戰術武器電動舵系統用電精細化設計

劉洪政， 鄒懷安， 胡登杰， 劉源鋒， 周瑜亮， 隆強， 吳璋

(1.四川航天系統工程研究所, 四川 成都 610100; 2.四川航天烽火伺服控制技術有限公司, 四川 成都 611130)

0 引言

隨著戰術武器智能化水平的提高，彈上單機種類和數量不斷增多，用電量逐漸增大，彈上用電的精細化設計問題日漸突出。電動舵機系統由于其簡單可靠、易于控制等優越的性能被廣泛的應用到戰術武器中，比如美國的戰斧巡航導彈、俄羅斯的蝰蛇R-77空空導彈及法國的響尾蛇地空導彈等，逐漸成為重要的用電單機。一般電動舵系統用電總量占整個系統用電總量的50%以上，且其用電需求隨飛行過程中的負載力矩、角速度等參數的變化而變化，優化空間較大。因此。如何精細化設計舵系統用電成為研究的焦點。

為覆蓋舵系統的用電需求，目前舵系統的用電設計通常以整個舵系統額定狀態下的電流作為穩定電流，以整個舵系統的最大沖擊電流做峰值電流進行設計。該方法設計的舵系統用電指標可靠性和穩定性較高，但余量較大。此外，電池研制單位在這一指標上還會增加余量，最終導致電池余量過大，體積、重量及成本急劇增加。

為減少舵系統用電余量，需對電動舵系統用電進行精確分析。大量的文獻和研究，從電機結構設計、用電理論分析和電機用電優化設計三個方面對電機用電進行分析，但并未從舵機實際飛行控制的角度對舵機(不僅是永磁同步電機)用電進行精細化分析。

本文提出一種舵系統用電精細化設計方法，該方法通過對舵系統負載力矩或力，轉矩或速度的精細化分析，結合舵系統功率平衡方程實現電量的精細化設計。本文的主要研究內容包括電動舵系統的工作原理、電動舵系統的等效模型、舵系統用電精細化設計法和舵系統用電的精細化分析四部分。通過以上內容的研究，實現舵系統用電的精確化評估，為舵系統用電精細化設計提供了依據。

1 電動舵系統工作原理

電動舵系統一般由舵機控制器和電動舵機組成，如圖1所示。電動舵機依靠電能驅動，主要由直流伺服舵機、減速器、輸出軸及電位計等組成。舵機與減速器通過齒輪連接，輸出軸連接減速器與舵面負載。舵機控制器由控制電路和驅動電路組成；控制系統通過安裝在輸出軸上的電位器，反饋舵機的位置信號，形成舵機系統的閉環控制。

圖1 舵系統的組成Fig.1 Composition of the actuator system

電動舵機的控制算法主要有PID控制、模糊神經網絡PID控制、變結構控制、魯棒控制等，其中PID控制具有模型簡單、精度高、易控制等優點，在適量的調參下，可提高魯棒性并保證一定的動態性。因其實現簡單，PID控制在工程上得到了廣泛的應用。本文研究的電動舵系統用電與舵系統負載力矩、加速度和角加速度有關，因此無論哪種控制方式和控制方法，本文研究的方法均可適用。

2 電動舵系統用電等效模型

舵系統為執行部件，輸入為電壓和電流，輸出為轉矩、轉速、速度。本文以戰術武器常用的旋轉直流舵系統為例進行分析，等效模型如圖2所示。

圖2 直流舵機等效模型Fig.2 Equivalent model of the DC actuator

圖2中，為母線電壓，為電樞輸入電流，為電樞電阻，為電樞電動勢，為電磁轉矩，為負載轉矩；為空載轉矩(空載轉矩較小，本文忽略空載轉矩)。根據此模型結合舵機運動基本原理可得舵系統的電壓、功率和力矩平衡方程。

電壓平衡方程為

(1)

式中：為繞組等效電感；為反電動勢系數；為電機機械角度。

電磁功率平衡方程為

=()

(2)

式中：為力矩系數。

轉矩平衡方程為

(3)

式中：為轉動慣量。

由(1)式～(3)式結合舵機功率平衡原理，可得功率平衡方程和力矩平衡方程。

功率平衡方程：

(4)

式中：為電機輸出功率；為電機效率(一般按07～09計算)；為舵機轉速。

力矩方程：

(5)

通過舵系統等效模型和平衡方程可知，舵系統用電主要與舵機輸出力矩和舵機轉速有關，而舵機輸出力矩主要與負載力矩和輸出角加速度有關，即在其他條件不變的條件下，負載轉矩越大、角速度越大和角加速度越大，需要的用電越大。輸出力矩可由負載力矩和慣性力矩得到，而慣性力矩可根據轉動慣量和轉速得出。因此，為精確分析舵系統用電，需精確分析舵系統負載力矩、輸出轉速和輸出角速度。

