崔業(yè)兵，馮偉，姚堯，蔡福門，牟筱寧

（1.上海航天控制技術(shù)研究所，上海 201109；2.上海伺服系統(tǒng)工程技術(shù)研究中心，上海 201109）

0 引言

電動伺服系統(tǒng)是以伺服電機為控制對象，以伺服控制驅(qū)動器為核心，以伺服機構(gòu)為動力輸出的機電一體化集成伺服系統(tǒng)［1-4］。電動伺服系統(tǒng)具有結(jié)構(gòu)簡單、可靠性高、生產(chǎn)周期短、使用維護方便、研制成本低等優(yōu)勢，能夠滿足運載火箭高密度發(fā)射的需求。近年來大功率航天機電伺服系統(tǒng)逐漸成為運載火箭伺服系統(tǒng)的主推方案［5-6］，歐洲的維嘉火箭改進型已經(jīng)使用了峰值功率70 kW 的電動伺服機構(gòu)，國內(nèi)目前完成了30 kW 長征六號甲火箭的電動伺服系統(tǒng)首次飛行試驗成功，大功率電動伺服系統(tǒng)已經(jīng)成為運載火箭伺服系統(tǒng)的發(fā)展趨勢［7］，更成為航天商業(yè)化的標準配置產(chǎn)品。

大功率絕緣柵雙極型晶體管（Insulated Gate Bipolar Transistor，IGBT）功率驅(qū)動模組作為伺服控制驅(qū)動器的核心部件，完成電磁功率到機械功率轉(zhuǎn)換的功能［8］。由于電動伺服系統(tǒng)的控制指令是20 ms 一個脈沖式的信號，那么IGBT 功率驅(qū)動模組的輸出為瞬時大脈沖電流，IGBT 在開關(guān)工作時容易受到容性或感性負載的沖擊［9］，造成較高損耗和嚴重的電磁干擾；疊加運載火箭飛行時的惡劣環(huán)境如點火沖擊、振動、高低溫、低氣壓等的影響，會導致IGBT 功率驅(qū)動模組在飛行過程中無論因工作電流過大造成器件損壞或功率驅(qū)動電路偶發(fā)性失效無法快速恢復到正常工作狀態(tài)［10-11］，因此可能導致整個飛行任務的失敗。

為此，本文針對運載火箭電動伺服控制驅(qū)動器的環(huán)境要求和驅(qū)動電路工況，設(shè)計了一款強環(huán)境適應的大功率IGBT 功率驅(qū)動模組，并測試了該功率驅(qū)動模組的驅(qū)動能力和可靠性，以確保電動伺服系統(tǒng)對運載火箭飛行穩(wěn)定性沒有實質(zhì)性的影響。

1 IGBT 控制驅(qū)動電路設(shè)計

IGBT 因其開、關(guān)速度快、工作頻率高、控制方便等優(yōu)點得到廣泛的應用，但由于器件內(nèi)部和外部電路中都不可避免地存在電容、電感效應，在器件高速開關(guān)過程中di/dt和du/dt都很大，處理不當也會引起功率器件失效。采用智能功率模塊（IPM）開發(fā)功率驅(qū)動電路，可簡化設(shè)計工作，但是由于IPM內(nèi)部驅(qū)動與保護電路和功率器件技術(shù)不透明，且為工業(yè)級器件，不能滿足運載火箭元器件的質(zhì)量等級要求［12-13］。因此，本文選用H 級光耦驅(qū)動芯片來搭建IGBT 功率驅(qū)動電路。

1.1 基于光耦驅(qū)動芯片的電路設(shè)計

高壓大電流IGBT 功率驅(qū)動模塊的關(guān)鍵電路主要包括：PWM 控制信號上下橋互鎖及死區(qū)時間處理電路、高速光耦合輸入輸出隔離電路、短路過載檢測處理電路、IGBT 上下橋功率驅(qū)動電路、IGBT柵極的保護電路［14-15］。

