雷 力,李葉松,湯前進,柯萬宇

(1.華中科技大學人工智能與自動化學院,武漢 430074;2.武漢職業(yè)技術(shù)學院機電工程學院,武漢 430074;3.武漢華中數(shù)控股份有限公司,武漢 430074)

0 引言

數(shù)控加工裝備由數(shù)控系統(tǒng)、伺服驅(qū)動系統(tǒng)、機械主體以及其他輔助裝置所構(gòu)成。數(shù)控加工裝備是典型的多驅(qū)動系統(tǒng),需要控制多個伺服電機聯(lián)動來完成復(fù)雜工件的加工任務(wù)。目前,高性能的數(shù)控加工裝備主要采用工業(yè)以太網(wǎng)總線的通訊方式,實現(xiàn)數(shù)控系統(tǒng)和驅(qū)動系統(tǒng)之間的數(shù)據(jù)高速交換,能夠滿足多軸同步及控制的高實時性要求。

伺服驅(qū)動系統(tǒng)由交流伺服驅(qū)動器和交流伺服電機構(gòu)成,是數(shù)控加工裝備的核心執(zhí)行單元。交流伺服電機作為感性負載,其內(nèi)部存在對地的分布電容。伺服驅(qū)動器內(nèi)部功率器件高頻的開通和關(guān)斷,會對分布電容進行頻繁充放電,其動作電流是產(chǎn)生漏電流的主要原因[1-2]。多驅(qū)動系統(tǒng)中漏電流的數(shù)值相比單驅(qū)動系統(tǒng)會成倍數(shù)疊加,在數(shù)值超過漏電保護裝置的閾值后將會觸發(fā)三相電源的漏電保護,導(dǎo)致系統(tǒng)的供電被切斷,影響設(shè)備的正常運行。此外,漏電流產(chǎn)生的傳導(dǎo)共模電磁干擾(EMI)也會流入電網(wǎng)中污染電能質(zhì)量,影響其它的用電終端[3]。因此,減少多驅(qū)動系統(tǒng)運行中的漏電流具有重要的工程應(yīng)用價值。

目前,主要的做法是對單驅(qū)動系統(tǒng)通過改進硬件的拓撲結(jié)構(gòu)來減小漏電流,例如增加濾波器等方式,但硬件方案存在成本過高的問題,因此有學者提出針對PWM的調(diào)制策略進行改進來解決漏電流問題[4-6]。

邱繼浪等[7]基于傳統(tǒng)的調(diào)制策略將控制扇區(qū)進行重新劃分,針對降低共模電壓設(shè)計出一種新的調(diào)制策略。但復(fù)雜的調(diào)制策略一方面帶來的是計算資源上升的需求,另一方面也造成諧波含量增加,影響電網(wǎng)的電能質(zhì)量。胡慧慧等[8]提出一種改進型3D-SVPWM的控制方式,將參考電壓鄰近的兩個非零矢量代替零矢量,改進了零矢量的缺點。但在抑制共模電壓時提高了諧波的畸變率,存在EMI干擾問題。姜艷姝等[9]提出一種濾波器與調(diào)制策略相結(jié)合的抑制方法,理論上可實現(xiàn)零共模電壓,但控制過程相對復(fù)雜。

本文針對目前抑制方法存在諧波畸變率高、EMI干擾明顯以及改進調(diào)制策略兼容性差的缺點,提出一種新的鄰消抑制措施。利用共模電壓抵消原理,無需增加硬件成本,僅需通過相鄰驅(qū)動器輸出相位反相的PWM調(diào)制信號,即可實現(xiàn)多驅(qū)動系統(tǒng)應(yīng)用時的漏電流抑制。通過實驗平臺和數(shù)控機床的測試驗證了所提措施的有效性。

1 單驅(qū)動系統(tǒng)漏電流分析及測試

1.1 單驅(qū)動系統(tǒng)漏電流產(chǎn)生原因分析

電機驅(qū)動系統(tǒng)中多處存在對地分布電容,主要包括電機繞組與接地外殼之間的分布電容、驅(qū)動器與電機之間的輸電線纜和大地之間的分布電容以及驅(qū)動器與接地外殼之間的分布電容等。

