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)

行政院國家科學委員會補助專題研究計畫



成 果 報 告

□期中進度報告

水下載具應用於海底管線檢修之關鍵技術研發-子計畫三:

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

計畫類別：□ 個別型計畫 ■ 整合型計畫

計畫編號：NSC 97-2221-E-006-268-MY2

執行期間：

97 年 8 月 1 日至 99 年 7 月 31 日

計畫主持人：謝旻甫

計畫參與人員：陳紀均、陳珮錡、林易賢、陳泊翰、賴康裕、余守龍

成果報告類型(依經費核定清單規定繳交)：□精簡報告 ■完整報告

本成果報告包括以下應繳交之附件：

□赴國外出差或研習心得報告一份

□赴大陸地區出差或研習心得報告一份

■出席國際學術會議心得報告及發表之計畫各一份

□國際合作研究計畫國外研究報告書一份

處理方式：除產學合作研究計畫、提升產業技術及人才培育研究計畫、

列管計畫及下列情形者外，得立即公開查詢

□涉及專利或其他智慧財產權，□一年□二年後可公開查詢

執行單位：國立成功大學系統及船舶機電工程學系

中 華 民 國 99 年 10 月 25 日

行政院國家科學委員會專題研究計畫期末進度報告 水下載具應用於海底管線檢修之關鍵技術研發—子計畫三: 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

Design and Realization of Thrusters and the Driving Control System for Dynamic Positioning of the Surface Supported Vessel

計畫編號: NSC 97-2221-E-006-268-MY2 執行期限:97 年 8 月 1 日 99 年 7 月 31 日 主持人: 謝旻甫 國立成功大學系統及船舶機電工程學系 摘要 由於海洋發展與海底資源探索之需求，許多先進國家在近幾十年來積極投入 水下遙控載具之研發，而我國在這方面的技術則尚待急起直追。本計畫團隊於前 一階段國科會專題研究計畫中，已成功設計並實作出一高性能無毂環驅式推進器 與驅動電路。基於此一成果，現今本子計畫配合「總計畫-水下載具應用於海底 管線檢修之關鍵技術研發」之總體目標，亦即在應用自行研發之遙控載具進行檢 測作業之需求下，達成其水面工作載台之動態定位目的。而動態定位之能力，取 決於工作平台與外擾之建模、推進器之規格與配置、電力供應以及控制系統之優 劣等因素。因此本子計畫配合其他子計畫，在動態定位系統中主要著重於以下幾 項重點：1. 開發高自主性、模組化、可攜式以及低成本的高性能推進器及其設 計方法； 2. 以設計方法解決永磁馬達大型化所造成的製作組裝問題，以使其適 用於本計畫之推進器； 3. 基於本計畫推進器之架構，開發其專用之驅動器； 4. 以網路式架構進行自主性推進器之協調與控制； 5. 協助子計畫一，在其數學模 式建構與控制理論推導模擬之下，以硬體電路與控制單元實現水面工作平台之動 態定位系統； 6. 配合其他相關子計畫，完成完整之動態定位系統以及水下檢測 之任務。本計畫期能藉由上述研究重點之實現，得以達成高性能動態定位系統之 目的。 關鍵詞：動態定位、推進器、永磁馬達、無毂環驅式推進器

ABSTRACT

Due to the exploration of oceans and their resources, many countries have made significant effort on research of underwater remotely operated vehicles (ROVs), whose technology is what Taiwan has to eagerly build up. Therefore, the research members in our team have successfully developed and realized a hubless rim-driven thruster and its driving circuit in their previous research project. Based on this success, this project has been further focusing on propulsion for dynamic positioning system of a surface vessel, which works with the self-developed ROV to explore, inspect and repair the piping on the seabed. However, the ability of a dynamic positioning system relies heavily on modeling of the vessel and the disturbances, the thruster capacity and allocation, power supply and the control system design. Working with some other sub-projects, this sub-project mainly focuses on the following research topics: (1). development of indigenous thrusters as well as the design methodology, (2). to solve the manufacturing problem of permanent-magnet motors by means of new design method and manufacturing processes, (3). development of sensorless control technique for the space confinement within the rim-driven motor to cause difficulty in installing the Hall-effect sensors, (4). network construction for control of thrusters, (5). to collaborate with Sub-Project 1 to construct the hardware of the dynamic positioning control system, and (6). finally, to complete the task of sea trial. This project is hence dedicated to the above topics to realize the high performance dynamic positioning system.

Keyword: dynamic positioning, thruster, permanent-magnet motor design, rim-driven thruster

目錄 摘要... I  ABSTRACT ... II  目錄... II  圖目錄... V  表目錄... VIII  一、計畫緣由... 9  二、計畫目的... 10  三、研究方法... 11  四、計畫成果... 13  第一年成果 (NSC 96-2221-E-006-344) ... 13  1. 後充磁流程與分析... 13  1.1 馬達之槽極配選用... 13  1.2 繞組設計與繞線因數... 13  1.3 充磁時轉子角度計算法則... 14  2. 平台作用力... 17  2.1 計畫用平台... 17  2.2 實驗平台推力... 19  3. 螺槳分析與實測... 20  3.1 螺槳規格分析... 20  3.2 螺槳特性實驗... 22  4. 推進器規格制定... 24  4.1 後充磁規格... 24  4.2 螺槳與推進器規格... 25  第二年成果 (NSC 97-2221-E-006-268-MY2 第一年)... 28  1. 推進器製作... 28  1.1 後充磁實驗步驟(推進器馬達後充磁之先期實驗) ... 28  1.2 後充磁實驗說明... 30  1.2.1 充磁機... 30  1.2.2 第一次後充磁實驗... 31  1.2.3 第二次後充磁實驗... 33  2. 推進器測試... 35  2.1 推進器實測項目... 35  2.1.1 空載測試... 35  2.1.2 加載測試... 35  2.1.3 實機測試... 36  2.2 推進器負載與馬達特性... 37 

3. 無感驅動器之設計與測試... 41  3.1 系統架構... 41  3.2 反電動勢與換相訊號相對關係之數學模型... 42  3.3 反電動勢與換相訊號之對應關係... 42  3.4 換相訊號之估測電路設計... 44  3.5 換相電路之未導通相偵測電路... 45  3.6 換相電路之反電動勢交越點偵測電路... 46  3.7 換相電路之 D 型正反器電路 ... 47  3.8 換相估測之降壓電路與 DAC 模組 ... 48  3.9 換相估測之 PWM 切換策略 ... 48  4. 小型動態定位平台之建置... 49  4.1 推進器製作... 50  4.2 動力來源... 51  4.3 轉向機構製作... 52  4.4 DGPS ... 54  4.4.1 DGPS 基本理論 ... 54  4.4.2 DGPS 定位原理 ... 54  4.4.3 參考站... 54  4.4.4 NMEA0183 標準語句 ... 54  4.4.5 字串格式... 55  4.4.6 測試結果... 56  4.5 控制器... 58  4.6 小型平台實測... 60  第三年成果... 63  1.  大型推進器實測結果... 63  1.1 大型推進器組裝... 63  1.2 推進器驅動... 66  1.3 推進器測試結果... 68  2. CAN 架構與 DP 之應用 ... 70  2.1 CAN Bus 簡介 ... 70  2.2 本計畫之 CAN Bus 架構 ... 70  3. 控制器... 73  3.1 動態定位控制... 73  3.2 轉速控制... 74  4. 系統整合與海上實測... 76  4.1 實驗說明... 76  4.2 實驗方法... 77  4.3 實驗結果... 79 

