光电稳定平台（精选8篇）
光电稳定平台 篇1
随着无人机在电视新闻采集、广播摄像、海关缉私、海事救援、渔政取证、森林防火等领域的广泛应用,机载光电稳定平台也越来越多地成为无人机上的主要设备,其工作状态好坏成为无人机是否能够完成各种任务的非常重要的因素.正确选择和使用润滑脂,对于确保机载光电稳定平台处于良好工作状态、充分发挥功能、延长使用寿命,具有十分重要的作用.
1 稳定平台润滑
1.1 稳定平台润滑方式
如图1所示,机载光电稳定平台通常由方位、俯仰框架构成,所携带可见光摄像机、前视红外仪、激
光测距仪、数码照相机等传感器安装固定在框架内,每个框架包含一组驱动组件、一组测角组件.为了减小飞行中的风阻,平台外形多采用沿轴心对称的球柱体形状;为有效利用空间,在布局时将驱动组件设计在框架一端、测角组件设计在框架的另一端.驱动组件采用分装式低速直流力矩电机,输出力矩/体积比大,质量轻,电机与框架轴直接连接传动驱动,减少传动路径提高功效.稳定平台通常采用旋转变压器或光电编码器作为测角元件,直接安装在框架的旋转轴上.框架的支撑采用滚珠轴承,承受各种负载及无人机降落时的冲击力.
根据稳定平台结构形式及其在无人机上使用环境分析,润滑脂是机载稳定平台所用轴承最合适的润滑剂.它具有综合的清洁、润滑、防锈性能;适合我国地域辽阔、气候特点差别显著的国情;采用直接涂抹方式,在高低速度下都有良好的润滑效果,也可适应不同的使用环境温度,无需供油装置,不易流失,不需经常添加,可以一次性终身润滑,维护管理方便、节省操作费用[1].此外,润滑脂可以填充固定和旋转零件之间的间隙,增强其密封性能,还可防止灰尘、水份和其他杂物的侵入,无需更换,能够减少润滑油对光学系统的污染,提高传感器的性能和指标,从而可以实现光电设备长期工作的要求.
1.2 润滑脂对轴承阻力矩影响
机载光电稳定平台某框架一端采用成对安装的角接触球轴承,为了增加支撑的刚性、减小振动和噪声,防止由于惯性力矩引起的轴承内外圈之间的相对运动,提高运动框架轴系旋转精度,需对轴承施加一定预紧力.选配的轴承采用轻预紧力,清洗后的轴承常温下其阻力矩约为34 mN·m;根据机械设计手册中关于滚动轴承润滑脂填充量推荐[2],用重庆一坪润滑脂公司生产特221号航空润滑脂添加2/3轴承腔后,其阻力矩约达到102 mN·m,增加3倍.
1.3 阻力矩对稳定精度影响
视线稳定精度就是指稳定平台在载体摇摆时保持视线稳定的精度.飞行中载机摇摆会引起光电稳定平台光学传感器视轴晃动.稳定精度是机载稳定平台重要指标,该指标的高低决定了对地面目标观察的清晰程度.
图1所示俯仰轴,安装成像传感器和速率陀螺,陀螺敏感稳定平台绕X轴、Y轴运动角速度信号,将该信号校正计算后再功率放大以驱动装在俯仰框架轴上的电机,完成对平台的稳定控制.对于机载光电稳定平台,采用合适的稳定控制回路和校正算法,当载机以0.5 Hz、±5°摆幅摆动时,用常温洁净轴承阻力矩34 mN·m作为干扰力矩,在MATLAB SIMULINK中仿真,观测框架的角运动,角运动摆动峰峰值为4 μrad,也就是说在这个动态的测量过程中,光学传感器的视轴晃动的最大幅度为4 μrad,光电稳定平台的稳定精度也就是4 μrad.稳定精度的大小随着干扰力矩的大小改变,呈线性比例关系,当轴承添加润滑脂,阻力矩达到102 mN·m后,不考虑其他因素,光电稳定平台的稳定精度是12 μrad.
随着无人机应用技术的不断发展,对机载光电设备的要求在不断提高,在执行一些精确光电探测时,对设备稳定精度的要求可高达20 μrad左右,上述轴承在添加特定型号润滑脂后对稳定精度影响高达40%,润滑脂对稳定精度影响不可忽略.稳定精度仿真结果见图2.
2 润滑脂的选择
稳定平台中的润滑主要是低速轴承润滑.总的工作特点是:低速,飞机降落时冲击性负荷大;工作环境温度变化幅度大,在一定飞行高度,地面与空中存在一定温差;稳定平台需要满足地面联试与空中飞行大气气象条件.因此,要提高润滑效果,满足使用环境及使用条件,保证良好的运动性能,延长使用寿命,稳定平台轴承对润滑脂的要求是:
(1) 适当的黏度
润滑脂的黏度-温度特性具有重要的使用价值,特别是在较低的温度下,如果相似黏度很大,则流动性很差[3],即不易进入摩擦部位的工作面,轴承的启动力矩会增大,产生很大的滑动转动阻力,运转时阻力也过大.而当环境和工作温度变高时,如果相似黏度迅速下降,在实际使用时可能发生流失现象,污染光学系统,影响传感器的性能和指标,从而无法实现光电设备长期工作的要求.
