運載火箭液氫循環(huán)預冷無傳感器控制系統(tǒng)設計

張學英，穆 暉，盧 頔，盧 偉，黃 輝，李 東

（1.北京宇航系統(tǒng)工程研究所，北京 100076；2.中國運載火箭技術(shù)研究院，北京 100076）

引 言

隨著電力電子、電機本體、微處理器、大規(guī)模集成電路等技術(shù)的發(fā)展，電氣傳動技術(shù)已取得了飛速的發(fā)展。永磁同步電機由于其體積小、功率密度高、運行可靠、調(diào)速范圍廣等優(yōu)點，得到了廣泛的應用。由于位置傳感器具有安裝困難、價格昂貴、可靠性低等缺點，因此進行永磁同步電機無傳感器控制技術(shù)研究就顯得尤為重要[1]。

預冷是低溫液體運載火箭啟動前的一個重要操作，目前國內(nèi)外使用的預冷方式主要有排放式預冷和循環(huán)預冷。與排放式預冷相比，循環(huán)預冷能使射前操作和地面設備得到很大程度的簡化，因此開展循環(huán)預冷研究十分必要[2]。循環(huán)預冷是在發(fā)動機低溫泵后設置預冷管路，通過自然流動或動力裝置驅(qū)動實現(xiàn)低溫推進劑在貯箱和低溫泵之間的循環(huán)流動，實現(xiàn)在發(fā)動機啟動前將低溫泵冷卻到允許溫度的目的。從現(xiàn)有國內(nèi)外火箭的發(fā)射情況來看，低溫發(fā)動機的預冷方式很大程度上決定了一枚火箭射前操作程序的復雜性?！伴L征五號”運載火箭在考慮安全性和可靠性、簡化射前操作、簡化箭地接口、適應推遲發(fā)射及無人值守等原則的基礎上，對于地面點火的大推力氫氧發(fā)動機的氫系統(tǒng)采用基于循環(huán)泵的循環(huán)預冷方案。為解決液氫氣蝕狀態(tài)下循環(huán)泵轉(zhuǎn)速穩(wěn)定控制的問題，采用了基于永磁同步電機的無傳感器矢量控制技術(shù)，具有較強的負載變化適應能力和轉(zhuǎn)速調(diào)節(jié)能力。

1 液氫循環(huán)預冷控制系統(tǒng)設計

1.1 液氫循環(huán)預冷控制系統(tǒng)方案

“長征五號”運載火箭芯一級采用兩臺大推力氫氧發(fā)動機，每臺發(fā)動機的低溫泵后均設置一臺循環(huán)泵。循環(huán)泵采用電機與泵一體化設計，結(jié)構(gòu)緊湊、重量輕，不需要采用動密封，密封可靠性高；采用永磁同步電機和無傳感器控制方式，可適應長時間連續(xù)工作、多次啟動，在循環(huán)泵負載變化時可以保證轉(zhuǎn)速恒定，防止泵氣蝕時飛轉(zhuǎn)；工作過程轉(zhuǎn)速可調(diào)，能夠根據(jù)發(fā)動機需求調(diào)節(jié)循環(huán)泵驅(qū)動的預冷量，使用靈活適應性好。

電機由變頻電源供電和控制，供電電壓不大于380 V，調(diào)速范圍0～12 000 r/min，輸出功率不小于3 kW。電機采用正弦波永磁同步電機，由定子、轉(zhuǎn)子、結(jié)構(gòu)體、電連接器組成，轉(zhuǎn)子無機械位置傳感器。循環(huán)泵轉(zhuǎn)子直接安裝在電機轉(zhuǎn)子軸上，液氫介質(zhì)直接進入電機內(nèi)部，使轉(zhuǎn)子、定子完全浸泡在液氫中。工作過程中，轉(zhuǎn)軸帶動循環(huán)泵葉片旋轉(zhuǎn)，從而實現(xiàn)液氫的循環(huán)流動[3]。

液氫循環(huán)預冷的永磁同步電機無傳感器矢量控制系統(tǒng)的組成結(jié)構(gòu)見圖1。

圖1 液氫循環(huán)預冷控制系統(tǒng)Fig.1 The liquid hydrogen circulation pecooling control system