3 舵系統用電精細化設計方法

傳統的舵系統用電設計根據舵系統額定功率和最大功率確定舵機的額定電流和峰值電流，該方法將舵機額定轉矩、額定電流的狀態視為正常工作狀態，啟動和大動作的狀態視為最大功率狀態。傳統方法評估的舵機工作狀態用電余量較大，為此，提出了舵系統用電的精細化設計方法，該方法首先對舵系統的負載力矩、角速度、角加速度進行精確分析；然后基于舵系統功率平衡方程和力矩平衡方程對舵系統需用電流精確分析計算；最后基于精確分析的電流確定舵系統的正常工作電流和峰值工作電流范圍。

戰術武器舵系統用電精細化設計方法流程如圖3所示。

圖3 舵系統用電精細化分析流程Fig.3 Workflow for electricity consumption optimization

4 舵系統用電精細化分析

基于某型電動舵機的仿真數據，利用本文提出的精細化設計方法對舵系統用電進行分析。該舵系統采用×型舵布局即4個舵機驅動四片×型布局的舵片，該種布局形式為戰術武器典型舵機和舵片布局形式，具體如圖4所示。飛行過程中通過控制4個舵機旋轉方向和旋轉角度實現戰術武器三通道控制(滾轉控制、偏航控制和俯仰控制)，進而改變飛行姿態。三通道控制通過舵機分配公式將控制分配到4個舵機，圖4為俯仰控制時4個舵片的受力情況。

圖4 ×型舵布局示意圖Fig.4 Schematic diagram of the x-type actuator

考慮舵機布局和實際情況控制方式，以下分析以一對常用的有刷舵機(舵機1和舵機2，額定電流1 A，峰值電流3 A)作為對象，以前100 s飛行的邊界條件下數據(包絡全工況)作為輸入數據，對舵偏角、角速度、角加速度、舵機輸出力矩和舵機用電變化進行分析，其他因素比如驅動器的功率損失等在電機效率中進行考慮。

4.1 舵偏角、角速度和角加速度分析

基于制導和姿控的數據，對舵機的舵偏角變化進行分析，如圖5所示。通過分析可以得出兩舵機的控制趨勢基本相同，且在初始階段變化較為劇烈(見圖5(b))，在后續變化較為緩慢。兩舵機舵偏角變化趨勢基本相同是因為該戰術武器在飛行過程中主要為俯仰控制。初始階段變化劇烈，是因為系統起控后存在攻角明顯變化的情況，需要較大俯仰控制。

圖5 兩舵機舵偏角變化曲線Fig.5 Changing curves of the actuators’ deflection angle

圖6 兩舵機角速度變化曲線Fig.6 Changing curves of the actuators’ angular velocity

角速度和角加速度變化如圖6、圖7所示。通過圖6可以得出，兩舵機角速度變化趨勢基本相同，在初始階段前 10 s 和中間40 s階段角速度有明顯變化，這是因為角度變化引起的。通過圖7可以得出，兩舵機角加速度變化趨勢基本相同，在初始階段前10 s和中間40 s階段角加速度有明顯變化，經過微分處理后，在數值上明顯增大，初始階段前3 s的變化趨勢如圖7(b)所示。

圖7 兩舵機角加速變化曲線Fig.7 Changing curves of the actuators’ angular acceleration

4.2 力矩分析

負載力矩變化如圖8所示，可以得出負載力矩的變化趨勢和舵偏角的變化趨勢相同，負載力矩在前半段負載力矩較大，最大值在40 N·m左右，后半段負載力矩較小，接近為0 N·m。這是因為在其他條件變化不大的情況下，負載力矩主要受舵機舵偏角的影響，隨著舵偏角增大，負載力矩不斷增大。慣性轉矩的變化如圖9所示，在舵機型號確定的條件下，該力矩的變化主要受角加速度的影響，其變化趨勢和角加速變化趨勢相同，其最大值在角加速度最大值處，最大值在30 N·m左右。

圖8 兩舵機負載力矩變化曲線Fig.8 Changing curves of the actuators’ loading moment

圖9 兩舵機慣性力矩變化曲線Fig.9 Changing curves of the actuators’ inertia moment

舵機輸出力矩的變化如圖10所示，舵機輸出力矩主要受負載力矩和慣性力矩的影響。通過圖8和圖9負載力矩和慣性力矩的變化趨勢及最大值，可以看出除初始階段外，其他情況電動舵機的舵機輸出力矩主要受負載力矩的影響，因此舵機輸出力矩的變化趨勢基本和負載力矩的變化趨勢一致。