(2) 较低的启动转矩
启动转矩是指润滑脂阻滞低速滚动轴承转动的程度[3].启动力矩值越小,则对稳定精度影响越小,启动功率消耗也越小,即润滑脂的启动性能越好.某些脂在低温下的启动力矩值较大,甚至出现卡住现象,即脂的低温性能差,影响运动平稳性,造成稳定精度下降,不适合在低温下应用.启动转矩是低温用润滑脂和宽温度范围用润滑脂在机载光电稳定平台应用的重要性能指标.
(3) 较宽的温度使用范围
在低温环境下,使用不合适的润滑脂最直观的结果是使又稠又软的油脂冻结,进而使得光电设备起动力矩大起动困难,运动时产生较高的摩擦,功率损耗增大.
润滑脂受热后性质可能发生许多变化,从不流动状态变为流动状态,出现蒸发/氧化/析油等,这些改变都会影响润滑脂在高温下的使用性能.
(4) 严格的杂质含量
润滑脂内存在了机械杂质,使用过程中就会带入机械摩擦部位,它不但会降低润滑脂的减摩作用,而且加剧了摩擦交点和工作面的磨损,并能造成摩擦面擦伤等等,致使被润滑的滚珠轴承迅速丧失精度,降低运动精度,从而缩短使用寿命.
此外,机载光电稳定平台对润滑脂还要求一定的安定性,防止在与空气的接触中氧化;一定的抗水性,在与水及水蒸气接触后不会生成乳化体;一定的机械稳定性,在受机械作用后其稠度改变很小.
对于所用润滑脂的选择,除了以上各方面的阐述之外,还有其他许多制约条件,应对整个系统有一定了解,根据使用寿命、载机飞行高度、速度、使用场合是陆地还是海上等因素进行综合选择,使机械润滑更加合理完善.
参考文献
[1] 颜志光.润滑材料与润滑技术[M].北京:中国石化出版社,2000.
[2] 徐灏.机械设计手册[M].北京:机械工业出版社,1991.
[3] 王煊军,曹小平,张有智.军事装备润滑剂应用技术[M].北京:国防工业出版社,2005.
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[3]王煊军,曹小平,张有智.军事装备润滑剂应用技术[M].北京:国防工业出版社,2005.
光电稳定平台 篇2
五大平台支撑武汉光电国家实验室
包括11位两院院士在内的13人专家组,日前一致通过对武汉光电国家实验室(筹)的研究方向规划、主要研究目标和进展、研究平台建设、研究团队建设、运行机制创新、今后工作重点等方面进行的可行性论证.
作 者：麦青 作者单位： 刊 名：激光与光电子学进展 ISTIC PKU英文刊名：LASER & OPTOELECTRONICS PROGRESS 年，卷(期)： 44(1) 分类号： 关键词：光电稳定平台指向误差建模与分析 篇3
光电稳定平台的动态精度性能由稳定精度指标来衡量, 而静态精度性能由指向精度指标来衡量。如该稳定平台用于高精度跟踪, 并需要为火控系统提供目标的精确指向角, 则对指向精度有很高的要求。由于多项误差对总结果的影响效果不一定是累加效果, 在传递过程中, 可能相互抵消, 也有可能被放大[3]。因此, 这里需要对二维平台进行全面分析, 建立误差模型。
1 光电稳定平台几何误差分析
1.1 光电稳定平台
为提高稳定跟踪平台的指向与控制精度, 需要对机械误差造成的视线角误差进行严格的控制, 要求设计轴系在现有加工水平和轴承精度水平的基础上保证高的回转精度。轴承孔的同轴度、轴承跳动、结构挠度等是影响轴系回转精度的主要因素, 对这些因素造成的轴系运动误差进行分析与综合后, 可计算获得由此造成的视轴指向误差。为方便建模分析, 我们在讨论中将各项对运动部件均看成刚性体, 各力变形造成的轴系晃动影响看作是各部件没有变形, 而是存在制造误差。由于各部件加工与装配的不完善性, 不可避免地会使各运动部件的实际位置 (或指向角) 偏离它的名义值, 因此可称为几何误差[4,5]。
根据整个稳定平台的硬件分布, 可将误差源分为三大块:方位轴系和俯仰轴系, 剩余误差主要还有两轴系的正交误差、负载的光电传感器光轴与俯仰轴间的正交误差, 下面便分析影响轴系精度的各几何误差项。
1.2 几何误差分析
稳定平台的基本结构如图2所示, 共有3个相对运动的部件, 即基座、方位框和俯仰框, 为方便建模, 在这3个作相对运动的部件上分别建立直角坐标系O1XYZ、O2XYZ、O3XYZ。稳定平台坐标系OXYZ, OX轴与光轴平行, 指向外目标方向为正。OY轴垂直于OX轴, 在水平面内, OZ轴按右手法则确定[6,7]。
俯仰角θy——OX与水平面的夹角, 向下为正;
方位角θw——OX在XOY平面上投影与指定方位的夹角, 逆时方向为正。
整个坐标系满足右手法则, O1XYZ为机器坐标系, 为基准坐标系。
1.2.1 方位轴系误差
稳定平台方位转动时, 安装在方位轴系上的一对啮合齿轮驱动平行于方位轴的测角编码器转动, 因此方位轴系误差主要包括方位测角误差和轴系晃动误差。方位测角误差主要由方位编码器自身误差、转换误差、齿轮自身误差和齿轮副啮合误差等组成。
