離心式作動器及驅動系統研究與實現

呼明亮, 王凌偉, 陳奎, 閆穩

(航空工業西安航空計算技術研究所, 西安 710065)

直升機飛行時由于承受旋翼、尾漿、傳動系統和發動機等運動部件的周期持續性振動載荷作用,引起機體的振動響應,直接影響著直升機的安全性、舒適性、使用壽命和機載設備的工作可靠性[1]。因此,進行直升機振動主動控制,抑制直升機飛行中機體的不利振動,對于提升直升機的安全性、舒適性以及軍用直升機戰斗力來說,具有重要的理論和現實意義[2]。

直升機結構響應主動控制(active control of structure response, ACSR)是一種基于機身的主動控制方法,結合反共振概念與現代控制技術[3]。基本原理為在直升機主要模態的非節點位置上施加主動控制力,利用振動波的疊加定理,實現振動能量的抵消,達到減振的效果[4]。作動器是ACSR系統中的核心執行部件,離心式作動器由于適用頻帶寬、輸出力大、尺寸緊湊、重量較輕、功率較小等顯著優勢獲得了廣泛應用[5]。離心式作動器控制系統通過控制電機轉速、位置和初始相位,實現作動器輸出力頻率、幅值和相位的調節,從而達到振動減振效果[6]。國外對振動主動控制系統的研究主要集中在高功重比作動器設計[7]、作動器數量和位置的優化[8]、基于頻域的自適應控制律研究等[9],并且在EH101、EC225/EC725、CH-47D、S-76、S-92A和X2等直升機機型中正式裝備了ACSR系統[10]。國內對振動主動控制系統的研究相對較晚,文獻[11]提出了一種直升機振動主動控制動態建模誤差的消除方法,通過建立動態諧波控制權重矩陣,提高了頻響辨識方法的控制精度,通過實驗驗證了方法的有效性;文獻[12-13]提出了一種頻率響應函數的諧波識別算法,解決振動主動控制系統建模誤差和時變激勵參數引起的偏差,實現了高效、自適應的控制算法;文獻[14]提出了基于參考信號重構的最小均方法(least mean square-mixed sensitivity robust control method based on reference signal reconstruction,LMS-MSRC),以簡化控制算法,較少參數調整,實現參數自動識別和自適應控制算法,獲得了更快的瞬態擾動印制響應速度和多頻直升機振動響應收斂速度,系統具備較好的魯棒性;文獻[15]提出了基于單片槳葉調節的直升機旋翼振動主動控制方法,將最優控制方法應用到槳葉耦合模型求解,僅通過調整每片槳葉變距拉桿的以旋翼錐體為約束的主動減振方法;文獻[16]發明了一種用于振動主動控制的離心式作動器,利用電機與電機錐齒輪推動偏心塊旋轉,通過錐齒輪同速反轉機構產生離心式作用力,實現振動主動抑制,具備結構緊湊、功能界面清晰和空間利用率高的特性;文獻[17]發明了一種振動主動控制離心式作動器用的扇形圓環偏心輪設計方法,對同質徑積的內外環偏心輪進行組合設計,通過偏心輪組的同速反轉實現離心式作動器的振動力定向,以達到結構空間的最大利用,離心式作動器具備小型化優勢,結構重量輕、適應頻帶寬和減振效果突出等顯著優勢;文獻[18]針對離心式壓縮機故障,提出了一種主動容錯控制系統,通過將故障值替換為與其他健康傳感器并行運行的觀測器模型,并與數學模型進行冗余比較,提供故障預估,進行故障診斷和隔離,該方法可應用到相似結構的離心式作動器系統,以提高系統的可靠性。

因此,現研制一套基于永磁無刷直流電機驅動的離心式作動器原理樣機,研究系統各部件組成和功能原理,分析作動器輸出力頻率、相位和幅值的調節方式,針對電機參數、隔離驅動電路、母線支撐電容等關鍵部件進行參數設計。最后對電機控制精度和振動抑制效果進行實驗驗證。

1 離心式作動器設計

1.1 作動器結構設計

振動主動控制系統中,作動器是實現結構響應主動控制的重要核心部件。離心式作動器的實質是產生期望正弦輸出力,頻率、相位和幅值可依據外部振動源信號變化。單組作動器振動執行單元組件結構圖如圖1所示,主要由無刷直流電動機、主動齒輪、輔動齒輪、兩個傳動齒輪和一組角度位置編碼器構成。系統工作原理為電機驅動一對互相咬合的偏心輪同速反向旋轉,從而產生離心力,該離心力在一個方向抵消,在另一個方向疊加,合力形成單個執行組件的輸出力。系統共配置兩組作動器振動執行單元組件,通過控制兩個電機轉動相位差,即可實現控制輸出力大小調節的目的。