總結... 86 

計畫成果自評... 87 

參考文獻... 87 

誌謝... 89 

圖目錄 圖1 兩相轉子角度與線圈相對位置... 15  圖2 兩相串連之等效電路圖... 15  圖3 轉子參考座標示意圖... 16  圖4 國外可攜式動態定位系統配置概念圖... 17  圖5 國外動態定位平台實際配置圖... 17  圖6 國外動態定位平台使用之推進單元... 18  圖7 小型平台之外觀... 19  圖8 小型平台不同方向推力對速度測量結果... 20  圖9 B4-70, 4 blade propeller ... 20  圖10 環趨式葉片示意圖... 22  圖11 螺槳特性實驗 ... 23  圖12 廠商提供推進器之螺槳特性曲線... 23  圖13 自製推進器之螺槳特性曲線... 24  圖14 推進器設計流程... 25  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 ... 27  圖16 後充磁馬達之充磁架構... 29  圖17 後充磁馬達測量架構... 29  圖18 實驗量測設備 (a)轉矩感測計 (b)示波器 ... 30  圖19 後充磁馬達定子齒部構造... 30  圖20 充磁機外觀圖... 31  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 ... 32  圖22 第一次前充磁馬達之各相反電動勢波形... 32  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 ... 33  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 ... 34  圖25 第二次前充磁馬達之各相反電動勢波形... 34  圖26 廠商之推進器... 35  圖27 加載測試於動力測試平台... 36  圖28 成大系統系迴流水槽... 36  圖29 電動推進器水中加載測試... 37  圖30 廠商提供之馬達特性... 38  圖31 馬達特性量測結果... 38  圖32 推進器負載特性量測結果... 39  圖33 推進器負載操作點... 39  圖34 廠商推進器推力圖... 40  圖35 廠商推進器匹配圖... 40 

圖36 推進器匹配位置之推力... 41  圖37 無感測器驅動系統架構之方塊圖... 42  圖38 反電動勢與換相訊號相對位置之示意圖... 43  圖39 反電動勢交越點與峰對峰值之關係圖... 44  圖40 本計畫所提出之估測電路: (a)硬體架構方塊圖與(b)實體電路 ... 45  圖41 未導通相偵測電路... 46  圖42 未導通相之相關波形... 46  圖43 反電動勢零交越點偵測電路... 47  圖44 估測電路之輸出波形... 47  圖45 類比數位轉換模組電路... 48  圖46 國外典型之動態定位平台... 49  圖47 小型平台之配置架構外觀圖... 50  圖48 動態定位控制架構... 50  圖49 動態定位系統架構... 51  圖50 12V-100AH 之電瓶 ... 52  圖51 AC 伺服馬達與 AC 伺服驅動器 ... 53  圖52 轉向機構與伺服機... 53  圖53 DGPS 測試地點 ... 57  圖54 原點定位的 DGPS 誤差測試結果 ... 57  圖55 於 2X5 公尺內進行 DDGPS 路徑測試結果 ... 58  圖56 船隻動力分配與修正方向... 58  圖57 航向角對時間圖... 61  圖58 路徑對時間圖... 61  圖59 轉速命令對時間圖... 62  圖60 船速對時間圖... 62  圖61 推進器轉子圖... 64  圖62 推進器定子轉子機構組裝圖... 64  圖63 推進器所使用之伺服馬達與支柱... 64  圖64 後充磁推進器 600 RPM 測試結果 ... 65  圖65 後充磁推進器 900 RPM 測試結果 ... 65  圖66 操作於無載，轉速為 1700RPM 之波形 ... 67  圖67 操作於 7.43N-m，轉速為 1459RPM 之波形 ... 67  圖68 推進器整體性能之效率圖... 67  圖69 (a)推進器於迴流水槽測試情形 (b)安裝於小型平台之推進器 ... 68  圖70 自製推進器推力結果... 68  圖71 自製推進器匹配圖... 69  圖72 自製推進器匹配推力... 69  圖73 本計畫之 CAN 節點架構 ... 71 

圖74 具 CAN 介面的驅動與推進單元節點 ... 71 

圖75 使用 PIC 32 bit 為控制器之 CAN 傳輸架構 ... 72 

圖76 使用 cRIO 做控制器之 CAN 傳輸架構 ... 72  圖77 定位點與實際位置誤差量... 73  圖78 動態定位方塊圖... 74  圖79 加上轉速控制之動態定位方塊圖... 75  圖80 單組推進器之轉速控制測試結果... 75  圖81 三組推進器之轉速控制測試結果... 76  圖82 船模於成大光復校區成功湖進行實測... 76  圖83 小型平台於安平港口實測... 77  圖84 定位系統操作頁面圖... 78  圖85 定位系統紀錄頁面圖... 78  圖86 定位實驗操作流程... 79  圖87 遙控模式操作之 DGPS 路徑 ... 80  圖88 小型平台之定位路徑結果（一）... 81  圖89 小型平台之定位命令（一）... 81  圖90 小型平台之定位路徑結果（二）... 82  圖91 小型平台之定位命令（二）... 82  圖92 船模定位路徑結果... 83  圖93 船模定位時各推進器轉速命令輸出... 83  圖94 無外界干擾之原點路徑結果... 84  圖95 無定位功能且被風影響之路徑結果... 84  圖96 K gain 尺縮 1/10 定位路徑結果 ... 85  圖97 K gain 尺縮 1/30 定位路徑結果 ... 85  圖98 K gain 尺縮 1/30 且不包含角度修正定為路徑結果 ... 86 

表目錄 表1 馬達槽極比組合... 13  表2 商用定位平台之推進規格... 18  表3 動態定位平台之尺寸... 18  表4 小型動態定位平台之尺寸... 19  表5 小型平台之規格... 19  表6 額定操作規格... 21  表7 推進器設計規格... 21  表8(a) 螺槳規格 ... 25  表8(b) 推進器馬達規格 ... 26  表9 充磁參數規格表... 28  表10 充磁實驗之電壓、電流... 31  表11 第一次後充磁馬達之各相電壓與反電動勢常數 ... 31  表12 前充磁馬達之各相電壓與反電動勢常數... 32  表13 第二次後充磁馬達之相電壓與反電動勢常數... 33  表14 四種接線方式之充磁比較... 35  表15 推進器規格... 38  表16 電瓶價格比較表... 52  表17 推進器規格... 53  表18 經緯度距離換算表... 56  表19 控制器規格... 59  表20 cRIO 模組訊號輸出項目 ... 60  表21 cRIO 模組訊號輸入項目 ... 60  表22 前進命令對應轉速與響應... 63  表23 倒車命令對應轉速與響應... 63  表24 迴轉命令對應轉速與響應... 63  表25 側推命令對應轉速與響應... 63  表26 後充磁電壓電流... 65  表27 無轂環驅式推進器參數規格... 66  表28 船模平台規格比較表... 77  表29 動態定位紀錄項目表... 79  表30 動態定位對應 K gain 值測試結果 ... 86 