在PWM電機驅(qū)動系統(tǒng)的回路中存在多條正常漏電流的流通路徑,其流向電網(wǎng)側(cè)漏電保護裝置主要有兩條路徑。一條為由電機繞組對地的分布電容Cng構(gòu)成,另一條為由驅(qū)動電纜與大地之間的分布電容Cg構(gòu)成[11]。分布電容的具體位置如圖1所示,漏電流ing和漏電流ig構(gòu)成了驅(qū)動系統(tǒng)中電機側(cè)正常漏電流的主要部分。

圖1 單驅(qū)動系統(tǒng)示意圖

不考慮三相動力電纜的壓降,假定電機三相輸入端電壓與功率逆變器輸出端電壓Vag、Vbg、Vcg相等,則有如下表達式:

(1)

式中:Vng為電機三相繞組中性點n與大地間的電壓,ia、ib、ic分別為伺服電機三相繞組的電流,Lm為電機繞組電感值,Rm為電機繞組電阻值。

將式(1)中的3個方程聯(lián)立相加,可以得到式(2)。

(2)

在三相負載相互平衡時,ia、ib、ic三相繞組電流的矢量和為0,可以進一步得出式(3)。

(3)

可以利用電容的電壓電流公式計算單驅(qū)動系統(tǒng)中分布電容Cng通路對地端的正常漏電流ICM,如式(4)所示。

(4)

式中:VCM為該漏電流通路的共模電壓。

由式(4)中可以看出,單驅(qū)動系統(tǒng)中正常漏電流受到分布電容大小和共模電壓的變化頻率影響。特別是當驅(qū)動系統(tǒng)逆變器功率器件工作在高頻開關(guān)狀態(tài)時,共模電壓會頻繁對分布電容進行充、放電的動作,導(dǎo)致伺服電機側(cè)的共模漏電流大幅產(chǎn)生。通常針對單驅(qū)動系統(tǒng)的漏電流抑制,可以從減小分布電容和降低工作頻率的角度出發(fā),或者加裝濾波吸收裝置,但會帶來成本上升。

1.2 單驅(qū)動系統(tǒng)漏電流實驗測試

為更好地對漏電流的產(chǎn)生原因進行分析,通過搭建相應(yīng)的實驗平臺對單驅(qū)動系統(tǒng)漏電流的不同影響因素進行驗證。實驗平臺由表1所列的實驗設(shè)備進行搭建。

表1 實驗平臺設(shè)備型號

圖2為單驅(qū)動系統(tǒng)漏電流實驗平臺的電氣原理圖。該電機采用星型接法,將三相繞組的中性點引出接示波器電壓探頭的正極,探頭負極接電機的外機殼地,通過該方式來測量電機電感的共模電壓數(shù)值。另一處電機外殼通過接地線接入大地,漏電流互感器對漏電流的數(shù)值進行測量。

圖2 單驅(qū)動系統(tǒng)漏電流實驗平臺

伺服驅(qū)動器在不使能(逆變器不工作)的情況下,380 V的三相交流電通過電機中的分布電容與大地形成回路。圖3為測試顯示的電壓及電流波形,其中,1號波形為100 V的共模電壓波形,2號波形是一個頻率為150 Hz、幅值為10 mA和三相工頻相關(guān)的微弱漏電流波形。這種漏電流是由三相交流電通過電源模塊、驅(qū)動單元和電機,在流經(jīng)機殼和分布電容后產(chǎn)生的,并且通過接地線流入大地。

圖3 共模電壓及漏電流波形圖(未使能)

當使能伺服驅(qū)動器運行電機(逆變器開關(guān)工作,開關(guān)頻率為10 kHz),將會在150 Hz的正弦電壓上疊加高頻斬波電壓,電機的繞組中心點對大地的共模電壓也會上升,進而產(chǎn)生更多的漏電流。圖4為驅(qū)動器使能情況下測量的共模電壓及漏電流波形,其中1號波形頻率為9.95 kHz,幅值為200左右的共模電壓,2號波形的頻率為9.99 kHz,漏電流數(shù)值為200 mA左右。可以看出,伺服驅(qū)動器正常工作后,功率器件的頻繁開關(guān)是共模電壓及漏電流變化的主要原因。

