大功率機(jī)電靜壓伺服機(jī)構(gòu)動(dòng)態(tài)特性研究

張玉強(qiáng)，趙守軍，何 俊，張 朋，劉會(huì)祥

（北京精密機(jī)電控制設(shè)備研究所，北京，100076）

大功率機(jī)電靜壓伺服機(jī)構(gòu)動(dòng)態(tài)特性研究

張玉強(qiáng)，趙守軍，何 俊，張 朋，劉會(huì)祥

（北京精密機(jī)電控制設(shè)備研究所，北京，100076）

針對(duì)大功率機(jī)電靜壓伺服機(jī)構(gòu)在搖擺未來火箭發(fā)動(dòng)機(jī)中的潛在應(yīng)用，研究了其高動(dòng)態(tài)實(shí)現(xiàn)的技術(shù)途徑。結(jié)果表明，相對(duì)于大慣量搖擺發(fā)動(dòng)機(jī)自身偏低的結(jié)構(gòu)固有頻率，泵控液壓作動(dòng)器可以有足夠高的液壓固有頻率。采用結(jié)構(gòu)一體化的伺服電機(jī)泵和伺服機(jī)構(gòu)本體設(shè)計(jì)，可以消除傳統(tǒng)連接導(dǎo)管等對(duì)液壓固有頻率的負(fù)面影響，結(jié)合成熟的伺服電機(jī)驅(qū)動(dòng)控制技術(shù)，可以實(shí)現(xiàn)滿意的頻寬。通過進(jìn)行理論仿真分析、樣機(jī)設(shè)計(jì)制造和試驗(yàn)研究，在1000 kg·m2大慣量模擬負(fù)載條件下，輸入5%滿幅值指令時(shí)，10 kW級(jí)別樣機(jī)的-3 dB幅頻帶寬達(dá)71.2 rad/s，-45°相頻帶寬達(dá)18.5 rad/s，且負(fù)載諧振抑制性能良好。由此可見，機(jī)電靜壓伺服機(jī)構(gòu)具備應(yīng)用于火箭搖擺發(fā)動(dòng)機(jī)之類的大功率場(chǎng)合的高動(dòng)態(tài)能力。

機(jī)電靜壓；動(dòng)態(tài)特性；火箭發(fā)動(dòng)機(jī)

0 引 言

機(jī)電靜壓伺服機(jī)構(gòu)（Electro Hydrostatic Actuator，EHA），也稱電動(dòng)靜液伺服作動(dòng)器，與機(jī)電伺服機(jī)構(gòu)（Electro Mechanical Actuator，EMA）同屬新興電力驅(qū)動(dòng)伺服機(jī)構(gòu)，具備使用維護(hù)方便、節(jié)能等優(yōu)點(diǎn)，但又保留傳統(tǒng)電液伺服，一般指采用伺服閥的系統(tǒng)重載能力強(qiáng)的特點(diǎn)，易于實(shí)現(xiàn)高可靠設(shè)計(jì)，是未來運(yùn)載火箭大推力搖擺發(fā)動(dòng)機(jī)推力矢量伺服控制的優(yōu)選技術(shù)方案[1～4]。機(jī)電靜壓伺服機(jī)構(gòu)的缺點(diǎn)在于動(dòng)態(tài)特性稍差，難以滿足運(yùn)載火箭和飛機(jī)等的大慣量負(fù)載應(yīng)用。其中一個(gè)原因是其采用伺服電機(jī)驅(qū)動(dòng)液壓泵控制液壓作動(dòng)器的往復(fù)運(yùn)動(dòng)，本質(zhì)上是一個(gè)泵控系統(tǒng)，液壓頻率是閥控系統(tǒng)的1/2，本身頻寬偏窄[5]。

空客A380客機(jī)、F18和F35戰(zhàn)斗機(jī)等飛機(jī)已成功應(yīng)用了機(jī)電靜壓伺服機(jī)構(gòu)技術(shù)[2]。其中，F(xiàn)18戰(zhàn)斗機(jī)所用EHA舵機(jī)的功率約為4.2 kW，-3 dB幅頻帶寬為42 rad/s，-45°相頻帶寬為28 rad/s[6]。對(duì)于火箭發(fā)動(dòng)機(jī)用途的樣機(jī)，雖然有大功率和余度方面的設(shè)計(jì)，但-3 dB幅頻帶寬僅為37.7 rad/s（6 Hz）[4]，相比于中國(guó)現(xiàn)役運(yùn)載火箭70 rad/s的一般要求顯得稍窄。中國(guó)已研制出中小功率樣機(jī)，但-3 dB幅頻帶寬一般不高于31 rad/s（5 Hz）[7]。

