宽带振动抑制用液电混合作动器技术*

王坤东，陈敏花，顾 玥，马 瑞，操宏磊, 吴建铭

(1.上海交通大学 仪器科学与工程系·上海·200240； 2.上海航天控制技术研究所·上海·201109)

0 引 言

用于飞行器姿态控制的飞轮执行机构、轴承系统、轴承支撑系统、结构共振等不可避免地引起振动，并且由于振动所诱发的残余振动力会在6个维度上影响载荷，而且这些残余振动力比飞轮系统振动具有更宽的频带。虽然这些振动在设计阶段尽量通过动平衡系统、结构设计等予以消除，但是高精度载荷依然可以显著地敏感到这些振动噪声。因此，振动隔离是高稳平台关键载荷保证良好精度的重要技术保障。

振动隔离主要分为被动隔振、主动隔振与主被动结合隔振3种方法。国外，MIT与Honeywell公司针对问题进行了长时间的研发。面向低转折频率1.5Hz的要求，研制出了一种弹簧串并阻尼器的三参数系统，通过参数调整可以在低频时产生大的阻尼，在高频时消减阻尼[1-2]。Honeywell后续在NASA的支持下，开发出了一种可调阻尼器D-Strut，其峰值阻尼在0.1～10Hz之间可以进行调整[3]。华盛顿大学采用音圈驱动进行了六轴主动隔振平台的研制，引入了足量的弹性弯曲和多种传感器来改善被动隔振的频率特性[4]。加州理工在主动隔振中增加了被动隔振，增装了陷波滤波器的宽带控制器能够使系统的力传递率衰减40dB[5]。MIT开发出了一种内嵌黏性阻尼的作动器，利用其被动刚度进行振动隔离，同时使用其音圈电机进行主动振动抑制，结果表明对于力隔振应用开环和闭环下分别达到8dB和20dB[6-7]。国内，马建国等采用磁悬浮作动与气囊被动组成的混合主被动隔振进行了理论研究，仿真结果表明开启隔振前后振动信号变化比较显著[8]。Zhang等设计了一种磁性负刚度的隔振器，具有较好的低转折频率和较高的支撑刚度[9]。李林峰等设计了基于压电堆的反作用轮的微振动主被动复合隔离控制装置，振动衰减了20%[10]。李鹏涛研制了一款基于四轴惯性式电磁激振器的双层主被动复合式隔振器，优化了磁场，进行了相应的传函分析及参数优化研究[11]。综合以上可以看到，基于音圈执行器的主动振动隔离与被动阻尼隔振的复合控制是隔振装置的主要方案，相比较于其他驱动方式具有可设计性强、简便易行等优点。但是，也可以看到如何提高主动隔振的振动抑制能力、降低转折频率、提高支撑刚度等方面仍然存在不断优化的空间。本文采用音圈驱动器作为主动执行器件，采用液体在细长液压孔间的阻尼效应作为被动减振器件，将二者复合应用，构建出较大带宽内的高支撑刚度的低转折频率的隔振装置。

1 设计思路

1.1 结构设计

主动振动抑制部分采用音圈驱动器，被动振动抑制部分采用液压与弹簧阻尼，两者串行连接，得到的样机结构如图1(a)所示，由音圈电机主动和液压弹簧阻尼被动振动抑制复合形成。其中，阻尼板、支撑杯、下顶盖相互联结形成机架，同时导磁杯和永磁体固定在机架上。上顶盖和被动侧端盖可以支撑负载，安装在被动侧波纹管上。线圈筒和主动侧端盖通过主动侧波纹管联结在机架上，在电磁力作用下可以沿轴线自由运动，发挥主动抑制振动作用。液体由充油孔充入，填充在被动侧波纹管和主动侧波纹管的空腔内，液体通过阻尼板上的孔连通两个空腔，发挥被动抑制振动作用。该样机采用主被动混合振动抑制方案，集成了二者的优势，具体在于：(1)上顶盖在支撑筒中滑动，具有较高的轴向支撑刚度；(2)阻尼板的细孔可以进行参数化设计，获得需要的阻尼系数；(3)音圈作动可以获得较低的转折频率。

(a)样机组成

(b)音圈执行器图1 样机结构示意图Fig.1 Schematic of the prototype construction

1.2 磁场设计

永磁组件长度40.3mm，直径34mm。采用短线圈动圈结构，行程±3.5mm，线圈在运动范围内始终处于气隙磁场中。线圈架绕线部分截面高度19.6mm，厚度1.2mm。磁场气隙2.1mm，高度28mm。磁体采用12片瓦状永磁拼接而成，永磁体下端使用定位环机械卡装，使用磁钢专用胶水粘接贴装在外导磁筒内壁上。

在ANSOFT中对气隙磁场进行有限分析，导磁体采用DT4E，永磁体采用钕铁硼35，按照结构设计的尺寸进行RZ平面内的模型构建，仿真分析结果如图2所示。由磁力线分布可以看出，磁力线垂直穿过气隙，并且间隔比较均匀。在线圈所在中心沿轴向的气隙磁场感应强度如图3所示。处于工作气隙中的磁场，最小为0.5427T，最大为0.5597T，平均磁场为0.5512T，不平稳度为(0.5597-0.5427)/0.5597×100%=3.04%，对力的变化影响极小，这样在设计控制律时仅仅考虑控制量驱动电压或者电流。

