張玉強，趙守軍，何 俊，張 朋，劉會祥

（北京精密機電控制設備研究所，北京，100076）

大功率機電靜壓伺服機構動態(tài)特性研究

張玉強，趙守軍，何 俊，張 朋，劉會祥

（北京精密機電控制設備研究所，北京，100076）

針對大功率機電靜壓伺服機構在搖擺未來火箭發(fā)動機中的潛在應用，研究了其高動態(tài)實現(xiàn)的技術途徑。結果表明，相對于大慣量搖擺發(fā)動機自身偏低的結構固有頻率，泵控液壓作動器可以有足夠高的液壓固有頻率。采用結構一體化的伺服電機泵和伺服機構本體設計，可以消除傳統(tǒng)連接導管等對液壓固有頻率的負面影響，結合成熟的伺服電機驅動控制技術，可以實現(xiàn)滿意的頻寬。通過進行理論仿真分析、樣機設計制造和試驗研究，在1000 kg·m2大慣量模擬負載條件下，輸入5%滿幅值指令時，10 kW級別樣機的-3 dB幅頻帶寬達71.2 rad/s，-45°相頻帶寬達18.5 rad/s，且負載諧振抑制性能良好。由此可見，機電靜壓伺服機構具備應用于火箭搖擺發(fā)動機之類的大功率場合的高動態(tài)能力。

機電靜壓；動態(tài)特性；火箭發(fā)動機

0 引 言

機電靜壓伺服機構（Electro Hydrostatic Actuator，EHA），也稱電動靜液伺服作動器，與機電伺服機構（Electro Mechanical Actuator，EMA）同屬新興電力驅動伺服機構，具備使用維護方便、節(jié)能等優(yōu)點，但又保留傳統(tǒng)電液伺服，一般指采用伺服閥的系統(tǒng)重載能力強的特點，易于實現(xiàn)高可靠設計，是未來運載火箭大推力搖擺發(fā)動機推力矢量伺服控制的優(yōu)選技術方案[1～4]。機電靜壓伺服機構的缺點在于動態(tài)特性稍差，難以滿足運載火箭和飛機等的大慣量負載應用。其中一個原因是其采用伺服電機驅動液壓泵控制液壓作動器的往復運動，本質上是一個泵控系統(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、F18和F35戰(zhàn)斗機等飛機已成功應用了機電靜壓伺服機構技術[2]。其中，F(xiàn)18戰(zhàn)斗機所用EHA舵機的功率約為4.2 kW，-3 dB幅頻帶寬為42 rad/s，-45°相頻帶寬為28 rad/s[6]。對于火箭發(fā)動機用途的樣機，雖然有大功率和余度方面的設計，但-3 dB幅頻帶寬僅為37.7 rad/s（6 Hz）[4]，相比于中國現(xiàn)役運載火箭70 rad/s的一般要求顯得稍窄。中國已研制出中小功率樣機，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機電靜壓伺服機構-3 dB幅頻帶寬可達到50 rad/s，-45°相頻帶寬達到27 rad/s[8]，同時還完成了30 kW大功率機電靜壓伺服機構的故障容錯機制研究[2]，但未進行動態(tài)性能研究。在此基礎上，開展了大功率機電靜壓伺服機構的動態(tài)特性研究。進行了理論仿真分析、樣機設計制造和試驗研究，表明機電靜壓伺服機構具備應用于發(fā)動機搖擺火箭控制的大功率場合的高動態(tài)能力。

1 試驗樣機設計

機電靜壓伺服機構樣機工作原理如圖1所示，三維設計模型如圖2所示，核心部件伺服電機泵剖面如圖3所示。

圖1 試驗樣機基本工作原理

圖2 試驗樣機三維設計模型

圖3 伺服電機泵三維剖面

控制器、驅動器另成設備。機構本體采用一體化的整體結構設計。伺服電機泵、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器集成為一個設備。

控制器負責作動器的位置閉環(huán)及特定補償算法，驅動器負責伺服電機的驅動及速度閉環(huán)控制，液壓泵雙向變速，驅動液壓作動器正反向往復運動，位移反饋傳感器測量活塞（桿）運動位置。增壓油箱、單向閥和安全閥負責油液補償、分配和安全壓力控制，是機電靜壓伺服機構的標準配置[2,3,7]。

