基于正交式磁結構及原邊功率控制的無人機無線充電系統

蔡春偉 姜龍云 陳 軼 武 帥 張志鵬

（1. 哈爾濱工業大學（威海）新能源學院 威海 264209 2. 中國人民解放軍92578部隊 北京 100161）

0 引言

無人機（Unmanned Aerial Vehicle, UAV）具有控制靈活、結構簡單、造價低等優點，廣泛用于監測、植保、巡檢、救災等方面[1-3]。無人機的飛行時間是衡量其性能的一個重要指標，是決定無人機的飛行范圍、獲取信息量、執行任務數量與質量的關鍵因素[4]。因此，如何有效地延長無人機的飛行時間是一個關鍵問題。

延長無人機的飛行時間目前有兩種方法：第一種方法是增加鋰電池的容量，但無人機的載重能力有限，鋰電池過重會影響其性能；第二種方法是及時地對無人機進行充電，若使用傳統的有線插拔充電方式，會耗費大量人力，且降低無人機的靈活性，若充電過程不需要人工干預則會大大提高無人機執行任務的效率[5]。文獻[6]提出無人機通過調整飛行的軌跡借助風能來增加飛行時間，但此方法受環境條件的影響過大，并且飛行路徑的靈活性不足。文獻[7]提出在無人機機翼上安裝光伏電池，但此方法過于依賴太陽輻射，僅限制在白天運行。并且這兩種技術只能針對固定翼無人機，而多旋翼無人機沒有足夠的機翼來應用。文獻[8]提出激光波束技術給無人機充電，但此方法的電源始終要移動靠近于無人機，增加無人機運行的成本，而且激光會對生物體造成嚴重危害。

無線充電可以通過非物理直接接觸實現能量的無線傳輸，具有高安全性、強可靠性和易于實現充電過程自動化的優勢[9]，因此無線充電技術在電動汽車充電[10-11]、機器人充電[12]等多領域得到了廣泛研究。無人機的高效自主無線充電將是推動無人機發展的創新性方法，采用無人值守的充電基站對無人機進行無線充電，可以彌補其短時運行的局限性。

目前關于無人機無線充電技術的研究還較少。文獻[13]將一個小型接收線圈安裝在無人機起落架底部，此耦合裝置的磁場作用空間小，對無人機的設備產生影響較小。然而小的接收線圈導致其捕獲磁通的能力較差，無法進行大功率傳輸。文獻[14]提出將接收線圈圍著四軸無人機的機臂來繞制，研究了效率為71%的35W無人機無線充電系統，但該系統未對閉環充電控制開展研究。此接收線圈會造成無人機整體的體積增加，妨礙其靈活性和機動性，使無人機極易受到外界環境的影響和破壞，影響系統的穩定性。文獻[15]研制出了一款最大充電效率為63.4%的51W六翼無人機無線充電系統，提出將接收線圈懸空橫放在無人機的兩機翼間的機側，接收線圈的質量以及外界環境都會容易使六翼無人機不平衡，難以操控。文獻[16]提出將平面空心接收線圈放置于機架的中心板下，系統傳輸功率為70W，效率為89%，使用副邊DC-DC電路對系統進行恒流充電。此系統的接收線圈占據了無人機下方的大部分空間，無人機云臺等設備無法安裝，并且接收線圈的位置也可能會導致磁通進入機體內干擾設備。

由文獻分析可知，無線充電技術在無人機充電領域的應用尚未成熟，存在一些問題亟待解決，傳統的面對面式的磁耦合裝置存在對無人機結構的適應性差、對無人機漏磁干擾強、耦合能力不足的問題，因此有必要結合無人機特殊外形及實際工程特點設計一種新型磁耦合裝置。此外，當前無線充電系統廣泛采用的副邊功率控制會過多增加無人機機載側的重量，可見研究一種無人機機載側結構簡單、體積小、重量輕的功率控制方案對提升無人機無線充電技術具有重要意義。由于無人機異型結構的特殊性和載荷的有限性，無人機無線充電系統設計需要考慮的四個關鍵問題為：①磁耦合裝置對無人機結構的適應性；②裝載于無人機的接收側的重量；③充電控制方法；④無線充電系統對無人機的電磁干擾。針對以上問題本文設計了一套可靠有效的無人機無線充電系統，該系統使用原邊功率控制技術實現對無人機鋰電池精確的恒流/恒壓閉環充電，提高了無人機充電系統的效率和實用性；使用正交式磁結構的耦合裝置，接收線圈較輕，利用Ansys-Maxwell進行了有限元分析，發現此耦合裝置具有磁場分布良好、耦合能力強的特點；最后建立了一個500W無人機無線充電樣機，驗證了該方案的有效性。