根據(jù)永磁同步電機的電壓范圍、功率范圍、控制模式、電機類型等對變頻器進行選型和參數(shù)配置，需要配置的參數(shù)包括控制方式、控制等級、電機參數(shù)（包括額定電壓、額定電流、額定轉(zhuǎn)速、極對數(shù)、額定功率因素、額定頻率、額定機械功率、定子電阻、漏磁系數(shù)、額定勵磁電流等）、運行特性（包括啟動電流、切換頻率、磁通建立電流等）、輸入/輸出控制、控制功能（包括智能限流、電壓控制器、電流控制器、速度控制器、磁場控制器、調(diào)制控制器等）、RS485參數(shù)、脈寬調(diào)制、故障和報警（短時過載保護、長時過載保護、散熱片溫度保護、內(nèi)部溫度保護、頻率保護、相保護等）等。參數(shù)配置應根據(jù)電機設計參數(shù)、系統(tǒng)設計參數(shù)和工作環(huán)境進行配置，并在系統(tǒng)運行狀態(tài)進行調(diào)試調(diào)整。

變頻電源采用空間矢量脈寬調(diào)制（Space Vector Pulse Width Modulation，SVPWM）方式驅(qū)動，變頻器輸出的斬波脈沖經(jīng)過箭地的長線纜傳至循環(huán)泵電機。由于采用無傳感器矢量控制，其核心思想之一是利用測量得到的定子三相反電動勢對其轉(zhuǎn)子角度進行在線辨識和估計，因此箭地線纜長度及阻抗特性對系統(tǒng)工作穩(wěn)定性和可靠性有較大影響。箭地線纜設計中遵循以下設計原則：一是降低分布電感和電容，加快線纜傳輸速度，縮短過電壓振蕩持續(xù)時間；二是調(diào)整線纜特征阻抗，降低反射系數(shù)，加快電壓衰減速度；三是盡可能控制線纜長度，與開關器件上升時間相匹配。

變頻電源控制箱通過RS485接口實現(xiàn)變頻器的實時在線監(jiān)控。變頻電源控制箱具備以太網(wǎng)通信功能，通過運載火箭測發(fā)網(wǎng)絡設備，由后端的應用軟件實現(xiàn)遠距離監(jiān)控及轉(zhuǎn)速控制。

1.2 永磁同步電機無傳感器矢量控制設計

1.2.1 坐標變換原理

矢量控制是目前交流傳動系統(tǒng)中應用最為廣泛的一種方法，其基本思想是在遵循磁動勢不變的前提下，通過坐標變換實現(xiàn)定子電流勵磁分量和轉(zhuǎn)矩分量的解藕，從而以控制直流電機的方法直接控制交流電機。

坐標變換中用到的3種坐標系包括：

1）三相靜止坐標系ABC：3個坐標系按逆時針方向在空間依次相差120°。

2）兩相靜止坐標系αβ：α軸與A軸重合，β軸逆時針超前α軸90°。

3）兩相同步旋轉(zhuǎn)坐標系dq：d軸相對于A軸以角速度ω旋轉(zhuǎn)，q軸逆時針超前d軸90°，d軸與A軸之間的夾角θ為角速度ω的積分[4]。

坐標變換的原則是變換前后不同坐標下產(chǎn)生的磁動勢完全一致。本系統(tǒng)所使用的坐標變換為等量變換，即任意坐標系中的通用矢量與變換后的另一坐標系中的通用矢量幅值相等，即兩相旋轉(zhuǎn)和靜止坐標下電流合成空間矢量的幅值都與三相靜止坐標系下每相電流的幅值相等。

等量坐標變換包括Clarke變換（ABC/αβ）、Park變換（αβ/dq）及其逆變換。Clarke變換是三相靜止坐標系和兩相靜止坐標系之間的變換，見圖2。Park變換是兩相靜止坐標系和兩相旋轉(zhuǎn)坐標系之間的變換，見圖3。

圖2 Clarke變換（ABC/αβ）Fig.2 Coordinate transformation of Clarke（ABC/αβ）

圖3 Park變換（αβ/dq）Fig.3 Coordinate transformation of Park(αβ/dq)

