李立宇，李長兵，朱志昆，袁 東

(裝甲兵工程學(xué)院，北京100072)

0 引 言

炮控系統(tǒng)是坦克火力控制主線末端的執(zhí)行系統(tǒng)，具有驅(qū)動(dòng)和穩(wěn)定坦克火炮/炮塔的功能，是充分發(fā)揮火控系統(tǒng)性能，實(shí)現(xiàn)“先敵開火、首發(fā)命中”的重要保證［1］。不管是電液式還是全電式炮控系統(tǒng)，由于驅(qū)動(dòng)電機(jī)的旋轉(zhuǎn)速度通常都很高，故系統(tǒng)中都需要由多級(jí)齒輪組成的減速機(jī)械傳動(dòng)裝置。而齒輪傳動(dòng)裝置中不可避免地存在傳動(dòng)間隙及齒輪彈性形變，這一非線性環(huán)節(jié)對(duì)炮控系統(tǒng)的穩(wěn)定性、低速性能和穩(wěn)定精度(通常認(rèn)為系統(tǒng)穩(wěn)定精度僅能達(dá)到系統(tǒng)傳遞誤差的1/2左右)會(huì)產(chǎn)生重大影響，這就制約了系統(tǒng)性能的進(jìn)一步提高。

本文提出的座圈電機(jī)無間隙傳動(dòng)方案，水平向采用大直徑、多極、超低速永磁同步電動(dòng)機(jī)，并設(shè)計(jì)成與現(xiàn)有炮塔座圈相似的結(jié)構(gòu)，電機(jī)定子與車體聯(lián)接固定，電機(jī)轉(zhuǎn)子直接與炮塔固定，轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)動(dòng)直接驅(qū)動(dòng)炮塔旋轉(zhuǎn)。無間隙傳動(dòng)方案消除了炮控系統(tǒng)中機(jī)械傳動(dòng)間隙帶來的技術(shù)瓶頸問題，為炮控系統(tǒng)性能的進(jìn)一步提升，探索了一種新的技術(shù)解決方案。

1 電機(jī)參數(shù)選型

根據(jù)某型坦克座圈結(jié)構(gòu)，可確定座圈電機(jī)的定子外徑和轉(zhuǎn)子內(nèi)徑尺寸;根據(jù)該坦克炮控系統(tǒng)最大調(diào)炮速度和最低瞄準(zhǔn)速度等性能指標(biāo)及斜坡調(diào)炮要求，可折算出電機(jī)轉(zhuǎn)速為0.003～5.83 r/min，額定功率為1.8 kW，額定轉(zhuǎn)矩為2 950 N·m。根據(jù)上述基本參數(shù)要求，考慮到推力軸承的最大游隙量，經(jīng)計(jì)算和仿真分析，方案設(shè)計(jì)中所確定的電機(jī)參數(shù)如表1所示。

表1 電機(jī)性能參數(shù)

2 電機(jī)電磁設(shè)計(jì)

2.1 極槽配合的選取

不同的極槽配合對(duì)電機(jī)轉(zhuǎn)矩波動(dòng)的影響也不同［2］。本文對(duì)208極234槽和198極216槽兩種極槽配合的永磁同步電動(dòng)機(jī)進(jìn)行對(duì)比分析后選取較優(yōu)的極槽配合方案。

用Ansoft軟件對(duì)兩臺(tái)電機(jī)進(jìn)行建模，分析其一個(gè)單元電機(jī)的空載氣隙磁場波形如圖1和圖2所示。

圖1 208極234槽永磁電動(dòng)機(jī)氣隙磁密波形

圖2 198極216槽永磁電動(dòng)機(jī)氣隙磁密波形

用傅里葉分析軟件對(duì)以上兩臺(tái)電機(jī)的氣隙磁密波形進(jìn)行諧波分析所得諧波幅值占基波幅值的百分比，如圖3和圖4所示。

圖3 208極234槽永磁電動(dòng)機(jī)氣隙磁密分析

圖4 198極216槽永磁電動(dòng)機(jī)氣隙磁密分析

計(jì)算兩臺(tái)電機(jī)氣隙磁場的諧波正弦性畸變率，208極234槽永磁電動(dòng)機(jī)的諧波正弦性畸變率為0.150 5，198極216槽永磁電動(dòng)機(jī)諧波正弦性畸變率0.155 5?？梢姡?08極234槽永磁電動(dòng)機(jī)的氣隙磁密波形正弦性要優(yōu)于198極216槽永磁電動(dòng)機(jī)。