测角编码器的驱动齿轮副, 不可避免的会存在啮合齿隙, 该齿隙误差Δd和齿轮直径D有关, 可估算出最大值:
表1中列出了方位轴测角误差θ1的组成项, 由于各项误差相对独立, 通过平方和后开根号的方式进行误差合成, 合成后的误差满足正态分布。
如图3所示, 当方位轴系转动时, 由于加工、装配的不完善性, 轴系还会产生除绕z轴方位角θw以外的晃动, 为方便建模, 我们将其分解为绕x轴的晃动误差θ2和绕y轴的晃动误差θ3。
轴系的晃动误差可由下式近似计算:
(Δ为轴承跳动量, 取均方差0.003mm;k′为负载变化系数, 取0.5~1;L1为两轴承的跨距, 取14mm)
因此, θ2和θ3的均方差约为0.01°, 该误差服从正态分布。
1.2.2 俯仰轴系误差
稳定平台俯仰轴编码器与俯仰轴同轴安装, 因此消除了俯仰传动链的不完善性对俯仰轴测角的影响。同理分析可得, 俯仰轴系误差主要包括俯仰测角误差、轴系晃动误差等, 俯仰测角误差主要由俯仰轴编码器自身误差、转换误差组成, 俯仰轴测角误差θ4约为0.011°, 该误差服从正态分布。
当俯仰轴系转动时, 由于加工、装配的不完善性, 轴系还会产生除绕y轴方位角θy以外的晃动, 将其分解为绕x轴的晃动误差θ5和绕z轴的晃动误差θ6。晃动误差的量值可由式 (2) 近似计算, 轴承跳动量取0.003mm, 俯仰轴两轴承的跨距约150mm。因此, θ5和θ6的均方差约为0.001°, 且误差服从正态分布。
1.2.3 其它误差
以上的误差均为相对运动的部件之间的运动误差, 除运动误差外, 还存在框架间的固有误差, 在加工安装完成后便相对固定不变, 一般为一个固定值, 称为静止误差。如两轴系间的垂直度误差、光电传感器视轴与俯仰轴间的正交误差等。
(1) 方位与俯仰轴系间垂直度误差θ7
稳定平台有两根名义上相互垂直的回转轴线, 由于加工、安装的不完善性, 这两根回转轴线在空间上的夹角会偏离它们的公称值90°, 存在垂直度误差θ7, 约为0.01°。
(2) 视轴误差θ8
视轴是光学传感器系统主点与其CCD靶面十字丝中心的连线, 即为光学传感器光路系统的光轴线。视轴误差是实际视轴与理想视轴不相重合而产生的误差。理想视轴应同时垂直于方位轴线和俯仰轴线, 即两条轴线空间向量叉乘所得向量的方向。由于加工及装配误差, 实际光学系统的光轴与理想视轴并不在一条直线上, 而存在一个夹角θ8, 也就相当于坐标系O3XYZ产生绕z轴θ8的角运动误差, 约为0.01°。
2 误差建模
在建立稳定平台的数学模型时, 为简化计算, 要求模型尽可能简单。比较简单的机器模型是刚体模型, 即将各相对运动的部件都看作刚性体。并将组合刚体的在空间的位姿变化用一系列沿坐标系的平移运动和绕原点的转动组成, 在各刚性体上建立坐标系, 用坐标传递关系唯一确定转动链末端光学传感器视轴的指向。
如图2所示, 在初始位置时, 可认为三个坐标系的方向相互平行, 各坐标系之间初始相对位置明确, 把整个坐标链看成是一个开链的串联坐标系的组合当方位和俯仰角为零时, 也就是转台处在初始位置时, 3个坐标系的各个方向平行, 各坐标系原点在空间上存在相对距离。
这里使用齐次坐标变换理论, 使用坐标变换矩阵求出内框和基座间的相对坐标变换关系, 该理论的具体方法可参照文献[5,6]。为方便表达, 把相对原坐标系v轴 (v=x, y, z) 旋转α角的旋转坐标变换矩阵写成式 (2) 中的形式Rot (v, α) 。由于坐标系的平移不会影响到视轴指向, 因此坐标变换矩阵中不考虑坐标系原点的平移量。
因此可列出O1XYZ到O2XYZ的坐标变换矩阵T1:T1=Rot (z, θw+θ1) Rot (x, θ2) Rot (y, θ3)
O2XYZ到O3XYZ的坐标变换矩阵T2:
式中θw、θy为稳定平台的方位角和俯仰角。
到内框和基座间的相对坐标变换关系T=T1·T2, 视轴最终的空间指向为O3XYZ坐标系的x轴指向, 即取O3XYZ坐标系中 (1, 0, 0) 点在基坐标系O1XYZ下的坐标。将表达式T展开后, 可获得向量P=T· (1, 0, 0, 1) ′= (P1, P2, P3, 1) , 该向量为视轴的实际指向, 其中包含有各误差分项。
如转台不存在上述的各项误差, 也就是理想情况下, 转台视轴的实际指向Q:
理想向量Q (Q1, Q2, Q3)
计算这两个向量的空间夹角 (指向误差) :
3 误差影响分析
各项误差中, 除θ7和θ8为常数误差外, 其他均为与方位和俯仰角值有关的误差函数。这些随机误差项多为编码器误差、轴系晃动误差等。在这里, 我们假设随机误差θ1~θ6均服从均值为0, 均方差为估算值的正态分布, θ7、θ8为常数误差, 且平台转动角范围θw为±180°, θy为-10~110°, 见图4。因此, 假设已知以上一些误差的分布, 可以通过计算模拟的方法, 求得指向误差的分布特征。可使用Monte Carlo方法 (每个误差项取若干次正态分布采样计算) , 得到平台处于不同角度位置时, 指向误差的分布[8,9]。
