基于磁力耦合器的载人潜水器电力推进装置研究

倪 天，马 岭，许 可

(中国船舶科学研究中心，江苏 无锡 214082)

在深海环境中，载人潜水器利用其搭载的电力推进装置实现定深直航、变深潜浮、转向侧移、动力定位等航行运动，实现深海环境观测、深海矿产勘探、海洋生物考察、海底地形测绘、海底管道与电缆的布放与检修等各种作业任务［1-2］。

国外在水下电力推进技术上的研究一直处于领先地位，目前TECNADYNE、DSSI、SUB-ATLANTIC 等公司已开发出成熟的系列化产品推向市场，涵盖了数种产品规格和宽广的海洋深度。国内关于水下推进装置的研究起步较晚，目前对水下推进装置的应用需求主要依赖进口，国内仅有少数几家科研机构及高校，如中船重工712 所、哈尔滨工业大学、沈阳自动化研究所等，自行试制出一些适用于深海环境的小功率水下推进装置样机，主要供科研使用，其大多存在装置体积大、效率低、可靠性不高、转速开环控制等问题。目前与国外系列化、标准化的推进产品相比，技术成熟、可靠性高的国产推进装置少之又少。

1 电力推进装置传动特性研究

1.1 电力推进装置的结构

根据载人潜水器的航行工况和动力需求，对于电力推进装置的控制与传动特性进行了相关研究，设计了一种适于载人潜水器的推进装置，主要由推进电机及其控制系统、机械传动装置、压力补偿器和导管螺旋桨几部分组成，如图1 所示。图1 中，机械传动采用磁力耦合传动技术，连接电机转轴的主动轮通过永磁材料的磁力作用驱动从动轮及螺旋桨，将动密封转化为静密封，从而避免了复杂的动密封结构和补偿油泄漏问题，降低了密封难度，提高了系统可靠性和推进效率。

推进器采用高效导管桨以提高系泊推力及敞水效率。主机采用高效率、高功率密度的水下无刷直流电机，以减小主机的重量和体积，提高载人潜水器的续航能力。推进电机控制器由蓄电池组提供直流电源，配备一种转速闭环控制系统，以抑制螺旋桨负载转矩的扰动，提高推进装置的电压适应性。

下面就磁力耦合器、螺旋桨和推进电机的传动与控制特性展开相关研究。

1.2 磁力耦合器的运行机理与特性研究

永磁式磁力耦合器是利用主、从动磁转子上的永磁材料之间相互作用力来实现主机和螺旋桨之间无接触式传动的装置［3］。一般的磁力耦合器主要由主动轮、从动轮、永磁体、密封罩等部分组成，如图2 所示。

图1 基于磁力耦合器的载人潜水器电力推进装置结构框图Fig.1 Structure of electric propulsion device based on permanent magnet gear

图2 永磁磁力耦合器结构图Fig.2 Structure of permanent magnet gear

主动轮连接电机的转轴，而在从动轮的外毂安装螺旋桨，电机转轴在磁力作用下带动螺旋桨同步地旋转。在主、从动轮之间采用非导磁(防止磁短路)耐腐蚀高强度金属材料做成隔离罩将两者隔开，为了提高传动效率，应尽量减小密封罩的壁厚，密封罩的内部可充油作压力补偿以平衡外部水压。采用磁力传动方式，将动密封转化为静密封，提高了密封性能，大大提高了系统的可靠性［4-5］。

磁力耦合器的主、从动轮上均安装了径向充磁的钐钴永磁体，并以不同的极性交替排列，主、从动轮上的磁极对数相等，因此这种结构的磁力耦合器的传动比λ = 1。应用有限元法计算与分析磁力耦合器的静磁场，图3 分别给出了转差电角度等于0°和90°的两个特殊位置的磁力线分布图。

图3 转差电角度为0°和90°时磁力线分布情况Fig.3 Distribution of flux lines at 0 degree and 90 degree

从图3 所示的磁力线分布情况可以看出，当转差电角度为0°时，主、从动轮的相异磁极对齐，磁力线通过气隙与主、从动轮均发生交链，但是磁力线不发生偏转，因此在主、从动轮之间只存在径向相互的吸引力，传递的转矩为零。同理当转差电角度为180°时，主、从动轮的相同磁极对齐，磁力线自行闭合，主、从动轮之间的磁链不经过气隙的互相交链，全部相当于是漏磁通，主、从动轮之间只存在径向相互的排斥作用，也不传递转矩。当转差电角度为90°和270°时，磁力线通过气隙，并与主、从动轮交链且发生扭曲，此时在主、从动轮之间有转矩的传递并且为最大值。