采用直径0.2mm的紫铜漆包线，则按照最保守估计，线圈架上单层匝数为19.6/0.2=98匝。宽度1.2mm则至少可以缠绕6层，则总匝数为98×6=588匝。线圈平均直径为23.6mm，则线圈总长度为3.14×23.6mm×588 = 43.573m。查询漆包线额定电流为0.8A(50℃)，则在此气隙磁场中额定输出力F=BIL= 0.55×0.8×43.573=19.17N。去除克服波纹管弹性而损失的力6N，则可以得到净输出力约为±13N，完全能够满足轻质桁架以及失重环境中的振动力吸收[12]。

(a)RZ平面内模型

(b)磁力线B分布

图3 线圈中心位置处的磁感应强度Fig.3 Magnetic flux density in the center line of air gap

2 数学模型的建立

该系统可以使用集总参数模型，参照文献[7]，将样机中的部件按照弹性联结结构关系分为6个质量块互联的弹簧阻尼系统，如图4所示，其中m1、m2、m3、m4、m5、m6分别代表负载、上顶盖被动侧端盖组合体、阻尼孔内流体、阻尼板、音圈电机线圈架主动侧端盖组合体、永磁体轭铁支撑杯组合体；k1、k2、k20、k3、k4、k40、k5、k6分别代表负载安装刚度、被动侧波纹管轴向刚度、被动侧液体压力刚度、主动侧液体压力刚度、主动侧波纹管轴向刚度、阻尼板安装刚度、线圈架对中刚度、机架安装刚度；c代表阻尼板阻尼孔中液体的阻尼系数；u代表音圈电机的推力；Ap、Ao、As分别代表被动侧波纹管截面积、阻尼孔截面积、主动侧波纹管截面积，主被动两侧液压联通，压强相等，依靠截面积比可以调整两侧压力。假定弹簧的连接点在质量块上面，xi代表第i个质量块的轴向位移，对图4所示的等效物理模型进行动力学建模，得到的动力学方程如下：

其中：

图4 集总参数等效物理模型[7]Fig.4 Equivalent physical model with lump parameters [7]

3 试验及结果分析

3.1 样机研制

研制完成的样机如图5所示，样机分为两部分，下部为音圈电机，上部为金属波纹管液体阻尼器。样机直径40mm，长度105mm，有效输出位移±3mm，输出力4.5N。金属波纹管组成的密闭阻尼腔内采用航空煤油，注入时双侧波纹管进行3mm的预压缩。在样机的前端盖和后端盖预留了机械安装接口，以便作为桁架的一段嵌入到结构中。

图5 液电混合作动器样机Fig.5 Prototype of liquid-electric hybrid actuator

3.2 测试分析

进行作动器输出力特性的测试，包括静态输出力和动态输出力。将作动器音圈电机端固定在测试实验台上，推拉力计(AIGU，型号：ZP20N，精度0.1N)与混合作动器的输出端连接，推拉力计固定在平移台上，测量混合作动器的输出力。同时，使用安培表与音圈电机串联，测量通过音圈绕组的电流。测试得到的作动器电流-输出力的关系曲线如图6所示。1.2A是在线圈绕组的耐受电流范围之内(0.2mm直径紫铜漆包线耐受电流为2.3A@100℃)可以看出输出力最大为4.5N，同时输出力与电流具有较好的线性关系。对音圈电机施加正弦激励电流，电流幅值1.2A，频率0.5Hz得到电流-输出力的关系曲线如图7所示。

图6 作动器电流-输出力的关系曲线Fig.6 Relation curve of current and output force

图7 作动器动态力输出特性曲线Fig.7 Characteristics of dynamic output force

可以看出输出力的频率可以良好地跟踪电流的控制频率，在此频率具有良好的跟踪特性，输出力达到3.6N。进行作动器位移输出的动态跟踪闭环控制测试，得到输出位移的正弦曲线。将作动器音圈电机端固定在平移台上，作动器输出端固定连接负载，负载采用吊装，以避免重力对输出特性的影响。采用激光测距传感器(Panasonic，型号：HG-C1030，精度10μm)进行位移输出测量，运动控制使用PID控制算法，得到的动态位移输出曲线如图8所示。可以看出输出位移最大幅值可以达到3mm，测试频率为0.5Hz，输出波形没有明显失真。

图8 动态位移输出特性曲线Fig.8 Characteristics of dynamic displacement output

4 结 论

本文研究了基于音圈电机和液压阻尼器串联的液电混合作动技术。设计了音圈电机，进行了磁场的分析和结构设计，保证了主动驱动力的提供。在此基础上进行了液电混合作动的集总参数模型分析，得到了系统的动力学方程。进行了被动液压阻尼器的研制并与音圈电机集成得到了液电混合作动器样机，并对样机进行了初步的测试，结果表明样机满足初步的性能指标要求。但本文未考虑液电混合作动器的闭环控制策略及参数的精确识别，因此后续将研究考虑力反馈、位置反馈并搭载负载时的精确控制算法及实现问题，以进一步评估振动抑制能力。