各随机误差项均取500次采样, 采样样本均值为0, 满足正态分布, 常数误差项取常数值, 编写Matlab程序将各离散数值代入式 (3) 。假设只存在某单项误差, 其它项误差为0, 计算获得平台处在不同方位、俯仰角时的指向误差值, 再计算平均值。图5中直方图显示了各误差项的影响大小, 横轴的标号分别对应θ1~θ8。图中表明, 方位轴系绕y轴的晃动误差、俯仰轴系测角误差和视轴误差对平台的指向误差影响较大。
此外, 当各几何误差同时作用时, 可同样通过Monte Carlo方法计算获得最终总指向误差的分布。由于平台方位角的变化, 并不会影响指向误差的分布规律, 因此取方位角不动, 俯仰角θy在-10°~110°变化, 计算获得不同位置处指向误差值。图6中横轴为俯仰角度, 纵轴为指向误差, 从图中可看出, 当平台俯仰角处于不同位置时, 光电平台指向误差有一定浮动, 变化范围约为0.002°。
4 结论
光电稳定平台在军事设备上应用较多, 当对测量精度要求较高时, 结构上的几何误差是不可忽略的。本文使用齐次坐标变换理论建立了几何误差模型, 通过该模型可准确求得平台处于任意位置时指向误差的大小。并通过取大量离散误差数值, 从概率分布上获得指向误差的分布特点, 并可评估各误差分项的影响权重, 对设计具有实际指导意义。
摘要：光电稳定平台在武器装备中应用广泛, 其光轴的指向误差直接影响着目标位置探测的准确性, 在加工和装配过程中难以避免的机构几何误差是指向误差的重要来源。以两轴式稳定平台为例, 基于齐次坐标变换理论建立了几何误差的指向误差模型。并通过误差模型的仿真分析, 获得单项误差影响量级, 比较了各项几何误差的影响程度。针对影响指向误差的主项采取控制措施, 也适用于几何误差的标定和补偿。
关键词：光电稳定平台,指向误差,误差建模,齐次坐标变换
参考文献
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光电稳定平台 篇4
传统的伺服控制系统一般由位置控制、转速控制和电流控制等环节组成,系统结构比较复杂且为非线性系统。传统的比例积分微分(PID)控制器不能很好地兼顾动态响应和抗干扰能力的要求,而且它在设计时一般都没有考虑负载转矩的影响。在高性能位置伺服控制系统中,由于非线性摩擦、不平衡力矩、电机力矩波动、转动惯量的变化等干扰因素的存在,严重地影响了系统动、静态性能,特别是当系统处于低速运行状态时系统存在的非线性摩擦力,这种非线性摩擦力使得系统容易出现“卡住”、“滑动”、“卡住”、“滑动”等跳跃运动,即低速爬行现象,此外摩擦的不连续性使得系统可能出现“平顶”现象。常用的分析方法有分段线性化方法、相平面法、谐波分析法和李亚普诺夫法等[1]。
而在解决这类十分复杂的非线性系统的综合问题时,滑模变结构控制(Sliding Mode Variable Structure Control,SMVSC)由于具有快速响应、对参数变化及扰动不灵敏、无需系统在线辨识、物理实现简单等优点而得到了广泛的重视。滑模控制本质上是一类特殊的非线性控制,其非线性表现为控制的不连续性,即根据系统当前的状态(如误差及其各阶导数等)有目的地不断变化,迫使系统按照预定“滑动模态”状态轨迹运动。在实际控制系统,变结构控制在滑动模态下总是伴随着高频抖振,抖振不仅影响控制的精确性,增加能量消耗,而且系统中的高频未建模动态很容易被激发起来,破坏系统性能,甚至使系统产生振荡或失稳,损坏控制器部件。中国学者高为炳院士在变结构控制理论研究中首次提出了趋近律、品质控制、切换模式分类等新概念,提出了一种消除抖振的方法[2]。近年来有学者针对伺服系统、感应电机、机电系统等系统中的非线性和不确定性提出了新的滑模控制方法[3,4,5,6],并取得了良好的效果。本文以某型光电稳定系统测控台为例,建立了系统的数学模型,分析研究并考虑了影响系统精度的可能因素,如摩擦、振动和随机干扰,及同一产品不同批次间参数的细小差别等不确定因素,采用积分滑模变结构控制,有效地解决了大范围快速跟踪和低速时系统爬行的矛盾,消除了滑模控制的稳态误差,同时还具有较强的系统鲁棒性。
1 系统模型
光电伺服系统主要由直流力矩电机、PWM功率放大器、速率陀螺或旋转变压器、平台框架以及安装在框架上的光学系统等组件组成。其在受到非线性摩擦扰动时的位置状态方程可描述如下[7]:
式中:X1(t)=θ(t)为转角,X2(t)=θ(t)为角速度。Ku为PWM功率放大器放大系数,R为电枢电阻,Km为电机力矩系数,Ce为电压反馈系数,J为转动惯量,θ(t)为转速,u(t)为控制输入,fF(t)为干扰,即非线性摩擦。摩擦条件下系统控制方框图如图1所示。
在所有的非线性摩擦模型当中,Stribeck摩擦模型是著名的非线性摩擦模型,其摩擦模型函数关系可表示如下[8]:
当|θ(t)|<α时,静摩擦力为
当|θ(t)|>α时,动摩擦力为
式中:F(t)为驱动力,Fm为最大静摩擦力,Fc为库仑摩擦力,Kv为粘性摩擦力矩比例系数,θ为转动角速度,α和α1为非常小的、正的常数。
2 积分滑模控制器设计
滑模运动包括趋近运动和滑模运动两个过程,系统从任意初始状态趋向切换面,直到到达切换面的运动叫做趋近运动,即趋近运动为s→0的过程[10]。故滑模控制器的设计可归结两个基本问题:1)确定适当的切换面,以使系统所产生的滑模运动具有期望的动态特性;2)选择适当的滑模趋近律并求解控制函数,以使期望的滑模运动能在有限时间内实现,且满足系统的实际物理特性。
积分控制器可以补偿参数模型的不确定性,但如果放大积分控制的作用,会使执行机构达到饱和状态,产生退出饱和难的问题。但如果不使用积分环节,则系统将不可避免的产生静态误差,这是包括光电稳定系统在内的众多伺服系统所不能接受的。本文提出一种积分滑模变结构控制来克服非线性干扰对系统的影响,设计并改进趋近律,使能保持系统的快速性且优于传统PID的控制律运行。其基本思想就是在系统状态量从任意初始状态趋向切换面且距离较远时,此时误差较大,可以采用P或PD控制。当状态量处于一定范围之内时再开始积分动作,并当系统状态到达切换面时再次减小积分的作用。从而避免了由于积分的作用,系统在小范围内抖振的问题。
设定模态的切换函数为
滑模变结构控制虽然具有快速响应、对不确定扰动不敏感等一系列优点,但是它本身的切换控制不可避免地产生抖振问题。抖振问题会影响系统的稳定性和跟踪精度,同时增加系统的能量消耗。修正趋近律的方法是消除抖振最为简便有效的方法。现有的趋近律都存在不足:基于等速趋近律的滑模控制采用由不确定的界限计算出来的固定控制增益,如果增益ε太小,则趋近速度很小,导致控制的过渡过程变长;相反,若ε很大,则到达滑模面引起的抖振较大。基于指数趋近律的方法虽然可以通过减小ε、增大k加速趋近过程,并削弱抖振,但等速项εsgn(s)的存在使系统并不能从理论上消除抖振的出现。基于幂次趋近律能实现平滑进入滑动模态,但在快速趋近方面有不足。故本文改进指数趋近律为
滑动模态存在条件的成立是滑动模态控制应用的前提。如果系统的初始点x(0)不在s=0附近,而是在状态空间的任意位置,此时要求系统的运动必须趋向切换面s=0,即必须满足可达性条件。证明本滑模控制器满足滑模可达性条件如下。
证明:取李亚普诺夫函数为V(x)=s2/2
则
V(x)<(0s≠0),即该系统在变结构控制下的到达状态在李亚普诺夫意义下是渐近稳定的。由式(6)可以看出,接近滑模的初始阶段s较大,也具有较大的值;滑动阶段趋近于0,也趋于0,且能够实现平滑进入滑动模态。也就是说,系统状态到达滑模面后,将一直沿着该滑模面进行滑动,即切换函数之值将一直为零,因此也将一直为零,且该滑动不受系统参数变化及外部干扰的影响。
3 设计应用与结果分析
在某型光电稳定系统的控制系统设计中,电机及框架等试验参数如下:Ra=0.65Ω,Cm=6 Nm/A,Ce=1.1V/(rad/s),J=1.2 kg⋅m2;摩擦力矩选用Stribeck摩擦模型。现场调试实验过程中,系统的采样周期T=2 ms,由于本光电稳定系统为方位、俯仰两轴两通道和视轴消旋通道共三个通道实时控制,故数据分析方法为将所采集到的实时位置信息保存并导入到MATLAB环境中进行分析。经过大量实验与系统调试,构造的滑模面为,趋近律为:。由图2可以看出,由于非线性摩擦力矩的存在,使得光电伺服系统对阶跃信号的响应过程中有比较明显的爬行现象,而图3中应用了新型积分滑模控制器后,响应速度和爬行现象均有明显改善。从图4中可以看出,新型积分滑模控制器也抑制了非线性干扰下,实际系统的“平顶”现象。图5为本光电稳定系统视轴定位目标后采集的图像。
4 结论
从本光电稳定系统的测试结果和实际系统对目标的定位可以得到如下结论:首先,在受到Stribeck非线性摩擦影响的情况下,采用传统的PID控制器无法达到高精度的跟踪和定位,低速时有比较明显的“爬行”现象(如图2),这对快速定位和光轴稳定测距和定位是极为不利的。其次,带积分的滑模变结构控制算法从理论上消除了系统的静态误差,使系统参数摄动和随机干扰对系统的隔离度造成的影响表现微弱。第三,改进指数趋近律输出的控制量更加平稳,可以减少系统的抖动现象。该控制方法已成功运用于某型光电稳定系统测控台的控制,因此具有很强的实用意义。
参考文献
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光电稳定平台 篇5
舰载光电平台系统是由陀螺稳定平台以及在其上安装的电视或红外等光电传感器组成。陀螺稳定平台完成方位和俯仰两个方向上的转动,实现对海上或空中目标的观测、搜索和跟踪。海面环境下,平台稳定受到舰船姿态变化和震动、风阻力矩以及自身不平衡力矩、摩擦力矩等扰动力矩的影响;对于大尺寸、大负载的平台,要实现平台系统的稳定性和快速性,难度进一步增大,需要进行系统研究和分析。
