後充磁規格

 (6)

360

(2 )

q axis angle q axis angle

N

Pole

2. 平台作用力 2.1 計畫用平台

計畫中規畫以國外Thrustmaster [11]之可攜式動態定位系統為目標，其概念 如圖4，其具備有多組推進器進行定位功能，各推進器與控制室皆可自船舶上拆 卸以達到客製化之定位需求，實際安裝情形如圖5，每組定位用推進器則如圖 6，

表2 為商用[12]應用於鑽油平台之推進器規格。

圖4 國外可攜式動態定位系統配置概念圖

圖5 國外動態定位平台實際配置圖

圖6 國外動態定位平台使用之推進單元 表2 商用定位平台之推進規格

SHIP EQUIPMENT ASTANO-266

Semi-sub oil rig

2 Thruster motors of 2.9 MW; 6 KV; 900 rpm Spain (Pacesetter type)

ASTANO -267 TENCTECH 850

5 Thruster motors of 2.8 MW; 6 KV; 720 rpm

2.2 實驗平台推力 The Specification of Barge

Displacement (m³) 2.5709

Length (m) 3.672

Breadth (m) 1.76

Draft (m) 0.466

Center of Gravity above Baseline (m) 0.3

LCG (m) 0

Longitudinal GM (m) 2.5946 Transverse GM (m) 0.5549 Radius of Gyration for Pitch (m) 0.918 Radius of Gyration for Roll (m) 0.616 Waterplane Area(m²) 6.4627 Length between stern thrusters (m) 0.9 Wetted Surface (m²) 8.6263

Trim (m) 0

Cb 0.9105

圖8 小型平台不同方向推力對速度測量結果 3. 螺槳分析與實測

3.1 螺槳規格分析

本計畫針對待測平台了解推力規格後，即可針對推力規格進行螺槳設計，由 圖9 之螺槳 B-P 圖可選出螺槳之規格[14]，並達成推進器之規格需求，由前述可 推估平台所需推進功率大小為2.25 kW。若葉片效率為 40%時，則推進器之輸出 功率需達到5.625kW。在考慮安全係數與其他損失後，將規格制定於單顆推進器 功率為10 kW，並且推力可達到 1100N。預計動態定位過程中之穩態速度為 5.1m/s

。經設計額定操作規格如表6，推進器設計規格如表 7。

圖9 B4-70, 4 blade propeller

Platform force chart

y = -68.6x² + 81.34x + 7E-15 y = 686x² - 14.7x + 6E-14

0 20 40 60 80 100 120

0 0.05 0.1 0.15 0.2 0.25 0.3 0.35 0.4 0.45

velocity (m/s)

force (N)

surge N sway N

表6 額定操作規格 MIT-PLL 進行分析與設計，在葉片輸入轉矩達 95.5N-m@1000rpm 時，使推進器 推力可達到1100N (其葉片形狀如圖 10 所示)；推進器設計過程中將結合後充磁 法與葉片設計，使馬達與葉片之間能得到較佳匹配。螺槳推力係數（Thrust Coefficient，KT）與轉矩係數（Torque Coefficient，KQ）如：

2 4

由扭矩、轉速、推力、螺槳速度可以得到單獨螺槳效率（ηO）為：

2

A T

o

Q

TV JK

Q K



^



^



⁽¹¹⁾

圖10 環趨式葉片示意圖 3.2 螺槳特性實驗

設計之推進器螺槳需進行實驗以驗證其設計正確性，實驗於成大系統系拖航 水槽同樣可測得螺槳特性線，螺槳測試實驗如以下步驟所示：

1. 如圖架設實驗設備 2. 固定螺槳轉速

3. 開動台車，以不同台車速度分別記錄螺槳轉速、推力、轉矩，以及當時台 車速度，每次皆須待水面靜止後(約 20 分)方可進行下一次實驗

4. 當推力由負轉正時，表螺槳推力不足，即可更換轉速進行下一系列實驗 5. 將紀錄數據依上頁公式作圖可得無因次 K-J chart

完成之螺槳特性曲線如圖所示，可得知螺槳之轉速對推力、轉矩、效率關係，

並可比較螺槳與推進器之間的匹配關係，由於小型平台上所使用之推進器因受限 於計畫經費並考量製作成本後，縱移之推進器採用廠商所提供之推進器，而橫移 之推進器則採用自製之環趨式推進器，本螺槳特性實驗則針對兩者之螺槳進行驗 證與比較，圖12 為廠商推進器之螺槳特性，其最佳效率約為 40%，圖 13 為自製 推進器之螺槳特性，其最佳效率約為35%。