分析磁力耦合器的矩角特性时，保持从动轮处于静止状态，使主动轮旋转，得出传递转矩与转差电角度之间的关系曲线如图4 所示。由该特性可知，在每个电周期内静转矩按近似正弦规律变化，当机械角度为11.25°即电角度为90°时，静态转矩达到最大值，数值约为200 N·m，而当电角度为0°和180°时传递的转矩为零。因此要使磁力耦合器传递一定的转矩，应使主从动轮间保持一定转矩角。

图4 磁力耦合器的转差-转矩的矩角特性Fig.4 Torque-angle property of permanent magnet gear

分析磁力耦合器传动稳定性，当工作点在(0°，90°)和(270°，360°)的区间内处于某一平衡状态，若螺旋桨上的负载转矩发生了扰动，当扰动作用消除后能重新回到原来的平衡状态继续运行，故该区域即为磁力耦合器的稳定工作区。

若螺旋桨上的负载转矩超过磁力耦合器矩角特性的最大值，则会产生失步现象，此时磁力耦合器发生“打滑”，不能正常传递主机发出的转矩。因此必须对螺旋桨负载在各种工况条件下的动态运转特性进行计算与分析。

1.3 螺旋桨建模与特性分析

潜水器的螺旋桨将主机发出的转矩转化为潜水器航行所需的推力，因而分析螺旋桨的运转特性对于推进装置的研究与设计至关重要。根据螺旋桨在敞水中运转时产生的流体动力特性可知，螺旋桨的推力T 和转矩M 可用无因次量表示［6］:

其中，KT和KM分别为推力系数和转矩系数，均为进速比的函数，令进速比J 为:

式中:n 为螺旋桨的转速，r/s;Vp为螺旋桨的进速，m/s;t 为推力减额系数;Dp为螺旋桨的直径，m;ρ 为海水密度，kg/m3。

为了分析系泊状态(J = 0 )螺旋桨的运转特性，在水池进行了推进器的系泊试验，并采用多项式函数对转矩、功率的试验数据进行分段拟合，拟合函数形式如下:

式中:k 为多项式函数的阶数。由式(1)分析可得，螺旋桨的推力T 和转速n 的平方近似成正比，故预取kT=2;功率P 和转速n 的立方近似成正比，故预取kP=3。转速-推力特性的试验数据和拟合曲线如图5 所示，转速-功率特性的试验数据和拟合曲线如图6 所示，分析上述曲线可得，试验结果和数值拟合结果比较接近。如果拟和函数未能达到一定的精度要求，可分别提高多项式的阶数并重新进行数据拟合。

由于载人潜水器的航行运动较为复杂，螺旋桨的动态特性与潜水器的正航/倒航、推进器正车/倒车的状态有关，因此需要建立螺旋桨的四象限敞水特性的动态模型，进一步分析螺旋桨在各种复杂工况下的运转特性，令相对进速比J' 为:

图5 螺旋桨的系泊转速-推力特性曲线Fig.5 Bollard thrust property of propeller

图6 螺旋桨的系泊转速-功率特性曲线Fig.6 Bollard power property of propeller

采用n 阶切比雪夫多项式对螺旋桨的敞水特性进行逼近［7］，则推力系数和转矩系数的表达式如下:

切比雪夫多项式中的Tn(x)在区间［－1，1］上具有正交性，其有限项拟合结果是均方误差最小意义下的最佳逼近，其基本形式为

在实际应用分析中，应综合考虑计算精度和效率，可取八阶的切比雪夫多项式的拟合形式，得到如图7、8 所示的结果。

图7 螺旋桨的四象限推力特性曲线Fig.7 Four quadrant thrust-property curves

图8 螺旋桨的四象限转矩特性曲线Fig.8 Four quadrant torque-property curves

图7 和图8 所示曲线描述了推进器在各种工况下的运转特性，上下两条曲线分别对应正转和反转的推力、转矩特性。上面一条曲线的第一象限部分对应正航时用正车状态，第二象限部分对应为倒航时拉正车状态;下面一条曲线在第三象限部分对应倒航时用倒车状态;第四象限部分对应为倒航时拉倒车状态。由螺旋桨的动态模型计算所得各种工况下的转矩值，均应小于磁力耦合器矩角特性的幅值。