伺服電機泵是核心部件，也稱電液泵，將定量液壓柱塞泵的轉子柱塞組件與永磁同步伺服電機在結構上設計為一個整體。伺服電機浸油工作，其在驅動和控制上與常規(guī)伺服電機完全相同，在外形上也幾乎無差別，僅端面有兩個油口與液壓系統(tǒng)連接，與傳統(tǒng)的分體式電動泵相比，對內(nèi)省去了轉軸動密封，對外省去了接管嘴，也由兩個可組合、可分離的電機和液壓泵變成一個不可分割的產(chǎn)品，即伺服電機泵。由于減少了中間傳動環(huán)節(jié)和轉動慣量，更有利于實現(xiàn)高動態(tài)性能。

伺服電機泵與液壓作動器兩腔直接相連，省去了傳統(tǒng)液壓泵的液壓連接導管，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液壓作動器固有頻率的負面影響[5]。

試驗樣機基本設計參數(shù)如表1所示，考慮效率，機構峰值功率可為15 kW。

表1 試驗樣機基本設計參數(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)動機等大慣量負載的伺服機構控制回路簡化線性模型如圖4所示。其中，火箭發(fā)動機取其最低階模態(tài)振型，簡化為一個二階環(huán)節(jié)。伺服控制回路的設計，即伺服機構動態(tài)特性的實現(xiàn)，圍繞負載固有的結構諧振特性展開，即在抑制負載諧振的同時盡可能提高響應帶寬[5,9,10]。

圖4 機電靜壓伺服機構控制回路規(guī)范化數(shù)學模型

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

ωc，ζc是液壓作動器與負載共同作用的結果，有：

式中 β為液壓控制回路中的等效油液彈性模量；R為伺服機構搖擺負載的力臂；J為負載轉動慣量；V為液壓作動器兩腔（包含伺服電機泵控制油口到兩腔的油路）的總容積。

伺服機構及負載的基本控制模型與伺服閥控制的伺服機構在形式上相同，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個值分別取決于負載特性和作動器的設計。

比例和陷波網(wǎng)絡是數(shù)字化控制伺服機構的基本控制律。如圖4所示，控制器中的參數(shù)由軟件設置，具體有Kp，ωr1，ζr1，ωr2和ζr25個參數(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)絡相當于帶阻濾波器，用于抑制負載固有頻率點附近頻段的諧振。

大功率機電靜壓伺服機構動態(tài)特性分析如下：

a）泵控作動器的液壓固有頻率雖然相對于閥控偏低，但可滿足火箭發(fā)動機之類的大功率用途。這是因為火箭發(fā)動機之類的大慣量負載自身固有頻率ωr偏低。對于液壓作動器，無論閥控還是泵控，均可以實現(xiàn)較高的液壓固有頻率ωh。某火箭發(fā)動機的搖擺轉動慣量為1000 kg·m2，固有頻率ωr為100 rad/s，在如表1所示的作動器設計條件下，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)動機固有頻率ωr的1.8倍，得到的液壓機械綜合諧振頻率ωc=88.3 rad/s，只降低了5.6%，對于系統(tǒng)動態(tài)特性實現(xiàn)影響很小。

b）高度集成的伺服電機泵和機構設計，取消了液壓導管，減小了控制油液總體積，最大限度地降低了對液壓頻率ωh的負面影響[5]。

c）伺服電機泵是另外一個關鍵環(huán)節(jié)，也需要本身頻寬足夠高。

2.2 伺服電機泵的速度閉環(huán)控制模型

伺服電機采用正弦波永磁同步設計，轉子外形尺寸Φ44 mm×154 mm，轉動慣量8×10-4kg·m2（含電機轉子及液壓泵柱塞組件），功率密度高、轉子轉動慣量?。或寗幽K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)字信號處理器（Digital Signal Processor，DSP），用軟件實現(xiàn)空間矢量脈寬調制（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，實現(xiàn)較理想的動態(tài)響應特性[11,12]。簡化的伺服電機泵速度閉環(huán)控制模型如圖5所示。

圖5 伺服電機泵的等效控制模型

實測頻率特性曲線如圖6所示。

圖6 電機頻率特性試驗曲線與二階環(huán)節(jié)仿真比較

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

2.3 仿真及試驗結果分析

以某搖擺火箭發(fā)動機的模擬負載為被控對象，轉動慣量J = 1000 kg·m2，零位力臂長度R = 876 mm，固有頻率ωr= 100 rad/s，阻尼比ζr= 0.04。采用機電靜壓伺服機構試驗樣機進行控制，計算得到ωh=188.3 rad/s，ωc=88.3 rad/s，ζc=0.05。

伺服電機泵模型同上。

設計控制算法：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。

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

由圖7可得，機電靜壓伺服機構的-3 dB頻寬達到72.4 rad/s，-45°一階頻帶達到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 伺服機構擺動發(fā)動機負載的頻率特性仿真曲線