目前,对于大负载平台,一方面通过结构上的合理布局和设计来增强系统刚度,减小平台的转动惯量;一方面选择合适的控制方法来改善平台的性能,也即在基本稳定回路的基础上,针对系统中某种影响较大的因素加以补偿。船摇隔离的方法目前有陀螺反馈法和前馈法[1];各种扰动力矩的补偿方法有非线性PID补偿、神经网络补偿、自适应补偿、模糊补偿等[2]。本文在分析大负载对系统影响的基础上,提出在以测速机构成的速度闭环中加入电流环,同时用陀螺进行角速度前馈,用扰动观测器对扰动力矩进行补偿,并通过理论和仿真验证了这种方法的优越性。
1 大负载对系统的影响及改进方法
1.1 谐振频率
工程上经常采用由陀螺构成速度负反馈的单速度稳定环控制结构,如图1所示。
Gv(s)为速度校正,kpwm为PWM功率放大倍数,L为电机电容,R为电机电阻,Cm为电机转矩系数,J为电机和负载的转动惯量,kg为陀螺传递系数,ωb为船摇扰动角速度,Md为扰动力矩,ωi为平台输入角速度,ωo为平台输出角速度。图中忽略反电势系数Ce的影响。速度环一般采取PI校正,即Gv(s)=kP+kI/s。一般情况下,L比较小,可以将1/(Ls+R)等效成1/R,从而得出系统的闭环传递函数为
其中k1=kpwmCm/JR。由式(1)知,闭环系统中包含一个二阶振荡环节,可以求出谐振频率为
其中KG=kgkIkpwmCm/R,与平台系统参数和校正环节有关。从式(2)可以看出,谐振频率ωn与转动惯量J成反比,与KG成正比。负载增大时,转动惯量J增大,系统的谐振频率降低,系统带宽也受到限制,对舰载平台的稳定性产生不利影响[3]。因此,要提高平台的谐振频率,必须要提高KG。
力矩刚度S(s)是指作用于平台轴上的干扰力矩Md(s)与在该干扰力矩作用下所产生的平台偏差角θ(s)之比[4],它表示了平台系统抵抗干扰力矩的能力。经过计算得出:
平台的静态力矩刚度为
容易发现:
式(5)表明KG即为系统的静态力矩刚度。提高KG也即要提高系统的静态力矩刚度。在稳定平台机械设计、加工和装配已经完成的情况下,为了提高系统的力矩刚度,采取环路设计的方法是可行的。
对于大负载平台,在单速度环的基础上,可以考虑增加电流环,电流环能够提高系统的抗干扰性和动态响应性能[5]。控制框图如图2所示。
GI(s)为电流环校正,ki为电流反馈系数。通过校正设计,电流环可以等效成一个比例模型1/ki[6],可以求出此时的静态力矩刚度:
由式(6)知,增大速度环积分校正系数kI和降低电流反馈系数ki可以提高系统的力矩刚度,从而提高平台的谐振频率。
1.2 扰动力矩
舰载光电平台受到船体纵摇横摇的影响,同时受摩擦力矩、不平衡力矩、风阻力矩等扰动力矩的作用,负载增大时,这些扰动力矩会发生相应变化。
平台克服摇摆惯性所需的力矩跟负载和船摇加速度有关,负载增大时,克服摇摆惯性力矩会相应增大;平台运行时会受到库仑摩擦力矩、静态力矩和粘性摩擦力矩的作用,其中库仑摩擦力矩和静态摩擦力矩与接触面所受的正压力成正比,即负载增大,这两个量也增大,对系统低速运行产生不利影响;不平衡力矩是由于转台的质心偏离旋转轴而形成的干扰力矩,在装配精度相同的情况下,负载越大,不平衡力矩也越大。风阻力矩与海面风速和风向、舰船航速和航向、平台形状和不平衡力矩等有关,对于大负载转台,体积一般都比较大,迎风面积增大,同时不平衡力矩增大,风阻力矩也会相应增大。所以,对于舰载大负载稳定平台,扰动力矩变大,必须进行补偿。
由于陀螺安装在转台上,能敏感船摇时转台相对于惯性空间的方位和俯仰角速度,可以将陀螺敏感的速度量前馈到速度环输入端,使转台转动与船摇扰动方向相反,实现船摇的隔离。此时采用测速机构成速度闭环,如图3所示。Gb(s)为陀螺前馈补偿传递函数,kc为测速机传递系数。船摇扰动输出为
其中时,船摇扰动输出ωo(s)=0;同时增大测速机传递系数kc,也能加强对船摇的隔离作用。
风阻力矩、不平衡力矩、摩擦力矩等是非线性、时变的干扰因素,很难实时地测量出准确数值,难以实现直接补偿。这时可以采用扰动观测器进行间接测量和补偿。在扰动力矩作用下,电枢电流和电机转速会发生变化,可以通过对这两个量的测量,间接合成出扰动力矩,进而对扰动力矩进行补偿。其中电枢电流可以通过电流传感器来测量,电机转速可以通过测速机来测量。图4为扰动观测器的原理图[7]。
图4中,u(s)为速度调节器输出,i(s)为电枢电流,n(s)为电机转速;Gi(s)为电流环闭环传递函数,G1(s)为电机转速信号经过的传递函数,G2(s)为电枢电流信号经过的传递函数;Md(s)为扰动力矩,等效风阻力矩、不平衡力矩和摩擦力矩的综合作用;Nd(s)为通过电机转速和电枢电流信号合成的扰动力矩,Gd(s)为扰动力矩补偿传递函数。由图4可以写出式(8)和式(9)。
消去式(8)、(9)中的n(s),可得方程:
若令:
则式(10)可转化为
式(12)表明,扰动力矩Md(s)被Nd(s)间接地测量出来。将式(11)代入式(9),可得:
式(13)即表明扰动力矩可以通过电枢电流和电机转速间接测量出来。扰动力矩测量出来后,就可以进行补偿。通过计算可以得出扰动的传递函数为
当,即扰动观测器实现了对扰动力矩的间接补偿。
通过以上分析,我们提出这样一种控制方法:在以测速机构成的速度闭环中加入电流环,同时用陀螺进行角速度前馈,用扰动观测器对扰动力矩进行补偿。理论上,这种方法既能提高系统的力矩刚度,又对力矩扰动起到了很好的抑制和补偿效果,这种方法的控制框图如图5所示。
2 仿真验证
以某舰载大负载稳定平台为对象,对所提出的方法进行MATLAB仿真。为简化,假定位置量为0,而且仅考虑方位轴;同时将船摇等效为幅度为10°,周期为10 s的正弦运动,将扰动力矩等效成在±30 N·m之间变化的随机扰动量。电机模型参数为:Ce=26.26 V/rad,Cm=21.15 N·m/A,L=50 m H,R=4.2Ω,J=96.6 kg·m2,kpwm=22,kg=1 V/(rad/s),kc=2.5 V/(rad/s)。为接近工程实际,系统中所有校正器均采取PID校正。仿真结果如图6(a)、(b)、(c)、(d)所示,它们分别对应于图1、2、3、5在船摇扰动和扰动力矩作用下的稳定精度。
将仿真结果制成表1。通过对比,我们可以很明显地看出:单速度环的稳定精度不太理想;增加电流环后,系统的稳定精度提高了2∼3倍,表明系统的力矩刚度得到提高,加强了对船摇扰动的隔离和扰动力矩的抑制,系统稳定性增强;增加陀螺前馈以后,船摇扰动得到进一步地抑制效果,但扰动力矩仍没有得到很好的抑制;增加扰动观测器后,扰动力矩得到了明显的抑制,稳定精度比较理想。
3 结论
大负载降低了舰载光电稳定平台的谐振频率,增大了扰动力矩。对于大负载平台必须要提高系统的力矩刚度,同时对扰动进行补偿。增加电流环,能够提高系统的力矩刚度;陀螺前馈能够加强对船摇的隔离程度;对于不能直接测出的扰动力矩,可以通过扰动观测器间接测量和补偿,效果比较理想。本文所提出的方法在稳定精度上提高了1个数量级,具有一定的工程参考价值。
摘要：大负载对舰载光电平台主要有两个方面的影响:一是谐振频率降低,系统频带变窄;二是扰动力矩增大。要保证稳定精度,需要提高系统的力矩刚度,同时对扰动进行补偿。本文提出在以测速机构成的速度闭环中加入电流环,同时用陀螺进行角速度前馈,用扰动观测器对扰动力矩进行补偿的方法。理论和仿真结果表明:电流环能够提高系统的力矩刚度,陀螺前馈加强了对船摇扰动的隔离,扰动观测器能够很好地补偿扰动力矩的作用。这种方法使稳定精度提高了1个数量级,对工程实践具有一定的指导意义。
关键词：大负载,谐振频率,力矩刚度,电流环,陀螺前馈,扰动观测器
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无线光电自动跟踪平台研究 篇6
1 系统硬件设计
1.1 系统整体结构
无线光电自动跟踪系统控制平台主要由光纤陀螺仪、光电编码器、A/D采样电路、放大电路、D/A转换电路, DSP控制器和直流力矩电机驱动器等几部分组成。系统总体设计框架如图1所示。
1.2 系统功能架构
系统采用光电编码器作为电机反馈元件构成数字位置外环, 利用陀螺的“空间测速机”功能组成模拟稳定内环的双闭环控制结构。利用陀螺仪把负载平台相对于惯性空间的角速度, 反馈回DSP控制器, 经过适当的PID算法, 形成驱动电机的控制信号, 从而消除转台的扰动, 保持系统的稳定性、快速性。由于转台工作状态主要为低速运行、连续运转, 因此要求精度高、响应快、运动平稳性好, 所以在控制系统中采用直流力矩伺服电动机。
1.2.1 DSP处理器
本系统采用, TI公司推出的2000系列DSP—TMS320F2812。TMS320F2812数字信号处理器是TI公司最新推出的32位定点DSP, 是目前控制领域最先进的处理器之一。它属于最新高端产品, 适合工业控制、机床控制等高精度应用领域。其频率高达150MHz, 大大提高了控制系统的控制精度和芯片处理能力。TMS320F2812芯片基于C/C++高效32位TMS320F28X DSP内核, 并提供浮点数学函数库, 从而可以在定点处理器上方便地实现浮点运算。主要特性如下:
(1) 数据处理能力强。
系统时钟频率可达150MHz (时钟周期可达6.67ns) 。另外TMS320F2812采用了先进的改进型哈佛结构, 拥有八级流水线, 专用的指令集和统一的寄存器编程模式;
(2) 存储空间大。
具有32位的数据地址和22位的程序地址, 总地址空间町达4M的数据空间和4M的程序空间。片内存储器包括128Kx 16位的Flash存储器和l28Kx 16位RAM;
(3) 外围设备电路完善。
