坦克炮控系統直傳式驅動及其死區補償控制

袁東，　馬曉軍，　魏曙光，　閆之峰，　李長兵

(裝甲兵工程學院 控制工程系，北京 100072)

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坦克炮控系統直傳式驅動及其死區補償控制

袁東，馬曉軍，魏曙光，閆之峰，李長兵

(裝甲兵工程學院 控制工程系，北京 100072)

摘要:針對一種基于座圈電機的直傳式炮控系統中SVPWM調制死區導致逆變器輸出電壓發生畸變，從而引起電流和轉矩波動，影響系統低速平穩性的問題，首先分析了座圈電機的設計與控制模型；然后從分析逆變器單相橋臂死區原理入手，討論了電壓矢量空間中驅動死區效應及其與三相電流方向的關系，并據此建立了死區效應的等效電壓擾動形式；在此基礎上提出了基于自抗擾技術的死區補償控制策略。仿真與試驗表明，該方法能夠很好的抑制死區影響，有效減小電流和轉矩波動，同時其算法簡潔，易于工程實現。

關鍵詞:座圈電機；炮控系統；驅動死區；自抗擾控制

0引言

為了克服傳統炮控系統 “驅動電機+減速器”驅動模式中存在的齒圈間隙、彈性形變等非線性因素[1-2]，本文提出了一種基于座圈電機的炮塔直傳驅動結構，由于這種新型驅動結構中沒有減速器，因此要求座圈電機具有優良的低速性能。在低速運行時，系統驅動控制信號小，逆變器空間矢量脈寬調制(space vector pulce width modulation,SVPWM)深度變低，此時SVPWM控制脈沖寬度的調節范圍與調制死區寬度接近甚至相當，死區作用會導致逆變器輸出電壓發生嚴重畸變，從而引起電流和轉矩波動[3-4]，嚴重影響了系統的低速平穩性，制約炮控系統對遠程機動目標的連續跟蹤能力。

目前，死區效應及其補償方法研究已引起廣泛關注[5-9]，大部分研究集中在電壓反饋補償和電流前饋補償兩個方面，從實現方法來看，可分為硬件補償和軟件補償法，其基本研究思路是通過硬件檢測或者采用軟件估計各相電壓或電流極性，再根據不同的方法計算確定補償信號的相位和幅值，然后在調制電壓中疊加補償信號抵消死區影響。在工程實踐中，由于檢測滯后、A/D轉換誤差、PWM開關噪聲、零電流鉗位現象和軟件模型誤差等，難以實現實時精確補償，同時增加檢測電路還會帶來系統結構復雜、可靠性降低等問題。

針對上述問題，本文從分析逆變器死區作用過程及其影響入手，構建死區效應引起的等效電壓擾動形式。在此基礎上，根據“影響輸出的擾動必能從輸出信號中觀測出來”的基本思想，采用擴張狀態觀測器(extension state observer,ESO)直接從系統輸出信號中提取擾動量，進而設計自抗擾控制器(active disturbance rejection controller,ADRC)，實現驅動死區的實時補償。這種方法既不用額外增加硬件電路，又可有效避免模型誤差帶來的補償不準的問題；同時其算法簡潔，易于工程實現。

1基于座圈電機的炮控系統直傳式驅動

炮控系統是坦克火力控制主線的重要組成部分，其功能是克服坦克在行進過程中車體俯仰振動和水平振動的影響，驅動坦克炮進行瞄準，且能在瞄準目標后保持穩定，使炮身軸線方向始終穩定在所賦予的射角和射向上，實施行進間射擊，以水平向為例，坦克炮控系統結構如圖1所示。

圖1　炮控系統結構Fig.1　Structure of gun control system

系統主要由操縱臺、控制器、功率放大裝置(也即逆變器)、減速器和陀螺儀等檢測裝置組成。傳統炮控系統中驅動電機轉速一般設計為每分鐘幾千轉，因此都需要采用由多級齒輪組成的減速機械傳動裝置將其速度降到驅動火炮所需要的速度。而齒輪傳動裝置不可避免的存在齒圈間隙、彈性形變等非線性因素，造成系統產生換向振蕩與驅動延時等問題，制約了炮控系統的性能提升。

