战术武器电动舵系统用电精细化设计

刘洪政， 邹怀安， 胡登杰， 刘源锋， 周瑜亮， 隆强， 吴璋

(1.四川航天系统工程研究所, 四川 成都 610100; 2.四川航天烽火伺服控制技术有限公司, 四川 成都 611130)

0 引言

随着战术武器智能化水平的提高，弹上单机种类和数量不断增多，用电量逐渐增大，弹上用电的精细化设计问题日渐突出。电动舵机系统由于其简单可靠、易于控制等优越的性能被广泛的应用到战术武器中，比如美国的战斧巡航导弹、俄罗斯的蝰蛇R-77空空导弹及法国的响尾蛇地空导弹等，逐渐成为重要的用电单机。一般电动舵系统用电总量占整个系统用电总量的50%以上，且其用电需求随飞行过程中的负载力矩、角速度等参数的变化而变化，优化空间较大。因此。如何精细化设计舵系统用电成为研究的焦点。

为覆盖舵系统的用电需求，目前舵系统的用电设计通常以整个舵系统额定状态下的电流作为稳定电流，以整个舵系统的最大冲击电流做峰值电流进行设计。该方法设计的舵系统用电指标可靠性和稳定性较高，但余量较大。此外，电池研制单位在这一指标上还会增加余量，最终导致电池余量过大，体积、重量及成本急剧增加。

为减少舵系统用电余量，需对电动舵系统用电进行精确分析。大量的文献和研究，从电机结构设计、用电理论分析和电机用电优化设计三个方面对电机用电进行分析，但并未从舵机实际飞行控制的角度对舵机(不仅是永磁同步电机)用电进行精细化分析。

本文提出一种舵系统用电精细化设计方法，该方法通过对舵系统负载力矩或力，转矩或速度的精细化分析，结合舵系统功率平衡方程实现电量的精细化设计。本文的主要研究内容包括电动舵系统的工作原理、电动舵系统的等效模型、舵系统用电精细化设计法和舵系统用电的精细化分析四部分。通过以上内容的研究，实现舵系统用电的精确化评估，为舵系统用电精细化设计提供了依据。

1 电动舵系统工作原理

电动舵系统一般由舵机控制器和电动舵机组成，如图1所示。电动舵机依靠电能驱动，主要由直流伺服舵机、减速器、输出轴及电位计等组成。舵机与减速器通过齿轮连接，输出轴连接减速器与舵面负载。舵机控制器由控制电路和驱动电路组成；控制系统通过安装在输出轴上的电位器，反馈舵机的位置信号，形成舵机系统的闭环控制。

图1 舵系统的组成Fig.1 Composition of the actuator system

电动舵机的控制算法主要有PID控制、模糊神经网络PID控制、变结构控制、鲁棒控制等，其中PID控制具有模型简单、精度高、易控制等优点，在适量的调参下，可提高鲁棒性并保证一定的动态性。因其实现简单，PID控制在工程上得到了广泛的应用。本文研究的电动舵系统用电与舵系统负载力矩、加速度和角加速度有关，因此无论哪种控制方式和控制方法，本文研究的方法均可适用。

2 电动舵系统用电等效模型

舵系统为执行部件，输入为电压和电流，输出为转矩、转速、速度。本文以战术武器常用的旋转直流舵系统为例进行分析，等效模型如图2所示。

图2 直流舵机等效模型Fig.2 Equivalent model of the DC actuator

图2中，为母线电压，为电枢输入电流，为电枢电阻，为电枢电动势，为电磁转矩，为负载转矩；为空载转矩(空载转矩较小，本文忽略空载转矩)。根据此模型结合舵机运动基本原理可得舵系统的电压、功率和力矩平衡方程。

电压平衡方程为

(1)

式中：为绕组等效电感；为反电动势系数；为电机机械角度。

电磁功率平衡方程为

=()

(2)

式中：为力矩系数。

转矩平衡方程为

(3)

式中：为转动惯量。

由(1)式～(3)式结合舵机功率平衡原理，可得功率平衡方程和力矩平衡方程。

功率平衡方程：

(4)

式中：为电机输出功率；为电机效率(一般按07～09计算)；为舵机转速。

力矩方程：

(5)

通过舵系统等效模型和平衡方程可知，舵系统用电主要与舵机输出力矩和舵机转速有关，而舵机输出力矩主要与负载力矩和输出角加速度有关，即在其他条件不变的条件下，负载转矩越大、角速度越大和角加速度越大，需要的用电越大。输出力矩可由负载力矩和惯性力矩得到，而惯性力矩可根据转动惯量和转速得出。因此，为精确分析舵系统用电，需精确分析舵系统负载力矩、输出转速和输出角速度。