圖5、圖6為通過Ansoft軟件計(jì)算得出的兩種極槽配合電機(jī)的齒槽轉(zhuǎn)矩波形。

圖5 208極234槽電機(jī)齒槽轉(zhuǎn)矩波形

圖6 198極216槽電機(jī)齒槽轉(zhuǎn)矩波形

由圖5、圖6可以看出，198極216槽永磁同步電動(dòng)機(jī)齒槽轉(zhuǎn)矩的波動(dòng)范圍是從－210～280 N·m，而208極234槽永磁同步電動(dòng)機(jī)齒槽轉(zhuǎn)矩的波動(dòng)范圍是從－150～125 N·m，明顯低于前者的齒槽轉(zhuǎn)矩波動(dòng)。

綜合分析以上兩種極槽配合的方案，最終選擇208極234槽的極槽配合。

2.2 漏磁系數(shù)的計(jì)算

整數(shù)槽電機(jī)的漏磁系數(shù)可以通過磁場有限元的方法準(zhǔn)確求出。但對(duì)于分?jǐn)?shù)槽電機(jī)尤其是真分?jǐn)?shù)槽電機(jī)，通過上述方法求出的漏磁系數(shù)誤差較大。真分?jǐn)?shù)槽電機(jī)的特點(diǎn)是齒數(shù)和槽數(shù)的大小相近，這樣就在出現(xiàn)了極間和齒頂兩種漏磁，如圖7所示。

圖7 徑向方向漏磁路分布示意圖

齒頂漏磁的出現(xiàn)增加了電機(jī)的漏磁系數(shù)，也給電機(jī)漏磁系數(shù)的準(zhǔn)確計(jì)算帶來了難度。對(duì)于多極少槽的極槽配合可以利用Ansoft求出電機(jī)的靜態(tài)磁場，再分別求出電機(jī)的極間漏磁、齒頂漏磁和電機(jī)的總磁通，代入漏磁計(jì)算公式求出電機(jī)的漏磁系數(shù)為1.21。也可以利用Ansoft瞬態(tài)場計(jì)算出電機(jī)的空載反電動(dòng)勢，再通過公式E0=4.44fKdpNΦδ0KΦ，反推出電機(jī)的漏磁系數(shù)［3］。圖8為選定永磁同步電動(dòng)機(jī)的空載反電勢波形，通過傅里葉分析可得電機(jī)空載反電動(dòng)勢的基波幅值為120.58 V，再反推電機(jī)的漏磁系數(shù)為1.20。由于以上分析均采用二維磁場，沒有考慮電機(jī)的端部漏磁的影響，所以在選取電機(jī)的漏磁系數(shù)時(shí)要加上端部漏磁系數(shù)。最終選取電機(jī)的漏磁系數(shù)為1.21。

圖8 超低速永磁同步電動(dòng)機(jī)空載反電勢波形

2.3 單邊磁拉力的影響

電機(jī)由于加工和安裝的誤差，定、轉(zhuǎn)子可能不同心，使氣隙磁場中的磁密不相等產(chǎn)生單邊磁拉力。單邊磁拉力作用在定、轉(zhuǎn)鐵心子上，使鐵心發(fā)生變形。所以有必要對(duì)電機(jī)在受到單邊磁拉力的情況下，定、轉(zhuǎn)子鐵心發(fā)生的變形和受到的應(yīng)力大小進(jìn)行分析。

徑向電機(jī)單邊磁拉力的計(jì)算公式［4］:

式中:β為經(jīng)驗(yàn)系數(shù)，同步電動(dòng)機(jī)和直流電動(dòng)機(jī)可取0.5;D為轉(zhuǎn)子鐵心外徑;led為轉(zhuǎn)子鐵心長度;Bδ為氣隙磁密幅值;e0為初始偏心，計(jì)算時(shí)可取0.1δ;δ為單邊平均氣隙長度;μ0為真空磁導(dǎo)率。

通過計(jì)算得到電機(jī)所受的單邊磁拉力為6 137 N。假設(shè)單邊磁拉力集中作用在定、轉(zhuǎn)子相距最近的一條線上，用ANSYS分析這種極限情況時(shí)的變形和受力情況如表2所示。

表2 轉(zhuǎn)子變形量和應(yīng)力的大小

由以上計(jì)算結(jié)果可知，轉(zhuǎn)子厚度為15 mm時(shí)的變形量僅為0.007 5 mm。遠(yuǎn)小于電機(jī)氣隙單邊厚度4 mm的10%，滿足設(shè)計(jì)要求。