一、計畫緣由

由於海洋發展與海底資源探索之需求，近幾十年先進國家莫不積極投入水下 遙控載具之研發。而由於海洋工程與近海石油發展之需，其演進亦由早期多以載 人之設計方式，至現在之無人遙控水下載具，有構造簡單、造價低廉、維修方便、 以及無人員生命危險的優點，取代了許多過去載人載具之任務。水下遙控載具 (Remotely Operated Vehicles, ROV) [1-8]經過二、三十年來歐美日相繼投入研發， 累積許多在深海應用的材料、機電、流力、通訊、控制定位、導航等經驗技術。 我國在遙控載具(ROV)的開發上尚待急起直追，實有技術上突破之迫切需求。因 此本子計畫配合整個研究團隊(總計畫及所有子計畫)於前一階段提出一三年期 國科會專題研究子計畫「抗流型水下遙控載具高性能推進系統之研發」(子計畫 三)，已確實掌握到水下遙控載具推進器之關鍵技術，成功設計出一無毂環驅式 之推進器，並完成開發其驅動電路、解決系統電源及訊號干擾問題。整個研究團 隊(成大-中山)並已確實針對 ROV 相關關鍵技術與系統整合建立設計開發之能 力，亦成功在小琉球外海操控實際海域測試之ROV 佈放。根據實際海域測試結 果，目前已完成第二代 ROV 之研發改進，除了加入慣性導航、環場掃瞄聲納 (Scanning sonar) 等感測器之外，並針對外型、儀器配置、減重、以及推進效率 進行設計變更，並已於96 年間數度進行第二代 ROV 之實際海域操控測試，獲 致實質成果。 本計畫團隊成功開發出 ROV 並實測之後，應用之需求即四面八方而來。例 如海底污水排放管之觀察與檢測、水管內部檢測、海底輸送管線淘空之填補與覆 蓋等。因此本計畫團隊在具備ROV 研發能力的基礎下，以配備機械手臂、攝影 機、聲納、以及精確水下定位系統之水下載具來輔助進行海底管線追蹤與檢測的 方法是值得推展的。在水下作業部分，關鍵技術在於水下載具需要精確定位、路 徑追循、以及機械手臂作業能力；而在水面作業部分，關鍵技術在於水面工作船 之動態定位，此即為本子計畫結合子計畫一之主要研究重點項目。而就本計畫而 言，期能設計高性能大推力之大型推進器，結合驅動技術與網路式控制之研發， 並達成水面工作平台精確之動態定位。而子計畫一則探討載台與外擾(如波浪、 風力甚至是ROV 纜線等)之建模以及控制設計等。 雖然具有動態定位功能的船隻可應用在採樣、探勘、檢修海纜及海管、水文 調查、海洋研究等方面，但由於動態定位船昂貴且國內使用的數量極少，不可能 只為單一之臨時任務而建造。一般研究船雖可能亦有良好定位系統，然而並非經 常有研究船可供使用。除此之外，其他幾乎所有的船舶都不具有動態定位系統， 其當工作於淺水區時，或許下錨可簡單定位，但是深水區下錨不易，若無定位系 統則 ROV 工作困難。因此，本計畫在於開發一「可攜式」、低成本且高性能之 動態定位系統，使之可以外掛於任何船舶(例如租用之漁船)，進行動態定位以利 於研究，為本計畫與其他子計畫之共同目標。如此，研究工作可不受限制，只要 有任何一艘合適的船，掛上本計畫所開發之可攜式動態定位系統即可，再搭配水 下載具，將可為海底相關之管線檢測或單一臨時任務大開方便之門，且機動性亦

佳。因此本子計畫所開發之推進器除推力及功率之需求外，最好可設計為「模組 化」，除了方便拆卸，也可視動力需求有不同配置及數量，具有相當大的彈性。 更重要的是，藉由網路式控制，可不受空間配置之限制，亦能減少接線複雜度、 避免雜訊干擾以及推進器「隨掛隨用」之優點。 此外，而本計畫前期研究所發展之水下載具用之小型無轂環驅式推進器，優 點為流場效率高，且不會因異物絞纏而使載具或船隻陷於困境。以此結構作為船 外機使用應更為方便合適，只要在推進器外殼上製作固定裝置即可，或加以延伸 配置轉向用伺服機構即可成為類似 Azimuth 功能之推進器，用於替代昂貴之 Azimuth 推進器，應用於動態定位，以達成更佳的動態定位效果。 二、計畫目的 本子計畫基於「總計畫-水下載具應用於海底管線檢修之關鍵技術研發」之 總體目標，亦即在水面工作平台搭配自行研發之遙控載具以進行檢測作業的需求 下，藉由上述分析可知水面工作平台之動態定位能力實為本總體計畫成敗之主要 關鍵之一。而動態定位之能力，取決於工作平台以及外擾之建模、推進器之規格 與配置、電力供應以及控制系統之優劣等因素。其中工作平台以及外擾之數學模 式將由子計畫一來進行，並藉此設計模擬控制器。因此本子計畫之主要目的，可 歸納為以下幾個： (a) 開發高自主性、模組化、可攜式以及低成本之高性能推進器(類似 Azimuth)及其設計方法 (b) 以設計方法解決永磁馬達大型化所造成的製作組裝問題，以使其適用於 本計畫之推進器 (c) 基於本計畫所提出之推進器架構，開發其驅動器(無感測驅動) (d) 以網路式架構進行本計畫自主性推進器之協調與控制，其中需要兩種功 能，一是螺槳轉速控制，二是推進器之360 度轉向控制 (e) 協助子計畫一，在其數學模式建構與控制理論推導模擬之下，以硬體電 路與控制單元實現水面工作平台之動態定位系統 (f) 配合其他相關子計畫，完成完整之動態定位系統以及水下檢測之任務。 本計畫整體分為三年實施，然而因第一年度(NSC 96-2221-E-006-344)與第二、 三年度(NSC 97-2221-E-006-268-MY2)之計畫編號不同，且第一年度已繳交當年 度完整計畫報告。然為整體描述計畫軌跡與成果，乃在此合併說明呈現： 第一年 (2007.8.1 - 2008.7.31) (NSC 96-2221-E-006-344) (1) 完成大馬力推進永磁馬達設計方法之推導與建立，並藉由原型機實作驗證。 (2) 配合子計畫一完成估算所須推進器推力及功率，以決定推進器規格。 (3) 完成螺槳葉片分析與設計，以符合工作平台定位所需之推力，並提供推進器 馬達設計規格。 (4) 完成以新設計方法進行推進器馬達設計，並與螺槳進行整合設計。

