運載火箭電液復(fù)合伺服控制系統(tǒng)性能分析

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(1.上海航天控制技術(shù)研究所， 上?！?01108； 2.上海市空間智能控制技術(shù)重點實驗室， 上?！?01108)

引言

隨著科學(xué)技術(shù)的進(jìn)步，未來運載火箭控制系統(tǒng)對其作動器提出了新的要求，不但要求其動態(tài)特性好、生存能力強(qiáng)，而且必須具備功率大、效率高的特點[1]。目前運載火箭控制系統(tǒng)作動器大部分采用傳統(tǒng)電液伺服系統(tǒng)，它屬于節(jié)流控制系統(tǒng)，雖然具有動態(tài)響應(yīng)高的優(yōu)點，但其重量較大、工作效率較低[2]。而電靜液伺服作動器屬于容積控制系統(tǒng)，雖然動態(tài)響應(yīng)較低，但其重量較輕、工作效率較高[3]。為充分發(fā)揮上述兩種作動系統(tǒng)優(yōu)點，電液復(fù)合伺服控制系統(tǒng)是一種最佳選擇，它不但能夠提高作動系統(tǒng)工作效率和降低系統(tǒng)質(zhì)量，同時兼顧其動態(tài)特性較高的優(yōu)點。

國外主要集中研究電靜液伺服作動系統(tǒng)[4]，電液復(fù)合伺服控制系統(tǒng)研究則較少，電液復(fù)合伺服控制系統(tǒng)核心理論為負(fù)載敏感技術(shù)，主要將其應(yīng)用于挖掘機(jī)液壓控制系統(tǒng)，并且取得了顯著節(jié)能效果[5]，而應(yīng)用于伺服控制系統(tǒng)則較少，主要原因為負(fù)載敏感泵出口壓力脈動導(dǎo)致液壓缸位置控制精度較低，不滿足伺服系統(tǒng)要求[6]。文獻(xiàn)詳細(xì)研究了此種現(xiàn)象，并且通過優(yōu)化壓力補償器結(jié)構(gòu)提高了系統(tǒng)位置控制精度[7]，這使得負(fù)載敏感技術(shù)應(yīng)用伺服控制系統(tǒng)成為一種可能。國內(nèi)對負(fù)載敏感技術(shù)節(jié)能效果做了大量研究[8]，但應(yīng)用于伺服控制系統(tǒng)的研究也僅僅停留在理論階段[9]。因此電液復(fù)合伺服控制系統(tǒng)研究工作對于在兼顧作動系統(tǒng)動態(tài)響應(yīng)同時提高工作效率具有重要意義。

1　工作原理

電液復(fù)合伺服控制系統(tǒng)組成示意圖如圖1所示。

1.電機(jī)　2.變量泵　3.變量機(jī)構(gòu)　4.粗過濾器　5.壓力補償器 6.溢流閥　7.油箱　8.單向閥　9.精過濾器　10.電液伺服閥 11.梭閥　12.作動筒　13.位置傳感器　14.控制器圖1　電液復(fù)合伺服控制系統(tǒng)工作原理圖

電液復(fù)合伺服控制系統(tǒng)工作過程中電機(jī)1以恒定轉(zhuǎn)速運行，當(dāng)伺服控制器14接收來自上位機(jī)程序指令并將其轉(zhuǎn)化為伺服機(jī)構(gòu)可以接收的電信號，如果電信號為零時，電液伺服閥10處于關(guān)閉狀態(tài)，變量機(jī)構(gòu)3使變量泵2保持最小排量，系統(tǒng)功率損失僅為內(nèi)部泄露。如果電信號不為零時，電液伺服閥10開啟，作動筒12兩腔通過梭閥11進(jìn)行比較輸出高壓腔壓力信號，壓力信號通過壓力補償器5與變量泵2出口壓力進(jìn)行比較，并且與其保持恒定壓力差值，因此變量泵2出口工作壓力能夠隨負(fù)載而變化。而電液伺服閥10則通過閥芯開度控制輸出流量，從而控制作動筒12的工作速度。位置傳感器13通過測試作動筒12活塞桿位移量傳遞給控制器14從而形成閉環(huán)精確控制。