3 舵系统用电精细化设计方法

传统的舵系统用电设计根据舵系统额定功率和最大功率确定舵机的额定电流和峰值电流，该方法将舵机额定转矩、额定电流的状态视为正常工作状态，启动和大动作的状态视为最大功率状态。传统方法评估的舵机工作状态用电余量较大，为此，提出了舵系统用电的精细化设计方法，该方法首先对舵系统的负载力矩、角速度、角加速度进行精确分析；然后基于舵系统功率平衡方程和力矩平衡方程对舵系统需用电流精确分析计算；最后基于精确分析的电流确定舵系统的正常工作电流和峰值工作电流范围。

战术武器舵系统用电精细化设计方法流程如图3所示。

图3 舵系统用电精细化分析流程Fig.3 Workflow for electricity consumption optimization

4 舵系统用电精细化分析

基于某型电动舵机的仿真数据，利用本文提出的精细化设计方法对舵系统用电进行分析。该舵系统采用×型舵布局即4个舵机驱动四片×型布局的舵片，该种布局形式为战术武器典型舵机和舵片布局形式，具体如图4所示。飞行过程中通过控制4个舵机旋转方向和旋转角度实现战术武器三通道控制(滚转控制、偏航控制和俯仰控制)，进而改变飞行姿态。三通道控制通过舵机分配公式将控制分配到4个舵机，图4为俯仰控制时4个舵片的受力情况。

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

考虑舵机布局和实际情况控制方式，以下分析以一对常用的有刷舵机(舵机1和舵机2，额定电流1 A，峰值电流3 A)作为对象，以前100 s飞行的边界条件下数据(包络全工况)作为输入数据，对舵偏角、角速度、角加速度、舵机输出力矩和舵机用电变化进行分析，其他因素比如驱动器的功率损失等在电机效率中进行考虑。

4.1 舵偏角、角速度和角加速度分析

基于制导和姿控的数据，对舵机的舵偏角变化进行分析，如图5所示。通过分析可以得出两舵机的控制趋势基本相同，且在初始阶段变化较为剧烈(见图5(b))，在后续变化较为缓慢。两舵机舵偏角变化趋势基本相同是因为该战术武器在飞行过程中主要为俯仰控制。初始阶段变化剧烈，是因为系统起控后存在攻角明显变化的情况，需要较大俯仰控制。

图5 两舵机舵偏角变化曲线Fig.5 Changing curves of the actuators’ deflection angle

图6 两舵机角速度变化曲线Fig.6 Changing curves of the actuators’ angular velocity

角速度和角加速度变化如图6、图7所示。通过图6可以得出，两舵机角速度变化趋势基本相同，在初始阶段前 10 s 和中间40 s阶段角速度有明显变化，这是因为角度变化引起的。通过图7可以得出，两舵机角加速度变化趋势基本相同，在初始阶段前10 s和中间40 s阶段角加速度有明显变化，经过微分处理后，在数值上明显增大，初始阶段前3 s的变化趋势如图7(b)所示。

图7 两舵机角加速变化曲线Fig.7 Changing curves of the actuators’ angular acceleration

4.2 力矩分析

负载力矩变化如图8所示，可以得出负载力矩的变化趋势和舵偏角的变化趋势相同，负载力矩在前半段负载力矩较大，最大值在40 N·m左右，后半段负载力矩较小，接近为0 N·m。这是因为在其他条件变化不大的情况下，负载力矩主要受舵机舵偏角的影响，随着舵偏角增大，负载力矩不断增大。惯性转矩的变化如图9所示，在舵机型号确定的条件下，该力矩的变化主要受角加速度的影响，其变化趋势和角加速变化趋势相同，其最大值在角加速度最大值处，最大值在30 N·m左右。

图8 两舵机负载力矩变化曲线Fig.8 Changing curves of the actuators’ loading moment

图9 两舵机惯性力矩变化曲线Fig.9 Changing curves of the actuators’ inertia moment

舵机输出力矩的变化如图10所示，舵机输出力矩主要受负载力矩和惯性力矩的影响。通过图8和图9负载力矩和惯性力矩的变化趋势及最大值，可以看出除初始阶段外，其他情况电动舵机的舵机输出力矩主要受负载力矩的影响，因此舵机输出力矩的变化趋势基本和负载力矩的变化趋势一致。