本文所研制的5 kW機(jī)電靜壓伺服機(jī)構(gòu)-3 dB幅頻帶寬可達(dá)到50 rad/s，-45°相頻帶寬達(dá)到27 rad/s[8]，同時(shí)還完成了30 kW大功率機(jī)電靜壓伺服機(jī)構(gòu)的故障容錯(cuò)機(jī)制研究[2]，但未進(jìn)行動(dòng)態(tài)性能研究。在此基礎(chǔ)上，開展了大功率機(jī)電靜壓伺服機(jī)構(gòu)的動(dòng)態(tài)特性研究。進(jìn)行了理論仿真分析、樣機(jī)設(shè)計(jì)制造和試驗(yàn)研究，表明機(jī)電靜壓伺服機(jī)構(gòu)具備應(yīng)用于發(fā)動(dòng)機(jī)搖擺火箭控制的大功率場(chǎng)合的高動(dòng)態(tài)能力。

1 試驗(yàn)樣機(jī)設(shè)計(jì)

機(jī)電靜壓伺服機(jī)構(gòu)樣機(jī)工作原理如圖1所示，三維設(shè)計(jì)模型如圖2所示，核心部件伺服電機(jī)泵剖面如圖3所示。

圖1 試驗(yàn)樣機(jī)基本工作原理

圖2 試驗(yàn)樣機(jī)三維設(shè)計(jì)模型

圖3 伺服電機(jī)泵三維剖面

控制器、驅(qū)動(dòng)器另成設(shè)備。機(jī)構(gòu)本體采用一體化的整體結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)。伺服電機(jī)泵、增壓油箱、安全閥及單向閥和位移反饋傳感器等部件與液壓作動(dòng)器集成為一個(gè)設(shè)備。

控制器負(fù)責(zé)作動(dòng)器的位置閉環(huán)及特定補(bǔ)償算法，驅(qū)動(dòng)器負(fù)責(zé)伺服電機(jī)的驅(qū)動(dòng)及速度閉環(huán)控制，液壓泵雙向變速，驅(qū)動(dòng)液壓作動(dòng)器正反向往復(fù)運(yùn)動(dòng)，位移反饋傳感器測(cè)量活塞（桿）運(yùn)動(dòng)位置。增壓油箱、單向閥和安全閥負(fù)責(zé)油液補(bǔ)償、分配和安全壓力控制，是機(jī)電靜壓伺服機(jī)構(gòu)的標(biāo)準(zhǔn)配置[2,3,7]。

伺服電機(jī)泵是核心部件，也稱電液泵，將定量液壓柱塞泵的轉(zhuǎn)子柱塞組件與永磁同步伺服電機(jī)在結(jié)構(gòu)上設(shè)計(jì)為一個(gè)整體。伺服電機(jī)浸油工作，其在驅(qū)動(dòng)和控制上與常規(guī)伺服電機(jī)完全相同，在外形上也幾乎無(wú)差別，僅端面有兩個(gè)油口與液壓系統(tǒng)連接，與傳統(tǒng)的分體式電動(dòng)泵相比，對(duì)內(nèi)省去了轉(zhuǎn)軸動(dòng)密封，對(duì)外省去了接管嘴，也由兩個(gè)可組合、可分離的電機(jī)和液壓泵變成一個(gè)不可分割的產(chǎn)品，即伺服電機(jī)泵。由于減少了中間傳動(dòng)環(huán)節(jié)和轉(zhuǎn)動(dòng)慣量，更有利于實(shí)現(xiàn)高動(dòng)態(tài)性能。

伺服電機(jī)泵與液壓作動(dòng)器兩腔直接相連，省去了傳統(tǒng)液壓泵的液壓連接導(dǎo)管，消除了因薄壁管路變形和管路連接引入的控制體積，最大限度地消除了對(duì)液壓作動(dòng)器固有頻率的負(fù)面影響[5]。

試驗(yàn)樣機(jī)基本設(shè)計(jì)參數(shù)如表1所示，考慮效率，機(jī)構(gòu)峰值功率可為15 kW。

表1 試驗(yàn)樣機(jī)基本設(shè)計(jì)參數(shù)