本文選用的驅(qū)動光耦具有2.5 A 驅(qū)動能力，集成了退飽和（VCE）檢測、欠壓保護（VVLO）和故障狀態(tài)反饋功能，可在（-55～+125 ℃）溫度范圍內(nèi)運行。其高電平輸出電壓VOH與供電電源VC電壓差典型值為2.5 V，最大約3.5 V。且在不同環(huán)境溫度下，該差值還有一定的變化，因此，在選擇驅(qū)動供電電壓時，需要將這一部分的電壓降考慮進去。推挽三極管BE 結(jié)之間的電壓差約為：VBE≈0.7 V，也需要將這一部分的電壓降考慮進去。IGBT 推薦的門極工作電壓為15 V，故選擇DC/DC 輸出電壓18 V，IGBT 門極工作電壓為

在實際應用中，為滿足更大驅(qū)動電流能力的需求，會在的輸出再增加一級三極管推挽電路，如圖1 所示。

圖1 驅(qū)動信號的三極管推挽輸出電路Fig.1 Triode push-pull output circuit of the drive signal

IGBT 開通關(guān)斷門極所需的峰值電流為

式中：Ipeak為IGBT 開通關(guān)斷門極所需的峰值電流；Rg為IGBT 門極電阻。

使用的IGBT 模塊Rg=6 Ω，VGE=26 V。Ipeak=VGE/Rg=4.3 A，即驅(qū)動IGBT 門極所需要的峰值電流為4.3 A，大于IGBT 驅(qū)動光耦的 2.5 A 驅(qū)動能力，因此需要在的輸出增加一級三極管推挽電路，以增大其驅(qū)動電流能力?？紤]到一定閾量，所選取的三極管的額定電流能力需大于5 A，需選用峰值電流能力達到10 A 的三極管做推挽級。

1.2 抑制IGBT 大電流關(guān)斷時的電壓尖峰設(shè)計

針對大電流、高寄生電感的應用場合，伺服系統(tǒng)在三角波工況時，直流母線供電340 V，瞬間相電流達到300 A，而功率回路的總雜散電感80 nH 左右，一旦電流超調(diào)或失控很容易導致IGBT 過壓。IGBT 關(guān)斷時，由于換流回路中的雜散電感，集-射極電壓會出現(xiàn)過沖現(xiàn)象，IGBT 關(guān)斷過程的波形如圖2 所示。

圖2 IGBT 關(guān)斷過程波形Fig.2 IGBT turn-off process waveform

集-射極最大電壓為

式中：VDC為母線電壓；L為線路的雜散電感；VCE，max為集-射極最大電壓，所選用的IGBT 最大集-射極電壓不能超過600 V，否則會對IGBT 產(chǎn)生損傷。正常工況關(guān)斷時主要通過優(yōu)化直流母排雜散電感或增加吸收電路減小IGBT 的關(guān)斷電壓尖峰；另外當IGBT 發(fā)生過流或短路等非正常工況時，通過門極有源鉗位電路進行保護［16-17］。

1.2.1 增加吸波電容吸收電壓尖峰降低雜感

為了有效降低IGBT 的關(guān)斷電壓尖峰VCE，max，增加IGBT 的過壓余量，在母線支撐電容器引出銅極上，即母線的正負極之間增加3 只0.47 uF/1 000 V的吸波電容，如圖3 所示。

圖3 吸波電容實物場景Fig.3 Physical picture of the wave absorption capacitance

為了考核吸波電容在IGBT 大電流工況時的吸波性能和可靠性，在母線電壓300 V，IGBT 集電極電流400 A 的條件下進行1 h 的連續(xù)功率測試，測試波形如圖4 所示。示波器測得最大吸收電流為116 A，吸收電流均方根值為6.17 A。經(jīng)過測試可知1 h 的連續(xù)功率測試試驗后，3 只吸波電容的性能穩(wěn)定［18-19］。

圖4 吸波電容吸收的電流波形Fig.4 Waveform diagram of the absorbed current by the absorption capacitance

通過對比IGBT 功率驅(qū)動模組不加吸波電容和增加吸波電容分別進行雙脈沖測試，在母線電壓340 V 的條件下，逐漸增大流過IGBT 的集電極電流Ic，測量關(guān)斷電壓尖峰VCE，max以及主回路的雜散電感，如圖5 所示。

圖5 吸波電容與關(guān)斷電壓尖峰關(guān)系Fig.5 Diagram of the absorption capacitance and the peak turn-off voltage