图10 两舵机输出力矩变化曲线Fig.10 Changing curves of the actuators’ output torque

4.3 功率和电流分析

本节根据4.1节和4.2节分析的转速和舵机输出力矩的变换曲线，考虑飞行过程中各种干扰，结合功率平衡公式(4)，对两舵机的总功率和电流进行分析。两舵机总功率变化曲线如图11所示，舵机功率主要受舵机输出力矩和转速的影响，在两者乘积最大处瞬时功率最大，转速或负载力矩两者之一最大处瞬时功率未必最大，如图11(b)和图11(c)所示。0时刻左右，两舵机总瞬时功率最大33 W左右，如图11(b)，此阶段舵机输出力矩主要受惯性力矩的影响，如图8和图9所示，且转速在两舵机起控阶段数值较大，如图6所示；27 s左右两舵机总瞬时功率4 W左右，如图11(c)，此处舵机输出力矩主要受负载力矩影响，如图8和图9所示。此外，通过图11(a)可以得出，舵机瞬时功率在大部分时间数值较小，均在4 W以下。

图11 两舵机总功率变化曲线Fig.11 Changing curves of the actuators’ total power

两舵机总电流变化曲线如图12可知，由功率平衡公式(1)可知，电流大小主要受舵机瞬时功率、舵机输入电压和舵机效率的影响。在舵机输入电压和舵机效率为常值的条件下，电流主要受舵机瞬时电流的影响，因此舵机瞬时电流变化趋势与舵机瞬时功率变化趋势相同，如图12(a)所示。在瞬时功率较大时，舵机瞬时电流亦较大(2 A左右)，具体如图12(b)和图12(c)所示。此外，舵机瞬时电流在大部分时间数值较小(0.3 A左右)。

图12 两舵机总电流变化曲线Fig.12 Changing curves of the actuators’ total current

综上舵机功率和电流分析，可以得出舵机功率或电流在舵机输出力矩和舵机角速度乘积较大位置附近数值较大，大部分时间数值较小。

4.4 试验验证

为验证理论计算分析电流作为舵机用电指标的可行性，进行了舵机用电测试试验。为便于测试和观察，根据图6角速度变化曲线选取比最大角速度略大的40°/s作为测试角度，舵机输出力矩根据图10输出力矩变化曲线选取最大值附近的值作为测试力矩，分别为30 N·m、40 N·m和 50 N·m作为测试力矩。

试验测试系统示意图和测试台分别如图13和图14所示。测试过程中舵机控制器按指令转速给舵机发送指令，舵机在线性负载的作用线按照指令速度旋转，通过示波器记录测试过程中的电流数据。

图13 试验测试系统Fig.13 Experimental test system

图14 测试台Fig.14 Test bench

实测电流与理论计算电流对比如图15所示，由图15可知，实测电流与理论计算电流基本吻合，且实测电流比理论计算电流略小。由此得知理论计算电流可以作为舵机用电的设计依据。

图15 实测电流与理论计算电流对比Fig.15 Actual measured current vs theoretical calculated current

为进一步说明文中所提的方法的有效性，将该方法与传统方法进行对比。传统方法将舵机标定额定电流1 A作为舵机用电额定电流，将标定峰值电流3 A作峰值电流，而精细用电分析可以得出两舵机的额定电流为0.3 A，峰值电流为2 A，额定电流减少70%，峰值电流减少33.3%。

5 结论

本文针对舵系统传统用电设计方法的不足，提出了一种舵系统用电精细化设计方法，并基于此方法对典型舵系统的舵偏角、舵角速度、舵角加速度、负载力矩、惯性力矩、电磁力矩、舵瞬时功率和瞬时电流进行了分析，其中舵偏角、舵角速度、舵角加速度是制导姿控考虑干扰条件下仿真计算给出，负载力矩是气动计算考虑干扰条件下给出。通过分析可以得出如下结论：

1)采用精细化方法对电动舵系统角速度进行分析可以得出，在绝大部分时刻角速度数值小于额定角速度，与传统按照额定角速度进行用电设计相比，优化空间显著。

2)采用精细化方法对舵机输出力矩进行分析可以得出，输出力矩在绝大部分时刻小于额定力矩，与传统按照额定力矩进行用电设相比，优化空间显著。

3)与传统方法相比，精细分析方法可有效减少舵机额定电流和峰值电流(本文中额定电流减少了70%，峰值电流减少了33.3%)，初步验证了所提方法的有效性。

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