2 仿真分析

2.1 位置閉環(huán)控制模型分析

搖擺火箭發(fā)動(dòng)機(jī)等大慣量負(fù)載的伺服機(jī)構(gòu)控制回路簡(jiǎn)化線性模型如圖4所示。其中，火箭發(fā)動(dòng)機(jī)取其最低階模態(tài)振型，簡(jiǎn)化為一個(gè)二階環(huán)節(jié)。伺服控制回路的設(shè)計(jì)，即伺服機(jī)構(gòu)動(dòng)態(tài)特性的實(shí)現(xiàn)，圍繞負(fù)載固有的結(jié)構(gòu)諧振特性展開，即在抑制負(fù)載諧振的同時(shí)盡可能提高響應(yīng)帶寬[5,9,10]。

圖4 機(jī)電靜壓伺服機(jī)構(gòu)控制回路規(guī)范化數(shù)學(xué)模型

Ko= KpKnKxDp/A，其中，Kp，Kn，Kx，Dp，A分別為誤差放大系數(shù)、等效電機(jī)轉(zhuǎn)速傳遞系數(shù)、位移反饋系數(shù)、液壓泵排量、作動(dòng)器作用面積。

ωc，ζc是液壓作動(dòng)器與負(fù)載共同作用的結(jié)果，有：

式中 β為液壓控制回路中的等效油液彈性模量；R為伺服機(jī)構(gòu)搖擺負(fù)載的力臂；J為負(fù)載轉(zhuǎn)動(dòng)慣量；V為液壓作動(dòng)器兩腔（包含伺服電機(jī)泵控制油口到兩腔的油路）的總?cè)莘e。

伺服機(jī)構(gòu)及負(fù)載的基本控制模型與伺服閥控制的伺服機(jī)構(gòu)在形式上相同，但ωh為閥控的1/2[5]。

ωr，ωh，ωc為液壓伺服控制中3個(gè)最基本的頻率，在位置閉環(huán)中，要得到足夠高的頻寬，ωc必須足夠大，因此，ωr，ωh也必須足夠大，這2個(gè)值分別取決于負(fù)載特性和作動(dòng)器的設(shè)計(jì)。

比例和陷波網(wǎng)絡(luò)是數(shù)字化控制伺服機(jī)構(gòu)的基本控制律。如圖4所示，控制器中的參數(shù)由軟件設(shè)置，具體有Kp，ωr1，ζr1，ωr2和ζr25個(gè)參數(shù)。其中，Kp用于提高系統(tǒng)帶寬和位置精度，但受限于負(fù)載固有頻率，一般最大只能取其固有頻率的1/3；陷波網(wǎng)絡(luò)相當(dāng)于帶阻濾波器，用于抑制負(fù)載固有頻率點(diǎn)附近頻段的諧振。

大功率機(jī)電靜壓伺服機(jī)構(gòu)動(dòng)態(tài)特性分析如下：

a）泵控作動(dòng)器的液壓固有頻率雖然相對(duì)于閥控偏低，但可滿足火箭發(fā)動(dòng)機(jī)之類的大功率用途。這是因?yàn)榛鸺l(fā)動(dòng)機(jī)之類的大慣量負(fù)載自身固有頻率ωr偏低。對(duì)于液壓作動(dòng)器，無(wú)論閥控還是泵控，均可以實(shí)現(xiàn)較高的液壓固有頻率ωh。某火箭發(fā)動(dòng)機(jī)的搖擺轉(zhuǎn)動(dòng)慣量為1000 kg·m2，固有頻率ωr為100 rad/s，在如表1所示的作動(dòng)器設(shè)計(jì)條件下，油液等效彈性模量β取700 MPa，如采用閥控，液壓固有頻率ωh=266.3 rad/s，得到液壓機(jī)械綜合諧振頻率ωc=93.6 rad/s；若采用泵控，液壓固有頻率ωh=188.3 rad/s，雖然偏低，但仍然是發(fā)動(dòng)機(jī)固有頻率ωr的1.8倍，得到的液壓機(jī)械綜合諧振頻率ωc=88.3 rad/s，只降低了5.6%，對(duì)于系統(tǒng)動(dòng)態(tài)特性實(shí)現(xiàn)影響很小。

b）高度集成的伺服電機(jī)泵和機(jī)構(gòu)設(shè)計(jì)，取消了液壓導(dǎo)管，減小了控制油液總體積，最大限度地降低了對(duì)液壓頻率ωh的負(fù)面影響[5]。