1 無人機無線充電耦合裝置

1.1 耦合裝置結構分析

耦合裝置是無線充電系統中的重要部分，其性能決定了系統電能傳遞能力和傳遞效率。耦合裝置的發射線圈結構決定磁場的分布情況，良好的磁場分布有利于提高耦合裝置的電能傳輸效能。單極性和雙極性發射裝置的磁場分布如圖1所示，圖中的閉合曲線為磁力線。單極性發射裝置的磁場是以發射線圈的兩邊為中心向外擴散，線圈中心位置上方磁力線較稀疏，整體磁場較發散。雙極性發射裝置的磁場是以發射裝置的中心位置向外擴散，中心位置上方磁力線較密集，兩側向外發射的漏磁場強度較弱，磁場收斂性較好。因此，本次設計采用了雙極性發射裝置。

圖1 單極性、雙極性發射裝置的磁場分布Fig.1 Magnetic field distribution of monopolar and bipolar transmitter

針對雙極性發射裝置，本文通過改變發射線圈的纏繞方式，提出四種發射結構，使用Ansys Maxwell有限元仿真工具對其進行建模分析如圖2所示。為對比公平，將四種結構的匝數、鐵氧體體積等參數設定一致。根據仿真結果可得Ⅰ~Ⅳ號耦合裝置的耦合系數分別為0.328、0.327、0.275、0.296。此外，Ⅰ、Ⅱ號耦合裝置的發射平臺下方漏磁場強度較弱，磁場分布良好；Ⅲ、Ⅳ號耦合裝置下方磁力線較密集，會在發射平臺下方產生較多漏磁通。由于Ⅰ號耦合裝置的耦合系數最高，磁場分布也更好，故本文選擇Ⅰ號雙極性平面型發射裝置。

圖2 Ⅰ~Ⅳ號耦合裝置仿真模型及其磁場分布Fig.2 Simulation model of magnetic coupler Ⅰ~Ⅳ and its magnetic field distribution

在磁設計過程中，通常會在原、副邊添加鐵氧體來增強耦合能力。但易碎的鐵氧體如果添加在無人機機載側，極易在無人機降落過程中損壞。若將接收線圈水平放置在無人機機腹部位置，會占據云臺的空間，而且泄露的磁通將進入無人機內部。基于以上原因，本次設計采用一種垂直于充電平臺的空心接收線圈結構，如圖3所示。形成的無人機無線充電耦合裝置如圖4所示，發射裝置采用了兩個發射線圈和放置在線圈下的鐵氧體磁心；接收線圈垂直放置，能有效地接收發射裝置發出的水平磁通，實現發射裝置與接收裝置的有效耦合；鐵氧體下方放置鋁板，可起到增加耦合裝置機械強度及漏磁屏蔽的作用。相比傳統的面對面式耦合裝置，所提出磁耦合裝置的接收線圈和發射線圈氣隙小，耦合能力強；接收線圈不改變無人機外形，占用無人機空間小，質量輕，易安裝。

圖3 無人機正交磁耦合裝置磁結構Fig.3 Orthogonal magnetic structure for UAVs

圖4 無人機無線充電示意圖Fig.4 Diagram of the UAV wireless charging system

根據無人機起落架的尺寸結構，設計的耦合裝置參數見表1。系統漏磁是無線充電系統設計需要考慮的重要方面，使用Ansys Maxwell有限元仿真工具構建耦合裝置的仿真模型，其橫截面磁場分布情況如圖5所示。可以發現，發射磁場分布在發射平臺附近，而且接收線圈可以較好地捕獲發射磁通。