綜上所述，電液復(fù)合伺服控制系統(tǒng)變量泵出口工作壓力能夠隨負(fù)載而變化，同時無功率輸出時不會產(chǎn)生溢流損失，因此能夠大大提高其工作效率。

2　方案分析

本研究采用AMESim建立電液復(fù)合伺服控制系統(tǒng)數(shù)學(xué)模型進(jìn)行仿真分析，以便對其動態(tài)特性和節(jié)能效率進(jìn)行深入研究，具體建模過程詳見文獻(xiàn)[10]，仿真模型如圖2所示。壓力流量閥和變量機(jī)構(gòu)為系統(tǒng)關(guān)鍵部分，故采用分組元件設(shè)計以便獲得更詳細(xì)仿真數(shù)據(jù)。閉環(huán)系統(tǒng)僅采用比例控制。

圖2　電液復(fù)合伺服控制系統(tǒng)方框圖

電液復(fù)合伺服控制系統(tǒng)額定工作壓力為21 MPa，額定負(fù)載為35 kN，額定工作行程為45.9 mm。變量泵出口工作壓力和作動筒高壓腔工作壓力差值通過壓力流量閥調(diào)節(jié)保持恒定值1.4 MPa。其他主要元件相關(guān)參數(shù)如表1所示。

表1　系統(tǒng)主要元件關(guān)鍵參數(shù)

目前伺服作動器主要為傳統(tǒng)電液伺服系統(tǒng)和電靜液伺服系統(tǒng)，為分析電液復(fù)合伺服控制系統(tǒng)的優(yōu)缺點，必須與它們在相同的額定負(fù)載、額定位移和額定壓力下進(jìn)行對比。根據(jù)電液伺服復(fù)合控制系統(tǒng)建模過程同理可在商業(yè)軟件AMESim中建立傳統(tǒng)電液伺服系統(tǒng)和電靜液伺服系統(tǒng)仿真模型。因工作條件相同，傳統(tǒng)電液伺服系統(tǒng)作動筒組件和電液伺服閥組件與電液復(fù)合控制系統(tǒng)參數(shù)相同，定量泵經(jīng)計算其排量為2.73 mL/r，轉(zhuǎn)速為5500 r/min。電靜液伺服系統(tǒng)作動筒組件和變量泵關(guān)鍵參數(shù)與電液復(fù)合控制系統(tǒng)相同，電靜液伺服系統(tǒng)主回路無電液伺服閥。

2.1　輸入信號

系統(tǒng)輸入信號是模擬火箭不同飛行姿態(tài)過程中伺服系統(tǒng)所要求的負(fù)載和位置特性。根據(jù)工作過程分析，伺服系統(tǒng)負(fù)載和位移都是隨時間而變化，并且伺服系統(tǒng)工作之前，其活塞桿輸出端就已經(jīng)處于加載狀態(tài)。由上述伺服系統(tǒng)工作原理可知，當(dāng)伺服系統(tǒng)處于加載狀態(tài)時，電液伺服閥在工作前系統(tǒng)工作壓力處于高壓狀態(tài)，而且伺服機(jī)構(gòu)位移輸出之前通常處于零信號狀態(tài)。為了模擬火箭姿態(tài)調(diào)整過程中伺服系統(tǒng)的工作過程，同時兼顧極限工況，伺服系統(tǒng)施加負(fù)載信號如圖3所示，位移輸入信號如圖4所示。