第二年(I) (2008.8.1 - 2009.7.31) (NSC 97-2221-E-006-268-MY2) (1) 完成推進器製作(不包含轉向所需動力伺服馬達部分)。 (2) 完成測量推進器特性及性能，以作為後續驅動電路設計以及確定電力供應設 計所須之規格。 (3) 完成推進器之無感測驅動電路設計開發與有感測驅動電路製作。 (4) 初步完成小型動態定位平台模型所需之推進器組裝與控制實現。 (5) 初步完成小型動態定位平台模型控制之實測。 第三年(II) (2009.8.1 - 2010.7.31) (NSC 97-2221-E-006-268-MY2) (1) 完成組裝大型推進器與轉向伺服機構結合之本計畫推進器。 (2) 完成推進器之 CAN Bus 網路式架構控制系統之建立以控制推進器螺槳轉 速與轉向。 (3) 完成船舶動態定位之完整控制器實現。 (4) 完成系統整合測試修正與海上實測。 三、研究方法 本計畫所規劃三年之執行內容，其研究方法與步驟茲先行簡述如下： 第一年 (2007.8.1-2008.7.31) (NSC 96-2221-E-006-344) 本計畫目的在於以經濟低成本方式，自行研發並自製可以取代Azimuth 之模 組化、攜帶型、可轉向之推進器，應用於船舶或載台動態定位系統，使之可 以外掛於任何船舶(例如租用之漁船)，進行動態定位以利於研究，第一年度(上 年度，2007.8.1-2008.7.31)以「大型永磁馬達設計方法研究」以及「水面工作 載台動態定位系統之推進器規格制定」為主，包含葉片設計、馬達設計以及 結構設計。推進器設計目標為以永磁無刷馬達來達成高功率密度。然而大型 永磁馬達製作不易，傳統設計方法雖可適用，然而將遭遇因強大磁鐵磁力而 難以組裝之問題。針對此問題，本計畫將提出一新的永磁馬達設計方法來因 應。因此本年度計畫之研究項目如下所述： (1) 自行發展及建立一套屬於大型馬達應用「後充磁」法製作之馬達設計方法， 並將此技術應用於本計畫推進器馬達之設計上。過程中將利用小型化的樣本 製作來加以驗證所發展之設計方法，而與下列第(2)(3)(4)研究項目不同的是， 此小型化樣本僅作為驗證設計方法之用。針對目標工作平台定位系統之規格 與需求制訂，則於下列第(2)(3)(4)項描述之；其設計、製作與組裝測試則分別 於第二、三年計畫執行之。 (2) 配合子計畫一之目標工作平台動態特性以及波浪、風力、ROV 纜線等外力 作用之建模，在初步推進器配置下(預估三組推進器)，可以估算所須推進器 推力及功率，以決定推進器規格。(子計畫一：水面工作載台動態定位系統之 數值模擬與操控) (3) 決定推進器規格之後，本計畫之協同研究人員將針對其進行螺槳葉片之分析 設計，以提供符合工作平台定位所需之推力。螺槳設計完成之後，即可透過

模擬與分析求得其操作所需之轉矩與轉速，以提供永磁馬達之設計規格。 (4) 將所得之推進器規格，換算成電力需求，包含所需電壓、電流、功率等，並 將資訊傳遞至總計畫及其他相關子計畫，以利決定其系統電力規格。 第二年(I) (2008.8.1 - 2009.7.31) (NSC 97-2221-E-006-268-MY2) (1) 延續第一年所得之設計結果，預估製作大型推進器三組，以供目標工作載台 動態定位推力之所需，在這階段尚未包含推進器轉向所需之伺服機構。推進 器製作完成後將以動力測試平台測量其特性及性能，以作為後續驅動電路設 計以及確定電力供應設計所須之規格。 (2) 承(1)，目標大型推進器製作完成後，必須加以設計其驅動電路。由於預期推 進器馬達之特殊結構，將可能允許水流進入馬達內部，以簡化系統及節省水 密成本。然而對於永磁馬達驅動控制所需之磁極感測器而言，並不適於安裝， 故有開發「無感測驅動技術」之必要，以去除感測元件所帶來之裝配問題。 而本計畫亦將同時研製具感測元件之驅動電路，並比較「有感測」與「無感 測」驅動兩者之間的性能。由於大型推進器為重載，對無感測驅動而言是一 項考驗。 (3) 俟目標大型推進器製作完成後，可完全確定電力需求，以確定總計畫與其他 子計畫有關電力之供應規格。 (4) 在此階段，由於各部分次系統或元件尚未完全開發或製作完成，然而在動態 定位系統控制方面之研究仍須積極進行整合。因此，配合子計畫一之建模與 控制器設計，將藉由小型平台，對動態定位系統進行初步系統整合，裝置現 成合適之推進器於小型平台，並實際利用GPS 以及電羅經進行平台動態定位 控制之初步測試。此部分研究將做為未來目標工作載台動態定位控制之基礎。 如前所述，控制器之設計與模擬主要由子計畫一負責，本計畫在此部分將執 行控制程式撰寫與測試，各項硬體與電路之整合測試，以及控制系統功能測 試。 (5) 承(4)，由於此階段為初步小型化測試與驗證，因此可以搭配現有之小型伺服 馬達與推進器達成類似Azimuth 推進器之控制實現。 第三年(II) (2009.8.1 - 2010.7.31) (NSC 97-2221-E-006-268-MY2) (1) 大型推進器與轉向伺服機構結合加工成為完整之推進器 (2) 由於推進器須置放於工作載台各處，彼此間距離甚遠，故不適合以類比方式 作訊號傳輸，以避免訊號之衰減，造成系統控制問題。本計畫擬以「CAN Bus」 網路式架構進行訊號傳輸與控制，以控制本計畫推進器之轉速與轉向。CAN Bus 具有架構簡單、即時性與高可靠度等優點，有愈來愈多的船舶控制系統 採用 CAN Bus 介面，因此未來所開發之動態定位系統可以與船舶其他控制 系統相結合，相當具有彈性。此外，透過網路式控制可有效降低接線複雜度， 並增加系統可靠度。 (3) 完成船舶動態定位之完整控制器實現 (4) 完成系統整合測試與修正

四、計畫成果 第一年成果 (NSC 96-2221-E-006-344) 1. 後充磁流程與分析 1.1 馬達之槽極配選用 一般在決定馬達槽極配時，為了避免頓轉轉矩峰值過大，會盡量避免出現槽 數與極數比值為整數倍的組合，如4 極 12 槽、8 極 24 槽等稍差的組合。因此， 選用槽數與極數時會盡量使用槽極比為分數之組合，能有效降低頓轉轉矩之峰值。 將後充磁法與馬達設計結合所使用之槽極配，除了考慮上述之頓轉轉矩，還須在 該槽極配組合之下能夠產生一組以上的三相平衡線圈。本計畫所採用的充磁方法 為兩相串聯之後充磁法，此充磁法有一限制條件，即選用的槽數/極數為 1.5 之倍 數方可適用此法，底下為適用此法之槽極配的整理[9]。 表1 馬達槽極比組合 1.5 3 槽數 極數 槽數 極數 3 2 6 2 6 4 12 4 9 6 18 6 12 8 24 8 15 10 30 10 4.5 6 槽數 極數 槽數 極數 9 2 12 2 18 4 24 4 27 6 36 6 36 8 48 8 1.2 繞組設計與繞線因數 馬達繞組設計種類繁多，因此為了設計方便，本計劃採用由Hanselman[10] 所提出的繞組設計方法，此方法是利用不同相位疊加的概念，將不同相位波形疊 加之後，即成為反電動勢常數波形，在兩波型之間與繞組所在的槽數位置有相對 關係。最後，將此關係式再與繞線因子結合計算即可，此方法為一快速且方便之 設計方法。 繞線因素在設計馬達選用繞組時，乃是不可缺少的重要參考數據，大部分馬 達無法作完全的集中繞線，意即每一組線圈無法完全耦合轉子所產生的磁通量， 所以原有的磁通量所感應的反電動勢需再乘以一修正係數，此係數即為繞線因數 w k (1)。根據一般的電機理論，繞線因數可以分成兩個部分，分布係數(2)和節距 係數(3)。