在ABC坐標系模型中由于存在轉(zhuǎn)子凸極效應，繞組電感是隨轉(zhuǎn)子角度θ而周期變化的，因此該模型的系數(shù)是時變函數(shù)，對其進行解析求解困難，改進的方法是通過坐標變換將ABC坐標系模型變換到dq坐標系模型，進而簡化數(shù)學模型，即模型維數(shù)從3維變?yōu)?維，交流量變?yōu)橹绷髁俊?/p>

以ABC三相電流為例，變換后的αβ電流為

其中：0軸矢量為垂直于αβ平面的矢量，當ABC三相對稱時，i0為零。

將dq坐標系的旋轉(zhuǎn)角度與轉(zhuǎn)子角度一致，且與永磁體磁極軸線對齊。以αβ兩相電流為例，變換后的dq坐標系下的電流為

圖4表示了不同坐標系下的定子繞組電流波形，在ABC坐標系下，三相電流為互差120°的正弦波，經(jīng)過3s/2s變換后，三相電流變換為互差90°兩相電流，穩(wěn)態(tài)下的合成矢量軌跡為半徑不等的同心圓。經(jīng)過2s/2r變換后，交流電流變成直流電流，合成矢量軌跡也從同心圓變成不同的點。

圖4 不同坐標下的電流瞬時值Fig.4 Instantaneous value of current in different coordinates

dq坐標系模型具有更加簡單的結(jié)構(gòu)，更加適用于理論推導。而對于數(shù)字仿真來說，ABC坐標系模型和dq坐標系模型對于計算機求解并沒有本質(zhì)區(qū)別，因此，二者均適用于數(shù)字仿真，考慮與測量參數(shù)對應，應選用dq軸坐標系模型。

1.2.2 永磁同步電機數(shù)學模型

當永磁同步電機（Permanent-Magnet Synchronous Motor，PMSM）定子繞組通以頻率為f的對稱三相交流電流后，氣隙中便產(chǎn)生電樞旋轉(zhuǎn)磁場，旋轉(zhuǎn)的速度為同步轉(zhuǎn)速60f/P，P為極對數(shù)。該磁場與轉(zhuǎn)子永磁場按照同性相斥、異性相吸的原理相互作用，拖動轉(zhuǎn)子也以同步轉(zhuǎn)速旋轉(zhuǎn)，并在定子繞組中感應出反電動勢以限制定子電流的增加。

1）ABC坐標系電機模型

電機定子三相繞組軸線A、B、C在空間是固定的互差120°，各相繞組電壓、電流及磁鏈等在對應軸線上脈振變化，正方向符合右手螺旋法則。

三相定子繞組電壓方程為

其中：rs為繞組相電阻，各相磁鏈可分別寫成

其中：Laa、Lbb和Lcc為相繞組自感；Mab、Mbc和Mac為各相之間的互感；ψm為永磁體磁鏈幅值，由于三相繞組對稱分布，故各相繞組耦合的永磁體磁鏈也互差120°；θ為轉(zhuǎn)子電角度。

圖5表示永磁同步電動機繞組等效電路，每相定子繞組由電阻、電感和反電勢組成，其中電感包括各相自感和互感，反電勢是轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)后在定子繞組感應出的反向電壓，等于永磁體磁鏈關于時間的導數(shù)，即

圖5 永磁同步電動機繞組等效電路[5]Fig.5 The equivalent circuit of ABC coordinate system of PMSM

電動機電磁轉(zhuǎn)矩根據(jù)機電能量轉(zhuǎn)換原理，由三相反電勢和電流的瞬時值計算得到，具體的表達式為

其中：P為電機極對數(shù)。

2）dq坐標系電機模型

dq坐標系是指兩相旋轉(zhuǎn)坐標系，其中d軸以轉(zhuǎn)子磁極軸線為參考軸，繞組合成電壓、電流及磁鏈等與坐標系同步旋轉(zhuǎn)，相對靜止[6]。

dq軸繞組電壓方程為

其中：Ld和Lq為dq軸電感。

此時轉(zhuǎn)矩方程為

1.2.3 空間矢量脈寬調(diào)制技術(shù)