為此，提出一種基于座圈電機的新型驅動結構，即設計與炮塔座圈結構相似的大直徑、多極對數空心永磁同步電機，電機定子與車體固定，空心轉子與炮塔固定，直接驅動炮塔旋轉，這種大直徑多極對數電機稱為座圈電機。座圈電機替代了原結構中驅動電機、減速器和座圈的功能(如圖1虛線框所示)，取消了以往炮控系統中的減速機構，可有效克服齒圈間隙的影響，其結構如圖2所示。

圖2　座圈電機結構圖Fig.2　Structure of turret seat ring motor

如圖所示，為了支撐炮塔重量，定子與轉子之間裝有同軸推力軸承，定子和轉子通過固定栓連接在車體和炮塔上。由于電機的直徑大，并且轉子為空心式結構，故電機速度和位置傳感器安裝較為困難，為此設計時在連接板上安裝一個與座圈齒圈嚙合的彈性齒輪，編碼器與齒輪軸相連，隨彈性齒輪在座圈帶動下旋轉，從而檢測電機旋轉速度，其安裝位置如圖3所示。

圖3　座圈電機實物與傳感器安裝Fig.3　Turret seat ring motor and sensor installation

在文獻[1]假設條件下，座圈電機的定子電壓矢量方程可寫為

Us=RsIs+LspIs+p(ψfejθ)。

(1)

式中:Us、Is分別為定子繞組的電壓、電流矢量；Rs、Ls分別為繞組的電阻、電感值；ψf為永磁體磁鏈；θ為轉子位置角，p為微分算子。

將其變換到dq坐標系，有

(2)

式中：id,iq,ud,uq,Ld,Lq,Rd,Rq,ψd,ψq分別電流、電壓、電感、電阻、磁鏈矢量在dq軸上的分量；ωe為電機角速度。

根據牛頓運動定律，電機運動方程為

(3)

式中：J為轉子和炮塔總的轉動慣量；Te為電機電磁轉矩；Tf為摩擦阻轉矩，且有

(4)

式中：ωs為臨界速度；Tc為庫侖摩擦力矩幅值；Ts為最大靜摩擦幅值。

由于這種直傳式驅動結構中沒有減速器，因此要求座圈電機具有優良的低速性能。根據文獻[10-11]分析可知，由于式(4)中Tf具有非線性特性，容易造成炮塔在低速運行時出現“爬行”現象，特別是當電機轉矩Te存在波動時，“爬行”問題尤為嚴重，這樣就影響了系統的低速平穩性，制約了炮控系統對遠程機動目標的連續跟蹤能力。因此，分析電機轉矩Te波動特性及其原因成為驅動器設計時的一項重要任務。

2炮控系統逆變器SVPWM死區效應及其影響分析

逆變器采用SVPWM調制，逆變器與座圈電機主電路連接關系如圖4所示。

圖4　逆變器-座圈電機Fig.4　Inverter-turret seat ring motor

圖中，UDC為直流電源，o為直流電源零電位點，C1、C2為直流支撐電容，VT1～VT6為6個IGBT，D1～D6為6個續流二極管，A,B,C為電機三相繞組，n為電機繞組中點。

在SVPWM控制時，每組橋臂上下開關管IGBT根據控制信號交替導通，理想狀態下兩管的開通關斷控制信號保持同步。但實際工作時開關管的開關過程具有延時，為了防止同一橋臂兩個開關管發生直通，導通控制信號一般需要進行延時，即設置死區時間。下面首先以A相為例分析單相橋臂死區作用過程，進而討論逆變器SVPWM死區效應[3,6-7]。為了分析方便，規定電流流入電機方向為正方向，流出電機的方向為負方向。

2.1單相橋臂死區作用過程

圖5為A相橋臂死區作用過程圖，圖中VT1*和VT4*為理想開關過程，VT1和VT4為實際開關過程，在t1時刻前，VT1關閉，VT4導通，假定此時電流方向為負，電流流向為圖4中①方向。t1時刻，VT4受關斷控制信號作用在延時Toff后關閉，t1+Td時刻VT1在開通控制信號作用在延時Ton后開通。