2 多驅(qū)動系統(tǒng)漏電流分析及抑制

2.1 多驅(qū)動系統(tǒng)的漏電流產(chǎn)生原因

多驅(qū)動系統(tǒng)相比單驅(qū)動系統(tǒng)擁有兩個以上的伺服驅(qū)動器以及相對應(yīng)的驅(qū)動電機。單驅(qū)動系統(tǒng)所產(chǎn)生的漏電流往往不足以觸發(fā)漏電保護裝置動作。而多驅(qū)動系統(tǒng)在沒有添加任何漏電流吸收裝置的前提下,其漏電流數(shù)值等同于多個單驅(qū)動系統(tǒng)的漏電流直接疊加。疊加后的漏電流數(shù)值將會明顯上升,會導(dǎo)致漏電保護裝置觸發(fā),影響多驅(qū)動系統(tǒng)加工裝備的正常運行。

以典型的數(shù)控加工中心機床為例,包括主軸和3個伺服進給軸,驅(qū)動軸的數(shù)量通常為4個。漏電流將會依據(jù)驅(qū)動軸的數(shù)量相互疊加。

疊加式漏電流ICM_sum如式(8)所示。

ICM_sum=ICM1+ICM2+ICM3+ICM4

(5)

式中:ICM1、ICM2、ICM3和ICM4分別為相對應(yīng)不同驅(qū)動軸的漏電流。疊加式漏電流在相位相同的情況下會產(chǎn)生相對最大的結(jié)果,是多驅(qū)動系統(tǒng)漏電保護觸發(fā)的主要原因,其會導(dǎo)致數(shù)控機床不能夠長時間穩(wěn)定運行,同時也帶來了一定的安全隱患。

2.2 多驅(qū)動系統(tǒng)的漏電流抑制原理

從式(5)可以看出,多驅(qū)動系統(tǒng)漏電流在各軸具有相同相位時形成正相疊加達到最大,如果能夠在保持各軸PWM開關(guān)頻率相同的情況下控制漏電流相位,采用將相鄰驅(qū)動系統(tǒng)共模電壓的矢量方向反相進而抵消共模電壓的方式就可以降低多驅(qū)動系統(tǒng)的總共模電壓,達到降低多驅(qū)動系統(tǒng)漏電流的目的,即漏電流鄰消抑制措施。

未施加漏電流鄰消抑制措施的多驅(qū)動系統(tǒng)總共模電壓VCM_sum由不同驅(qū)動軸的共模電壓相加構(gòu)成,VCM_sum由式(6)所示。

VCM_sum=VCM1+VCM2+VCM3+VCM4

(6)

式中:VCM1、VCM2、VCM3和VCM4分別為相對應(yīng)伺服軸所在單驅(qū)動系統(tǒng)的共模電壓。

在多驅(qū)動系統(tǒng)中施加漏電流鄰消抑制措施,將相鄰驅(qū)動軸的共模電壓相互抵消,總共模電壓VCM_sum經(jīng)過矢量疊加后,如式(7)所示。

VCM_sum=(VCM1+(-VCM2))+(VCM3+(-VCM4))

(7)

從式(6)和式(7)的對比可以看出,施加漏電流鄰消抑制措施后會將相鄰共模電壓相互抵消,總共模電壓會有明顯的下降,進而匯聚到地線的總漏電流隨之也會有明顯的減少。

2.3 基于雙驅(qū)動系統(tǒng)總漏電流的鄰消抑制措施

本文中以雙驅(qū)動系統(tǒng)為例,來分析多驅(qū)動系統(tǒng)漏電流的抑制實現(xiàn)方案。實驗中只要能夠降低雙驅(qū)動系統(tǒng)的漏電數(shù)值,便可以證明該漏電流鄰消抑制措施對多驅(qū)動系統(tǒng)同樣有效。

采用工業(yè)以太網(wǎng)總線通訊的伺服驅(qū)動器,其運行的時鐘以太網(wǎng)通訊時鐘Tm和逆變器PWM工作時鐘Ts,二者通常是整數(shù)倍關(guān)系,工業(yè)以太網(wǎng)總線的分布式時鐘功能可以保證多驅(qū)動系統(tǒng)各進給軸的通訊時鐘Tm是同步的,各個伺服驅(qū)動系統(tǒng)再根據(jù)通訊時鐘Tm產(chǎn)生的網(wǎng)絡(luò)中斷同步信號動態(tài)地調(diào)整逆變器PWM的開關(guān)周期,避免偏差的累計,從而保證不同驅(qū)動單元逆變器的開關(guān)周期與總線通訊的周期同步。

