电液负载模拟器多余力的动态速度同步控制方法

摘要

本发明涉及一种电液负载模拟器多余力的动态速度同步控制方法，包括：对电液负载模拟器建模，所述电液负载模拟器包括加载系统及舵机控制系统相互耦合；将舵机控制系统及加载系统分为第一部分及第二部分；第一部分为舵机做位置控制，舵机受到的负载力矩大小与加载系统力矩传感器采集相等；第二部分为加载系统做力矩闭环控制，加载系统受到的运动干扰与舵机角度传感器采集相等；获取加载系统的输出力矩传递函数；将舵机的运动干扰代入加载系统的输出力矩传递函数；采用速度同步信号进行补偿控制，基于动态速度同步控制的加载系统控制输出；令包含多余力的部分为零，消除加载系统多余力。本发明能够有效抑制多频率运动时的多余力。

说明书

技术领域

本发明涉及一种电液负载模拟器多余力的控制方法，尤其涉及一种电液负载模拟器多余力的动态速度同步控制方法。

背景技术

负载模拟器是飞行器地面半实物仿真试验中用来模拟舵机受到的外载荷的力矩闭环控制设备。在飞行器地面半实物仿真试验中，仿真计算机根据飞行器飞行的轨迹、当前的速度和高度，实时计算舵面上受的负载力矩，负载模拟器用来模拟舵机所承受的气动载荷，使飞行器在研制阶段控制性能更切近实际飞行状态。负载模拟器的成功应用不但可以缩短飞行器的研制周期、降低研制成本，而且可以提高飞行器研制的成功率。根据实现形式，负载模拟器可分为机械式、电液式、电动式和气动式4种。其中电液负载模拟器具有功率密度大，响应速度快、电磁兼容性好等优点而得到广泛的研究关注。因此，研究高精度的电液负载模拟器具有重要的现实意义。

一般情况下，负载模拟器与舵机轴固连在一起，舵机的运动对负载模拟器产生干扰力成为多余力。对舵机而言，加载力矩对舵机控制系统产生外界的干扰，这种干扰是电液负载模拟器模拟舵机在实际飞行中受到气动力矩，该力矩会影响舵机位移输出精度；而对于加载系统而言，舵机的运动对加载系统产生干扰即为多余力，严重的影响加载系统的控制精度。多余力是舵机的运动对负载模拟器产生干扰，多余力不仅与舵机运动的速度有关，而且与舵机运动的频率有关，特别在舵机与加载系统模型不相似时，多余力随频率的变化有明显差异。抑制多余力是负载模拟器的需要解决主要问题，如何抑制多余力的问题国内外相关学者开展了广泛的研究，通过 控制策略抑制系统的多余力是现在研究的主要方法。“结构不变性理论”方法，利用舵机系统的速度反馈信号进行前馈补偿，其研究揭示了舵机速度是影响多余力的主要原因。焦宗夏等学者提出了速度同步控制算法，其通过采用舵机的阀信号来实现速度同步，在工程中得到了大量应用。姚建勇等学者提出了一种自适应非线性最优补偿控制方法，通过对伺服阀的流量系数和流量压力系数等非线性参数进行在线估计，实时更新速度同步参数。该方法对系统非线性成分进行在线辨识，通过实时调整速度同步参数抑制多余力。但只能补偿速度同步信号的幅值引起的多余力，不能补偿同步信号的相位引起的多余力。汪成文等学者自适应速度同步补偿控制，主要应用模型参考自适应的方法，以舵机控制系统为参考模型，调节速度同步参数控制加载系统的速度与舵机的运动速度相一致，来抑制多余力。如果加载系统在做常值0Nm力矩加载时，加载系统的与舵机的运动相等，该方法以舵机控制系统为参考模型，控制加载系统的运动与舵机运动保持一致，如果加载不是做常值0Nm力矩加载，加载系统的与舵机的运动不完全相等，该方法控制加载系统的运动与舵机运动仍需要保持一致，影响加载精度。