在此過程中，存在ΔT=Td+Ton-Toff的死區時間。在VT1、VT4同時關斷的死區時間內，電流通過二極管D1續流，電流方向為圖4中②方向。如不考慮二極管的管壓降，則有

(5)

圖5　A相橋臂死區效應Fig.5　Dead time effects of A-phase bridge

根據電壓平均值原理，可求得在調制周期內由死區導致的驅動器輸出誤差電壓平均值為

(6)

相反的，如果當前電流方向為正，可與之類似的，求得誤差電壓的平均值為

(7)

綜合式(6)、式(7)，可得

ΔUao=αUDCsgn(ia)。

(8)

式中：α=ΔT/T。由此可見，死區存在相當于使得驅動器輸出電壓增加了擾動量ΔUao。

2.2驅動器SVPWM死區效應分析

與上分析類似的分析B相和C相橋臂，可得其誤差電壓平均值分別為

ΔUbo=αUDCsgn(ib)，

(9)

ΔUco=αUDCsgn(ic)。

(10)

對于星型連接的電機三相對稱繞組，可求得電機各相繞組誤差電壓為

(11)

代入式(7)～式(9)，可得

(12)

進一步，可得到誤差電壓的空間矢量表達式

(13)

由式(12)、式(13)可知，誤差電壓矢量的方向大小與三相電流的方向緊密相關。為此，接下來分析電壓空間矢量圖中各相電流的方向。

圖6為采用SVPWM調制的電壓空間矢量圖，與電壓矢量類似的，電機星型三相對稱繞組的電流矢量可表示為

(14)

且有

ia+ib+ic=0。

(15)

因此，當A相電流ia=0時，有

ib=-ic。

(16)

代入式(14)，可得

(17)

即A相電流為0時，電流矢量位于虛軸，其位置如圖6中虛線所示。且當ib>0時相位角為90°，ib<0時相位角為270°。

圖6　A相電流方向分析Fig.6　Direction of A-phase current

同理，可求出ib=0和ic=0時電流矢量，并得到各分區中三相電流的方向如圖7所示[12]。圖中符號從左到右依次代表A,B,C相電流流向，+表示正方向，-表示負方向，虛線表示各相電流過零點，根據各相電流方向的不同，可將矢量空間平面分為6個區域。

為描述方便，將圖7中的6個分區分別定義為Ⅰ-Ⅵ分區，根據各分區電流方向，并結合式(13)，可得到各分區誤差電壓矢量如圖8所示。

圖7　三相電流方向分區Fig.7　Direction classification of 3-phase current

圖8　各分區誤差電壓矢量Fig.8　Error voltage vector of every classification

在逆變器工作過程中，死區引起的誤差電壓會與理想電壓矢量合成，引起電壓矢量發生畸變，其合成原理如圖9所示。圖中，U0為理想電壓矢量，電流矢量I相位滯后U0相位以功率因素角φ，如此時電流矢量在分區Ⅰ，則其死區造成的誤差電壓為ΔU，與U0合成后形成電壓矢量為U。

當U0較大時，死區影響不大。但是當電機運行在低速狀態時，U0很小，甚至與ΔU大小相當或小于ΔU，此時死區作用會導致電壓發生嚴重畸變，根據狀態式(2)、式(3)可知，這種畸變會引起電流波動，從而導致轉矩波動。

3基于自抗擾技術的死區抑制策略研究

如上分析，逆變器SVPWM死區效應可等效為在其理想輸出電壓U0上增加了擾動量ΔU，因此座圈電機狀態方程式(2)可化為

(18)

式中，Δud,Δuq為擾動量ΔU在dq軸上的分量。

圖9　誤差電壓與輸出電壓矢量合成Fig.9　　　　Vector composition of error voltage 　　　and output voltage

根據圖8以及式(12)、式(13)，利用Park變換可計算得Δud,Δuq的值為

其中：Δu為電壓誤差等效擾動量ΔU的幅值，且有Δu=4αUDC/3。

由式(18)可知，狀態方程中除Δud,Δuq，dq軸之間還存在動態耦合量等。為了分析方便，本文將其統一作為系統廣義擾動量，即令fd=(-Rsid+ωeLqiq-Δud)/Ld,fq=(-Rsiq-ωeLdid-ωeψf-Δud)/Lq。則座圈電機dq軸方程可解耦成兩個帶擾動的一階系統