空間矢量脈寬調(diào)制方法SVPWM（Space Vector Pulse Width Modulation）是對于三相電壓源逆變器功率器件的一種特殊開關觸發(fā)順序和脈寬大小的組合，目標是在電機繞組中產(chǎn)生對稱的、失真小的正弦波電流，相比于SPWM（Sinusoidal Pulse Width Modulation）具有更高的電壓利用率和更小的波形失真，SVPWM電壓波形見圖6。

圖6 SVPWM電壓波形Fig.6 Voltage waveform of SVPWM

SVPW M將逆變器和交流電機視為一體，著眼于使電機獲得圓旋磁場。三相逆變器以交流電機定子的理想磁鏈圓為基準，用不同開關模式所產(chǎn)生的磁鏈矢量去逼近基準磁鏈圓。

圖7為三相逆變器的結(jié)構(gòu)原理圖，逆變器采用上下管換流，VDC為直流側(cè)合成電壓。假定各開關管上管導通為1，下管導通為0，則逆變器開關管不同狀態(tài)組合形成的合成空間電壓矢量有8個，分別為：V0(000)、V1(001)、V2(010)、V3(011)、V4(100)、V5(101)、V6(110)、V7(111)，如圖8所示。其中V0(000)、V7(111)為零矢量，其余6個為非零矢量。由于使用了坐標變換，每個非零電壓合成空間矢量的模等于各相正弦量的峰值。

圖7 三相逆變器電路Fig.7 Three-phase inverter circuit

圖8 電壓空間矢量原理圖Fig.8 Voltage space vector schematic diagram

兩個電壓矢量合成的等效電壓矢量在由它們圍成的三角形的內(nèi)部和邊界上，而線性調(diào)制區(qū)域為六邊形的內(nèi)切圓包圍的區(qū)域。

1.2.4 無傳感器控制技術(shù)

在永磁同步電機矢量控制系統(tǒng)中，轉(zhuǎn)速與位置的精確至關重要。目前轉(zhuǎn)速與位置檢測一般采用光電編碼器、旋轉(zhuǎn)變壓器、測速發(fā)動機等，這給系統(tǒng)應用帶來了如下問題：增加了硬件成本；增加了系統(tǒng)控制接口和接線，降低了系統(tǒng)可靠性；惡劣環(huán)適應性差且維修困難。無傳感器技術(shù)解決了機械式傳感器的各種缺陷，對提高系統(tǒng)的可靠性和環(huán)境適應性具有重要意義。

本系統(tǒng)采用“轉(zhuǎn)速環(huán)+電流環(huán)”雙閉環(huán)控制結(jié)構(gòu)，無傳感器矢量控制系統(tǒng)結(jié)構(gòu)圖見圖9。

圖9 無傳感器矢量控制原理圖Fig.9 Sensor-less vector control schematic diagram

通過霍爾電流傳感器檢測定子電流，兩項定子電流經(jīng)過Clarke變換和Park變換得到反饋電流id與iq。idref、iqref與id、iq之間的偏差作為電流調(diào)節(jié)器的輸入，電流調(diào)節(jié)器輸出的電壓信號ud、uq經(jīng)Park逆變換后作為SVPWM的控制信號，驅(qū)動逆變器為PMSM定子繞組供電。

無傳感器控制優(yōu)點是易于實現(xiàn)可靠性高，缺點是在電機低速時，反電勢比較小，位置估計誤差較大。因此通常以開環(huán)形式啟動，當單機達到一定速度后，反電勢幅值較大時，估算得到的轉(zhuǎn)子位置比較準，從速度開環(huán)向閉環(huán)切換。因此，可將永磁同步電機無傳感器控制運行分為3個階段：初始定位、開環(huán)啟動和閉環(huán)運行。啟動時，由于無法獲得轉(zhuǎn)子位置，直接運行的話，轉(zhuǎn)子有可能反轉(zhuǎn)，有啟動失敗的可能。通常對轉(zhuǎn)子進行預定位，通過施加固定角度的電流矢量，將轉(zhuǎn)子吸引到某個固定位置，然后從該位置進行開環(huán)啟動。電機預定位和開環(huán)啟動過程電流波形見圖10。