1.4 推进电机的数学模型

推进电机采用三相无刷直流电动机，下面建立主机的数学模型［8］。

可直接利用无刷直流电机本身的相变量来建立数学模型，假设气隙磁感应强度在空间呈梯形分布;忽略不计定子齿槽、磁滞和涡流效应的影响;并忽略不计电枢反应对气隙磁通的影响［9］。三相绕组的电压平衡方程可表示为:

式中:ua，ub，uc是定子绕组的相电压;ia，ib，ic是定子绕组的相电流;ea，eb，ec是定子绕组的反电势;L 是每相绕组的自感;M 是每两相绕组间的互感;P 是微分算子，即有P = d/dt。

若三相绕组为Y 连接，当没有中线连接时有ia+ib+ic=0，代入式(9)可得:

故主机的状态方程表示为:

主机的定子绕组的线间反电势为:

主机的电磁转矩方程为:

由上述方程推导可得推进电机动态模型结构图，如图9 所示。因此，无刷推进电机的动态模型可简化等效为一个输入为端电压、输出为转速，并受到螺旋桨转矩干扰的一阶系统。

图9 无刷直流电机动态模型框图Fig.9 Block diagram of dynamic model

图10 推进电机转速闭环控制系统拓扑结构Fig.10 Block diagram of velocity closed-loop system

由图9 的推进电机动态结构，进一步求得其传递函数为:

式中:K1为电动势系数，K1=1/Ce，Ce为电动势系数;K2为转矩传递函数，K2=R/(CeCt)，R 为电机内阻，Ct为转矩系数;Tm=RGD2/(375CeCt)为机电时间常数，G 为转子重量，D 为转子直径，TL为螺旋桨上负载转矩。

1.5 推进电机控制系统设计

由于采用蓄电池供电，电源电压Ud随着储电量、输出电流和内阻的变化在一定范围内波动，而螺旋桨上的负载转矩TL中也因为水流不均匀引入了扰动。为了抑制水流不均匀等因素引起的干扰转矩，减小蓄电池供电造成电压波动影响，设计一种如图10 所示的转速闭环控制系统。相对于开环控制，由于引入了转速负反馈，减小了稳态误差，提高了系统响应速度。

推进电机转速闭环控制系统框图如图11 所示，推进电机的换相控制器根据霍尔传感器提供的位置信号，切换各相绕组的导通逻辑(三相六状态)，并采用超前角控制以减低电流波动和转矩波动。转速控制器根据转速指令和测速模块估算的实际转速，通过PID 调节器计算导通相绕组的占空比并产生相应的PWM信号，实现对推进器的转速与推力控制。

如图12 所示，设计了一种基于DSP 的推进电机驱动器。该系统主要由以下几个部分组成:DSP 及其外围电路、驱动隔离电路、智能功率模块IPM、电流传感器及其采样电路、霍尔传感器电路、系统保护电路、RS422 通讯电路、辅助电源等，该系统具有过流保护、欠/过压保护、过热报警、超速保护等功能。推进电机驱动器与上位机之间采用RS422 串口通讯，并设置了模拟输入(±5 V)的应急通道。

图11 推进电机转速闭环控制系统结构图Fig.11 Velocity closed-loop control system of thruster

图12 推进电机驱动器的系统结构图Fig.12 System structure of the motor controller

2 试验与分析

为了验证推进装置的可行性和适用性，完成了样机的设计与制造，样机的主要技术指标:电源电压Us=(260 ± 20%)VDC，额定功率PN= 6.28 kW，额定转速nN= 260 r/min，机壳耐压值1.8 MPa，正向最大系泊推力140 kg，反向最大系泊推力100 kg，该推进装置样机的实物如图13 所示。搭载了该型推进装置的载人潜水器如图14 所示，在艇体艏部布置了侧向推进器一台、垂向推进器两台，艉部布置了侧向和垂向推进器各一台、主推进器两台。

图13 推进装置的样机(槽道)实物图Fig.13 Model machine of propulsion device

图14 载人潜水器和搭载的推进装置Fig.14 Manned submarine and propulsion device

推进装置的试验中，采用直流稳压电源给电力推进装置提供260 V 电源，将推进电机带桨安装在试验水筒中，在负载条件下测试电力推进装置的工作性能。分别给控制器设定不同的转速指令:30 r/min、100 r/min、200 r/min、260 r/min，测试推进器的转速并绘制转速响应曲线，如图15 所示。

由图15 所示的试验结果可得，当电源电压为额定值时，在转速调节范围内，推进器的实际转速始终能够跟随给定值，稳态误差较小;转速响应曲线比较平稳、无卡滞、振荡现象，试验结果表明所设计的控制器对负载转矩的扰动具有较强的抑制能力和良好的鲁棒性，推进器输出推力较为平稳。

