流桥触发时刻为t＝0，则对式(11)与式(24)简化后有

i_L(t)＝Qi_Ld(t)sinωt         (25)

启动过程中，直流侧为负载回路提供的功率瞬时值为

P_in＝U_di_Ld(t)           (27)

结合式(17)与式(20)有

$P_{\mathrm{in}}=U_{2}f\left(\mathrm{\&alpha;}\right)[I_{d0}+\frac{U_{2}f\left(\mathrm{\&alpha;}\right)}{R_1}\left({1-e}^{-t/{\mathrm{\&tau;}}_{L_d}}\right)]---\left(28\right)$

在本实施方式中，通过确定直流侧初始电流I_d0、整流角α和逆变桥触发频率ω₁的选择进行电源重载启动设计。

在电源工程启动中，设逆变桥换流的所要求的电压值为U₀，取在t＝t₁时消耗功率与补充功率再次达到相等，考虑极限情况，即

$t_1=\frac{1}{4}T---\left(29\right)$

$T=\frac{2\mathrm{\&pi;}}{\mathrm{\&omega;}}---\left(30\right)$

其中，T为中频振荡周期。此时负载回路上中频电压为

$u_H\left(t_1\right)=L\frac{{\mathrm{di}}_L\left(t\right)}{\mathrm{dt}}{|}_{{t=t}_1}+{\mathrm{Ri}}_L\left(t_1\right)---\left(31\right)$

由可控硅逆变桥换流基本条件可得

u_H(t₁)≥U₀            (32)

由式(9)、式(21)、式(25)—(26)与式(28)—(32)可得直流侧初始电流I_d0的最小值为

$I_{d0\min }=\frac{U_0{\mathrm{RL}}_d-U_{2}f\left(\mathrm{\&alpha;}\right)\mathrm{\&omega;}(R^2{L}_{d}C+L^2{e}^{-\frac{\mathrm{\&pi;L}}{2{\mathrm{RL}}_d\mathrm{C\&omega;}}})}{{\mathrm{RL}}_d\mathrm{L\&omega;}}---\left(33\right)$

其中，L_d为电抗器的电感量，L,R,C分别为感应器等效电感，感应器等效电阻，负载补偿电容，ω为磁场交变频率，U₀为逆变桥换流所要求的最低电压，U₂为三相电源各相相电压有效值，f(α)为在整流角为α时的整流输出电压与U₂间的关系，且关系式如式(34)所示。

$f\left(\mathrm{\&alpha;}\right)=\left\{\begin{array}{cc}2.34\cos \mathrm{\&alpha;},& 0\&le;\mathrm{\&alpha;}\&le;\mathrm{\&pi;}/3\\ 2.34[1+\cos (\mathrm{\&pi;}/3+\mathrm{\&alpha;})],& \mathrm{\&pi;}/3<\mathrm{\&alpha;}\&le;2\mathrm{\&pi;}/3\end{array}\right.---\left(34\right)$

按照式(33)所示，要求流过直流侧电感L_d的初始电流需满足的初始条件。

重载启动时，能量补充速度至关重要，其由整流触发角α决定。能量补充速度上要求α越小越好，但此时施加给负载回路的电压幅值阶跃太大，将在电抗器两端产生高达几千甚至上万的瞬时高压，会损坏电源系统；另一方面α太大又不能满足启动要求，因此有必要选择合适的α，保证其有较高的启动性能。

启动过程中，负载回路的预充能量与直流侧能量补充的大小相比，可忽略。因此启动成功的关键条件在于：触发逆变桥后能量的补充速度不低于其消耗速度，即

P_in≥P_耗                (35)

取P_in＝P_耗，此时可得到整流控制角α的最大值，由式(26)与式(28)可得

$u_d\left(\mathrm{\&alpha;}\right)=\sqrt{6}{U}_2\sin (\frac{\mathrm{\&pi;}}{3}+\mathrm{\&alpha;})---\left(36\right)$

其中，u_d(α)为以整流角α开始触发三相整流桥时的输出电压瞬时值。

$u_d\left({\mathrm{\&alpha;}}_{\max }\right)i_{\mathrm{Ld}}\left(t\right)=\frac{{\mathrm{\&omega;}}^2{L}^2}{R}{\left[i_{\mathrm{Ld}}\left(t\right)\right]}^2{\sin }^2\mathrm{\&omega;t}---\left(37\right)$