3 試驗研究及分析

3.1 試驗設計

采用上述搖擺發(fā)動機的模擬負載臺（見圖8）進行試驗，將控制器和驅動器合二為一（見圖9），控制參數(shù)與上述仿真分析相同。進行階躍信號和正弦信號掃頻測試，將伺服電機泵最大轉速設為6500 r/min。

圖8 試驗樣機驅動模擬負載臺

圖9 控制器、驅動器

3.2 階躍響應試驗

輸入幅值3°（滿幅值75%）的階躍信號，位移輸出以及伺服電機泵轉速實測曲線與仿真曲線的對比分別如圖10、圖11所示。

圖10 階躍響應特性曲線

圖11 階躍響應中伺服電機泵轉速曲線

實測得到最大速度14.5 (°)/s，超調量2.7%，穩(wěn)態(tài)誤差精度0.6%，可滿足大型運載火箭發(fā)動機搖擺控制需求。從圖11可以看出，伺服電機泵響應速度較快，加速到最大轉速僅需0.028 s，表明大功率高頻響伺服電機泵完全可行。

3.3 頻率特性試驗

采用幅值0.2°（5%滿幅值）的正弦信號對試驗樣機進行掃頻測試，得到負載擺角幅頻和相頻響應曲線，如圖12所示。由圖12可知，對于0.2°掃頻響應曲線，-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化誤差，但其準確度已可滿足工程使用。

圖12 幅值0.2°掃頻試驗響應曲線

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，如果采用精細調理的PID或自適應控制等優(yōu)化控制算法，還可實現(xiàn)更優(yōu)良的動靜態(tài)控制性能。

4 結 論

理論分析和試驗研究表明，大功率機電靜壓伺服機構具備運載火箭發(fā)動機搖擺控制所需的高動態(tài)能力。高度集成化的伺服電機泵和伺服機構本體設計，為實現(xiàn)高動態(tài)的速度閉環(huán)控制奠定了基礎，也使得油液彈性模量、控制容積等對液壓固有頻率有負面影響的因素降低到最小。機電靜壓伺服機構采取并聯(lián)伺服電機泵，在解決大功率問題的同時兼顧余度設計，同時滿足可靠性和使用維護性等需求，可作為中國未來運載火箭推力矢量控制的儲備方案。

[1] 曾廣商, 趙守軍, 張曉莎. 我國載人運載火箭伺服機構技術發(fā)展分析[J].載人航天, 2013,19(4): 3-10.

[2] 趙春, 趙守軍, 何俊, 等. 雙余度機電靜壓伺服機構故障隔離與重構技術研究[J]. 載人航天, 2015,21(3): 205-211.

[3] Garrison M, Davis M, Steffan S. Human-rated upper stage thrust vector control system architecture selection[R]. AIAA 2007-5848, 2007.

[4] Garrison M, Steffan S. Two-fault tolerant electric actuation systems for space applications[R]. AIAA 2006-4939, 2006.

[5] 王占林. 液壓伺服控制[M]. 北京: 北京航空學院出版社, 1987.

[6] Navarro R. Performance of an electro-hydrostatic actuator on the F-18 systems research aircraft[R]. NASA/TM-97-206224, 1997.

[7] 馬紀明, 付永嶺, 李軍, 等．一體化電動靜液作動器（EHA）的設計與仿真分析[J]. 航空學報, 2005,26(1): 79-83.

[8] 何俊, 趙守軍, 曲穎, 等. 一種高緊湊整體化機電靜壓伺服機構研究[C].北京: 中國航空學會航空機電、人體與環(huán)境工程學術會議, 2013.

[9] 趙迎鑫, 張曉莎, 趙守軍, 等. 新型大推力發(fā)動機負載動態(tài)模型的獲取和辨識方法[J]. 流體傳動與控制, 2008,5(30): 41-43.

[10] 尹傳威, 趙守軍, 陳克勤. 雙諧振點發(fā)動機推力矢量控制伺服機構算法優(yōu)化研究[J]. 導彈與航天運載技術, 2013(1): 21-26.

[11] 付永嶺, 李祝峰, 安高成, 等. 電液泵發(fā)展現(xiàn)狀與關鍵技術綜述[J]. 機床與液壓, 2012,40(1): 143-149.

[12] 管良永, 徐國卿, 袁登科. 永磁同步電機矢量控制系統(tǒng)設計與仿真[J].機電一體化, 2008(12): 51-53.

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（1990-），男，碩士研究生，主要研究方向為運載火箭伺服機構設計