進一步的,以圖5雙軸驅(qū)動單元為例,空間上相鄰的兩個驅(qū)動單元在開關(guān)周期同步的基礎(chǔ)上,將1號驅(qū)動單元與2號驅(qū)動單元的PWM載波波形相位差調(diào)整為180°,產(chǎn)生的驅(qū)動波形如圖6所示。

圖5 雙驅(qū)動系統(tǒng)漏電流抑制示意圖

圖6 雙軸驅(qū)動系統(tǒng)PWM波形互補輸出

相鄰驅(qū)動系統(tǒng)的驅(qū)動波形相位差為180°時,兩者所產(chǎn)生共模電壓的矢量方向相反。同時驅(qū)動系統(tǒng)采用SVPWM調(diào)制技術(shù)時,使用相位差180°的載波信號不會影響有效電壓矢量的伏秒合成結(jié)果,只會影響PWM開關(guān)序列的順序,因此使得相鄰驅(qū)動系統(tǒng)的工作狀態(tài)完全相同,而共模電壓的數(shù)值相同,符號相反,實現(xiàn)疊加式共模電壓在理論上的相互抵消,系統(tǒng)的漏電流也將大幅度下降。同理將該漏電流抑制措施應(yīng)用到多驅(qū)動系統(tǒng)中,使得空間上相鄰的單驅(qū)動系統(tǒng)的共模電壓相互抵消,從而有效降低多驅(qū)動系統(tǒng)的總漏電流數(shù)值。

3 多驅(qū)動系統(tǒng)漏電流抑制措施有效性驗證

3.1 實驗平臺搭建

為驗證該漏電流鄰消抑制措施的有效性,本文通過模擬數(shù)控加工中心機床的多驅(qū)動系統(tǒng)來搭建相關(guān)的實驗測試平臺,測試平臺的具體框架如圖7所示。

圖7 多驅(qū)動系統(tǒng)測試平臺示意圖

如圖7所示,數(shù)控加工中心的多驅(qū)動系統(tǒng)由4個交流伺服單元所組成,分別為X軸、Y軸、Z軸以及S主軸所構(gòu)成。X、Y、Z軸伺服驅(qū)動系統(tǒng)實現(xiàn)數(shù)控機床各坐標軸的直線進給運動;S軸主軸伺服驅(qū)動系統(tǒng)實現(xiàn)主軸的旋轉(zhuǎn)運動。

圖8為實驗測試平臺的實物圖,1號框中為數(shù)控加工控制系統(tǒng);2號框中為示波器,對該驅(qū)動系統(tǒng)的總共模電壓以及總漏電流進行實時測量;3號框中分別為不同模塊的制動電阻,用于吸收電機制動過程中所產(chǎn)生的多余能量;4號框中為該多驅(qū)動系統(tǒng)不同驅(qū)動軸的交流伺服驅(qū)動器,其中X、Y軸的交流伺服驅(qū)動單元對3.6 kW的伺服電機進行驅(qū)動、Z軸的交流伺服驅(qū)動單元對4.7 kW的伺服電機進行驅(qū)動、S軸的交流伺服驅(qū)動單元對7.5 kW的主伺服電機進行驅(qū)動。

圖8 多驅(qū)動系統(tǒng)測試平臺實物

3.2 測試結(jié)果分析

數(shù)控機床的多驅(qū)動系統(tǒng)實驗平臺中總漏電流的波形如圖9所示。

(a) 鄰消抑制措施加前 (b) 鄰消抑制措施加后

圖9a在沒有施加鄰消抑制措施時,多驅(qū)動系統(tǒng)中不同驅(qū)動單元的共模電壓之間的相位差值為零,所以其共模電壓的矢量方向相同,多驅(qū)動單元相互疊加后總共模電壓數(shù)值較大,其所產(chǎn)生的總漏電流也較大,存在觸發(fā)漏電保護開關(guān)的問題。圖9b在施加鄰消抑制措施后,相鄰驅(qū)動單元的共模電壓之間矢量方向相反,共模電壓的高頻分量相互抵消,其所產(chǎn)生的總漏電流高頻分量也相互抵消,圖9b中大部分的漏電流頻率為150 Hz,相應(yīng)的數(shù)值也大大減少。