w d p

k



k k



(1) sin 2 sin 2 se d se q k q





             (2) sin 2 cp p k  _ _   (3) 其中， 為繞線極距與磁鐵極距的比率，cp q為每極每相之槽數，se為 槽間距所對應的電氣角。但上述的公式只適用於單層繞線、每相每極之槽數為整 數，且磁通分布為正弦波的馬達。為計算任何形式繞線之繞線因數，必須回歸更 基本的觀點，即以每一處繞線來做考慮。根據定子某相所串聯之繞線其機械位置 的不同，感應電動勢峰值相同但相位不同，將這些電動勢作向量和再除以總導體 數即定義為繞線因數k (4)： _w w

a b

k

N





(4) 其中 1 sin N i i a   



， 1 cos N i i b   



，N 為每相總導體數，_i為第i個導線所對應的電 氣角。 1.3 充磁時轉子角度計算法則 在充磁過程中，轉子角度的擺放位置將會影響到充磁的成功與否，因此在執 行後充磁之過程中，轉子必須相對於定子繞組，固定在一特定角度，以確保所產 生的磁場方向與磁鐵配向能夠吻合[9]。圖 1 可用來解釋轉子角度與繞組線圈間 之關係，再由此相對關係推導出轉子充磁固定角度之計算法則。

圖1 兩相轉子角度與線圈相對位置 若兩相串聯中所使用的 A 相與 C 相線圈產生的磁通方向相反，則在此情況下， 必須將轉子的q 軸對轉單獨串聯的繞組中心。本計劃所使用兩相串聯方式如圖 2 所示，是將兩相線圈直接串聯組成，利用兩個非正對磁鐵中心的磁通來對磁鐵充 磁。 圖2 兩相串連之等效電路圖 本計劃所使用計算兩項繞組串聯所對應的合成磁通角度之方法，假設以極座 標的原點表示轉子的圓心，而定子參考座標則以槽號1 的槽中央定義為 0 度(極 軸)，並以極座標來表示。最後，再依據繞組設計結果，將 A 相電流流入紙面之 槽號K_{A In,} 與C 相流出紙面之槽號K_{C out,} 相加後加以運算，以_Total表示之。

, , 360 N N Total A In C out slot K K N



_  _ 





 (5) 其中K_{A In,}  A相繞組電流進入紙面方向之槽號 K_{C out,} C相繞組電流遠離紙面方向之槽號 N_slot 總槽數

N A



相繞組電流進入紙面方向之總導體數 M C 相繞組電流遠離紙面方向之總導體數



_{d axis} rem(



_Total,360)

最後可求得馬達轉子之q軸所對應極軸的角度為



q axis angle  如(6)式，而馬達之d 軸所應對極軸的角度則為_{d axis angle } 如(7)式，即可求出轉子角度，如圖3所示。 ( ) q axis q axis angle N M       _ (6)

360

(2

)

q axis angle q axis angle Pole

N



_{ }







_{ } (7) 圖3 轉子參考座標示意圖 後充磁設計法之完整流程請參照後述本年度計畫成果「4.1 後充磁規格」之 說明。

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 Spain GRYPHON A 本計畫所需之本計畫針對既有之定位用平台進行推力分析，為了解平台尺寸 與推力關係，參考動態平台所需之推力主要參考一 20m 之木船，不同噸數之平 台所需之推進器推力如表3 [13]。 表3 動態定位平台之尺寸 船舶長度20m 以下之木船 計畫總噸數 (Ton) 船舶主要尺寸 _{長寬深相乘積} (m^3) 推進引擎馬力數 (Hp) 長寬比 寬深比 5 <5.5 >2.2 <25 <45 預估平台尺寸 計畫總噸數 (Ton) 船舶主要尺寸 _{長寬深相乘積} (m^3) 推進引擎馬力數 (Hp) 長寬比 寬深比 3 <5.5 >2.2 10 3

2.2 實驗平台推力 計畫中動態定位平台需有一實驗目標進行設計，由於實驗上經費上之限制， 因此規畫以實驗室現有小型平台做為動態實驗對象，小型平台如圖7，其規格如 表4 與表 5 所示。小型平台經過於成大系統系拖航水槽之推力測試，可得橫搖與 縱移所需之推力對速度如圖 8，經上述可估算縱移推進器推力達到 100N，動態 定位過程之縱移速度為 0.4m/s，而橫移推進器推力達到 20N 時，橫移速度為 0.4m/s。 圖7 小型平台之外觀 表4 小型動態定位平台之尺寸 成功三號 計畫總噸數 (Ton) 船舶主要尺寸 長寬深相乘積 (m^3) 預估推進馬力數 (Hp) 長寬比 寬深比 3.69 2.55 1.88 3.69 6 表5 小型平台之規格 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

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) fo rce ( N ) surge N sway N

表6 額定操作規格 額定船速 5 Knot 系列螺槳 B4. 70- Chart 設計效率 47 % 輸出馬力 10 Hp 額定轉速 1078 r.p.m. 葉片直徑 44 cm 螺距 29.92 cm 單顆推進器推力 2923 N 表7 推進器設計規格 額定輸入電壓 310 V 額定輸出轉矩 143 N-m 額定輸出轉速 1078 r.p.m 額定輸出功率 21.6 Hp 定子直徑 380 mm 軸徑 80 mm 有效軸長 515 mm 推進器採用環趨式葉片設計，其主要透過流場模擬軟體 STAR-CD 及 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 T T K n D   ₍₈₎ 2 5 Q T K n D   ₍₉₎ 其中，n 為螺槳轉數。 螺槳前進係數（J）為： A V J nD  (10)

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12 廠商提供推進器之螺槳特性曲線

台車

台車 (船) 行進方向 螺槳推力 方向 F>0 F<0 螺槳 動力計(F) 螺槳單獨性能曲線 y = -1.2191x3 + 0.6696x2 + 0.7105x + 0.0008 y = -0.5814x + 0.7588 y = -0.3625x + 0.3867 0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1 J (v/nD) Kt , Kq , E ff Kt 10Kq Eff 多項式 (Eff) 線性 (10Kq) 線性 (Kt)

圖13 自製推進器之螺槳特性曲線 4. 推進器規格制定 4.1 後充磁規格 由推進器所使用之釹鐵硼磁鐵剩磁曲線圖，可得知該磁鐵的矯頑磁力，而根 據文獻[15]所提到，充磁時所需要的磁場強度為矯頑磁力的 3~5 倍較能夠確保磁 鐵能充至飽和，因此推進器設計流程可整理如圖 14，經此流程設計完成之推進 器細部規格如表8，推進器內部馬達設計之模擬結果如圖 15 所示，其中圖 15(a) 為磁通密度分布、圖15(b)為磁力線分布圖，而圖 15(c)為反電動勢常數波形圖。 充磁流程如表9，充磁方式以低電壓開始充磁，於充磁電流接近設計之充磁電流 時，即充磁完成。 y = -1.8796x + 1.0939 y = 0.209x + 0.8267 y = 2.8899x3_{- 6.0371x}2_{+ 2.5785x - 0.0086} 0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4 1.6 0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 K t, Kq , E ff J (v/nD) 螺槳單獨性能曲線 Kt 10Kq Eff 線性(Kt) 線性(10Kq) 多項式(Eff)