圖11 螺槳特性實驗

圖13 自製推進器之螺槳特性曲線

圖14 推進器設計流程 4.2 螺槳與推進器規格

由表6 ~ 7 可得到推進器應有的規格，但因計畫之電源系統採用電池之係，

可輸出之電流有限，為保護驅動器開關元件以及推進器線圈，因此必須進行推進 器之電氣規格更動，參考圖8 考慮平台可接受之推力後，訂定螺槳規格如表 8(a)，

從螺槳規格可得到相對應之推進器馬達設計規格，如表8(b)。

表8(a) 螺槳規格 葉片規格

葉片半徑 150 mm

葉片所需轉矩 12 N-m

葉片所需轉速 2000 r.p.m

所需船速 2.06 m/s

產生推力 266 N

表8(b) 推進器馬達規格

(a)

(b)

(c)

圖15 模擬結果：(a)磁通密度分布、 (b)磁力線分布圖， (c)反電動勢常數波形

-0.2 -0.15 -0.1 -0.05 0 0.05 0.1 0.15 0.2

0 15 30 45

Mechanical angle (degree)

Back_EMF_Constant

表9 充磁參數規格表

損、鐵損) 2422.573879 Joules

充磁鐵損與銅損 449.921 Joules

全部所需能量 2872.5 Joules

充磁機能量(最大) 12500 Joules

充磁路逕計算

充磁距離 2*PI*15.71=0.098708841 m

計算之磁動勢 269038.8433 安匝

4. 由於每組磁鐵需進行二次充磁，因此使用轉子角度固定好第一次充磁位置，

並於轉子角度計上做記號，以確保第二次充磁位置與第一次充磁位置相差 180 度電氣角。

5. 從低電壓開始充磁，並且做不同電壓下的充磁試驗，每充磁完一次便抽出該 組轉子磁鐵，使用動力量測平台進行反電動勢波形量測，如圖17 所示。

6. 利用轉速計(圖 18(a))測量轉速與示波器(圖 18(b))測量反電動勢之波形，將紀 錄之結果與模擬值及設計值做比較。

圖16 後充磁馬達之充磁架構

圖17 後充磁馬達測量架構

(a) (b) 圖18 實驗量測設備 (a)轉矩感測計 (b)示波器

1.2 後充磁實驗說明 1.2.1 充磁機

為了避免相鄰繞組因高電壓、高電流造成短路以及強力磁場造成繞組變形，

因此將繞好之定子繞組使用絕緣膠包覆(圖 19)及使用工業用膠水固定繞組，並將 三相外接頭以矽膠管包住以達到絕緣之功用。本實驗所使用的充磁機為內湖電機 所生產的MD-2540 型電容式充磁機，如圖 20 所示，輸出電壓最大可達 2500 Vdc、

最大電流可達15 kA。

圖19 後充磁馬達定子齒部構造

圖20 充磁機外觀圖 1.2.2 第一次後充磁實驗

首先以低於設計之充磁電流進行充磁實驗，主要是確保充磁角度之正確性與 充磁後磁鐵極性是否正確，其充磁數據如表10 所示。接著將完成充磁之馬達進 行反電勢波形測量，並將測量值整理成表11，其反電動勢波形如圖 21 所示。

表10 充磁實驗之電壓、電流

兩相並聯 三相並聯

第一次充磁參數

充磁電壓(V) 單相充磁電流(A) 充磁電壓(V) 單相充磁電流(A)

1150 900 1300 867

第二次充磁之參數

1150 900 1300 867

表11 第一次後充磁馬達之各相電壓與反電動勢常數

兩相並聯 三相並聯

轉速(r.p.m) 1000 1000

U 相(V) 23.68 23.27

V 相(V) 23.77 23.24

W 相(V) 23.38 23.03

K (e

V s

 rad

₎ 0.225 0.221

(a) (b)

圖21 第一次後充磁馬達各相反電動勢波形(a)兩相並聯(b)三相並聯 另外，為了方便比較，本計畫也將前充磁磁鐵裝置於相同馬達上，進行反電 動勢波形量測，並將量測數據整理成如表12，而反電動勢波形如圖 22 所示。