然而，现有技术中没有提到抑制舵机不同频率运动时的多余力，特别是抑制舵机控制系统与加载系统模型不相似时的多余力。

发明内容

综上所述，确有必要提供一种能够有效抑制多频率运动时的多余力的控制方法。

一种电液负载模拟器多余力的动态速度同步控制方法，包括：

对电液负载模拟器建模，所述电液负载模拟器包括加载系统及舵机控制系统相互耦合，所述加载系统包括加载系统伺服阀、加载系统控制器、加载马达、以及力矩传感器；所述舵机控制系统作为伺服系统，包括舵机控制器、舵机伺服阀、惯量盘、角度传感器以及舵机马达；

对电液负载模拟器的结构变化形式，将舵机控制系统及加载系统 分为第一部分及第二部分；第一部分为舵机做位置控制，舵机受到的负载力矩大小与加载系统力矩传感器采集相等；第二部分为加载系统做力矩闭环控制，加载系统受到的运动干扰与舵机角度传感器采集相等；

获取加载系统的输出力矩传递函数：

$T\left(s\right)=\frac{G_s·G_{L2}\left(s\right)·G_{L1}\left(s\right)u_L}{G_{L4}\left(s\right)}-\frac{G_s·G_{L2}\left(s\right)·G_{L3}\left(s\right){\mathrm{s\theta }}_a}{G_{L4}\left(s\right)}---\left(1\right);$

式中：G_L1(s)＝D_LK_qL，

G_L2(s)＝J_fs²+B_fs+G_f，

$G_{L3}\left(s\right)=(\frac{V_t}{4{\beta }_e}s+K_{cL}+K_{tpL})·(J_{L}s+B_L)+{D_L}^2,$

$G_{L4}\left(s\right)=(\frac{V_t}{4{\beta }_e}s+K_{cL}+K_{tpL})·G_{L2}\left(s\right)·G_s+\left(G_{L2}\right(s)+G_s)G_{L3}\left(s\right)·s;$

式中：G_s为力矩传感器与传动轴的综合刚度；u_L为加载系统伺服阀的控制电压；s为拉普拉斯(Laplace)算子；θ_a为舵机马达转子的角位移；D_L为加载液压马达的排量；K_qL为加载系统伺服阀的流量增益；J_f为惯性负载的转动惯量；B_f为加载系统负载粘性阻尼系数；G_f为力矩传感器与角度传感器的综合刚度；V_L为加载液压马达的容积；β_e为液压油的弹性模量；C_slL为加载液压马达的泄漏系数；KcL为加载系统伺服阀流量压力系数；J_L为加载液压马达转动惯量；B_L为加载液压马达粘性阻尼系数。

将舵机的运动干扰代入加载系统的输出力矩传递函数式中，得到：

$T\left(s\right)=\frac{G_s{G}_{L2}{G}_{L6}}{G_{L4}{G}_{L6}-1}[G_{L1}{u}_L-\frac{K_{qa}{G}_{L3}{D}_a{u}_a}{G_{L5}}]---\left(2\right)$

式中：

$G_{L6}\left(s\right)=\frac{G_{L5}\left(s\right)}{G_s{G}_{L2}\left(s\right)G_{L3}\left(s\right)(\frac{V_a}{4{\beta }_e}s+K_c)},$

K_c＝K_ca+C_sla；

式中：K_qa为舵机伺服阀的流量增益；D_a为舵机液压马达排量；u_a为舵机伺服阀控制电压；V_a为舵机液压马达控制容积；K_c为舵机控制系统的总流量压力系数；K_ca为舵机伺服阀流量压力系数；C_sla为舵机液压马达泄漏系数；J_a为舵机液压马达转动惯量；B_a为舵机液压马达粘性阻尼系数。

采用速度同步信号进行补偿控制，基于动态速度同步控制的加载系统控制输出如下：

u_L＝u_pid+G_ds·u_a(3)