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 推進器尺寸 輸入電壓 48 V 輸出額定轉矩 12 N-m 輸出額定轉速 2000 r.p.m 預估電流 64.3 A 銅損(5%) 154.32 W 定子外徑 247 mm 轉子外徑 190 mm 有效軸長 40 mm 氣隙 2 mm 相數、槽與極數 3 相 16 極 24 槽 磁鐵規格 磁鐵開口角 160 (機械角 20 度) 度 磁鐵規格 B=1.19 Tesla H=907 kA/m 磁鐵厚度 4 mm 氣隙磁通密度(設計) 0.7288 Tesla 氣隙磁通密度(模擬) 0.76 計算參數 磁鐵面積 1460.840584 mm2 氣隙面積 1507.964474 mm2 卡特係數 1.02106264 氣隙磁導 0.9279372 H*10-6 磁鐵磁導 0.479156 H*10-6 漏磁導 0.01518 H*10-6 集中因子 0.96875 電氣規格 繞線因子 1 匝數 3 匝 槽面積 152.2 mm2 銅線直徑(14 條並聯) 0.8 (AWG21) mm 佔槽率 35.322 % Kt(模擬) 0.1386 N-m/A Kt 0.133 N-m/A Ke 0.139 V*s/rad

(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)

B ack_E M F_C onst an t

表9 充磁參數規格表 充磁參數 三相線圈 充磁位置 -7.9312,90.6537 座標 充磁磁場強度(3 倍) 2721(907) kA/m 所需磁動勢 187500 安匝 充磁匝數 3 匝 所需充磁電流 7813 A 充磁能量 充磁磁場強度 2725.58 kA/m 充磁磁通密度 3.42506 Tesla 定子齒部面積 0.241928448 10-3*m3 磁鐵面積 0.08142816 10-3*m3 轉子軛部面積 0.1956583905 10-3*m3 所需充磁能量(不含銅 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 誤差 30 % 第二年成果 (NSC 97-2221-E-006-268-MY2 第一年) 1. 推進器製作 1.1 後充磁實驗步驟(推進器馬達後充磁之先期實驗) 本計畫實驗主要是針對本計畫設計之後充磁式永磁馬達推進器進行充磁實 驗[16]。由於推進器體積較大，為因應實驗上的需求，因此先使用小型馬達進行 充磁實驗。期間使用不同充磁電流對轉子磁鐵進行充磁，將充磁後的轉子磁鐵進 行反電動勢波形量測，並與前充磁馬達反電動勢波形做比較，可得知充磁後磁鐵 極性是否正確且可判斷磁鐵是否有飽和。另外，本計畫也針對充磁後單一磁鐵做 表面磁通量測，將測量結果與前充磁磁鐵做比較，也可得知充磁後磁鐵飽和度並 且可分析磁鐵邊緣是否有飽和。充磁實驗步驟如下: 1. 先將未充磁磁鐵固定於轉子，再將馬達組裝起來並放置於充磁架構上，並使 用轉子角度計，將轉子軸旋轉至充磁位置並固定，如圖16 所示。 2. 使用電表檢查充磁機之充磁頭與馬達三相接線有無錯誤。 3. 以磁鐵矯頑磁力的三倍作為充磁磁場強度標準，並輔以電磁模擬軟體計算該 充磁磁場強度下，所需要的充磁電流。

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 e K (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 e K (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 e K (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 e K (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 錯誤則予以修正，後續方能加載測試。 2.1.2 加載測試 本計畫使用動力測試平台(如圖 27 所示)來測試推進器及驅動器系統性能與 效率，加載至馬達額定轉矩。 圖26 廠商之推進器

圖27 加載測試於動力測試平台 2.1.3 實機測試 本計畫在實機測試方面，測試電動推進器系統之效能，並以實驗求得推進器 於水下之推力與扭力之關係。本測試將於成功大學系統系之迴流水槽中進行，如 圖28，於迴流水槽安裝完成之推進器如圖 29。 圖28 成大系統系迴流水槽

圖29 電動推進器水中加載測試 2.2 推進器負載與馬達特性

由廠商測得之馬達特性圖(如圖 30)，其包含電流對轉矩曲線（I-T curve）、 轉速對轉矩曲線(N-T curve)、功率對轉矩曲線（P-T curve）、效率對轉矩曲線（E-T curve），推進器規格則如表 15 所示。而為實際了解推進器與馬達特性，因此在 成大系統系之迴流水槽進行量測以驗證特性線之正確性，推進器負載特性則為沉 水式推進器主體之負載，在不同流速下，可藉由推力計於無力量變化下，取得穩 態操作點，並記錄當時轉矩對轉速之關係，結果如圖31，回歸後可得二次曲線 如式(12)： 2 0.0003 0.0018 T  N  N (12) 其中T _{為轉矩(Nm)，}N_{為轉速(rad/s)。} 而馬達特性可透過動力平台測得，如圖31 所示，轉矩對轉速曲線回歸可得一次 曲線如式(13)： 0.1263 33.782 T    N (13) 將(12)式與(13)式比較後可求得推進器最佳操作點，如圖 32 所示，圖中的交點即 為動態定位之推進動作操作於推進器之最佳工作點，大約位於1800 rpm 下具備 10Nm 之轉矩輸出。

圖30 廠商提供之馬達特性 表15 推進器規格 馬達極數 8 額定功率 2.1 K(W) 額定轉速 2500(r.p.m) 額定轉矩 8(Nt-m) 最大耐壓 48(V) 圖31 馬達特性量測結果 馬達特性線 y = -0.1263x + 33.782 0 1 2 3 4 5 6 220 230 240 250 260 270 轉速(rad/s) 轉矩 (N/m) 轉矩(N/m) 線性 (轉矩(N/m))

圖32 推進器負載特性量測結果 圖33 推進器負載操作點 而欲了解不同流速下，推進器之負載特性以及所具備之推力，另藉由推力計 量得不同流速之推力，實驗結果可回歸為二次曲線如圖34，將前述馬達匹配負 載線之方法應用於不同流速(0.2 m/s ~ 0.4 m/s)螺槳之轉矩負載線，可知推進器大 約匹配於100 ~ 115 rad/s 之轉速，如圖 35，因此由圖 34 之回歸結果，螺槳操作 於匹配點之轉速，可輸出推力為210 N ~ 310 N，如圖 36。 負載特性線 y = 0.0003x2 - 0.0018x 0 0.05 0.1 0.15 0.2 0.25 0.3 0.35 0.4 0 10 20 30 40 50 轉速(rad/s) 轉矩 (N m ) 負載操作點 0 5 10 15 20 25 30 35 40 0 50 100 150 200 250 轉速(rad/s) 轉矩 (N m) 負載 馬達

圖34 廠商推進器推力圖 圖35 廠商推進器匹配圖 y = 0.0207x2_{+ 0.2615x - 3.1513} y = 0.0198x2_{+ 0.2022x - 4.7282} 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 0 5 10 15 20 25 30 F (N ) N (rad/s) F-N curve v=0.2 m/s v=0.4 m/s 多項式(v=0.2 m/s) 多項式(v=0.4 m/s) 0 5 10 15 20 25 30 35 80 90 100 110 120 130 140 T( N m ) N(rad/s) 推進器匹配 v=0.2 (prop. T) v=0.4 (prop. T) Motor TN curve