圖10 電機預定位過程電流Fig.10 The current of presetting of motor

電流大小和負載特性相關，為了減少電流沖擊，電流以恒定加速度緩慢增加至給定值，進入閉環(huán)控制。之后，根據(jù)估算得到的轉(zhuǎn)子位置信息，進入磁場定向控制，同時速度環(huán)開始運行，恒加速度開環(huán)運行過程的電流波形見圖11。

圖11 電機恒加速度開環(huán)運行過程電流Fig.11 The current of open-loop starting of motor

液氫循環(huán)泵的工質(zhì)為液氫，超低溫的液氫在使用過程中容易出現(xiàn)氣液兩相的狀態(tài)。若采用氣動循環(huán)泵方案，當循環(huán)泵的液氫負載氣化導致負載力矩大幅減小時，循環(huán)泵會出現(xiàn)轉(zhuǎn)速飛速上升而無法工作，甚至引發(fā)安全性問題。采用無傳感器矢量控制技術(shù)，由于速度環(huán)的閉環(huán)控制，系統(tǒng)會根據(jù)速度偏差進行閉環(huán)調(diào)節(jié)，即使氫系統(tǒng)出現(xiàn)氣液兩相的狀態(tài)，泵負載發(fā)生劇烈波動時，仍能較穩(wěn)定地保持輸出轉(zhuǎn)速與設置轉(zhuǎn)速一致。

1.3 系統(tǒng)傳輸線纜設計

本系統(tǒng)所使用變頻器功率為15 kW，技術(shù)手冊推薦使用屏蔽電纜，要求長度不大于50 m，在使用濾波器的條件下，電纜長度最大可增加到150 m。

變頻器端輸出的高頻PWM電壓波形傳輸?shù)诫姍C端時會在電機端反射，反射行波和入射行波電壓疊加會使得電機端出現(xiàn)過電壓現(xiàn)象。過電壓幅值較高時會造成電機繞組和線纜絕緣永久性損壞。電壓和電流行波的傳輸速度為

其中：L0為線纜單位長度電感；C0為線纜單位長度電容。

根據(jù)行波反射機理，終端反射系數(shù)N2為

起端反射系數(shù)N1為

其中：ZL、ZS和ZC分別為電機阻抗、變頻器阻抗和線纜阻抗，線纜特性阻抗為

一般變頻器阻抗很小，N1≈–1，電機的繞組電感很大，其阻抗ZL比線纜特性阻抗ZC大很多，即ZL>>ZC，即N2≈1。由于發(fā)生全反射，入射波與反射波疊加使得電機端電壓瞬時值近似加倍。

三相傳輸線模型如圖12所示，在dx長度內(nèi)，三相線纜電氣關系由電阻Rdx、自感Ldx、互感Mdx、線間電容Cdx和線間電導Gdx表征。

圖12 長線傳輸電動機系統(tǒng)示意圖Fig.12 Schematic diagram of long-line transmission motor system

考慮到線間電導很小，故在計算中忽略其作用。根據(jù)行波傳輸理論以及對電壓反射現(xiàn)象的分析，可以得到變頻器的輸出脈沖由變頻器傳輸?shù)诫妱訖C所需要的時間tt為

其中：tt為脈沖在線纜上傳輸一次所需時間；l為線纜長度。

振蕩頻率周期為4倍的tt

本系統(tǒng)設計了兩種線纜，對其性能指標和傳輸特性進行了對比分析。線纜1長度為80 m，每一相由8根0.5 mm2芯線組成；線纜2長度為50 m，每一相由2根2 mm2芯線組成。實測線纜1的參數(shù)L0=97.5 nH/m，C0=0.68 nF/m，計算得到v=1.23×108 m/s，tOSC=2.6 μs；實測線纜2參數(shù)，L0=96.4 nH/m，C0=0.24 nF/m，計算得到v=2.08×108 m/s，tOSC=1.34 μs。

對兩種線纜的相間電容進行了實測，線纜1的相間電容約為30～40 nF，線纜2的相間電容約為10 nF。相比于線纜2，線纜1由于每相芯線較多及長度較長，其相間電容較大。