对式(37)求解可得

${\mathrm{\&alpha;}}_{\max }=\left\{\begin{array}{cc}-\frac{\mathrm{\&pi;}}{3}+\arcsin \left[\frac{{\mathrm{\&omega;}}^2{L}^2}{\sqrt{6}{\mathrm{RU}}_2}{i}_{\mathrm{Ld}}\left(t\right){\sin }^2\mathrm{\&omega;t}\right],& 0\&le;\mathrm{\&alpha;}\&le;\frac{\mathrm{\&pi;}}{6}\\ \frac{2\mathrm{\&pi;}}{3}-\arcsin \left[\frac{{\mathrm{\&omega;}}^2{L}^2}{\sqrt{6}{\mathrm{RU}}_2}{i}_{\mathrm{Ld}}\left(t\right){\sin }^2\mathrm{\&omega;t}\right],& \frac{\mathrm{\&pi;}}{6}<\mathrm{\&alpha;}\&le;\frac{7\mathrm{\&pi;}}{6}\end{array}\right.---\left(38\right)$

从式(38)可得，最大整流角由负载回路谐振频率ω，直流侧电流i_Ld(t)以及负载回路参数等决定。根据此式可以完成启动，但启动性能并不是最优，因此有必要就电源启动的最小整流角进行探索，此时要根据中频电源设计时系统的安全电压决定，假定系统中安全电压为U_s0，并且在启动初期直流电流变化最剧烈时产生高压的环节一定在直流电抗器所在环节处。

在式(17)中，I_d0＝0，结合式(19)可得电流的变化率为

$\frac{{\mathrm{di}}_{\mathrm{Ld}}\left(t\right)}{\mathrm{dt}}=\frac{u_d\left(\mathrm{\&alpha;}\right)}{L_d}{e}^{\frac{-t}{{\mathrm{\&tau;}}_{L_d}}}---\left(39\right)$

此时在电抗器两端产生的瞬时电压u_L(t)为

$u_L\left(t\right)=L_d\frac{{\mathrm{di}}_{\mathrm{Ld}}\left(t\right)}{\mathrm{dt}}---\left(40\right)$

对式(39)求极限得，

$\underset{x\&RightArrow;0^{+}}{\lim }{u}_L\left(t\right)=\sqrt{6}{U}_2\sin (\frac{\mathrm{\&pi;}}{3}+\mathrm{\&alpha;})---\left(41\right)$

在触发整流桥时，考虑到中频电源系统中的安全电压问题，必须满足

u_L(t)≤U_s0                  (42)

结合式(41)与式(42)可得初始整流角的最小值为

${\mathrm{\&alpha;}}_{\min }=\left\{\begin{array}{cc}-\frac{\mathrm{\&pi;}}{3}+\arcsin \frac{U_{s0}}{\sqrt{6}{U}_2},& 0\&le;\mathrm{\&alpha;}\&le;\frac{\mathrm{\&pi;}}{6}\\ \frac{2\mathrm{\&pi;}}{3}-\arcsin \frac{U_{s0}}{\sqrt{6}{U}_2},& \frac{\mathrm{\&pi;}}{6}<\mathrm{\&alpha;}\&le;\frac{7\mathrm{\&pi;}}{6}\end{array}\right.---\left(43\right)$

式(38)与式(43)给出了整流触发角在重载启动时需满足的条件。若α_max＜α_min时，电源将不能启动，在启动开始之后，为使电源快速启动，在负载电流达到目标电流之前应始终让其以最大增长速度增加，即在每个周期发整流脉冲时触发角减小量最大值为Δα_max，因此整流角调整量应满足的条件为：

${\mathrm{\&Delta;\&alpha;}}_{\max }=\left\{\begin{array}{cc}-\frac{\mathrm{\&pi;}}{3}-{\mathrm{\&alpha;}}_0+\arcsin \frac{U_{s0}+\sqrt{6}{U}_2\sin (\frac{\mathrm{\&pi;}}{3}+{\mathrm{\&alpha;}}_0)}{\sqrt{6}{U}_2},& 0\&le;{\mathrm{\&alpha;}}_0+{\mathrm{\&Delta;\&alpha;}}_{\max }\&le;\frac{\mathrm{\&pi;}}{6}\\ \frac{2\mathrm{\&pi;}}{3}-{\mathrm{\&alpha;}}_0-\arcsin \frac{U_{s0}+\sqrt{6}{U}_2\sin (\frac{\mathrm{\&pi;}}{3}+{\mathrm{\&alpha;}}_0)}{\sqrt{6}{U}_2},& \frac{\mathrm{\&pi;}}{6}<{\mathrm{\&alpha;}}_0+{\mathrm{\&Delta;\&alpha;}}_{\max }\&le;\frac{7\mathrm{\&pi;}}{6}\end{array}\right.---\left(44\right)$