式中：u_pid为加载系统力矩闭环PID控制输出，G_ds为速度动态补偿环节；

将式(3)代入式(2)中，可得：

$T\left(s\right)=\frac{G_s{G}_{L2}{G}_{L6}{G}_{L1}}{G_{L4}{G}_{L6}-1}{u}_{pid}+\frac{G_s{G}_{L2}{G}_{L6}}{G_{L4}{G}_{L6}-1}[G_{L1}{G}_{ds}·u_a-\frac{K_{qa}{G}_{L3}{D}_a{u}_a}{G_{L5}}]---\left(4\right)$

上式的等式右边第一项为加载系统的PID控制输出，第二项为包含多余力的产生和多余力的消除方法。

令第二项为零，消除加载系统多余力。

加载系统的特性由加载系统身动态特性和多余力动态特性组成，并且系统的动态特性和多余动态特性具有相同的动态特性。

动态速度同步补偿环节为：

$G_{ds}=K_{ep}\frac{(\frac{V_t}{4{\beta }_e}s+K_{cL}+K_{tpL})·(J_L{s}^2+B_{L}s)+{D_L}^{2}s}{(\frac{V_t}{4{\beta }_e}s+K_{ca}+K_{tpa})·(J_a{s}^2+B_{a}s)+{D_a}^{2}s}---\left(5\right)$

式中：为传统速度同步系数。

相对于现有技术，本发明提供的电液负载模拟器多余力的动态速度同步控制方法，提出了动态速度同步补偿控制方法。该方法尤其适用于加载系统的动态特性与舵机控制系统的差异很大的情况下，在舵机不同频率运动时，抑制加载系统的多余力。该策略利用舵机可提供的速度同步信号，匹配多余力的动态特性与舵机控制系统的动态特性相一致，在不同频率抑制加载系统的多余力，进而提高系统的动态加载精度，并且在容易工程上应用。

附图说明

图1为本发明实施例提供的电液负载模拟器的典型结构示意图。

图2为本发明实施例提供的电液负载模拟器的结构原理分析图。

图3为本发明实施例提供的动态速度同步控制框图。

图4为本发明实施例提供的动态速度同步补偿环节伯德图。

图5为本发明实施例提供的加载系统及舵机控制系统的建模示意图。

主要元件符号说明

舵机控制器1

舵机伺服器2

惯量盘3

加载系统伺服器4

加载系统控制器5

加载马达6

力矩传感器7

角度传感器8

舵机马达9

动态速度同步补偿10

传统速度同步补偿11

具体实施方式

下面将结合附图详细说明本发明实施例所述的电液负载模拟器多余力的动态速度同步控制方法。

请参阅图1，所述电液负载模拟器系统包括加载系统及舵机控制系统，所述加载系统包括加载系统伺服阀4、加载系统控制器5、加载马达6、以及力矩传感器7。所述舵机控制系统作为位置伺服系统，包括舵机控制器1、舵机伺服阀2、惯量盘3、角度传感器8以及舵机马达9。所述加载系统与舵机控制系统相互耦合以传输力矩。

请一并参阅图2，对电液负载模拟器建模，并将图1所示负载模拟器系统的结构变化形式，分为第一部分及第二部分。第一部分为舵机做位置控制，舵机受到的负载力矩大小与加载系统力矩传感器采集相等，以虚线表示；第二部分为加载系统做力矩闭环控制，加载系统受到的运动干扰与舵机角度传感器采集相等，以虚线表示。其中惯性负载是用来模拟舵面的转动惯量，但在加载系统和舵机控制系统起到不同的作用，以下分别对加载系统和舵控系进行建模。

获取加载系统的输出力矩传递函数：

$T\left(s\right)=\frac{G_s·G_{L2}\left(s\right)·G_{L1}\left(s\right)u_L}{G_{L4}\left(s\right)}-\frac{G_s·G_{L2}\left(s\right)·G_{L3}\left(s\right){\mathrm{s\theta }}_a}{G_{L4}\left(s\right)}---\left(6\right)$

