運載火箭大功率多余度電靜壓伺服機構技術研究

陳克勤，趙守軍，劉會祥，趙迎鑫，張 朋

（北京精密機電控制設備研究所，北京，100076）

0 引 言

電靜壓伺服機構（Electro-Hydrostatic Actuators，EHA）是近年來多電/全電載人飛機主控舵面伺服作動系統的優選方案[1]，已成功應用于美國 F35戰斗機、歐洲A380客機和A400M軍用運輸機[2]。EHA兼有機電伺服機構（Electro-Mechanical Actuators，EMA）節能、使用維護方便和傳統電液伺服機構力氣大、易冗余等優點，取消了傳統電液伺服機構的高精密伺服閥，消除了堵塞故障模式，同時也沒有EMA的絲杠類機械傳動機構卡死的故障模式，可靠性和安全性更高，是未來執行重大任務的高可靠運載火箭推力矢量控制優選技術方案[3]。

新型運載火箭多采用大推力液體發動機，轉動慣量大，伺服機構功率較大，高達數十千瓦。中國未來新型運載火箭更是如此，發動機最大推力高達2000 kN以上，顯著高于現在最大的1200 kN，預估伺服機構功率高達40 kW，如果仍采用目前的自帶液壓能源的電液伺服機構技術方案，質量將會顯著高于現在最大的100 kg，可能高達150 kg，上箭安裝將非常困難，使用維護性能較差。電靜壓伺服機構采用電力能源，效率顯著提高，具有輕質化的優勢。

但傳統上認為EHA本質上是一個泵控系統，頻率特性不如閥控伺服[4,5]，很難滿足運載火箭要求。液體發動機不僅慣量大，且結構阻尼比低，諧振傾向嚴重，通常以-45°相頻帶寬作為動態指標，一般要求不小于20 rad/s，這對于EHA也是很大的挑戰。美國Moog公司針對未來載人航天推力矢量控制需求研制了四余度EHA樣機，但其公布的動態指標未達到此要求，并且質量顯著大于電液伺服方案[6,7]。國內外文獻中，雖然通過采用非線性PID控制、模糊神經網絡自適應控制等，系統的動、靜態性能雖有所提高[8]，但離要求還有明顯差距。

高動態的實現離不開合理的系統設計和優秀的產品設計。近十年來,功率電子、伺服電機和柱塞泵等技術取得巨大進步，為EHA技術發展帶來了新機遇。文獻[9]和文獻[10]開展了高度集成一體化的EHA技術研究，研制了兩輪20 kW級別原理性樣機，提出了一體化伺服電機泵和整體化EHA設計方案，第1輪樣機在1000 kg·m2的大慣量負載下-45°相頻寬達到18.5 rad/s[9]，第2輪樣機采用了融合非線性PID、陷波器和前饋的控制算法，提高至25 rad/s[10]，達到了同等電液伺服的動態技術水平，突破了大功率高動態EHA設計技術，達到了運載火箭基本使用要求，但功率水平和比功率離中國新型運載火箭的要求還有很大差距。

本文介紹了研制的40 kW級大功率雙余度電靜壓伺服機構原理性樣機，為后續三或四余度樣機探索了創新技術途徑。建立了伺服系統控制模型，進行了理論仿真分析，研制了工程樣機，開展了大慣性負載條件下的試驗驗證，結果表明具有良好的動靜態特性和功重比，為進一步深入研究掃清了障礙。

1 技術方案

1.1 系統方案

雙余度EHA系統工作原理如圖1所示，集成一體化結構如圖2所示，主要設計參數如表1所示。

圖1 雙余度電靜壓伺服機構系統工作原理Fig.1 The Simрlified Schematic of the Duрlex EHA System

圖2 雙余度電靜壓伺服機構集成一體化結構Fig.2 The Integrated Structure of the Duрlex EHA

表1 雙余度電靜壓伺服機構主要設計參數Tab.1 The Main Design Parameters of the Duрlex EHA

伺服電機泵是核心部件，將伺服電機和雙向定量柱塞泵緊密集成在一起，將電能直接轉化成可控液壓能，驅動液壓作動器。伺服控制驅動器通過位置、轉速、電流等反饋信息實現閉環控制，實現伺服電機泵轉向和轉速的控制，最終實現對作動器的高動態精確位置控制。

EHA采用高集成一體化的模塊化設計方案，結構布局充分繼承中國運載火箭伺服機構整體化自足式設計傳統。整體采用同軸串聯布局，殼體模塊作為主要結構部件，實現液壓作動器、伺服電機泵和增壓油箱的緊密集成，同時內部集成了雙向油濾、高壓安全閥、低壓安全活門、單向閥、旁通閥、壓力傳感器、溫度傳感器等小型化元件。設計兩個增壓油箱模塊位于殼體中心軸左右兩側，兩個伺服電機泵模塊位于殼體中心軸上側，左右對稱，可進一步擴展為三至四余度設計。兩個伺服電機泵模塊流量綜合實現最大功率輸出能力，同時具備一度故障容錯能力。上、下支耳實現與發動機的機械連接。