圖3　伺服系統(tǒng)負(fù)載輸入信號

圖4　伺服系統(tǒng)位移輸入信號

由圖3和圖4可知，當(dāng)伺服系統(tǒng)處于0～1 s之間時，作動筒處于加載狀態(tài)，但位移輸入信號為零，電液復(fù)合控制系統(tǒng)與傳統(tǒng)電液伺服系統(tǒng)電液伺服閥處于關(guān)閉狀態(tài)，電液復(fù)合控制系統(tǒng)與電靜液伺服系統(tǒng)變量泵保持最小排量，僅供內(nèi)部泄漏，三系統(tǒng)均無功率輸出。這主要是模擬上位機(jī)零信號輸入時伺服系統(tǒng)工作狀態(tài)。隨后1～2 s內(nèi)系統(tǒng)位移輸入信號發(fā)生階躍，電液復(fù)合控制系統(tǒng)與傳統(tǒng)電液伺服系統(tǒng)電液伺服閥開啟，電液復(fù)合控制系統(tǒng)與電靜液伺服系統(tǒng)變量泵排量迅速變大，液壓油不斷進(jìn)入作動筒高壓腔，活塞開始運動并且達(dá)到期望值，這個是模擬上位機(jī)非零信號輸入時伺服系統(tǒng)的工作狀態(tài)。

2.2　系統(tǒng)動態(tài)分析

根據(jù)上述輸入信號和相關(guān)參數(shù)進(jìn)行仿真，可得上述三種伺服控制系統(tǒng)活塞位移和速度動態(tài)特性曲線分別如圖5和圖6所示。

圖5　三系統(tǒng)活塞位移動態(tài)特性曲線

圖6　三系統(tǒng)活塞速度動態(tài)特性曲線

由圖5可知，初始時刻，因突然增加負(fù)載，作動筒高壓腔壓力瞬間增加，活塞出現(xiàn)局部負(fù)位移，但很快就回位至中間位置，因此活塞輸出速度在零位附近出現(xiàn)較大震蕩如圖6所示，但很快又穩(wěn)定在零值，因此三系統(tǒng)抗干擾能力較強(qiáng)。電液復(fù)合控制系統(tǒng)和傳統(tǒng)電液伺服系統(tǒng)在其他穩(wěn)定狀態(tài)活塞輸出速度基本為零，而電靜液伺服系統(tǒng)因阻尼比較小，活塞穩(wěn)定狀態(tài)過程中出現(xiàn)長時間小幅震蕩，因此活塞輸出速度在零位附近出現(xiàn)長時間等幅震蕩如圖6所示。

電靜液伺服系統(tǒng)、電液復(fù)合控制系統(tǒng)、傳統(tǒng)電液伺服系統(tǒng)達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)的時間逐漸提前，因此動態(tài)性能逐漸提高。電液復(fù)合控制系統(tǒng)和傳統(tǒng)電液伺服系統(tǒng)沒有超調(diào)量，而電靜液伺服系統(tǒng)因在穩(wěn)態(tài)值附近出現(xiàn)等幅值震蕩而出現(xiàn)一定的超調(diào)量。根據(jù)自動控制原理可計算系統(tǒng)關(guān)鍵動態(tài)指標(biāo)如表2所示。

表2　三系統(tǒng)動態(tài)特性指標(biāo)

由表2可知，電靜液伺服系統(tǒng)、電液復(fù)合控制系統(tǒng)、傳統(tǒng)電液伺服系統(tǒng)最大穩(wěn)態(tài)速度逐漸提高，因此上升時間和調(diào)節(jié)時間逐漸降低，動態(tài)性能逐漸變好。電液復(fù)合控制系統(tǒng)和傳統(tǒng)電液伺服系統(tǒng)沒有出現(xiàn)超調(diào)量，而電靜液伺服系統(tǒng)因阻尼比較小出現(xiàn)小幅震蕩，超調(diào)量較小，因此電靜液伺服系統(tǒng)相對其他兩種系統(tǒng)穩(wěn)定性能較差，位置控制精度不高。另外在實際過程中，伺服泵頻繁出現(xiàn)正負(fù)流量切換而出現(xiàn)加大液流沖擊，因此系統(tǒng)會出現(xiàn)較大噪聲和振動。

綜上所述，電液復(fù)合控制系統(tǒng)相對于電靜液伺服系統(tǒng)穩(wěn)定性能較好，位置控制精度較高；而動態(tài)性能雖然比不上傳統(tǒng)電液伺服系統(tǒng)，但相對于電靜液伺服系統(tǒng)卻有了加大的提升，完全能夠滿足運載火箭的動態(tài)指標(biāo)需求。