本系統(tǒng)對兩種線纜下PMSM端的電壓電流波形進行了測試和對比，見圖13和圖14。

圖13 電纜1狀態(tài)下電機端電壓電流Fig.13 Voltage and current of motor with cable 1

圖14 電纜2狀態(tài)下電機端電壓電流Fig.14 Voltage and current of motor with cable 2

長線纜中電傳輸速度與單位長度的電感和電容有關，是線纜的基本特性，線纜類型固定后，即傳輸速度固定。線纜的長度決定了振蕩周期，線纜越長，振蕩周期越長。振蕩波形與變頻器的輸出波形動態(tài)疊加造成了電機端波形的畸變，線纜長度越長，畸變越嚴重。根據(jù)上述分析，為降低長線纜傳輸?shù)碾妷弘娏鞑▌佑绊?，通過合理控制分布參數(shù)，可獲得改進線纜的基本設計原則。

1）降低分布電感和電容，加快線纜傳輸速度，縮短過電壓振蕩持續(xù)時間。線纜的單位長度電感和電容決定了線纜的傳輸速度。因此降低分布電感和電容，將有利于提高線纜傳輸速度，使得電壓振蕩過程持續(xù)的時間縮短。

2）盡可能控制線纜長度，與開關器件上升時間相匹配。開關器件臨界上升時間決定了所允許的最大線纜長度。上升時間越快，即所允許的線纜長度越短，反之，上升時間越慢，滿足低波動電壓條件的許用線纜越長。開關器件臨界上升時間tcr，線纜長度l、傳輸速度v和終端反射系數(shù)之間的關系為

2 仿真測試與系統(tǒng)級驗證

利用Portunus仿真軟件，對循環(huán)預冷制系統(tǒng)進行建模，見圖15。

圖15 循環(huán)預冷控制系統(tǒng)仿真模型Fig.15 Simulation model of circulation precooling control system

在仿真環(huán)境中，利用Portunus系統(tǒng)集成的控制流程框圖搭建。采用“轉(zhuǎn)速環(huán)+電流環(huán)”雙閉環(huán)控制結(jié)構(gòu)，各調(diào)節(jié)器采用經(jīng)典PI算法。為盡可能模擬真實數(shù)字控制系統(tǒng)，具體算法輸入均采用保持器進行離散化，算法采用Z函數(shù)模型，采樣周期為8 kHz。引入額定流量下的泵負載模型，根據(jù)轉(zhuǎn)速–扭矩之間的函數(shù)關系，采用多項式擬合得到轉(zhuǎn)矩。對氫負載條件下的循環(huán)泵系統(tǒng)進行仿真，在5 000、7 000、10 000、12 000 r/min等工作點，獲取轉(zhuǎn)速、電壓、電流和反電勢等進行仿真波形，驗證了仿真模型和仿真參數(shù)設計的正確性。

通過該仿真模型對系統(tǒng)線纜設計、循環(huán)泵抖振和電機失速等問題進行仿真分析和驗證，為系統(tǒng)參數(shù)優(yōu)化提供了設計依據(jù)。

2.1 振蕩周期測試及分析

為進一步分析振蕩周期對系統(tǒng)工作穩(wěn)定性的影響，本系統(tǒng)對兩種線纜下的系統(tǒng)進行仿真建模，通過系統(tǒng)仿真對振蕩周期進行測試。

仿真得到線纜1的電壓波形見圖16，振蕩周期約為2.5 μs，實測波形見圖17，過電壓振蕩周期為2.5～2.6 μs。

圖16 線纜1（80 m、8芯/相）電機端電壓仿真波形Fig.16 Voltage simulation waveform of motor with cable 1(80 m，8 core/phase)

圖17 線纜1（80 m、8芯/相）電機端電壓實測波形Fig.17 Voltage test waveform of motor with cable 1(80 m, 8 core/phase)

仿真得到線纜2的過電壓振蕩波形，見圖18，振蕩周期為1.4 μs，過電壓實測波形見圖19，振蕩周期為1.5～1.6 μs。

圖18 線纜2（50 m、2芯/相）電機端電壓仿真波形Fig.18 Voltage simulation waveform of motor with cable 2(50 m, 2 core/phase)

圖19 線纜2（50 m、2芯/相）電機端電壓實測波形Fig.19 Voltage test waveform of moter with cable 2(50 m, 2 core/phase)