(19)

根據自抗擾控制技術對擾動的基本理論[13-14]，可將擾動分為兩類，即不影響系統輸出的擾動和影響系統輸出的擾動。對于前者，既然其不影響輸出，因此無需消除其影響；后者既然能影響被控輸出，其作用就應該反映在輸出信息中，因此也就可以采用合適的方法將擾動從輸出信息中提取出來。對于式(19)中的兩個一階系統，可建立兩個二階ESO

(20)

選擇合適的參數β1,β2，則式(20)可實現對系統式(19)中各變量的跟蹤，即zd1→id,zd2→fd,zq1→iq,zq2→fq。

取

(21)

并忽略zd2,zq2對fd,fq的估計誤差，式(19)可化為兩個簡單的積分子系統

(22)

設計比例控制器

(23)

將式(23)代入式(22)，有

(24)

綜上分析，式(20)、式(21)、式(23)構成自抗擾控制器，其控制結構如圖10所示。

圖10　ADRC控制結構圖Fig.10　Structure of ADRC

圖11　座圈電機矢量控制結構Fig.11　　　　Structure of vector control for turret　　　 seat ring motor

4試驗分析

圖12　補償前電流、轉矩波形Fig.12　Current and torque without compensation

圖13　補償后電流、轉矩波形Fig.13　Current and torque with compensation

圖14　炮控系統低速運行狀態曲線Fig.14　Curve of low-speed state

5結論

1)提出并設計了基于座圈電機的直傳式驅動系統，克服了傳統炮控系統 “驅動電機+減速器”驅動模式中存在的齒圈間隙、彈性形變等非線性因素，造成的換向振蕩與驅動延時等問題。

2)分析了逆變器單相橋臂死區原理，討論了電壓矢量空間中驅動死區效應及其與三相電流方向的關系，并據此建立了死區效應的等效電壓擾動形式。

3)提出了基于自抗擾技術的死區補償控制策略，直接從系統輸出信號中提取擾動量并進行實時補償，有效的減小電流和轉矩波動，同時算法簡潔，且無需額外增加電路，易于工程實現。

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(編輯：張楠)

Direct-transmission drive and dead time compensation control of tank gun control system

YUAN Dong,MA Xiao-jun,WEI Shu-guang,YAN Zhi-feng,LI Chang-bing

(Department of Control Engineering，Academy of Armored Force Engineering,Beijing 100072,China)

Abstract:In a direct transmission gun control system based on turret seat ring motor,the SVPWM modulation dead time causes the fluctuation of current and torque,which affects the low-speed stability.Aiming at the problems above,the design and the control model of turret seat ring motor were analyzed firstly.And then,the principle of dead time in single-phase bridge inverter,the effects of dead time in voltage vector space and its relationship with direction of three-phase current were discussed.On the basis of that,the equivalent voltage disturbance of dead time was built up and the compensation control method based on active disturbance rejection control technique was proposed.The simulation and test result shows that the influences caused by the dead time were restrained and the fluctuation of current and torque were reduced soundly.And the method is simple and prone to realize in engineering.

Keywords:turret seat ring motor; gun control system; drive dead time; active disturbance rejection control

收稿日期：2014-12-20

基金項目：國防“十二五”預研項目(40401020103,40405070201)；軍隊重點科研項目(2011ZB06)

作者簡介：袁東(1981—)，男，博士，碩士生導師，研究方向為武器系統運動控制；

通訊作者:章桐

DOI:10.15938/j.emc.2016.05.016

中圖分類號:TJ 81

文獻標志碼:A

文章編號:1007-449X(2016)05-0111-08

馬曉軍(1963—)，男，教授，博士生導師，研究方向為武器系統運動控制與車輛電氣系統控制；

魏曙光(1975—)，男，博士，副教授，研究方向為軍用功率變換技術；

閆之峰(1978—)，男，博士，研究方向為電機與驅動控制；

李長兵(1971—)，男，副教授，研究方向為特種電機設計。