為了進一步測試鄰消抑制措施的實用效果,本文通過改變伺服驅(qū)動器的PWM開關(guān)頻率來驗證鄰消抑制措施對于不同工作頻率的多驅(qū)動系統(tǒng)的普適性。

圖10a的開關(guān)頻率為8 kHz,圖10b的開關(guān)頻率為16 kHz。從圖10中的數(shù)據(jù)可以看出施加鄰消抑制措施相比未施加鄰消抑制措施的驅(qū)動系統(tǒng)其漏電流的數(shù)值有明顯的下降,降低幅度達到70%～80%。另一方面,圖10a與圖10b在不同的開關(guān)頻率狀態(tài)下,其漏電流的數(shù)值均得到有效的降低。根據(jù)以上數(shù)據(jù)的分析結(jié)果,可以證明鄰消抑制措施在不同開關(guān)頻率的工作條件下對降低漏電流數(shù)值的普適性。

(a) 8 kHz開關(guān)頻率 (b) 16 kHz開關(guān)頻率

本文進一步對多驅(qū)動系統(tǒng)平臺分別運行奇數(shù)驅(qū)動單元和偶數(shù)驅(qū)動單元時的漏電流特性進行測試。

圖11為奇數(shù)和偶數(shù)驅(qū)動單元切換的實際測試波形?？梢钥闯?多驅(qū)動系統(tǒng)在從偶數(shù)驅(qū)動單元切換到奇數(shù)驅(qū)動單元時,出現(xiàn)疊加在150 Hz上的高頻PWM開關(guān)波形。使用偶數(shù)驅(qū)動單元時可實現(xiàn)多驅(qū)動系統(tǒng)的整體漏電流抑制,此時漏電流的數(shù)值最低。而使用奇數(shù)驅(qū)動單元時會遺留一個單驅(qū)動系統(tǒng)的漏電流無法抵消,但不足以觸發(fā)漏電保護裝置。根據(jù)以上的分析結(jié)果,鄰消抑制措施在奇數(shù)和偶數(shù)驅(qū)動系統(tǒng)中,依舊可以有效地實現(xiàn)對漏電流的抑制,證明在不同數(shù)量的多驅(qū)動系統(tǒng)中具有普適性。

圖11 漏電流對比圖(奇偶個數(shù)驅(qū)動切換)

以上所有實驗的對比測試,從鄰消抑制措施的有效性和普適性兩個方面出發(fā),顯示出該措施在對漏電流抑制上的實際應(yīng)用效果。測試結(jié)果中,在對工業(yè)以太網(wǎng)總線的多驅(qū)動系統(tǒng)施加鄰消抑制措施后,系統(tǒng)的總漏電流最大可有效減少近80%。并且鄰消抑制措施中總共模電壓的相互抵消,在大幅降低高頻漏電流數(shù)值的同時,多驅(qū)動系統(tǒng)的EMI也能夠得到很好的治理。同時在長時間的運行時未有漏保跳閘現(xiàn)象發(fā)生,證明了鄰消抑制措施是解決漏電流過大引起漏電保護觸發(fā)問題的一種有效方案。

4 結(jié)論

本文提出一種降低多驅(qū)動系統(tǒng)漏電流的鄰消抑制措施。該措施在使用工業(yè)以太網(wǎng)總線保證多軸驅(qū)動單元PWM周期同步的基礎(chǔ)上,通過改變PWM調(diào)制信號相位將相鄰驅(qū)動單元的共模電壓反相后相互抵消,進而使疊加在150 Hz上的高頻漏電流相互抵消,實現(xiàn)抑制漏電流。實驗結(jié)果證實該措施具有良好的應(yīng)用效果,系統(tǒng)的總漏電流最大可有效減少近80%。在實際機床加工運行中,能夠保證廠房漏保裝置穩(wěn)定運行,有效降低了EMI諧波干擾,提高了數(shù)控加工裝備的整體抗干擾能力及運行的可靠性。