表1 耦合裝置參數Tab.1 Parameter of magnetic coupler

圖5 正交磁耦合裝置橫截面磁場分布Fig.5 Cross section magnetic field distribution of orthogonal magnetic coupling device

1.2 耦合裝置容錯位能力分析

無人值守無人機的自主精確降落技術配合無人機充電基站內的輔助對準的機械裝置，可以確保無線充電系統處于良好對準的情況下進行充電[17-19]。但在特殊情況下可能會出現小范圍的錯位，為了使無線充電系統能正常運行，需要耦合裝置具有一定的容錯位能力。恒定的電感是原邊和副邊補償電路穩定工作的基礎，恒定的互感是穩定功率傳輸的基礎。因此，耦合裝置的互感以及原、副邊的自感隨錯位變化程度決定容錯位能力的強弱。

為了測試耦合裝置的容錯位性能，以發射線圈中心為原點，將接收線圈在X軸、Y軸和夾角45°方向進行偏移測試，錯位方向標注如圖3所示。分別測試原邊、副邊電感和互感隨錯位變化情況，如圖6所示。由測試結果得到，在三個方向0~20mm偏移范圍內，原邊自感在±1μH范圍內發生變化，副邊自感在±0.5μH范圍內發生變化，電感值變化小，系統的穩定性受原副邊自感變化的干擾小。當在X軸方向的0~20mm范圍內出現偏差時，互感幾乎是恒定的；當在45°方向偏移20mm處時，互感值下降28.3%；當在Y軸方向偏移20mm處時，互感值下降55.6%。本文耦合裝置X軸方向比Y軸方向具有更強的容錯位能力。

圖6 偏移時耦合裝置參數變化情況Fig.6 Parameters variation of coupler with misalignmen

2 無人機無線充電原邊功率控制系統設計

2.1 系統總體設計

功率調節電路的作用是調節系統輸出電流及電壓，實現電池的恒流及恒壓（CC/CV）充電任務。副邊功率控制不依賴無線通信電路，可靠性更高，但會過多增加無人機負重[20-21]。為了使無線充電系統對無人機產生影響最小化，本文采用原邊功率控制方法，通過調節逆變器的輸出電壓來控制充電功率。本文所設計的無人機無線充電系統整體方案如圖7所示。直流電源Ubus經高頻逆變部分將直流電逆變成可控的100kHz的交流方波，經原邊補償網絡將電能傳輸給原邊線圈。耦合裝置通過磁耦合將原邊電能傳輸給副邊線圈。副邊補償網絡補償副邊線圈無功后輸入副邊整流部分，再由副邊整流部分將交流電整流輸出直流電給電池負載充電[22]。恒流/恒壓閉環充電過程中，原、副邊的控制器通過無線通信進行數據傳輸，原邊控制器實時獲得電池負載端的電壓電流值，采用增量式PID控制逆變橋輸出，進而實現控制系統充電功率。利用無線通信模塊，原邊充電平臺控制器可以實現無人機檢測、啟動或停止充電、過電流保護等功能。

圖7 系統整體方案Fig.7 Overall scheme of the system

無線充電的基本補償網絡有四種，分別為原邊串聯-副邊串聯（Series-Series, SS）、原邊并聯-副邊串聯（Parallel-Series, PS）、原邊串聯-副邊并聯（Series-Parallel, SP）、原邊并聯-副邊并聯（Parallel-Parallel, PP）[23]。SS與SP補償方式的補償電容取值與負載電阻無關。而PS和PP補償方式的補償電容取值與負載電阻有關，在充電過程中電池等效負載電阻的阻值會發生變化，系統電路無法一直處于諧振狀態，不能實現高效率傳輸[24]。相比SP補償結構，SS補償的輸出具有恒流特性，更適合于電池充電場合，故本文采用了SS補償結構。

2.2 原邊控制拓撲分析

為了在不增加其他硬件電路基礎上實現系統功率調節，本文對逆變器實行移相控制，逆變器的柵極驅動信號和輸出電壓如圖8所示。開關管S1與S2的驅動信號是互補的，開關管S3與S4的驅動信號是互補的，通過改變開關管S1、S2的驅動信號與開關管S4、S3的驅動信號的移相角φ（0°≤φ≤180°）就可以改變逆變橋輸出電壓的大小[25]。