設偏心質量塊的質量為m1,偏心等效距離為r1,偏心塊等連接件質量為m2,等效距離為r2,電機轉動角速度為ω,單個偏心輪產生的離心力f為

f=m1ω2r1+m2ω2r2

(1)

由于兩個偏心輪同速反向旋轉,橫向離心力相互抵消而縱向離心力相互疊加,設偏心輪的轉動位置為ωt,則縱向離心合力Fy為

Fy=2(m1ω2r1+m2ω2r2)sinωt

(2)

圖1 作動器振動執行單元組件結構圖Fig.1 Component structure diagram of actuator vibration execution unit

系統共配置兩組作動器振動執行單元組件,通過控制伺服電機轉動初始相位分別為(θ+α)和(θ-α),實現對執行單元輸出力相位和幅值控制。

依據式(2),可計算得兩組作動器振動執行單元組件輸出力Fy1和Fy2分別為

Fy1=2(m1ω2r1+m2ω2r2)sin(θ+α+ωt)

(3)

Fy2=2(m1ω2r1+m2ω2r2)sin(θ+α+ωt)

(4)

故可以計算得作動器輸出合力Fy合為

Fy合=4(m1ω2r1+m2ω2r2)cosαsin(θ+ωt)

(5)

設置偏心質量塊的質量m1=0.0 601 kg,偏心等效距離r1=0.055 m,偏心塊等連接件質量m2=0.325 kg,等效距離r1=0.075 m,設振動源頻率f=21.5 Hz,則電機轉動角速度為ω=2πf≈135 rad/s,依據式(2)可計算得單組作動器振動執行單元輸出的最大合力為1 294 N,由式(5)可計算得兩組作動器振動執行單元輸出的最大合力2 588 N。

圖2 作動器控制系統功能框圖Fig.2 Functional block diagram of actuator control system

因此,偏心塊的質量、連接件質量、偏心距等效距離和轉速共同決定了單組作動器振動執行單元組件的輸出力,通過調整兩組電機相位差α,可實現作動器輸出力幅值控制;通過調整電機轉動相位θ,可實現作動器輸出力相位的調整,通過調整電機轉速ω,可實現作動器輸出力頻率的調整。當作動器輸出力與振動源相位和頻率均一致,幅值相反時,即可達到主動振動減振效果。

1.2 伺服電機參數設計

電機穩態轉動時,切向受力平衡,當偏心塊垂直向上旋轉時,受到的切向力與重量平衡,重力加速度g=9.8 065 m/s2,則電機輸出力矩T為

T=2(m1gr1+m2gr2)=0.696

(6)

設置電機輸出齒輪和傳動齒輪間設計減速比λ為 3.21,設電機的運行效率η為86%,可計算的永磁無刷直流電機輸出工作扭矩T電機為

(7)

振動源頻率f偏心輪=21.5 Hz,偏心輪轉速n為

n=60f偏心輪=60×21.5=1 290

(8)

依據式(8)可計算得電機工作轉速n電機為

n電機=nλ=1 290×3.21=4 140.9

(9)

需要配用額定力矩0.252 N·m, 額定轉速為4 140.9 r/min的無刷直流電機。MAXON公司生產的EC60 flat 411678無刷電機,最大連續轉矩0.289 N·m、轉速3 740～4 250 r/min,可滿足控制要求。

2 作動器伺服控制系統設計

2.1 控制系統概述

作動器伺服控制系統功能框圖如圖2所示,振動主動控制器通過控制器局域網絡(controller area network, CAN)總線與作動器控制器進行指令交互。作動器系統實時采集加速度和旋翼轉速傳感器信號,確定振動結構的頻譜特性,產生控制指令。系統主要包括功率驅動電路、三相全橋功率變換電路、電壓和電流監控電路、電機、偏心輪轉速、位置傳感器等組成。系統共配置兩路電源:一路為功率電源Vbus1,用于功率變換;一路為工作電源Vbus2,經直流/直流變換器(direct current/direct current converter, DC/DC)后,產生二次電源和隔離電源。系統采用處理器(digital singnal processor, DSP)+ 現場可編程邏輯門陣列(field programmable gate array, FPGA)方式實現兩組作動器振動執行單元永磁無刷直流電機的控制,利用DSP的靈活性和高運算能力實現與振動控制器的通訊、電機控制算法,利用FPGA的高實時和高確定性實現功率電路狀態和轉動位置信息的解算,實現電機故障診斷。