表12 前充磁馬達之各相電壓與反電動勢常數 轉速(rpm) 1000

U 相(V) 23.28 V 相(V) 23.25 W 相(V) 22.96

K (e

V s

 rad

_{) 0.221}

圖22 第一次前充磁馬達之各相反電動勢波形

比較前充磁磁鐵與後充磁磁鐵所量測到的反電動勢波形與數據，計算過後的 反電動勢常數雖然非常接近，且從圖形來判斷，本計畫所設計之充磁角度正確，

因此充磁後磁鐵極性無誤；然而，後充磁磁鐵的反電動勢波形於波峰兩邊有較大 的起伏，而前充磁磁鐵的反電動勢波形則是較為平順

，因此可判斷出，充磁後的

磁鐵在邊緣部份未達到飽和，亦即充磁電流太小，導致充磁後磁鐵無法達到飽 和。

1.2.3 第二次後充磁實驗

根據第一次充磁實驗之問題，本計畫於第二次充磁實驗時，將實驗之充磁電 流增加至更接近設計之電流，對磁鐵進行充磁，其充磁數據如表13 所示。另外，

將充磁一次之磁鐵進行反電動勢量測，可確認只有充磁一次時之磁鐵飽和度分佈 情形，如圖23 所示。最後，將完成第二次充磁之磁鐵進行反電動勢波形量測，

並與前充磁波形(圖 24)作比較，可得知充磁後磁鐵是否更趨近於飽和。

表13 第二次後充磁馬達之相電壓與反電動勢常數 兩相並聯

單相充磁電流(A) 1100 轉速(r.p.m) 1000 U 相(V) 24.43 V 相(V) 24.26 W 相(V) 23.92

K (e

V s

 rad

_{) 0.23} 三相並聯

單相充磁電流(A) 1334 轉速(r.p.m) 1000 U 相(V) 23.59 V 相(V) 24.35 W 相(V) 24.06

K (e

V s

 rad

_{) 0.229}

(a) (b)

圖23 充磁一次之馬達各相反電動勢波形(a)兩相並聯(b)三相並聯

(a) (b)

圖24 第二次後充磁馬達之各相反電動勢波形(a)兩相並聯(b)三相並聯

圖25 第二次前充磁馬達之各相反電動勢波形

觀察圖 23 與圖 24 可得知，若使用兩相並聯進行一次充磁之馬達，磁鐵飽和 度分佈非常不均勻，導致反電動勢波形非常凌亂，再經過第二次充磁後，則呈現 較為正常且對稱的波形；而使用三相並聯進行一次充磁之馬達，雖然反電動勢較 為正常，但於波峰兩邊相較第二次充磁後之反電動勢波形有較大的遞減趨勢，因 此仍需透過第二次充磁才能使充磁後磁鐵飽和度較為均勻。接著再將第二次充磁 實驗數據及反電動勢波形與前充磁反電動勢波形(圖 25)比較後，可得知充磁後磁 鐵的反電動勢常數比前充磁磁鐵來的大，其主要原因為每種磁鐵充磁後的磁鐵特 性皆有一個範圍，因此充磁後磁鐵特性都會有些許不同。本計畫所使用的磁鐵規 格為剩磁Br=1.17~1.21 Tesla、矯頑磁力 Hc=876~940 kA/m，而由廠商所提供的資 料前充磁磁鐵的Br為1.2 Tesla

、

Hc為920 kA/m ，即代表充磁後的磁鐵特性可 能比前充磁磁鐵特性來的大。而觀察波形可得知，雖然兩相線圈充磁後的反電動 勢波形仍有些許起伏，但已有明顯改善，並且與前充磁磁鐵波形非常將近，即表 示充磁後磁鐵已趨近飽和。

另外，本計畫提到將兩相串聯及兩相並聯再與一相串聯之繞組連接方式，變 換成兩相並聯與三相並聯之繞線連接方式，優點為降低充磁迴路之電阻值，在相 同充磁電壓下可得到較大之充磁電流，有助於在相同充磁機的規格下，使充磁機

可應用的馬達功率範圍更廣。因此，本計畫針對四種接線方式進行充磁實驗，以 驗證本計畫所提出方法，並將數據整理成表14。

表14 四種接線方式之充磁比較

接線方式 兩相串聯 兩相並聯

實驗電壓(V) 1050 1050

實驗電流(A) 400 800

電流比 1 2

接線方式 兩相並聯與一相串聯 三相並聯

實驗電壓(V) 1300 1300

實驗電流(A) 700 867

電流比 1 1.24

由表 14 可得知，並聯方式有效降低充磁迴路之電阻值，使得在相同充磁電 壓下，產生更大的充磁電流，達到本計畫設計之目的。

2. 推進器測試

2.1 推進器實測項目

為了解實際推進器之負載、馬達特性及因應後續完成製作之大型自製推進器 之相關測試，本計畫利用廠商所提供之推進器(如圖 26)進行特性研究。本計畫使 用之推進器為無刷直流馬達，以下為詳細介紹此推進器之規格與實驗流程。

2.1.1 空載測試

此部分主要僅是針對估測電路、控制核心與變頻器等作功能性的測試，若有

此部分主要僅是針對估測電路、控制核心與變頻器等作功能性的測試，若有

在文檔中 水下載具應用於海底管線檢修之關鍵技術研發---水面工作載台動態定位之推進器及驅動控制系統設計與實現(II) (頁 20-0)