由上式可知，加载系统的特性由两部分组成，等式右边第一项为加载系统的动态特性，右边第二项为多余力动态特性。由多余力动态特性可知，舵机的运动是引起加载系统多余力的主要原因，而且多余力与舵机运动的频率有关，舵机运动频率的不同，多余力也会不同。另外，加载系统的动态特性和多余力动态特性传递函数的分母相同，即加载系统的动态特性和多余力动态特性有相同特性。加载系统的特性由加载系统本身动态特性和多余力动态特性组成，并且系统的动态特性和多余动态特性既具有相同的动态特性，为消除不同频率系统多余力提供了保证。

由于舵机的运动干扰是引起加载系统多余力的主要原因给出舵机控制系统数学模型，将舵机的运动干扰代入加载系统的输出力矩传递函数式中， 可得：

$T\left(s\right)=\frac{G_s{G}_{L2}{G}_{L6}}{G_{L4}{G}_{L6}-1}[G_{L1}{u}_L-\frac{K_{qa}{G}_{L3}{D}_a{u}_a}{G_{L5}}]---\left(7\right)$

采用速度同步信号进行补偿控制，假设基于动态速度同步控制的加载系统控制输出如下：

u_L＝u_pid+G_ds·u_a(8)

将式(3)代入式(2)中，可得：

$T\left(s\right)=\frac{G_s{G}_{L2}{G}_{L6}{G}_{L1}}{G_{L4}{G}_{L6}-1}{u}_{pid}+\frac{G_s{G}_{L2}{G}_{L6}}{G_{L4}{G}_{L6}-1}[G_{L1}{G}_{ds}·u_a-\frac{K_{qa}{G}_{L3}{D}_a{u}_a}{G_{L5}}]---\left(9\right)$

上式的等式右边第一项为加载系统的PID控制输出，第二项为包含多余力的产生和多余力的消除方法。

消除加载系统多余力，也就是令第二项为零。即动态速度同步补偿环节为：

$G_{ds}=K_{ep}\frac{(\frac{V_t}{4{\beta }_e}s+K_{cL}+K_{tpL})·(J_L{s}^2+B_{L}s)+{D_L}^{2}s}{(\frac{V_t}{4{\beta }_e}s+K_{ca}+K_{tpa})·(J_a{s}^2+B_{a}s)+{D_a}^{2}s}---\left(10\right)$

由式可得，等式右边的分子分母分别是加载系统和舵机控制系统做位置运动的动态特性。加载系统存在不同频率多余力不同的主要原因是加载系统的动态特性与舵机控制系统的动态特性不一致，如果加载系统对实际舵机加载，一般情况下，两者的动态特性差别较大，多余力也会较大。如果两个加载通道对顶，两者的动态特性基本相似，加载系统的多余力不会很大。本发明提出的控制方法是对加载系统的多余力动态特性进行修正，在线性系统范围内，匹配加载多余力动态特性与舵机控制系统的动态特性相一致，其不影响加载系统本身的情况，同时减小系统的多余力。

请一并参阅图3，图3为动态速度同步算法的补偿框图。在两个相同的加载通道对顶的情况下，位置系统和加载系统的系统参数作比较，位置系统的转动惯量包含惯量负载的转动惯量，位置系统的转动惯量比加载系 统的大，同时位置系统的刚度会降低，两个通道的其他参数相同，即位置系统的综合固有频率小于加载系统。

请一并参阅图4，动态速度同步算法补偿环节的伯德(bode)图如所示。由附图4可知，低频段，幅值基本没有衰减，相位滞后不明显，动态速度同步控制(DVSC)与传统速度同步控制(TVSC)控制效果基本一致。中频段，幅值逐渐衰减，相位滞后明显，DVSC可以有效的补偿相位引起的多余力，高频段，幅值衰减后保持不变，相位无滞后，DVSC可以有效的调节速度同步参数的大小，减小多余力。