圖36 推進器匹配位置之推力 3. 無感驅動器之設計與測試 本計畫提出一新無感驅動器架構，其分為系統架構與模型等做進一步討論 [17]： 3.1 系統架構 在此將深入探討本計畫所提出之估測方法，分析及推導其系統架構與原理。 由反電動勢為依據之估測法，可統整出兩大類估測方式：一、偵測反電動勢零交 越點再經相移機制獲得換相點[18] ~ [22]。二、以任兩相反電動勢之交點直接作 為換相點[23][24]。然而這些估測法都必須經由相移機制或低通濾波器才能得到 估測換相訊號，因此轉速與轉矩之操作範圍皆會遭受限制。為改善此缺點，本計 畫結合反電動式估測法之優點，並提出新的估測方式，來改善一般估測法之缺點。 且以實驗驗證其估測法之性能，確保估測訊號均能準確換相，有效提升馬達之操 作效能。圖37 為本計畫章所提出無感測器驅動系統架構之方塊圖，此架構包含 控制核心、估測換相電路、驅動器及無刷直流馬達等部分，其中估測換相電路設 計流程與原理，後續將詳細介紹。 0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000 80 90 100 110 120 130 140 推力 (N ) 轉速(rad/s) 推進器推力 v=0.2 m/s v=0.4 m/s

圖37 無感測器驅動系統架構之方塊圖 3.2 反電動勢與換相訊號相對關係之數學模型 永磁無刷直流馬達因反電動勢波形不同，可分為方波馬達與弦波馬達，而反 電動勢是由磁通鏈對時間微分所得，因此必須先行探討磁通鏈。磁通鏈（Flux Linkage）[25]為轉子磁鐵磁通與定子繞線磁通相鏈合之函數，與定、轉子之位置 有關，磁通鏈隨轉子位置變化可分為兩種情況：一為磁通鏈呈正弦波分布，另一 為線性，即磁通鏈為理想三角波。假設磁通鏈波形為理想，由法拉第定律 （Faraday’s law）(14)可得單相之感應電動勢 e (15)(Induced Electromotive Force) [21]： 2 d N d d _e d _m e _m dt d _e dt d _e     _         ₍₁₄₎ 2 N d _m Ke d e     (15) 經整理可得感應電動勢為(16)： e Ke m  (16) 其中 λ 為磁通鏈，θe為馬達電氣角 ，Ke為反電動勢常數，ωm為馬達機械角速 度，Nm為極數。 3.3 反電動勢與換相訊號之對應關係 由[21]可得，馬達正確的換相訊號位置落後反電動勢零交越點 30 度電氣角， 亦即換相點位於任兩相反電動勢之交越點處，如圖38 所示。一般馬達設計完成 後，反電動勢常數 ke 也將固定，因此可利用馬達轉速與反電動勢之相位關係推 導出換相點位置，故由(17)可知反電動勢與馬達轉速成正比關係。

e ke e







₍₁₇₎  

且理想三相無刷直流馬達為一組三相平衡之系統，其三相平衡理論之定義如(5) 至(7)[13]： 0 e_{a   } V ₍₁₈₎ 120 e_{b   }V  (19) 120 e_{c   }V  (20) 0 e_a e_b e_c  (21) e_a  e_b  e_{c (22)} 本計畫所提出之估測法係以馬達三相平衡為前提探討，當任兩相反電動勢產生交 越點時，則第三相反電動勢電壓必位於峰值，且等於交點電壓值的兩倍。利用 MATLAB 軟體模擬三相反電動勢說明其關係，如圖 39 所示，虛線圓圈部分為兩 相反電動勢之交越點。由此推得反電動勢交點電壓 ve與反電動勢峰對峰值 Vep_p 之關係。證明如(23)~(28)： (1).(e_a e_b 0) e_a e_b  e_{c (23)} 2e_a 2e_b  e_{c (24)} _ 4 p p Ve ve  (25) (2).(e_a e_b 0) (e_a e_b) e_c    (26) 2e_a 2e_b e_c     (27) _ 4 p p Ve ve   (28) 圖38 反電動勢與換相訊號相對位置之示意圖  

圖39 反電動勢交越點與峰對峰值之關係圖 由此驗證反電動勢交點及峰值電壓之關係，並可推論反電動勢與換相訊號相 對應的位置。偵測馬達轉速，並利用已知的反電動勢常數ke，此乘積即為反電動 勢電壓，亦即獲得此轉速下換相位置之電壓值。此估測法僅需偵測馬達轉速，經 微控制器運算後可得反電動勢交點電壓ve，並將ve轉換成類比電壓vref輸出。vref 電壓會隨回授之轉速調整其電壓大小，將 vref電壓與各相反電動勢比較，即可獲 得換相點，如圖39 所示。此理論不只適用於弦波反電動勢之馬達，也可用於梯 形波反電動勢之馬達，只要符合三相平衡之馬達皆可適用。 3.4 換相訊號之估測電路設計 本計畫提出新估測架構由理論推導與硬體電路組成，其中估測電路硬體架構 圖，如圖40 所示。由相電壓 van、vbn、vcn與參考電壓vref做為輸入，第一部分由 邏輯閘與光耦合器組成，目的為得到未導通相訊號。另外由低通濾波器及比較器 組成第二部分，獲得反電動勢零交越點訊號。最後透過 D 型正反器之邊緣觸發 功能輸出估測訊號，以作為微控制器判斷換相之依據。由於低通濾波器本身具有 相位落後的特性，但本估測架構只需將落後角度控制在30 度電氣角內，即不影 響估測訊號之相位。故低通濾波器不會造成本系統之估測誤差，且不需透過相移 機制，因此能提高整體性能與效率，並可達更廣之操作範圍。  

(a) (b) 圖40 本計畫所提出之估測電路: (a)硬體架構方塊圖與(b)實體電路 3.5 換相電路之未導通相偵測電路 第一部分電路如41 所示，首先由 vref電壓經差動放大器隔離，並與相電壓之 未導通相進行比較，將比較結果透過光耦合器隔離兩電源之地，以供微控制器讀 取訊號。由圖42 所示，光耦合器輸出之訊號其未導通相部分皆為高電位，利用 此特性，將兩訊號經及閘（And Gate）元件相乘之結果，即可得無高頻雜訊之未 導通相。圖中相電壓為CH1、光耦合器 1 輸出訊號為 CH2、光耦合器 2 輸出訊 號為CH3、及閘輸出訊號為 CH4。最後再以反閘（Not Gate）將未導通訊號反向， 作為換相訊號使用。

圖41 未導通相偵測電路 圖42 未導通相之相關波形 3.6 換相電路之反電動勢交越點偵測電路 由圖42 可知，未導通訊號在 360 度電氣角中會出現兩個週期，因此必須增 加其他條件使其判斷換相訊號之正負電位。在此利用反電動勢零交越點之偵測電 路，如圖43，取得零交越點訊號，作為未導通相判斷高低電位之依據。  

圖43 反電動勢零交越點偵測電路 3.7 換相電路之 D 型正反器電路 將前兩部分之輸出結果透過 D 型正反器之邊緣觸發功能，取得正確之換相 訊號。第三部分為D 型正反器電路。總和三部分之實驗波形，由圖 44 加以探討。 當未導通相訊號為正緣觸發時，若零交越點訊號為高電位，D 型正反器輸出高電 位；若零交越點訊號為低電位，則反之。此外，零交越點偵測電路需使用低通濾 波器，勢必會造成相位落後。但本計畫所提出之估測法，只需將落後角度控制在 30 度電氣角之內，即可有效避開相位落後之問題。由圖 44 可知零交越點訊號只 要不超過未導通相之正緣觸發，皆能準確換相。 圖44 估測電路之輸出波形   ref V ref V