由圖5 可知：不加吸波電容器，相電流到達320 A 時，關(guān)斷的尖峰電壓會達到500 V 以上，會觸發(fā)TVS 管動作；而通過添加聚丙烯膜吸波電容器后，電流達到400 A，關(guān)斷的尖峰電壓才會達到500 V 左右，提高了近80 A 的安全裕度。在320 A相電流條件下（伺服系統(tǒng)實際工況，最大峰值工作電流在300 A 左右），增加吸波電容后，關(guān)斷電壓尖峰降低24～28 V，有效提高了IGBT 過壓的安全裕度，通過實測電流的變化率在2 100 A/us。經(jīng)過式（3）進行反算，可以看出母排雜散電感有效降低10 nH 左右。

1.2.2 門極有源鉗位電路設(shè)計

直流母線的雜散電感（通?？刂圃?0 nH 以內(nèi)）與較快的Ic電流變化率（瞬時變化率可達2 500 A/us）將引起母線電壓驟增，需設(shè)計過壓保護電路，防止電壓尖峰損壞IGBT。本文的IGBT 過壓保護電路采用了門極有源鉗位電路，選用了TVS 二極管和硅快恢復二極管構(gòu)成。門極有源鉗位電路工作原理如下：當母線電壓突然增大達到TVS 二極管的擊穿電壓門限值時，TVS 被擊穿，有電流流進門極，門極電位得以抬升，從而使關(guān)斷電流不要過于陡峭，進而減小電壓尖峰。導通時形成電流通路，如圖6所示。

圖6 門極有源鉗位電路工作原理Fig.6 Working schematic diagram of the active clamp circuit of the gate pole

通過驅(qū)動電路單雙脈沖測試可知，母線電壓340 V 時，隨著Ic電流增大至800 A，浪涌電壓可達540 V，增量為200 V。本文選用的IGBT 模塊額定電壓為600 V，有源鉗位二極管動作電壓設(shè)計約在540 V，能夠短時間保持母線電壓鉗約在540 V，其效果如圖7 所示。

圖7 門極有源鉗位電路工作效果Fig.7 Working diagram of the gate active clamp circuit

2 功率驅(qū)動主回路的電磁兼容性設(shè)計

IGBT 功率驅(qū)動模組在直流母線340 V 供電，4 kHz 開關(guān)頻率的工況下，功率主回路上將產(chǎn)生很大的電壓變化率（dv/dt）和電流變化率（di/dt），通過電路環(huán)路中的雜散電容和電感形成傳導干擾。以IGBT關(guān)斷暫態(tài)的dv/dt和di/dt為例，12A/ns的di/dt在1nH雜感上會產(chǎn)生12V的壓降，12V/ns在1pF的電容會產(chǎn)生12 mA 的電流。實際上功率主回中的寄生參數(shù)可能會遠大于1 nH 和1 pF，電流環(huán)路會產(chǎn)生較強的電磁場輻射，成為控制系統(tǒng)最大的噪聲源，對控制器內(nèi)部弱電部分和外部其他電子單機產(chǎn)生干擾［20-22］。

助推電動伺服系統(tǒng)在電磁兼容摸底測試時發(fā)現(xiàn)，RE102 電場輻射發(fā)射在10～30 MHz 頻段很難通過，為此采取了如下兩類電磁兼容改造措施。

1）針對干擾源的措施

主要通過優(yōu)化薄膜電容和功率主回路連接的雜散電感，確保功率主回路雜散電感在80 nH 以下，且通過定制DC-DC 降低原邊和副邊的寄生電容，從根本上減輕干擾信號的強度。

2）針對干擾通道的措施

減小控制器對內(nèi)部輻射干擾的措施：強弱電之間增加了安全間距；采用銅排進行三相輸出。

減小控制器對外部輻射干擾的措施：控制器殼體、電纜全通路采取電磁屏蔽措施；針對高、低壓供電通路，分別設(shè)計了強電、弱電濾波組件，加在功率電、控制電輸入端，對電源信號供電通路進行隔離濾波，衰減干擾信號，進而切斷線路傳播途徑。