c）伺服電機(jī)泵是另外一個(gè)關(guān)鍵環(huán)節(jié)，也需要本身頻寬足夠高。

2.2 伺服電機(jī)泵的速度閉環(huán)控制模型

伺服電機(jī)采用正弦波永磁同步設(shè)計(jì)，轉(zhuǎn)子外形尺寸Φ44 mm×154 mm，轉(zhuǎn)動(dòng)慣量8×10-4kg·m2（含電機(jī)轉(zhuǎn)子及液壓泵柱塞組件），功率密度高、轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)動(dòng)慣量??；驅(qū)動(dòng)模塊采用絕緣柵雙極型晶體管（Insulated Gate Bipolar Transistor，IGBT）模塊；控制芯片采用高性能數(shù)字信號(hào)處理器（Digital Signal Processor，DSP），用軟件實(shí)現(xiàn)空間矢量脈寬調(diào)制（Space Vector Pulse Width Modulation，SVPWM），采用電流環(huán)和速度環(huán)雙閉環(huán)PI控制算法，實(shí)現(xiàn)較理想的動(dòng)態(tài)響應(yīng)特性[11,12]。簡(jiǎn)化的伺服電機(jī)泵速度閉環(huán)控制模型如圖5所示。

圖5 伺服電機(jī)泵的等效控制模型

實(shí)測(cè)頻率特性曲線如圖6所示。

圖6 電機(jī)頻率特性試驗(yàn)曲線與二階環(huán)節(jié)仿真比較

由圖6可得，伺服電機(jī)泵速度閉環(huán)的最終動(dòng)態(tài)特性可以近似簡(jiǎn)化為二階環(huán)節(jié)，ωn=135 rad/s、阻尼比ζn=0.707。

2.3 仿真及試驗(yàn)結(jié)果分析

以某搖擺火箭發(fā)動(dòng)機(jī)的模擬負(fù)載為被控對(duì)象，轉(zhuǎn)動(dòng)慣量J = 1000 kg·m2，零位力臂長(zhǎng)度R = 876 mm，固有頻率ωr= 100 rad/s，阻尼比ζr= 0.04。采用機(jī)電靜壓伺服機(jī)構(gòu)試驗(yàn)樣機(jī)進(jìn)行控制，計(jì)算得到ωh=188.3 rad/s，ωc=88.3 rad/s，ζc=0.05。

伺服電機(jī)泵模型同上。

設(shè)計(jì)控制算法：位置回路開環(huán)增益K0=38.7，陷波算法參數(shù)ωr1=ωr2=100 rad/s，ζr1=0.03，ζr2=0.25。

從指令到負(fù)載輸出的頻率特性曲線及閥控伺服機(jī)構(gòu)頻率特性仿真曲線（伺服閥等效為時(shí)間常數(shù)為0.004 s的一階慣性環(huán)節(jié)）如圖7所示。

由圖7可得，機(jī)電靜壓伺服機(jī)構(gòu)的-3 dB頻寬達(dá)到72.4 rad/s，-45°一階頻帶達(dá)到20.1 rad/s。與閥控相比，在高頻段存在差異，但在中低頻段差異較小，不影響使用。

圖7 伺服機(jī)構(gòu)擺動(dòng)發(fā)動(dòng)機(jī)負(fù)載的頻率特性仿真曲線

3 試驗(yàn)研究及分析

3.1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

采用上述搖擺發(fā)動(dòng)機(jī)的模擬負(fù)載臺(tái)（見圖8）進(jìn)行試驗(yàn)，將控制器和驅(qū)動(dòng)器合二為一（見圖9），控制參數(shù)與上述仿真分析相同。進(jìn)行階躍信號(hào)和正弦信號(hào)掃頻測(cè)試，將伺服電機(jī)泵最大轉(zhuǎn)速設(shè)為6500 r/min。

圖8 試驗(yàn)樣機(jī)驅(qū)動(dòng)模擬負(fù)載臺(tái)

圖9 控制器、驅(qū)動(dòng)器

3.2 階躍響應(yīng)試驗(yàn)

輸入幅值3°（滿幅值75%）的階躍信號(hào)，位移輸出以及伺服電機(jī)泵轉(zhuǎn)速實(shí)測(cè)曲線與仿真曲線的對(duì)比分別如圖10、圖11所示。