其中，α₀为前一组整流脉冲的触发相位角，Δα_max为触发下一组整流脉冲时整流角的最大调整量。启动过程中，随着直流侧电流和负载上中频电压的变化，以Δα_max为最大变化量进行增大或减小整流角大小。

其中，U_s0为整个系统中各器件所能承受的最大安全电压。

逆变桥触发频率ω₁也是中频电源控制系统中的重要控制参数，等效负载回路在不同ω₁时处于不同状态。ω₁>ω时，负载回路处于容性状态；ω₁<ω时，负载回路处于感性状态；ω₁＝ω时，负载回路处于纯阻性状态，即谐振状态。

由式(6)可知，在对相同材质和相同尺寸的棒料进行加热时，负载振荡频率唯一决定负载回路消耗功率，此时P_耗与ω呈正相关规律变化。因此，选取逆变触发频率ω₁越低，负载回路能量衰减越慢，对启动越有利。但是由晶闸管关断条件知，等效负载回路只能处于容性状态，故在启动过程中应满足：ω₁>ω，综合考虑后，逆变桥触发频率需满足条件为

ω₁≥1.3ω      (45)

在本实施方式中，步骤S6中处理器改变逆变桥输入侧并联的阻性负载的大小，调节直流侧初始电流I_d0的方法为：

处理器计算直流侧最小电流值I_d0min；

处理器发出指令给整流桥，调节流过晶闸管T6与电阻R_d所在支路的直流电流值，使其输出达到所需要的初始电流。

在本发明的一种优选实施方式中，如图6所示，为整流桥的整流角的选取区域图。其中，感应器等效电阻R与等效电感L分别按照式(8)与(1)模拟，电抗器L_d的初始电流按照式(33)进行模拟，负载回路振荡频率按照式(45)选取，α_max按照式(38)进行求取，α_min按照式(43)进行求取。

在图6中，曲线α_max与α_min将该平面分成C、D、E三部分，C部分为整流角安全启动区域，D部分为不能启动的整流角区域，E部分为非安全启动区域，并且A、B点在最大整流角的临界启动曲线上。当负载回路衰减因子δ较小时，整流触发角α的选取范围较宽；随着负载回路中参数的变化，使得δ较大时，α的选取范围变得非常窄，当其取值在区域C以外时，电源将不能完成启动。

在本发明的一个优选实施方式中，现以额定参数为1000KW/1000Hz的中频电源为仿真对象，采用MATLAB/Simulink作为仿真实验研究的工具。实验中，部分仿真参数选取为：U₂＝254V,L_d＝5mH,C＝300μF,U₀＝20V,U_H0＝500V。分别对A、B、C和D所在区域进行启动仿真实验。并且，其启动过程中负载中频电压变化曲线如图7所示。

图7(a)、(b)分别为图6中A、B点在各自负载参数下的最大临界整流角的负载电压启动响应曲线。显然，这两种情况下根据对不同整流角的选取均能启动成功，但是启动过程中，负载电压瞬时值非常接近仿真设置的检测临界值U₀，并且其上升速度缓慢，达到稳态的调节时间较长，但是A点处的衰减因子比B较小，故此时A点启动速度更快，调节时间更短。

图7(c)为图6中C点的启动响应曲线。C点处于可启动区域，并且其启动角比临界值较小，故其负载电压上升速度与调节时间均比A、B点优越。

图7(d)为图6中D点的启动响应曲线。D点处在了不可启动区域，由于在该点时所选取的整流角比该负载下临界整流角还要大，使得启动过程中能量补充速度达不到要求，最终启动失败。

在本说明书的描述中，参考术语“一个实施例”、“一些实施例”、“示例”、“具体示例”、或“一些示例”等的描述意指结合该实施例或示例描述的具体特征、结构、材料或者特点包含于本发明的至少一个实施例或示例中。在本说明书中，对上述术语的示意性表述不一定指的是相同的实施例或示例。而且，描述的具体特征、结构、材料或者特点可以在任何的一个或多个实施例或示例中以合适的方式结合。

尽管已经示出和描述了本发明的实施例，本领域的普通技术人员可以理解：在不脱离本发明的原理和宗旨的情况下可以对这些实施例进行多种变化、修改、替换和变型，本发明的范围由权利要求及其等同物限定。

Claims (8)