请一并参阅图2，进一步对加载系统及舵机控制系统的建模详细描述。具体的，所述加载系统的建模包括如下步骤。

建立伺服阀流量方程：

Q_L＝K_qLx_L-K_cLp_fL＝K_qLG_svLu_L-K_cLp_fL

式中：Q_L为加载系统伺服阀流量；x_L为加载系统伺服阀阀芯；P_fL为加载系统负载压力；G_svL为加载系统伺服阀传递函数。

引入液压马达流量连续方程：

$Q_L=D_L\frac{{\mathrm{d\theta }}_L}{dt}+\frac{V_L}{4{\beta }_e}\frac{{\mathrm{dP}}_{fL}}{dt}+C_{slL}{P}_{fL}---\left(11\right)$

式中：θ_L为加载液压马达转子角位移。

加载液压马达转子力矩平衡方程：

$D_L{P}_{fL}=J_L\frac{d^2{\theta }_L}{{\mathrm{dt}}^2}+B_L\frac{{\mathrm{d\theta }}_L}{dt}+G_s({\theta }_L-{\theta }_f)---\left(12\right)$

式中：θ_f为力矩传感器与被加载对象连接端角位移。

获得输出力矩为：

T＝G_s(θ_L-θ_f)(13)

式中：T为加载系统输出力矩。

引入液压马达负载力矩平衡方程：

$T=J_f\frac{d^2({\theta }_f-{\theta }_a)}{{\mathrm{dt}}^2}+B_f\frac{d({\theta }_f-{\theta }_a)}{dt}+G_f({\theta }_f-{\theta }_a)---\left(14\right)$

可得加载系统的输出力矩传递函数为

$T\left(s\right)=\frac{G_{L2}\left(s\right)·G_s}{G_{L4}\left(s\right)}\{G_{L1}\left(s\right)u_L-G_{L3}\left(s\right){\mathrm{s\theta }}_L\}---\left(15\right)$

式中：K_tmL＝K_cL+C_slL；

其中K_tmL为加载系统的总流量压力系数。

所述舵机控制系统的建模包括如下步骤。

引入舵机伺服阀流量方程：

Q_a＝K_qax_a-K_cap_fa＝K_qaG_svau_a-K_cap_fa(16)

式中：x_a为舵机伺服阀阀芯位移；P_fa为舵机负载压力；G_sva为舵机伺服阀传递函数函数。

加载舵机液压马达流量连续方程：

$Q_a=D_a\frac{{\mathrm{d\theta }}_a}{dt}+\frac{V_a}{4{\beta }_e}\frac{{\mathrm{dP}}_{fa}}{dt}+C_{sla}{P}_{fa}---\left(17\right)$

引入舵机液压马达转子力矩平衡方程：

$D_a{P}_{fa}=J_a\frac{d^2{\theta }_a}{{\mathrm{dt}}^2}+B_a\frac{{\mathrm{d\theta }}_a}{dt}-T---\left(18\right)$

结合的舵机控制系统数学模型，得到控制系统的传递函数为：

${\theta }_a=\frac{K_{qa}{D}_a{u}_a-(\frac{V_a}{4{\beta }_e}s+K_c)T_{out}}{[(\frac{V_a}{4{\beta }_e}s+K_c)(J_{a}s+B_a)+{D_a}^2]s}---\left(19\right)$

本发明提供的电液负载模拟器多余力的动态速度同步控制方法，具有以下有益效果：

(1)该控制方法的实现只需舵机控制系统的速度同步信号即可；

(2)该控制方法的可以抑制舵机控制系统不同频率段运动产生的多余力；

(3)该控制方法的可以有效的抑制舵机控制系统的动态特性与加载系 统动态特性差异较大时的多余力。

另外，本领域技术人员还可在本发明精神内做其他变化，当然，这些依据本发明精神所做的变化，都应包含在本发明所要求保护的范围之内。