圖10 階躍響應(yīng)特性曲線

圖11 階躍響應(yīng)中伺服電機(jī)泵轉(zhuǎn)速曲線

實(shí)測(cè)得到最大速度14.5 (°)/s，超調(diào)量2.7%，穩(wěn)態(tài)誤差精度0.6%，可滿足大型運(yùn)載火箭發(fā)動(dòng)機(jī)搖擺控制需求。從圖11可以看出，伺服電機(jī)泵響應(yīng)速度較快，加速到最大轉(zhuǎn)速僅需0.028 s，表明大功率高頻響伺服電機(jī)泵完全可行。

3.3 頻率特性試驗(yàn)

采用幅值0.2°（5%滿幅值）的正弦信號(hào)對(duì)試驗(yàn)樣機(jī)進(jìn)行掃頻測(cè)試，得到負(fù)載擺角幅頻和相頻響應(yīng)曲線，如圖12所示。由圖12可知，對(duì)于0.2°掃頻響應(yīng)曲線，-3 dB幅頻寬為71.2 rad/s，且幅頻曲線高頻段沒有峰值，表明負(fù)載諧振抑制良好，-45°相頻寬為18.5 rad/s。與仿真曲線的差異源于模型的簡(jiǎn)化誤差，但其準(zhǔn)確度已可滿足工程使用。

圖12 幅值0.2°掃頻試驗(yàn)響應(yīng)曲線

需要說明的是，本研究中位置閉環(huán)控制算法只采用了比例和陷波控制等基本方法，如果采用精細(xì)調(diào)理的PID或自適應(yīng)控制等優(yōu)化控制算法，還可實(shí)現(xiàn)更優(yōu)良的動(dòng)靜態(tài)控制性能。

4 結(jié) 論

理論分析和試驗(yàn)研究表明，大功率機(jī)電靜壓伺服機(jī)構(gòu)具備運(yùn)載火箭發(fā)動(dòng)機(jī)搖擺控制所需的高動(dòng)態(tài)能力。高度集成化的伺服電機(jī)泵和伺服機(jī)構(gòu)本體設(shè)計(jì)，為實(shí)現(xiàn)高動(dòng)態(tài)的速度閉環(huán)控制奠定了基礎(chǔ)，也使得油液彈性模量、控制容積等對(duì)液壓固有頻率有負(fù)面影響的因素降低到最小。機(jī)電靜壓伺服機(jī)構(gòu)采取并聯(lián)伺服電機(jī)泵，在解決大功率問題的同時(shí)兼顧余度設(shè)計(jì)，同時(shí)滿足可靠性和使用維護(hù)性等需求，可作為中國(guó)未來運(yùn)載火箭推力矢量控制的儲(chǔ)備方案。

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Dynamic Characteristics of High Power Electro Hydrostatic Actuator

Zhang Yu-qiang, Zhao Shou-jun, He Jun, Zhang Peng, Liu Hui-xiang
(Beijing Research Institute of Precise Mechatronics and Controls, Beijing, 100076)

Aimed at the potential application of high power Electro-Hydrostatic Actuators (EHA) to gimbaling future rocket engines, the technical approaches to realize their high dynamic characteristics are studied. It is showed that a pump controlled hydraulic actuator can have a sufficiently high hydraulic natural frequency compared with the relatively lower structural natural frequency of a large inertia rocket engine. Both a servo motor-pump and a servo mechanism adopt a monolithic structural design to eliminate the negative effects of conventional connecting tubes on hydraulic natural frequency. In combination with matured driving and control techniques of servo motors, a satisfactory frequency bandwidth for a high power EHA can be expected. Theoretical simulation and analysis, a mockup design and manufacturing as well as experiments have been finished. For a large inertia simulation load of 1000 kg·m2, with a command input of 5% maximum gambling angle, a 10 kW mockup can achieve a 71.2 rad/s amplitude frequency bandwidth at -3 dB point and a 18.5 rad/s phase frequency bandwidth at -45° point, with satisfactory effect of suppressing load structural resonance. Therefore, EHA has the high dynamics capability to be used in high power applications such as gambling rocket engines.

Electro hydrostatic actuator; Dynamic characteristics; Rocket engine

V433

A

1004-7182(2016)04-0025-05

10.7654/j.issn.1004-7182.20160407

2016-03-15；

2016-04-08

張玉強(qiáng)（1990-），男，碩士研究生，主要研究方向?yàn)檫\(yùn)載火箭伺服機(jī)構(gòu)設(shè)計(jì)