2.3　工作效率分析

運載火箭負(fù)載變化會引起電液復(fù)合控制伺服系統(tǒng)巨大的節(jié)能效率差異。而電液復(fù)合控制伺服系統(tǒng)節(jié)能重要特性就是負(fù)載敏感泵出口工作壓力隨負(fù)載而變化，下面將以負(fù)載階躍信號和斜坡信號為例進(jìn)行仿真分析上述三系統(tǒng)工作效率。兩種負(fù)載響應(yīng)曲線如圖7所示。

圖7　不同負(fù)載力變化曲線

1) 計算原理

當(dāng)系統(tǒng)無功率輸出時，電液復(fù)合控制系統(tǒng)和電靜液伺服系統(tǒng)僅為較小內(nèi)部泄漏功率損失，而傳統(tǒng)電液伺服系統(tǒng)則通過溢流閥損失全部功率，當(dāng)系統(tǒng)有功率輸出時，有效功可計算如下：

(1)

式中：t0為仿真初始時間；tf為仿真結(jié)束時間；F為系統(tǒng)輸出端施加負(fù)載力；v為作動筒輸出速度。

系統(tǒng)全部輸出功可計算如下：

(2)

式中：p為液壓泵輸出口工作壓力；Q為液壓泵出口工作流量。

因此系統(tǒng)工作效率可表示如下：

(3)

2) 節(jié)能仿真分析

當(dāng)系統(tǒng)作動筒活塞要求期望位移始終保持如圖4所示階躍響應(yīng)，負(fù)載響應(yīng)變化曲線如圖7所示時，根據(jù)上述所建仿真模型可得負(fù)載階躍響應(yīng)和斜坡響應(yīng)條件下兩種系統(tǒng)凈輸出和總能量消耗分別如圖8和圖9所示。仿真過程不考慮系統(tǒng)內(nèi)部泄漏能量損失。圖中傳統(tǒng)電液伺服系統(tǒng)總消耗能量太大影響其他能量消耗圖形顯示，因此傳統(tǒng)電液伺服系統(tǒng)總能量消耗僅顯示局部圖形。

由圖8可知，當(dāng)系統(tǒng)無功率輸出時，初始時刻，因作動筒承壓腔壓力較小，負(fù)載力突然增加，作動筒活塞位移向負(fù)方向運動，三系統(tǒng)凈輸出有較小負(fù)能量。因變量泵一直處于能量輸出狀態(tài)，因此三系統(tǒng)總能量消耗為正能量輸出，隨著時間的推移，因電液伺服閥處于關(guān)閉狀態(tài)、負(fù)載敏感泵和伺服泵處于最小排量狀態(tài)，三系統(tǒng)凈輸出能量為零。但三系統(tǒng)總能量消耗卻在小幅增加，這是因為系統(tǒng)壓力波動造成溢流閥溢流而損失部分能量。

圖9　斜坡響應(yīng)能量曲線

當(dāng)系統(tǒng)有功率輸出時，電液伺服閥開啟、負(fù)載敏感泵和伺服泵排量逐漸變大，三系統(tǒng)輸出能量迅速增加，因輸出負(fù)載和位移都相同，最終凈輸出能量都基本相等。而系統(tǒng)總能量消耗中，電靜液伺服系統(tǒng)、電液復(fù)合控制系統(tǒng)和傳統(tǒng)電液伺服系統(tǒng)卻逐漸增加，原因如下：電靜液伺服系統(tǒng)伺服泵輸出功率完全隨負(fù)載而變化，沒有節(jié)流損失，因此電靜液伺服系統(tǒng)能量損失最小，即總消耗能量最小，而電液復(fù)合控制系統(tǒng)變量泵出口工作壓力雖然隨負(fù)載壓力而變化，但其始終比作動筒高壓腔高1.4 MPa，存在一定的節(jié)流損失。因此它比電靜液伺服系統(tǒng)損失能量要大。而傳統(tǒng)電液伺服系統(tǒng)定量泵出口工作壓力一直保持最大額定工作壓力，且電液伺服閥關(guān)閉時全部功率通過溢流損失，而當(dāng)電液伺服閥開啟時隨著作動筒活塞桿逐漸達(dá)到期望值，變量泵出口功率不變，要求輸出瞬態(tài)功率逐漸減小，因此通過溢流閥損失功率就逐漸增多。