3.8 換相估測之降壓電路與 DAC 模組 為 了 偵 測 未 導 通 相 之 相 電 壓 訊 號 ， 故 在 此 以 運 算 放 大 器 （ Operational Amplifier）組成降壓電路，將相電壓訊號以等比例縮小，以供類比 IC 讀取。此 外，本計畫所提出之估測法可適用於高、低壓馬達，只需更換降壓電路，使其輸 入之相電壓均符合比較器之電壓限制，並調整馬達 ke 參數之程式即可。類比參 考電壓vref 也是本估測法的重點之一，利用轉速回授之轉速頻率乘以馬達 ke 得 知此時反電動勢大小，由DAC 模組以類比電壓輸出，並與相電壓進行比較，即 可得無雜訊之未導通相訊號。DAC 模組電路如圖 45 所示，由於本計畫所使用之 微控制器dsPIC2010 腳位使用上不足夠，故 DAC 模組以 PIC18F452 晶片做控制，

並加以結合。利用馬達反電動勢與換相點之關係，可推導出類比參考電壓vref， 其公式如(29)、(30)所示： 1 4 V_ref    K k_e _e (29) V_refV_ref (30) 3.9 換相估測之 PWM 切換策略 由於本計畫之未導通相估測電路並無使用低通濾波器，勢必會產生脈波寬度 調變所造成的高頻雜訊，因此需以其他方法避開高頻雜訊之影響，方能進行估測。 文獻[14]、[15]針對不同脈波寬度調變技術進行探討，共可分為四種切換波形。 因本計畫所提出之估測架構基於反電動勢之估測法，亦即偵測未導通相之相電壓， 故以上下臂120 度切換方式最為合適，此種切換方式在未導通相時所受高頻雜訊 影響較小，最適合本估測法所使用。 圖45 類比數位轉換模組電路

程式架構係以輸入捕捉模組（Input Capture）進行轉速偵測，取得馬達反電 動勢，且根據推導結果代入演算法中，並由數位類比轉換模組（Digital to Analog Converter）輸出相對應之類比參考電壓 vref，作為反電動勢比較之依據。 4. 小型動態定位平台之建置 典型動態平台皆包含推進系統、控制器，以進行運算動態定位之動作，圖 46 為國外典型之動態定位平台所包含之各子系統[27]，共計有操作系統、感測系 統、電力系統、定位系統、航向系統、推進系統等。本計畫所建置之動態定位實 測用小型平台則以推進器以及控制其為主要討論對象，其配置如圖 47。系統架 構如圖48 所示，船舶位置與航向角由 DGPS 與電羅經讀取目前經緯度以及角度 資訊相對於定位點的誤差量，經控制器cRIO 之運算後得到三組推進器之轉速命 令，以便對船舶位置進行修正，經修正所得到的新位置與定位點進行比較，再持 續修正至直到船舶回復定位點位置。期間船舶定位之資訊如位置、角度、轉速等 結果皆紀錄於平台上之紀錄單元，以便了解動態定位系統之定位效果。實際配置 架構如圖 49，由於子計畫中的電力系統項目未能通過，考量實際的情況後，決 定選用 48V 做為船上推進系統與電控系統之電力來源。底下分別介紹配置架構 中各子系統之規格。 圖46 國外典型之動態定位平台

圖47 小型平台之配置架構外觀圖 圖48 動態定位控制架構 4.1 推進器製作 本年度欲進行動態定位實驗之小型平台將以包含兩組推進器之小型 FRP 船 為測試對象，為符合動態定位之需求，另於船側安裝第三組推進器。該船體假設 在吃水一半船深，船速作0.3 節之定位修正時，考慮外力與阻力後，使用船隻所 需最大推力（即側推力）估算後，必須大於 161.7N 始可達成預計之修正速度， 因此推進器共包含馬達、驅動器、轉向機構與夾具。本計劃於小型平台上的測試 採用2.25kW 之直流無刷馬達(BLDC)為推進器，並使用莢式推進架構(POD)將馬 達水密後，置於船體水面下直接驅動螺槳。 Servo motor Power System Port, Starboard thruster Side thruster GPS controller

Ref Input

Ref Input

船

船

cRIO

cRIO

-(電羅經)

方位

(DGPS)

位置

推進器

推進器

伺服馬達

伺服馬達

+

+

圖49 動態定位系統架構 4.2 動力來源 動力來源經過討論與分析後決定以電瓶為主要電力，動態定位平台之電力設 備，主要為提供推進器中驅動器所需之電源為 48V，因此目前採用四組 12V 之 鉛酸電池，其他電源可配合相關之電壓轉換器（48VDC/5VDC、48VDC/12VDC、 48VDC/110VAC）以提供同電壓準位於推進設備、定位感測設備、控制器，因此 選用12V-100AH 之電瓶串聯 4 組得 48V 為推進器所需之電源，選用電瓶的原因 為取得容易並經過嚴密之計算後最符合效益之選項。電瓶俗稱鉛酸蓄電池，電極 主要由鉛製成，正極板為二氧化鉛板(PbO2)，負極板為鉛板(Pb)。一般分為開口 型電池及閥控型電池兩種，前者需要定期注酸維護，後者為免維護型，如圖 50 所示。並由表可清楚看出容量越大之電力所需成本也就越高，但以相同電流下規 格越高之電瓶就越便宜，如表16。

圖50 12V-100AH 之電瓶 表16 電瓶價格比較表

放電電流 0.2C 50AH 100AH 120AH 鋰電池

單價 2000/顆 3200/顆 3400/顆 1200/組

48V 價錢 $8000-10A $12800-20A $13600-24A $4800-6A

30A 價錢 $24000-3 組 $25600-2 組 $27200-2 組 $25000 60A 價錢 $48000-6 組 $38400-3 組 $40800-3 組 $48000 90A 價錢 $72000-9 組 $64000-5 組 $54400-4 組 $72000 4.3 轉向機構製作 小型平台已完成尺寸確認與推力估測，即可選出對應之馬達與驅動器。而為 了達成Azimuth 推進器中可轉項之功能，計畫中所使用之推進器頂端連接伺服馬 達與傳動機構，以提供推進器轉向，本計畫使用AC 伺服馬達(永磁同步馬達)來 當作舵機馬達，伺服驅動器的原型為廠商提供之AC servo HO 系列之 AC 伺服驅 動器。為配合船上電力需求並符合驅動器輸出功率，決定由 DC to AC Power Inverter 將其主電力由 48V 轉成 110V 供給驅動器，功率範圍在 0.3 至 30KW。伺 服馬達型號為EML8-750，功率最高可達 750W 左右，規格如表 17，馬達與驅動 器如圖51 所示。完成施工後的轉向機構與伺服機如圖 52 所示，機構並加上極限 開關以便歸零控制。

表17 推進器規格 推進器 轉向馬達 BLDC 馬達 驅動器 AC 伺服馬達 驅動器 型號 - - EML8-750 AC servo HO 規格 2.25kW output 48V input 0.75kW output 48V input 圖51 AC 伺服馬達與 AC 伺服驅動器 圖52 轉向機構與伺服機