3 電機(jī)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

大直徑、多極、超低速座圈電機(jī)是將永磁電動(dòng)機(jī)設(shè)計(jì)成與炮塔座圈相似，炮塔直接與電動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)子固定，轉(zhuǎn)子中心軸挖空，轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)動(dòng)直接驅(qū)動(dòng)炮塔旋轉(zhuǎn)，定子與坦克車體固定不動(dòng)，連接成一體，定、轉(zhuǎn)子之間同軸度由大直徑的推力軸承保證。方案設(shè)計(jì)中的大直徑推力軸承借用了某型坦克上的原車座圈。安裝時(shí)，將電動(dòng)機(jī)的空心轉(zhuǎn)子通過座圈上安裝孔固定在座圈的旋轉(zhuǎn)面上，定子通過座圈下安裝孔固定在車體上，定、轉(zhuǎn)子軸向延伸在座圈的下方形成相互作用空間，組成一體后即成為完整的座圈電機(jī)。電機(jī)與軸承配合的總裝配圖如圖9所示。

圖9 電機(jī)與軸承配合總裝配圖

由于電機(jī)的直徑大，且轉(zhuǎn)子為空心結(jié)構(gòu)，故不便安裝電機(jī)速度和位置傳感器。解決方案如下:利用原座圈上的齒條，在轉(zhuǎn)子聯(lián)結(jié)板上安裝一個(gè)彈性齒輪與齒條嚙合，編碼器與齒輪軸相連如圖10所示。彈性齒輪選取18個(gè)齒與座圈齒條相配合，當(dāng)炮塔旋轉(zhuǎn)時(shí)編碼器也同時(shí)旋轉(zhuǎn)，從而獲取速度信息。在電機(jī)定子A相繞組軸線處，安裝3個(gè)互差120°電角度的霍爾元件，以確定電機(jī)起動(dòng)時(shí)轉(zhuǎn)子的位置。編碼器與霍爾元件的安裝如圖11所示。

圖10 齒輪與齒條配合示意圖

圖11 編碼器與霍爾元件的安裝示意圖

4 系統(tǒng)控制方案

永磁同步電動(dòng)機(jī)的電磁轉(zhuǎn)矩主要取決于定子直軸(d軸)和交軸(q軸)的電流分量。由于永磁同步電動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)子磁鏈不變，所以可采用轉(zhuǎn)子磁鏈定向方式來控制［5］。為了簡化系統(tǒng)，可把合成電流矢量控制在q軸而無d軸分量，即id=0，iq=i。假設(shè)永磁同步電動(dòng)機(jī)各種參數(shù)不會(huì)隨溫度變化，并忽略渦流、磁滯損耗，且轉(zhuǎn)子無阻尼繞組，其在d－q坐標(biāo)系中的定子電壓方程和轉(zhuǎn)矩方程可以表示如下:

式中:，ud、uq為定子電壓矢量u在d、q軸上的分量，Lq為交軸電感;ω為轉(zhuǎn)子角頻率;p為微分因子;rs為定子相電阻;p為電機(jī)極對(duì)數(shù);Ψ為轉(zhuǎn)子磁鋼在定子上的耦合磁鏈［6］。

從式(1)～式(3)可以看出，只要準(zhǔn)確檢測出轉(zhuǎn)子位置(d軸)，可通過控制逆變器使得三相定子合成電流位于q軸，則永磁同步電動(dòng)機(jī)的電磁轉(zhuǎn)矩Td僅與定子電流幅值成正比，即通過控制定子電流的幅值，就可以很好的實(shí)現(xiàn)對(duì)電磁轉(zhuǎn)矩的控制［7］。

圖12為按轉(zhuǎn)子磁鏈定向控制(FOC)的永磁同步電動(dòng)機(jī)矢量控制原理圖。

圖12 永磁同步電動(dòng)機(jī)FOC控制原理框圖

根據(jù)轉(zhuǎn)速和轉(zhuǎn)矩的關(guān)系，由參考轉(zhuǎn)速和電機(jī)實(shí)際轉(zhuǎn)速通過速度PID調(diào)節(jié)輸出得到定子電流的參考輸入。先用Clarke變換將定子相電流ia和ib轉(zhuǎn)換到定子兩相靜止坐標(biāo)系中，再用Park變換轉(zhuǎn)換到d－q旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)系中。d－q旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)系中的電流信號(hào)與參考輸入量isqref和isdref比較(其中isdref=0)，并通過兩個(gè)PI調(diào)節(jié)器獲得理想的控制量。該控制量再通過Park逆變換作為SVPWM逆變器的輸入，從而得到控制定子繞組的實(shí)際電流值。速度環(huán)得到定子電流的參考值，電流環(huán)產(chǎn)生實(shí)際控制量，從而構(gòu)成了一個(gè)完整的FOC雙閉環(huán)控制系統(tǒng)［8－9］。

圖12中矢量控制所用到的坐標(biāo)變換定義如下:

Clarke變換:

Park變換:

Park逆變換:

5 試驗(yàn)與結(jié)論

在完成了系統(tǒng)的軟硬件設(shè)計(jì)后，基于超低速永磁同步電動(dòng)機(jī)的無間隙傳動(dòng)炮控系統(tǒng)安裝在某型坦克上，取代原炮控系統(tǒng)水平向分系統(tǒng)。在實(shí)車上完成了系統(tǒng)的各項(xiàng)指標(biāo)調(diào)試，并用數(shù)字示波器記錄下電壓電流波形和系統(tǒng)速度波形。

圖13(a)為電機(jī)額定負(fù)載和最大轉(zhuǎn)速時(shí)線電壓實(shí)驗(yàn)波形;圖13(b)為相同條件下穩(wěn)態(tài)時(shí)電機(jī)相電流實(shí)驗(yàn)波形。從圖中可以看出，實(shí)驗(yàn)波形非常理想，為良好的控制性能打下了基礎(chǔ)。

圖13 電機(jī)線電壓和相電流實(shí)驗(yàn)波形

圖14(a)為系統(tǒng)起動(dòng)、高速穩(wěn)態(tài)(約30°/s，還不到最高調(diào)炮速度)和制動(dòng)的整個(gè)運(yùn)動(dòng)過程速度波形，從圖中可以看出系統(tǒng)的響應(yīng)時(shí)間為1.5 s左右。穩(wěn)態(tài)時(shí)，速度沒有明顯波動(dòng);制動(dòng)時(shí)，系統(tǒng)的超出經(jīng)測量在允許的指標(biāo)范圍內(nèi)。圖14(b)是低速精確瞄

準(zhǔn)時(shí)的穩(wěn)態(tài)速度波形，此時(shí)給定速度為0.018°/s。由圖可以看出系統(tǒng)的低速平穩(wěn)，無爬行和振蕩現(xiàn)象。

無間隙傳動(dòng)炮控系統(tǒng)水平向分系統(tǒng)安裝在某型坦克上進(jìn)行了實(shí)車試驗(yàn)，測試指標(biāo)與該車型原有炮控系統(tǒng)(電液式)的對(duì)比情況如表3所示。

圖14 系統(tǒng)速度波形

表3 兩種坦克炮控系統(tǒng)水平分系統(tǒng)的性能對(duì)比

數(shù)據(jù)表明，基于超低速永磁同步電動(dòng)機(jī)的無間隙傳動(dòng)炮控系統(tǒng)穩(wěn)定精度、最低瞄準(zhǔn)速度、最大調(diào)炮速度等指標(biāo)均有了明顯提高。此外，所用的永磁同步電動(dòng)機(jī)調(diào)速系統(tǒng)與現(xiàn)裝備“電機(jī)擴(kuò)大機(jī)+直流電動(dòng)機(jī)”驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)相比，效率提高了35%左右;系統(tǒng)采用DSP為主控單元，為炮控系統(tǒng)與車輛綜合電子系統(tǒng)的接口打下了基礎(chǔ)。

［1］ 臧克茂，馬曉軍，李長兵.現(xiàn)代坦克炮控系統(tǒng)［M］.北京:國防工業(yè)出版社，2007:Ⅶ－Ⅹ，315－345，10.

［2］ 宋志環(huán)，韓雪巖.不同極槽配合永磁同步電動(dòng)機(jī)振動(dòng)噪聲分析［J］.微電機(jī)，2007，40(12):11－14.

［3］ 唐任遠(yuǎn).現(xiàn)代永磁電機(jī)理論與設(shè)計(jì)［M］.北京:機(jī)械工業(yè)出版社，1997:45－50.

［4］ 傅彩明.大型立式電動(dòng)機(jī)特定邊界條件下的振動(dòng)特性仿真與實(shí)驗(yàn)研究［J］.振動(dòng)與沖擊，2010，29(6):227－230.

［5］ 韓安太.DSP控制器原理及其在運(yùn)動(dòng)控制系統(tǒng)中的應(yīng)用［M］，北京:清華大學(xué)出版社，2003:385－386.

［6］ 臧克茂.坦克炮采用交流全電控制系統(tǒng)的研究［J］.兵工學(xué)報(bào)，2006，27(3):549－550.

［7］ Bose B K.現(xiàn)代電力電子學(xué)與交流傳動(dòng)(英文版)［M］.北京:機(jī)械工業(yè)出版社，2003:45－50.

［8］ PMSM3－1 System Documentation Sensored Field Oriented Control for 3－Phase PM Synchronous Motor［EB/OL］.［2000－09－01］.http://www.ti.com.

［9］ DSP Solution For Permanent Magnet Synchronous Motor［EB/OL］.［1997－05－01］.http://www.ti.com.