圖8 逆變橋移相控制時序圖Fig.8 Phase shift control sequence diagram of inverter

圖9 為處于諧振狀態下的移相控制的逆變電路模態圖。在t0~t1時，開關管S1、S4導通，UAB=Ubus，逆變電路工作在模態Ⅰ；在t1~t2時，S4關斷，由于PWM信號有死區間隔，此時電流會沿S1和VD3進行續流，UAB=0，逆變電路工作在模態Ⅱ；在t2~t3時，S3導通，電流先保持正向流動，電路繼續工作在模態Ⅱ，由于處于諧振狀態，電流IP逐漸減小到0，之后經S3和VD1反向進行續流，UAB=0，逆變電路工作在模態Ⅲ；在t3~t4時，S1關斷，UAB=0，逆變電路繼續工作在模態Ⅲ；在t4~t5時，S2導通，UAB=-Ubus，逆變電路工作在模態Ⅳ；在t5~t6時，S3關斷，電流沿S2和VD4進行續流，UAB=0，逆變電路工作在模態Ⅴ；在t6~t7時，S4導通，電流先保持逆向流動逐漸減小到0，之后電流變為正向經S4和VD2進行續流，UAB=0，逆變電路工作在模態Ⅵ；在t7~T時，S2關斷，UAB=0，逆變電路保持工作在模態Ⅵ；在T時刻后，逆變電路工作在模態Ⅰ，開始新的周期。

圖9 移相控制的逆變電路模態圖Fig.9 Mode diagram of inverter circuit for phase shifting control

由分析可知，逆變橋的輸出電壓為

通過傅里葉分解得到逆變橋輸出電壓有效值為

由式（2）可知，調節移相角φ可改變逆變器輸出電壓UAB。

2.3 系統拓撲分析與參數確定

無線充電系統的電路模型如圖10所示，UAB表示逆變器輸出電壓，Req表示表示整流器和電池的等效負載，LP、LS是原、副邊電感，CP、CS是原、副邊補償電容，IP是原邊線圈中電流的有效值，IS是副邊線圈中電流的有效值。

圖10 無線充電系統的電路模型Fig.10 The circuit model of the wireless charging system

通過傅里葉分解可得到輸出充電電流Idc為

由基爾霍夫電壓定律可知，圖10能夠被描述為

式中，ω為逆變器的角頻率。

副邊電路對原邊電路的反射阻抗為

當電路參數滿足式（6）時，副邊回路對原邊回路的反射阻抗虛部為零，副邊回路總阻抗為純阻性，這可有效提高原邊補償網絡諧振穩定性。

此時，輸入阻抗保持為純阻性，系統諧振頻率不受負載電阻的影響，并且該狀態不會受耦合裝置互感變化影響。

在諧振狀態下，將式（4）代入式（3）得到輸出充電電流Idc為

進一步可得輸出充電電壓Udc為

式中，RL為電池充電時的等效電阻。由式（7）和式（8）可得到：調節原邊逆變器的移相角φ可以實現Idc和Udc的輸出控制，從而調節電池的充電功率。

2.4 閉環控制系統設計

系統控制流程如圖11所示，副邊程序的主要功能是在定時器中斷時進行ADC采樣，采集電池電壓、電流值并濾波，然后利用SCI功能通過無線通信模塊把檢測到的電壓電流值發送到原邊控制器。原邊程序的主要功能是通過SCI模塊的接收中斷獲得電池負載端電壓、電流數值，通過PID控制運算程序使逆變器的驅動信號發生改變，實現恒流/恒壓閉環充電控制。在PID運算程序中，首先判斷此時的電池電壓值是否達到從恒電流充電轉變為恒電壓充電的電壓設定值，若沒到此設定值則進行恒電流充電，反之則進行恒壓充電。在恒壓充電時，隨著充電過程的進行，電流值逐漸減少，當電流值到了電流設定停止值時，PWM停止輸出，充電過程結束。