電機電壓波形中出現(xiàn)了電壓振蕩現(xiàn)象，主要是由于長線纜兩端阻抗突變所產(chǎn)生的反射噪聲。在1.2.5節(jié)中已對振蕩周期進行了理論計算。

通過對比理論值、仿真值和實測值（表1），仿真計算誤差控制在10%左右，證明了線纜測試方法、參數(shù)選取及模型建立的正確性及可用性。仿真及測試表明當采用線纜1時，振蕩周期較大；使用線纜2時，相間電容減少，振蕩周期大幅減小，對于系統(tǒng)的動態(tài)特性有較大幅度的優(yōu)化。

表1 振蕩周期對比Table 1 Overvoltage period of oscillation

2.2 液氮環(huán)境循環(huán)泵抖振問題仿真分析

當系統(tǒng)使用線纜1，循環(huán)預冷控制系統(tǒng)在液氮環(huán)境測試，電機工作在4 200 r/min時，多次出現(xiàn)了循環(huán)泵異常抖振的現(xiàn)象及變頻器過流保護等問題。經(jīng)排查故障原因主要有兩點：一是系統(tǒng)使用的電纜1相間電容較大，系統(tǒng)振動周期較大，造成在電機端電壓電流波形有較大的畸變，見圖13；另外，電動泵帶動液氮旋轉(zhuǎn)，流體的運動往往存在一定的周期性脈動，該類型脈動作用在電機的轉(zhuǎn)子葉片上，對其轉(zhuǎn)子角度產(chǎn)生擾動。由于變頻器采用無位置傳感器矢量控制算法，其電機的轉(zhuǎn)子角度是變頻器依據(jù)測量得到的反電動勢和已知的電機模型在線辨識、估算出來的，當與流體脈動所造成的擾動相耦合產(chǎn)生諧波，最終致使電機發(fā)生抖振。

在系統(tǒng)仿真模型的轉(zhuǎn)子角度θ中人為注入與旋轉(zhuǎn)電頻率相近的諧波信號（幅值60°、頻率為1.1倍基頻）模擬流體負載的脈動，并對其進行仿真，得到仿真波形，見圖20。

圖20 加入角度諧波電流仿真波形Fig.20 The current simulation waveform under Add Angle harmonic

加入角度諧波仿真實驗發(fā)現(xiàn)，與實測波形（圖21）相似，畸變表現(xiàn)為兩種頻率疊加的“混頻”現(xiàn)象。角度諧波頻率為基頻0.7～1.3倍，且隨著角度諧波越接近基頻，電流畸變的周期越長。振蕩的周期與速度環(huán)調(diào)節(jié)時間有關，由于在4 200 r/min附近電機輸出轉(zhuǎn)矩不足，轉(zhuǎn)速下掉，速度閉環(huán)調(diào)節(jié)，如此形成參數(shù)振蕩現(xiàn)象。當系統(tǒng)改進線纜設計采用線纜2時，電機端波形畸變現(xiàn)象得到大幅度改進，系統(tǒng)工作穩(wěn)定提高后，電機抖振現(xiàn)象消除。

圖21 循環(huán)泵抖振狀態(tài)下的實測波形Fig.21 Test waveform of circulation pump resonance

2.3 液氫環(huán)境電機失速問題仿真分析

循環(huán)預冷控制系統(tǒng)在液氫環(huán)境下測試時出現(xiàn)了電機失速故障。變頻器設置電機工作轉(zhuǎn)速為5 010 r/min，啟動工作后，監(jiān)控軟件測試到電機轉(zhuǎn)速為14 998 r/min，轉(zhuǎn)速曲線見圖22。出現(xiàn)了設置轉(zhuǎn)速與測試轉(zhuǎn)速不一致的故障，由于采用了無傳感器矢量控制方法，電機的實際工作轉(zhuǎn)速無法真實獲取。圖23為電機啟動到失速時的電流曲線，電流在電機啟動過程中電流增大，超出了電機的額定工作電流（13 A），沖高接近16 A后大幅下降。電流大小反映轉(zhuǎn)矩大小，可以看出在電機啟動過程中承受了超過額定值的負載扭矩，這是一種非正常工況。