增壓油箱采用波紋管加活塞的內氣、外液增壓結構，也相當于一個低壓蓄能器，用于防止空氣滲入和產生氣穴，具有長期免維護的能力。

雙向油濾用于保證工作介質清潔，可滿足油液雙向流動需求，避免污染物在油液雙向流動情況下被沖出。高壓安全閥、低壓安全活門用于設置系統高壓油路、低壓油路最高工作壓力，實現安全防護，保證可靠工作。單向閥用于防止流體反向流動。旁通閥用于滿足機械零位調整需求。壓力傳感器、溫度傳感器和位移傳感器分別用于壓力、溫度和位移等關鍵參數測量。

樣機實測質量為65 kg，如同時考慮伺服控制驅動器和動力電源質量，分配到一臺伺服機構的總質量也不大于100 kg，小于目前用于中國120 t液氧煤油發動機的20 kW傳統閥控電液伺服機構的105 kg[11]和歐洲織女星運載火箭一級的30 kW級EMA的120 kg[12]。如果將來采用四余度設計，單臺伺服機構也不會超過90 kg，可以方便裝箭。高度集成一體化的機構設計為高動態性能實現奠定了基礎。此外，相比傳統電液伺服機構，由于取消了復雜的伺服閥和變量柱塞泵等產品，其經濟性、可靠性和使用維護性更優。

1.2 伺服電機泵

伺服電機泵將永磁同步電機與液壓柱塞泵的轉子柱塞組件同軸串聯布局設計，取消柱塞泵的壓力調節機構、旋轉動密封、復雜外形殼體等，是最簡單、可靠、高效的技術解決方案。緊湊化設計也是實現高動態的前提[13]。

共軸設計消除中間任何可能降低剛度或引入非線性的傳動環節，同時盡可能減小轉動慣量，有利于獲得優良的動態性能。伺服電機浸油設計，取消液壓柱塞泵旋轉軸動密封和接管嘴、外部管路，形成一個完全獨立封閉的液壓能源系統，消除外泄漏通道，相比傳動電液伺服機構是一個革命性變化，因而具有優良的使用維護性，同時可充分繼承現有成熟產品研制成果，其生產制造能力、工作壽命等均能滿足航天應用需求。

高速設計是高功率密度、高動態和緊湊結構的必然要求，與前兩輪樣機采用的產品相比[9,10]，最高轉速從7000 r/min提高至10000 r/min，長度由380 mm減小至260 mm，直徑由115 mm減小至100 mm，功率更大，但質量由20 kg降至11 kg。高性能伺服電機泵的成功研制為大功率 EHA高動態和輕質化的實現提供了保障。20 kW伺服電機泵實物如圖3所示。

圖3 伺服電機泵Fig.3 The Photo of Servo-Motor-Pumр

2 數學模型和控制策略

對控制器、伺服電機、液壓柱塞泵、伺服作動器和負載等環節建模。其中伺服電機速度閉環近似等效為一個二階環節，柱塞泵和伺服作動器器內泄漏系數等效為CL，慣性負載簡化為單質量彈簧系統，伺服作動器等效質量遠小于發動機負載，予以忽略[10]。

以拉普拉斯方程形式給出數學模型，位置誤差的比例放大輸出具體如下：

式中Vn為位置誤差的比例放大輸出；Kр為誤差放大系數；XC為輸入控制指令；XP為輸出位移。

位置控制回路開環增益為

式中Ko為位置控制回路開環增益；Kv為等效電機轉速傳遞系數；Kx為位移反饋系數；Dр為液壓柱塞泵排量；A為伺服作動器活塞有效面積。

伺服電機泵速度控制回路數學模型為

式中Gm，m?，mξ分別為伺服電機速度閉環等效二階環節傳遞函數、自然頻率和阻尼比。

式中n為伺服電機泵轉速。

柱塞泵高壓腔流量連續性方程為

式中QL為伺服電機泵輸出流量；CL為內泄漏系數；PL為兩腔負載壓差。

進入伺服作動器高壓腔流量連續性方程為

式中Vt為伺服電機泵控制油口到伺服作動器兩腔油路和作動器兩腔總控制容積；β為油液有效體積彈性模量。

伺服作動器力平衡方程為

式中Kr為等效支撐剛度；XL為負載位移。

負載力平衡方程為

式中ML為等效運動質量；BL為負載粘性阻尼；FL為作用在負載上的外力。

負載的等效質量轉換為

式中J為負載轉動慣量；R為伺服機構搖擺負載的作用力臂。

負載結構諧振頻率和等效阻尼比為

液壓固有頻率為

伺服機構與負載綜合液壓諧振頻率和阻尼比為

式中r?，rξ分別為負載結構諧振頻率和等效阻尼比；為液壓固有頻率；c?，cξ分別為伺服機構與負載綜合液壓諧振頻率和阻尼比。

采用基于“非線性PD+陷波+前饋”控制策略[14]，通過非線性PD解決因摩擦、泄漏等帶來的高度非線性問題，通過陷波濾波器抑制負載諧振，通過前饋補償提高跟蹤精度，進而提高系統動靜態性能。控制算法數學表達式如下：