圖10 兩舵機輸出力矩變化曲線Fig.10 Changing curves of the actuators’ output torque

4.3 功率和電流分析

本節根據4.1節和4.2節分析的轉速和舵機輸出力矩的變換曲線，考慮飛行過程中各種干擾，結合功率平衡公式(4)，對兩舵機的總功率和電流進行分析。兩舵機總功率變化曲線如圖11所示，舵機功率主要受舵機輸出力矩和轉速的影響，在兩者乘積最大處瞬時功率最大，轉速或負載力矩兩者之一最大處瞬時功率未必最大，如圖11(b)和圖11(c)所示。0時刻左右，兩舵機總瞬時功率最大33 W左右，如圖11(b)，此階段舵機輸出力矩主要受慣性力矩的影響，如圖8和圖9所示，且轉速在兩舵機起控階段數值較大，如圖6所示；27 s左右兩舵機總瞬時功率4 W左右，如圖11(c)，此處舵機輸出力矩主要受負載力矩影響，如圖8和圖9所示。此外，通過圖11(a)可以得出，舵機瞬時功率在大部分時間數值較小，均在4 W以下。

圖11 兩舵機總功率變化曲線Fig.11 Changing curves of the actuators’ total power

兩舵機總電流變化曲線如圖12可知，由功率平衡公式(1)可知，電流大小主要受舵機瞬時功率、舵機輸入電壓和舵機效率的影響。在舵機輸入電壓和舵機效率為常值的條件下，電流主要受舵機瞬時電流的影響，因此舵機瞬時電流變化趨勢與舵機瞬時功率變化趨勢相同，如圖12(a)所示。在瞬時功率較大時，舵機瞬時電流亦較大(2 A左右)，具體如圖12(b)和圖12(c)所示。此外，舵機瞬時電流在大部分時間數值較小(0.3 A左右)。

圖12 兩舵機總電流變化曲線Fig.12 Changing curves of the actuators’ total current

綜上舵機功率和電流分析，可以得出舵機功率或電流在舵機輸出力矩和舵機角速度乘積較大位置附近數值較大，大部分時間數值較小。

4.4 試驗驗證

為驗證理論計算分析電流作為舵機用電指標的可行性，進行了舵機用電測試試驗。為便于測試和觀察，根據圖6角速度變化曲線選取比最大角速度略大的40°/s作為測試角度，舵機輸出力矩根據圖10輸出力矩變化曲線選取最大值附近的值作為測試力矩，分別為30 N·m、40 N·m和 50 N·m作為測試力矩。

試驗測試系統示意圖和測試臺分別如圖13和圖14所示。測試過程中舵機控制器按指令轉速給舵機發送指令，舵機在線性負載的作用線按照指令速度旋轉，通過示波器記錄測試過程中的電流數據。

圖13 試驗測試系統Fig.13 Experimental test system

圖14 測試臺Fig.14 Test bench

實測電流與理論計算電流對比如圖15所示，由圖15可知，實測電流與理論計算電流基本吻合，且實測電流比理論計算電流略小。由此得知理論計算電流可以作為舵機用電的設計依據。

圖15 實測電流與理論計算電流對比Fig.15 Actual measured current vs theoretical calculated current

為進一步說明文中所提的方法的有效性，將該方法與傳統方法進行對比。傳統方法將舵機標定額定電流1 A作為舵機用電額定電流，將標定峰值電流3 A作峰值電流，而精細用電分析可以得出兩舵機的額定電流為0.3 A，峰值電流為2 A，額定電流減少70%，峰值電流減少33.3%。

5 結論

本文針對舵系統傳統用電設計方法的不足，提出了一種舵系統用電精細化設計方法，并基于此方法對典型舵系統的舵偏角、舵角速度、舵角加速度、負載力矩、慣性力矩、電磁力矩、舵瞬時功率和瞬時電流進行了分析，其中舵偏角、舵角速度、舵角加速度是制導姿控考慮干擾條件下仿真計算給出，負載力矩是氣動計算考慮干擾條件下給出。通過分析可以得出如下結論：

1)采用精細化方法對電動舵系統角速度進行分析可以得出，在絕大部分時刻角速度數值小于額定角速度，與傳統按照額定角速度進行用電設計相比，優化空間顯著。

2)采用精細化方法對舵機輸出力矩進行分析可以得出，輸出力矩在絕大部分時刻小于額定力矩，與傳統按照額定力矩進行用電設相比，優化空間顯著。

3)與傳統方法相比，精細分析方法可有效減少舵機額定電流和峰值電流(本文中額定電流減少了70%，峰值電流減少了33.3%)，初步驗證了所提方法的有效性。

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