2.2 功率驅動電路設計

圖3所示為單相橋功率驅動電路,系統選用隔離式雙通道柵極驅動器ADuM3223作為隔離功率橋驅動,該器件能提供的峰值驅動電流4 A,耐受電壓峰值為800 V,輸入端供電電壓為+3.3 V,輸出端供電電壓為+15 V。該驅動芯片具備低傳輸延遲和脈寬失真度特性,功率上橋臂驅動采用自舉供電方式。下橋臂導通時,電源通過自舉二極管DBoot給自舉電容CBoot充電;上橋臂導通時,CBoot上的自舉電壓驅動上橋臂場效應管導通[13]。系統共配置6路單相橋功率驅動電路,構成2組三相功率全橋。ADuM3223需要的隔離電源采用隔離式DC/DC專用芯片 DCP020515,輸入電壓5 V,輸出電壓15 V,最大輸出功率2 W,最小隔離電壓1 kVrms。

功率驅動電路周期變換中,自舉二極管的導通損耗和反向關斷損耗嚴重[14],系統選用快速恢復碳化硅肖特基二極管C4D02120E作為自舉二極管,該二極管可承受最大反向電壓1 200 V,正向穩態導通電流4.5 A,導通電壓小于2.5 V,可降低系統損耗。自舉二極管周期充放電流的最大值IDBoot(Pk)通過串接的電阻RBoot限制,RBoot的阻值選取值范圍為1～20 Ω,自舉二極管的導通電壓VBDF取值為0.7 V,初級電源VDDA為3.3 V,當RBoot=4.4 Ω,自舉二極管的最大電流值為

(10)

圖3中柵極驅動電阻RON/ROFF被用于限制寄生電感、電容影響,抑制電壓和電流變化和續流二極管影響,減小開關損耗和電磁干擾。

圖3 單相功率驅動電路Fig.3 Single-phase power drive circuit

當功率管柵極動態阻抗RNMOS=1.8 Ω,導通電阻RON=4.4 Ω,關斷電阻ROFF=2.2 Ω, 忽略功率管柵極初始電阻RGFET_Int的影響時,單相功率橋的上橋臂驅動端和下橋臂驅動端的拉電流IOA+和IOB+分別為

(11)

(12)

下橋臂驅動電阻ROL=1.2 Ω,反并聯二極管導通電壓VGDF=0.7 V,依據驅動電壓、二極管導通電壓和功率管導通壓降,計算單相功率橋的上橋臂驅動端和下橋臂驅動端的灌電流IOA-和IOB-分別為

(13)

(14)

由此可知,驅動端拉電流滿足小于4 A要求,灌電流滿足小于6 A要求。

2.3 直流母線支撐電容設計

直流母線支撐電容為負載提供“無感”的直流電源,可減小功率開關器件向直流母線索取紋波電流和脈沖電流受線路中寄生電感的影響。為滿足系統耐壓高、吸收紋波電流能力大、可靠安全要求,系統選用薄膜電容器作為直流母線支撐電容[15]。設置電機額定轉速為4 140.9 r/min,工作頻率f=21.5 Hz,電機極對數p=7,系統可承受的紋波電壓波動范圍為工作電壓15%,若工作電壓為36 V,則可計算的紋波電壓Uripple=5.4 V,可承受的紋波電流為3 A,可選取的最小薄膜電容C為

(15)

考慮一定的裕量,選取耐壓為200 V,電容量為200 μF的薄膜電容作為三相功率橋的直流母線支撐電容。

3 控制策略設計

3.1 工作模式設計

圖4所示為作動器控制器工作模式轉換圖,軟件主要包括上電自測試(built-in test, BIT)模式,正常工作模式、安全保護模式、失效保護模式和下電停機模式。上電BIT模式下,主要完成硬件初始化、系統自檢和勢能預訂的中斷處理,為進入下一個模式做準備。正常工作模式下,主要完成命令接收、數據處理和功率輸出等任務。安全保護模式下,主要完成諸如短時間的過壓過流等可控的異常情況的處理,并保護控制器和電機不受損害。失效模式下,主要通過無源器件完成諸如功率管短路故障等不可控的異常情況。下電停機模式主要完成下電后硬件狀態管理、數據儲存和現場保護等工作。地面維護模式主要完成地面狀態下控制算法的開發、NvRAM故障數據下載、系統仿真等功能。

圖4 工作模式轉換圖Fig.4 Diagram of working mode conversion

圖5 無刷直流電機控制策略Fig.5 Control strategy of brushless DC motor

3.2 無刷直流電機控制算法設計

圖5所示為無刷直流電機控制策略,正常模式下電機接收控制指令,如果命令為工作于運行狀態,依據相電流信息確定脈沖寬度調制(pulse width modulation, PWM) 占空比上下限,根據當前的相位、速度和電流反饋,分別計算相位、速度和電流的比例-積分-微分 (proportional integral derivative, PID)參數。計算PID參數時外環計算結果折算內環,得到閉環控制量,控制策略同時設置前饋算法,計算開環控制量。閉環控制量和開環控制量二者相加作為最終輸出。自檢狀態下,如果系統故障,置PWM占空比為0,輸出安全態。