圖11 系統控制流程Fig.11 Control flow chart of the developed system

3 系統實驗

使用前文所描述的磁耦合裝置和原邊功率控制技術搭建實驗系統，如圖12所示。由式（6）可計算補償電容，電路參數見表2。

表2 系統電路參數Tab.2 Parameter of magnetic coupler

圖12 無線充電實驗系統Fig.12 Wireless charging experiment system

利用Aaronia PBS-H4磁場探頭測量接收線圈上方和無人機腹部的磁通密度，測量結果如圖13所示。對測量位置的正交坐標XYZ三個維度方向分布進行檢測，測得接收線圈上方的磁通密度分別為5.14μT、4.74μT、4.63μT，無人機腹部的磁通密度分別為4.74μT、2.64μT、4.63μT，對測得的磁通密度數據取向量平均值，可得接收線圈上方的磁通密度為4.84μT，對地200mm高度的無人機腹部位置磁通密度為4.0μT，均低于人體安全磁通密度值27μT[26]。由測試結果可知，無線充電系統對無人機電磁干擾弱。

圖13 磁通密度測試Fig.13 Flux density test

在輸入電壓100V、系統工作頻率100kHz、良好對準的工作條件下，對系統進行測試。系統實驗波形如圖14所示，從圖中可看出逆變器的輸出電壓UAB和原邊電流IP是同相位的，電路處于諧振狀態。利用功率分析儀測試系統的電能傳遞能力如圖15所示，充電電流為10.042A，充電電壓為50.596V，同時輸出功率為508W，整個系統效率為90.86%。

圖14 系統測量波形Fig.14 Measured waveforms of system

圖15 輸入輸出功率測試Fig.15 Input and output power test

鋰電池充電過程中的第一階段是以10A恒定電流充電，第二階段是以50V恒定電壓充電。本次實驗未使用實際鋰電池，而是利用可編程電子負載模擬電池充電特性。恒流充電階段充電電流Idc為10A，充電電壓Udc可能變化范圍是30~50V，對應等效負載電阻RL變化范圍是3~5Ω；恒壓階段Udc為50V，Idc由10A降至2A以下時截止，對應RL變化范圍是5~25Ω。圖16顯示了恒流10A充電下輸出電壓隨等效負載電阻變化和恒壓50V充電下輸出電流隨等效負載電阻變化的測試結果。結果顯示系統實際輸出電壓電流和設定值一致，此無線充電系統可實現恒流/恒壓閉環充電。

圖16 系統閉環充電實驗測試Fig.16 Closed loop charging test of the system

為了測試在耦合裝置發生錯位時無線充電系統的運行狀態，在等效負載電阻為5Ω的最大輸出功率點下，開環測試X、Y軸和沿夾角45°方向三種整體錯位情況下的系統的整機效率和充電電流Idc變化情況，實驗結果如圖17所示。由測試結果可知，在等效負載電阻為5Ω時，系統在X軸方向[0, 55mm]范圍內偏移、在Y軸方向[0, 20mm]范圍內和沿夾角45°方向[0, 25mm]范圍內整體偏移時，充電電流都在10A以上，整機效率都在85%以上，在此范圍內的X、Y軸和沿夾角45°方向整體錯位過程中，無線充電系統可以實現正常充電運行。

圖17 系統錯位開環充電實驗測試Fig.17 Open-loop charging experiment of the systen with misalignment

4 結論

本文對無人機無線充電的磁耦合裝置、能量傳輸拓撲、功率控制系統進行了設計與分析，設計了應用于中大型多旋翼無人機的接收側輕量化無線充電系統。使用了一種接收側重量為130g的正交磁結構的耦合裝置，對其磁場分布和容錯位能力進行了分析與實驗。采用原邊功率控制技術實現對無人機鋰電池的充電控制，減輕了機載負重，提高了系統的效率和實用性。設計了系統能量傳輸拓撲，并完成了系統的閉環設計。實驗結果表明本文無人機無線充電系統可有效地傳輸500W充電功率，整個系統效率為90.86%，可實現恒流/恒壓閉環充電。