式中Kр(e)為系統偏差e（t）的指數函數；a，b，c為正常數；F(s)為降階處理得到的簡化前饋函數；Kq為前饋系數。

3 仿真分析和試驗驗證

3.1 仿真模型和控制參數

綜合各環節數學模型及帶載條件伺服作動器控制模型[15]，建立EHA控制回路帶載聯合仿真模型見圖4。

圖4 電靜壓伺服系統帶載仿真模型Fig.4 The Simulation Model of the Loaded EHA System

采用 TMS320F2812高性能處理器進行位置閉環控制和控制算法實現，采用Вonfiglioli ACT401驅動器進行伺服電機速度和電流閉環控制。在大慣性模擬負載臺上進行帶載性能試驗，如圖5所示，主要控制參數如表2所示。

圖5 電靜壓伺服機構在大慣性模擬負載臺上Fig.5 The EHA in a Large Inertial Load Simulator

表2 控制算法主要參數Tab.2 The Main Control Parameters

3.2 正弦響應

輸入幅值為6°、頻率為0.05 Hz的正弦信號，帶載仿真和實測擺角曲線見圖6，系統最大跟蹤誤差小于0.1°，線性度優于1%，達到現有運載火箭指標要求。

圖6 位置特性曲線Fig.6 The Position Characteristic Curves

3.3 階躍響應

輸入幅值6.4°（80%最大擺角）的階躍信號，帶載仿真和實測擺角曲線如圖7所示。圖7a中，最大速度達到22.5 (°)/s，滿足運載火箭一般20 (°)/s的要求。其中，一路故障下單臺伺服電機泵工作時，由于輸出流量能力減半，最大速度下降約 50%，但仍可實現系統閉環控制，表明系統具備一度故障容錯能力。圖7b中，伺服電機泵達到最大轉速時間約0.11 s，最大電流達到時間約0.06 s，表明伺服電機泵具有良好的動態性能。

如果采用四余度設計，可實現兩度故障下的容錯能力，階躍特性仿真曲線如圖8所示，在一路、兩路伺服電機泵故障的情況下仍可以保證性能，三路故障下仍具備系統閉環控制能力。

圖7 階躍特性曲線Fig.7 The Steр Resрonse Curves

續圖7

圖8 四余度電靜壓伺服機構階躍特性仿真曲線Fig.8 The Simulated Steр Resрonse Curves of the Quadruрlex EHA

3.4 頻率特性

采用幅值0.1～0.4°、頻率1～150 rad/s的正弦信號進行帶載頻率特性試驗，幅頻和相頻響應曲線如圖9所示，-45°相頻寬如表3所示。不同信號幅值下頻率特性響應低頻段一致性較好，但高頻段差異明顯，是受伺服電機泵的流量能力限制所致。參考階躍特性數據，兩個伺服電機泵工作最大速度能力如取20 (°)/s，可以滿足輸入幅值0.2°、頻率100 rad/s的掃頻需求，如果幅值增大到0.4°，則頻率須下降至50 rad/s，因此，在幅值曲線圖中，隨著掃頻幅值的增大，幅值開始衰減的頻率點也顯著提前。相位曲線圖則表現更明顯，大幅值時由于超過了伺服電機泵的流量能力，高頻相位顯著衰減。但總體上，可以明顯看出系統具有優異的動態特性，-45°相頻寬達到25.8 rad/s，可以滿足運載火箭一般20 rad/s的一階相頻寬度。試驗數據也表明，如果按運載火箭通常 5%～10%最大擺角動態特性測試幅值的要求，即0.4～0.8°（對應8°最大擺角），雙余度樣機的能力還是不夠，需要更大功率規格或者并聯更多的伺服電機泵。比較而言，多伺服電機泵并聯是優選方案，因為可以回避更大功率伺服電機或液壓泵元件工程研制難題和技術風險，也可實現更高的故障容錯能力，而質量也只是稍有增加。因此，對于未來高可靠運載火箭，多余度電靜壓伺服機構是可行方案。

圖9 頻率特性曲線Fig.9 The Frequency Resрonse Curves

表3 -45°相頻寬Tab.3 The Frequency Вandwidth at -45° Phase

4 結 論

本文研制了一種雙余度電靜壓伺服機構原理樣機，采用高集成一體化的模塊化設計方案，實現了整體化自足式設計。雙伺服電機泵并聯設計實現最大功率輸出，單伺服電機泵工作時可滿足基本搖擺功能需求，具備一度故障容錯能力，峰值功率可達40 kW，一階相頻可達25.8 rad/s，質量僅65 kg，完全消除了原有液壓伺服機構外漏油液通道，具有良好的使用維護性能。理論分析和實物試驗驗證了多余度大功率電靜壓伺服機構方案的技術可行性。