圖6 振動實驗臺Fig.6 Vibration test bench

4 實驗

圖6所示為振動實驗臺,主要用于離心式作動器的力輸出和控制算法驗證,實驗臺由機械單元和測量單元兩部分組成,機械臺單元由剛性工作臺面、空氣彈簧和機械支撐結構組成,剛性工作臺面可同時安裝5臺作動器,用于模擬飛機振動應力響應,剛性工作臺面垂直方向承載力不低于15 000 N,工作臺面下安裝4個空氣彈簧,當作動器輸出力作用于工作臺面鋼板時,鋼板擠壓空氣彈簧,產生振動,從而模擬飛機機體振動。每個空氣彈簧受力<450 kg,最大行程<20 mm,自振頻率<3 Hz,避免系統共振,保證實驗安全性。實驗臺測量單元配置4個拉壓力傳感器和加速度傳感器。

圖7為電機力矩實驗臺,用于測量電機轉速和實現力矩加載。力矩加載采用磁粉離合器方式實現,通過在傳動單元和從動單元間填充磁粉,根據電磁原理和利用磁粉傳遞扭矩,扭矩與電流呈線性關系,同時保證磁性線圈不導電時,轉矩不會從從動軸傳遞于從動軸,從而獲得高精度轉矩控制和連續滑動轉矩獲得,具備耐熱、耐磨、耐氧化等特性,使用安全可靠、壽命長。加載力矩范圍0～10 N·m,測量精度0.1 N·m,最大轉速12 000 r/min,具備熱保護和轉速保護功能。

圖7 無刷直流電機控制策略力矩實驗臺Fig.7 Torque test bench

實驗時,先將作動器內的一組偏心輪旋轉,作為振動源,振動源電機通過實時采集安裝在在電機的霍爾位置反饋,完成電流和轉速閉環控制,電機穩態旋轉速度為4 141 r/min,作用于振動實驗臺剛性工作面,經空心彈簧放大,剛性工作面開始振動,振動頻率為21.5 Hz,用于模擬直升機旋翼系統引起振動。當振動源電機進入穩態工作后,作動器驅動另一組偏心輪旋轉,作為振動主動抑制源。主動抑制源電機通過實時采集安裝在偏心輪上的角度位置反饋和安裝在電機的霍爾位置反饋,完成電流、轉速和位置的三閉環控制,從而產生與振動源反相位,同頻同幅值的反作用力,到達抑制振動源的效果,作動器通過監控剛性工作臺面的加速傳感器數值,評估振動主動抑制效果。圖8所示分別為振動源電機相電壓波形,振動源電機相電流波形,抑制源電機相電壓波形和抑制源電機相電流波形。通過對比分析實驗波形,可以得出如下結論:振動源電機和抑制源電機轉動頻率相同,經測試,電機轉速誤差最終被控制為1%以內,位置響應時間50 ms以內,說明抑制源電機做到了較高的轉速、位置跟隨。進一步測試振動量值,振動被抑制在0.001 5g(g為重力加速度)以下,說明系統取得了較好的控制性能。

圖8 振動源電機和抑制電機的相電壓和相電流波形Fig.8 Waves of phase voltage and current based on vibration motor and suppress motor

5 結論

設計并研制了永磁無刷直流電機作為驅動源的離心式作動器及控制系統。針對離心式作動器執行單元組件、電機參數選型和永磁無刷直流電機隔離驅動電路、母線支撐電容等關鍵部件參數進行了詳細設計,得出如下結論。

(1)設計了離心式作動器執行單元組件,系統共配置兩組執行單元,每組執行單元通過電機驅動一對互相咬合的偏心輪同速反向旋轉,產生固定方向的輸出力,通過調節兩組執行單元轉動相位差、角度和轉速,實現輸出力幅值、相位和頻率的調節,具備輸出力大、尺寸緊湊、重量較輕、功率較小等特點。

(2)選擇MAXON公司生產的EC60 flat 411678無刷電機作為振動驅動源,最大連續轉矩0.289 N·m,轉速范圍為3 740～4 250 r/min,可滿足離心式作動器輸出力0.252 N·m,轉速4 140.9 r/min要求,系統具備較高的運行效率和較小的尺寸、重量。

(3)建立了永磁無刷直流電機驅動系統,采用隔離式雙通道柵極驅動器ADuM3223作為隔離功率橋驅動,選用薄膜電容器作為直流母線支撐電容,提升了系統可靠性。

(4)完成了振動主動控制的抑制特性實驗,電機轉速誤差最終被控制為1%以內,位置響應時間<50 ms,振動抑制在0.001 5g以下,取得了較好的控制效果。