圖22 測試采集的電機轉(zhuǎn)速Fig.22 Test motor speed

圖23 變頻電源輸出電流Fig.23 Test output current of frequency converter

通過帶測功機負載進行故障排查，故障原因為當作用在電機上的實際負載超出電機的最大輸出轉(zhuǎn)矩后，電機轉(zhuǎn)速下降。當電機轉(zhuǎn)速下降快、下降幅度較大時，容易導致變頻器無位置傳感器估計算法估計的電機轉(zhuǎn)子角位置和轉(zhuǎn)速不準。當角位置估計不準之后，導致電機系統(tǒng)的閉環(huán)控制失效，出現(xiàn)變頻器端設置轉(zhuǎn)速（定子轉(zhuǎn)速）、測試轉(zhuǎn)速和電機實際轉(zhuǎn)速（轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速）不一致的現(xiàn)象，見圖24。

圖24 電機失速時實測電流波形Fig.24 Test current waveform during motor stall

出現(xiàn)失速故障時變頻器的設置轉(zhuǎn)速為10 020 r/min（頻率為334 Hz），測試轉(zhuǎn)速為16 550 r/min（頻率為551 Hz），此時測功機上實測的轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速為1 500 r/min（頻率50 Hz）。從圖24的電流波形可以看出，電流波形基頻周期為500 Hz，電流幅值變化的包絡周期為50 Hz。

在系統(tǒng)仿真模型下，采用設置定子與轉(zhuǎn)子頻率不一致的方法進行故障仿真試驗。設置定子電壓頻率變?yōu)?05 Hz（本系統(tǒng)極對數(shù)為2，轉(zhuǎn)速相當于15 000 r/min），轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速為1 510 r/min時，仿真得到的相電流波形見圖25。

圖25 定子與轉(zhuǎn)子頻率不一致時相電流仿真波形Fig.25 Simulation waveform of phase current when the frequency of stator and rotor is different

仿真結(jié)果與實測電流存在相同的特征，電流幅值按照一定周期變化。從而可以得到結(jié)論，對于永磁同步電機無傳感器矢量控制系統(tǒng)，當負載超出額定值時，系統(tǒng)有可能出現(xiàn)轉(zhuǎn)速失控現(xiàn)象，此時的定子轉(zhuǎn)速與轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速無法保持一致，電流波形幅值包絡按照一定的周期變化。

2.4 低溫環(huán)境系統(tǒng)設計驗證

循環(huán)預冷控制系統(tǒng)在正式應用前，經(jīng)過了液氮環(huán)境的設計驗證和液氫環(huán)境下的設計驗證。

液氮環(huán)境的驗證目的是在提高安全性的情況下對循環(huán)泵控制系統(tǒng)的低溫流體負載的工作特性進行初步測試和驗證。由于液氮介質(zhì)相比于液氫介質(zhì)密度較大，為實現(xiàn)負載等效，液氮試驗中轉(zhuǎn)速要成比例地減少，在3 000、3 300、3 600、3 900、4 200、4 500、4 800、5 100 r/min等轉(zhuǎn)速下，測試系統(tǒng)的各項性能指標。

液氫環(huán)境試驗的目的是盡可能覆蓋火箭發(fā)射時的各種工況。在額定流量下，轉(zhuǎn)速分別設置到7 000、8 000 、9 000、10 000、11 000、12 000 r/min，驗證系統(tǒng)具備穩(wěn)定的轉(zhuǎn)速調(diào)節(jié)能力。在額定轉(zhuǎn)速下，在70%～120%的范圍內(nèi)調(diào)節(jié)介質(zhì)流量，驗證系統(tǒng)對負載波動的適應性。每一臺用于飛行試驗的循環(huán)泵均需通過液氫環(huán)境下的系統(tǒng)級試驗驗證后才能裝箭使用。

3 結(jié) 論

“長征五號”運載火箭大推力氫氧發(fā)動機采用的循環(huán)預冷無傳感器控制技術(shù)經(jīng)設計分析、仿真測試及工程應用表明，該系統(tǒng)具有轉(zhuǎn)速調(diào)節(jié)靈活、負載波動適應能力強等優(yōu)點，具有較強的推廣應用價值。