1.一种重载下并联谐振感应加热电源的启动策略，其特征在于：包括如下步骤：

S1,给预充电回路通电，使预充电容C_P具有初始能量；

S2，触发与预充电容C_P串联的第五晶闸管T₅，使预充电容C_P通过第五晶闸管T₅给RLC负载谐振回路充电；

S3，信号检测调理电路对负载回路中的中频电压、电流信号进行识别，并经过调理后传送至处理器，处理器还检测直流滤波电路输入端的电流信号，处理器根据已采集到电流、电压信息计算出此启动状态下负载回路中以下等效参数：RLC本振频率ω，感应器等效电阻R及其等效电感L,所述ω＝2π/T，其中，T为中频电压周期；

S4，若步骤S3中能够测出中频电压周期T，并得出本振频率ω，则执行步骤S5；否则，则增加预充电容C_P初始电压，返回执行步骤S2；

S5，根据步骤S3和步骤S4的测量计算值分别求出：直流侧初始电流的最小值I_d0min，整流触发角的最大值α_max，整流触发角的最小值α_min，整流角最大调整量Δα_max以及逆变桥触发频率ω₁；

S6，处理器根据直流侧初始电流的最小值I_d0min与感应器等效电阻R调节整流角的大小，调节直流侧初始电流I_d0，使其不低于重载启动的临界值I_d0min；

S7，在步骤S6中调节直流侧初始电流I_d0达到重载启动的临界值I_d0min时,根据步骤S5中α_max与α_min选择整流桥整流触发角的大小并触发整流桥，同时以频率ω₁控制逆变桥的触发。

2.如权利要求1所述的重载下并联谐振感应加热电源的启动策略，其特征在于，在步骤S5中还具有通过Δα_max动态调节整流角的大小的步骤，具体为：启动过程中，随着直流侧电流和负载上中频电压的变化，以Δα_max为最大变化量进行增大或减小整流角大小。

3.如权利要求1所述的重载下并联谐振感应加热电源的启动策略，其特征在于，直流侧初始电流的最小值I_d0min为:

$I_{d0\min }=\frac{U_0{\mathrm{RL}}_d-U_{2}f\left(\mathrm{\&alpha;}\right)\mathrm{\&omega;}(R^2{L}_{d}C+L^2{e}^{-\frac{\mathrm{\&pi;L}}{2{\mathrm{RL}}_d\mathrm{C\&omega;}}})}{{\mathrm{RL}}_d\mathrm{L\&omega;}}$

其中，L_d为电抗器的电感量，L，R，C分别为感应器等效电感，感应器等效电阻，负载补偿电容，ω为磁场交变频率，U₀为逆变桥换流所要求的最低电压，U₂为三相电源各相相电压有效值，f(α)为在整流角为α时的整流输出电压与U₂间的关系。

4.如权利要求1所述的重载下并联谐振感应加热电源的启动策略，其特征在于，整流触发角的最大值α_max为:

${\mathrm{\&alpha;}}_{\max }=\left\{\begin{array}{cc}-\frac{\mathrm{\&pi;}}{3}+\arcsin \left[\frac{{\mathrm{\&omega;}}^2{L}^2}{\sqrt{6}{\mathrm{RU}}_2}{i}_{\mathrm{Ld}}\left(t\right){\sin }^2\mathrm{\&omega;t}\right],& 0\&le;\mathrm{\&alpha;}\&le;\frac{\mathrm{\&pi;}}{6}\\ \frac{2\mathrm{\&pi;}}{3}-\arcsin \left[\frac{{\mathrm{\&omega;}}^2{L}^2}{\sqrt{6}{\mathrm{RU}}_2}{i}_{\mathrm{Ld}}\left(t\right){\sin }^2\mathrm{\&omega;t}\right],& \frac{\mathrm{\&pi;}}{6}<\mathrm{\&alpha;}\&le;\frac{7\mathrm{\&pi;}}{6}\end{array}\right.$

整流触发角的最小值α_min为：

${\mathrm{\&alpha;}}_{\min }=\left\{\begin{array}{cc}-\frac{\mathrm{\&pi;}}{3}+\arcsin \frac{U_{s0}}{\sqrt{6}{U}_2},& 0\&le;\mathrm{\&alpha;}\&le;\frac{\mathrm{\&pi;}}{6}\\ \frac{2\mathrm{\&pi;}}{3}-\arcsin \frac{U_{s0}}{\sqrt{6}{U}_2},& \frac{\mathrm{\&pi;}}{6}<\mathrm{\&alpha;}\&le;\frac{7\mathrm{\&pi;}}{6}\end{array}\right.$

整流角最大调整量Δα_max为:

$\mathrm{\&Delta;}{\mathrm{\&alpha;}}_{\max }=\left\{\begin{array}{cc}-\frac{\mathrm{\&pi;}}{3}-{\mathrm{\&alpha;}}_0+\arcsin \frac{U_{s0}+\sqrt{6}{U}_2\sin (\frac{\mathrm{\&pi;}}{3}+{\mathrm{\&alpha;}}_0)}{\sqrt{6}{U}_2},& 0\&le;{\mathrm{\&alpha;}}_0+\mathrm{\&Delta;}{\mathrm{\&alpha;}}_{\max }\&le;\frac{\mathrm{\&pi;}}{6}\\ \frac{2\mathrm{\&pi;}}{3}-{\mathrm{\&alpha;}}_0-\arcsin \frac{U_{s0}+\sqrt{6}{U}_2\sin (\frac{\mathrm{\&pi;}}{3}+{\mathrm{\&alpha;}}_0)}{\sqrt{6}{U}_2},& \frac{\mathrm{\&pi;}}{6}<{\mathrm{\&alpha;}}_0+\mathrm{\&Delta;}{\mathrm{\&alpha;}}_{\max }\&le;\frac{7\mathrm{\&pi;}}{6}\end{array}\right.,$

其中，U_s0为整个系统中各器件所能承受的最大安全电压。

5.如权利要求1所述的重载下并联谐振感应加热电源的启动方法，其特征在于，以及逆变桥触发频率ω₁为：

ω₁≥1.3ω

其中，ω为磁场交变频率。

6.如权利要求1所述的重载下并联谐振感应加热电源的启动方法，其特征在于，步骤S6中处理器改变逆变桥输入侧并联的阻性负载的大小，调节直流侧初始电流I_d0的方法为：

处理器计算直流侧最小电流值I_d0min；

处理器发出指令给整流桥，调节流过晶闸管T₆与电阻R_d所在支路的直流电流值，使其输出达到所需要的初始电流。

7.一种实现权利要求1所述重载下并联谐振感应加热电源的启动方法的启动系统，其特征在于：包括三相整流桥、直流滤波线路、阻性可调的直流电感充磁电路、逆变桥、负载回路、信号检测调理电路和处理器，所述三相电流依次经过三相整流桥、直流滤波电路和逆变桥后为负载回路提供电能，阻性可调的直流电感充磁电路与逆变桥并联，负载回路的输出端与信号检测调理电路的信号输入端相连，信号检测调理电路用于检测所述负载回路的电压和电流信息并传输给处理器，所述处理器的信号输入端还分别与直流滤波电路的输入端和输出端相连，用于检测所述直流滤波电路的电流和电压信号。

所述处理器计算RLC本振频率ω，感应器等效电阻R及其等效电感L，处理器计算直流侧初始电流的最小值I_d0min，整流触发角的最大值α_max，整流触发角的最小值α_min，整流角最大调整量Δα_max以及逆变桥触发频率ω₁；给直流侧施加一个可变阻性负载，调节直流侧初始电流I_d0，使其达到重载启动的临界值I_d0min；根据α_max与α_min调节整流桥整流触发角的大小，并以频率ω₁控制逆变桥的触发。

8.如权利要求7所述的启动系统，其特征在于：整流桥的输出端连接直流侧滤波电抗器电感值为L_d的一端，流侧滤波电抗器电感值为L_d的另一端分别于第一晶闸管T₁和第二晶闸管T₂的正极相连，第一晶闸管T₁、第二晶闸管T₂的负极依次连接第四晶闸管T₄和第三晶闸管T₃的正极，第四晶闸管T₄和第三晶闸管T₃的负极分别连接整流桥的输出端；

在第一晶闸管T₁和第二晶闸管T₂的负极之间连接有负载回路，在负载回路的两端并联有预充电回路，所述预充电回路包括串联的预充电容和第五晶闸管T₅，所述负载回路的输出端与信号检测调理电路的信号输入端相连，信号检测调理电路用于检测所述负载回路的电压和电流信息并传输给处理器，所述处理器的信号输入端还分别与直流滤波电路的输入端和输出端相连，用于检测所述直流滤波电路的电流和电压信号；

在所述直流侧滤波电抗器电感值为L_d的输出端与整流桥输出端之间连接有阻性可调的直流电感充磁电路，所述阻性可调的直流电感充磁电路包括串联的晶闸管T₆与电阻R_d，处理器发出指令给整流桥，调节流过晶闸管T6与电阻R_d所在支路的直流电流值，使其输出达到所需要的初始电流。