为了验证当蓄电池的电压波动或电力不足条件下推进系统的驱动能力和控制性能，调节电源电压至180 V，测试推进器的转速并绘制转速响应曲线，如图16 所示。分析试验结果可得，推进器的转速未随着电源电压的降低而下降，表明推进装置的转速闭环控制效果良好，驱动能力稳定。在试验过程中，当电源电压为180 V 时，推进器从起动到达稳态转速的系统调节时间，相对于额定电压情况延长了约30%。分析控制系统的动态模型可知，该情况相当于减小了闭环控制系统的增益，因而导致系统调节时间变长。

水池试验中，通过布置在艇体不同位置的推进装置，较好地实现了载人潜水器的定深直航、变深潜浮、转向侧移、动力定位等航行运动。由于磁力耦合器发生过载时自动“打滑”，当螺旋桨被异物卡死时能有效地保护推进电机，提高了载人潜水器在恶劣工况下的生存能力和安全性。此外与采用开环控制的推进器相比，能够降低航行控制系统的复杂度，提高航行自动控制的快速响应能力和控制精度，从而提高了载人潜水器的机动能力和作业效率。

图15 推进器转速响应曲线(电源电压260 V)Fig.15 Speed response of thruster (Voltage 260 V)

图16 推进器转速响应曲线(电源电压180 V)Fig.16 Speed response of thruster (Voltage 180 V)

3 结 语

对水下电力推进装置进行了系统设计与传动特性分析。通过磁力耦合传动技术实现主机和螺旋桨之间无接触式传动，提高了推进装置的可靠性和载人潜水器的生存能力。所设计的转速闭环控制系统，能够有效地抑制螺旋桨转速波动，提高推进器输出推力的平稳度，当蓄电池的电压波动或电力不足情况下仍能稳定工作，确保了潜水器的安全性。水池试验结果表明，能够较好地实现了载人潜水器的各种航行运动，有利于提高载人潜水器的机动能力和作业效率。

［1］陈鹰，杨灿军，顾临怡，等.基于载人潜水器的深海资源勘探作业技术研究［J］.机械工程学报，2003(11):38-43.(CHEN Yin，YANG Canjun，GU Linyi，et al.Research on technology of explosive operations of deep-sea resource based on manned submersible［J］.Chinese Journal of Mechanical Engineering，2003(11):38-43.(in Chinese))

［2］刘涛，王璇，王帅，等.深海载人潜水器发展现状及技术进展［J］.中国造船，2012，53(3):233-242.(LIU Tao，WANG Xuan，WANG Shuai，et al.Developing actuality and progress of deep-sea manned submersible technology［J］.Shipbuilding of China，2012，53(3):233-242.(in Chinese))

［3］YAO Y D，HUANG D R，HSIEH C C，et al.Simulation study of the magnetic coupling between radial magnetic gears［J］.IEEE Transaction on Magnetics，1997，32(2):2203-2206.

［4］IKUTA K，MAKITA S，ARIMOTO S.Non-contact magnetic gear for transmission mechanism［C］//Proc.IEEE Conf.on Micro Electro Mechanical Systems.1991:125-130.

［5］唐荣庆，顾云冠.磁性联轴节在水下推进电机上的应用［J］.海洋工程，2001，19(4):105-107.(TANG Rongqing，GU Yunguan.Application of magnetic coupling in underwater propeller motor［J］.The Ocean Engineering，2001，19(4):105-107.(in Chinese))

［6］OUROUA A，DOMASCHK L，BENO J H.Electric ship power system integration analyses through modeling and simulation［J］.Electric Ship Technologies Symposium，2005 IEEE.

［7］霍峰，姜新建.舰船推进电机及螺旋桨负载模拟系统研究［J］.舰船科学技术，2007，29(2):118-122.(HUO Feng，JIANG Xinjian.Study on simulated system of boati，s propulsion motor and screw propeller，s load［J］.Ship Science and Technology，2007，29(2):118-122.(in Chinese))

［8］刘建波，黄刘伟.机桨一体化推进电机的设计与分析［J］.船电技术，2012，32(8):57-60.(LIU Jianbo，HUANG Liuwei.Design and analysis of integrated motor proposer［J］.Marine Electric ＆ Electronic Technology，2012，32(8):57-60.(in Chinese))

［9］CHERN T L，CHANG J.DSP-Based integral variable structure model following control of brushless DC motor drivers［J］.IEEE Transactions on Power Electronic，1997，12(l):53-63.