同理可分析圖9負(fù)載斜坡響應(yīng)能量曲線變化，根據(jù)式(1)～式(3)可計算三系統(tǒng)能量凈輸出和總消耗如表3所示。

由表3可知，電靜液伺服系統(tǒng)在兩種負(fù)載響應(yīng)曲線條件下工作效率最高，閥控工作效率最低。原因前面已經(jīng)詳細(xì)分析。負(fù)載斜坡響應(yīng)條件下三系統(tǒng)能量凈輸出和總消耗都比階躍響應(yīng)要低，因為階躍響應(yīng)后負(fù)載總是處于最大值，而斜坡響應(yīng)負(fù)載卻是逐漸增加。兩種負(fù)載條件下，電液復(fù)合控制系統(tǒng)工作效率與電靜液伺服系統(tǒng)相差并不大，這是因為它們都沒有溢流損失，并且電液復(fù)合控制系統(tǒng)比電靜液伺服系統(tǒng)多了1.4 MPa的節(jié)流損失。

表3　三系統(tǒng)兩負(fù)載條件下能量消耗

3　結(jié)論

通過分析運載火箭工作背景提出了電液復(fù)合伺服控制系統(tǒng)，介紹了其工作原理，以商業(yè)軟件AMESim建立了系統(tǒng)仿真模型圖，最后通過對比電液復(fù)合伺服控制系統(tǒng)、電靜液伺服系統(tǒng)和傳統(tǒng)電液伺服系統(tǒng)動態(tài)特性和節(jié)能效率仿真結(jié)果，總結(jié)了電液復(fù)合伺服控制系統(tǒng)方案的優(yōu)缺點，具體結(jié)論如下：

(1) 電靜液伺服系統(tǒng)、電液復(fù)合控制系統(tǒng)、傳統(tǒng)電液伺服系統(tǒng)在相同額定負(fù)載和位移條件下最大穩(wěn)態(tài)速度逐漸提高，因此上升時間和調(diào)節(jié)時間逐漸降低，動態(tài)性能逐漸變好；

(2) 電液復(fù)合控制系統(tǒng)相對于電靜液伺服系統(tǒng)穩(wěn)定性能較好，位置控制精度較高；而動態(tài)性能雖然不及傳統(tǒng)電液伺服系統(tǒng)，但相對于電靜液伺服系統(tǒng)卻有了較大的改善，完全能夠滿足運載火箭伺服機(jī)構(gòu)動態(tài)特性要求；

(3) 當(dāng)系統(tǒng)無功率輸出時，初始時刻三系統(tǒng)凈輸出有較小負(fù)能量，隨著時間推移，三系統(tǒng)凈輸出能量為零。但三系統(tǒng)總能量消耗卻在小幅增加，原因為系統(tǒng)壓力波動造成溢流閥溢流而損失部分能量；

(4) 當(dāng)系統(tǒng)有功率輸出時，因輸出負(fù)載和位移都相同，三系統(tǒng)最終凈輸出能量都基本相等。因電液復(fù)合控制系統(tǒng)存在較小節(jié)流損失，傳統(tǒng)電液伺服系統(tǒng)存在較大節(jié)流和溢流損失，電液復(fù)合控制系統(tǒng)總能消耗較接近電靜液伺服系統(tǒng)，但遠(yuǎn)低于傳統(tǒng)電液伺服系統(tǒng)。因此電液復(fù)合控制系統(tǒng)節(jié)能效率較接近電靜液系統(tǒng)，卻遠(yuǎn)高于傳統(tǒng)電液伺服系統(tǒng)。

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