減小伺服電機的電磁干擾的措施：旋變信號線采取雙絞屏蔽線；在旋變與電機間用硅鋼片隔磁，降低電機對旋變的干擾。

通過上述方法，解決了單機在電磁兼容試驗中的瓶頸問題，改造后的測試數(shù)據(jù)如圖8 所示。改進后的單機順利通過所有電磁兼容試驗項目，在運載火箭控制系統(tǒng)中表現(xiàn)優(yōu)異。

圖8 RE102 測試數(shù)據(jù)Fig.8 Test data of RE102

3 IGBT功率驅(qū)動模組的驅(qū)動性能測試

采用專用設(shè)備對IGBT 功率驅(qū)動模組進行雙脈沖測試，評估其輸出性能，包括：①測試每只IGBT 管子的門極開通電阻及門極關(guān)斷電阻的數(shù)值是否合適；②IGBT 開通、關(guān)斷時間；③IGBT 開通、關(guān)斷過程是否有不合適的振蕩；④評估二極管的反向恢復行為和安全裕量；⑤IGBT 關(guān)斷時的電壓尖峰是否合適。關(guān)斷之后是否存在不合適的振蕩；⑥測量直流母排的雜散電感等［23-25］，驅(qū)動模組測試設(shè)備如圖9所示。

圖9 驅(qū)動模組測試設(shè)備Fig.9 Test equipment of the drive module

采用單脈沖測試驗證IGBT 功率驅(qū)動單元的瞬時短路過流能力（通常設(shè)定為額定電流的4 倍）。采用功率全橋測試設(shè)備驗證IGBT 功率驅(qū)動單元的滿功率輸出能力，確保輸出功率能力達到控制驅(qū)動器額定功率的2 倍以上。本文設(shè)計的模組驅(qū)動能力在VDC=（270±40）V 時，額定輸出相電流Ic≥300 A，峰值相電流≥500 A。IGBT 驅(qū)動模組電抗器負載試驗時相電流輸出波形如圖10 所示。

圖10 IGBT 驅(qū)動模組電抗器負載試驗時相電流曲線Fig.10 Phase current curve of the load test with the IGBT drive module

在電抗器負載試驗中，相電流持續(xù)300 A 輸出4 min，模組底板溫升最高到85 ℃，具有短時大電流的持續(xù)工作能力，其溫度云圖如圖11 所示。

圖11 IGBT 驅(qū)動模組電抗器負載試驗時溫度云圖Fig.11 Temperature nephograms of the load tests with the IGBT drive module

此外，本文的IGBT 功率驅(qū)動模組根據(jù)飛行工況需要，仍開展了強化測試驗證工作，充分驗證了驅(qū)動模組工作的可靠性與安全性。強化測試項目見表1。

表1 驅(qū)動模組強化測試項目Tab.1 Drive modules to reinforce the test items

4 結(jié)束語

本文基于光耦驅(qū)動芯片設(shè)計了IGBT 功率驅(qū)動與保護電路，采用降低功率主回路雜散電感與IGBT 有源鉗位閉環(huán)控制相結(jié)合的方法，有效抑制IGBT 大電流關(guān)斷時的電壓尖峰；對功率驅(qū)動主回路進行電磁兼容性設(shè)計，通過對動力電進行濾波，有效解決了高壓高頻信號通過線纜傳輸對驅(qū)動器內(nèi)、外部的電磁干擾問題；通過IGBT 功率驅(qū)動電路的單雙脈沖測試以及連續(xù)功率測試，有效驗證了IGBT 功率驅(qū)動模組驅(qū)動能力達到（270±40）V 時，額定輸出相電流≥300 A，為大功率電動伺服系統(tǒng)的可靠安全工作提供了支撐；并充分考慮運載火箭電動伺服控制驅(qū)動器的環(huán)境要求和驅(qū)動電路的復雜工況，進行了大功率IGBT 功率驅(qū)動模組的極限測試，驗證了IGBT 功率驅(qū)動模組的強環(huán)境適應性。這些舉措為大功率電動伺服系統(tǒng)的可靠安全工作提供了支撐，確保電動伺服系統(tǒng)對運載火箭飛行穩(wěn)定性沒有實質(zhì)性的影響。