具有外部存储器接口, 三个32位的定时器, 56个独立可编程GPIO, 串行外接口SPI, 两个标准的串行通信接口SCI, 改进的局域网络ECAN, 多通道缓冲串行接口MCBSP和串行外围接口模式, 另外还有两个事件管理器模块EVA和EVB, 每个包括16位通用定时器:8个16位的脉宽调制 (PWM) 通道。它们能够实现:PWM的对称和非对称波形;可编程的PWM死区控制以防止上下桥臂同时输出触发脉冲;3个捕获单元;16通道A/D转换器。
(4) 中断响应和处理迅速。
有三个外部中断和外部中断扩展模块PIE, PIE可支持96个外部中断。TMS320F2812支持32位的中断向量, CPU取回向量和保存关键参数仅需要9个时钟周期, 因此可以很快地响应和处理中断事件, 并可以在硬件和软件中控制中断的优先级。
(5) 低功耗。
核心电压1.8V, I/O口电压3.3 V。I/O输入引脚的电平与TTL兼容, 输出均为3.3V CMOS电平。支持空闲模式、等待模式和挂起模式。
由于TMS320F2812工作频率高, 运算速度快, 对供电电源的质量要求非常高, 因此供电质量的高低将直接影响到系统的稳定性, 所以设计出高效率、高性能的供电系统是非常有必要的。系统采用TPS70351作为DSP处理器的供电电源, 可以为TMS320F2812提供所需的两种电源, 3.3V和1.8V, 并且还提供复位功能。
1.2.2 陀螺仪测控
在整个系统中, 陀螺仪的作用是非常重要的。陀螺稳定无线光电跟踪系统要求具有很高的稳态精度和较好的动态品质, 以及足够大的稳定裕度和抗干扰能力。因此本系统所选用光纤速率陀螺, 是国内广泛运用的VG095M型, 陀螺输出测量信号较弱, 并且在陀螺信号中混杂了各种噪声, 存在零点漂移及调零偏差, 数据采集引入的高频干扰频率往往超出系统正常动态特性的频率范围造成采样值不稳定。同时, 所采用的模数转换 (A/D) 芯片的信号输入范围是±10V, 因此, 在保证精度的条件下必须对陀螺输出信号进行前级放大调理之后, 才能送入A/D转换, 并且要求前级放大电路具有较大的输入阻抗, 高的共模抑制比, 噪音要低, 具有～定的放大倍数。本系统AD620组成陀螺信号前级放大电路来调理陀螺输出的微弱电信号, 陀螺信号前级放大电路如图2所示。
进过前置运放后的陀螺信号, 进入A/D转换芯片, 为了系统的稳定性和高精度, 我们选用16/24位可调的模数转换芯片:AD7734。AD7734有4路模拟输入口, 4路输入口都可以根据需要在寄存器里分别配置各通道的输入范围, 最大值可达±10V, 为传动装置提供足够的驱动能力。
1.2.3 光电编码器探测
光电编码器是一种通过光电转换将输出轴上的机械几何位移量转换成脉冲或数字量的传感器, 光电编码器与电机相连, 当电机转动时, 带动码盘旋转, 便发出转速或转角信号, 光电编码器是目前伺服系统中应用最多的传感器。根据其刻度方法及信号输出形式, 可分为增量式、绝对式两种。增量式编码器存在零点累计误差, 抗干扰较差, 接收设备的停机需断电记忆, 开机应找零或参考位等问题, 因此本系统选用绝对式编码器, 绝对式光电编码器与增量式光电编码器不同之处在于圆盘上透光、不透光的线条图形, 绝对式编码器可有若干编码, 根据读出码盘上的编码, 检测绝对位置, 码道越多, 分辨率就越高。对于一个具有N条码道的编码器, 检测精度为:。系统所采用的是BCE60系列16位绝对式编码器, 通过差动的两根数据线/SD和SD发送和接收数据, 编码器的输出数据线采用RS-485接口, 故需通过一块RS-485驱动芯片SN75176与后续电子设备通信, 通过RE这一使能引脚控制SN75176芯片的工作状态。如图3:
1.2.4 D/A转换控制
由于整个系统是一个闭环系统, DSP通过SPI口对陀螺的模拟量的处理以及通过RS232串口对光电编码器的数字量的处理, 最后经过D/A变换, 反馈控制驱动器, 实时调控系统平台。为了更好的控制平台, 应选择宽范围电压输入的驱动器, 达到-10V～+10V, 因此要注意D/A芯片的选择, 为了使系统更简洁, 在这里使用了AD5546数模转换芯片, 它的精度高达16位, 增加适当的外围配置后, 输出可达±10V。
2 结语
根据以上原理, 本系统使用TMS320F2812实现无线光电自动跟踪控制平台的结构, 大大简化了外围电路, 控制十分方便, 可以实现复杂的控制算法, 适应控制模块的功能扩展和更新。本控制平台经过长期试验, 通信控制效果良好。
摘要：为了实现运动载体上光电跟踪设备的光轴稳定以保持对机动目标的精确瞄准跟踪, 光电自动稳定跟踪平台采用直流力矩伺服电机直接驱动, 以光纤陀螺仪作为惯性速率敏感元件构成光轴稳定内回路, 以光电编码器作为位置反馈和目标偏差检测反馈元件组成外回路, 采用高速DSP运动控制模块为核心建立具有开放式结构、标准模块化的多功能转台串级伺服控制系统。
光电稳定平台 篇7
光电检测电路是光信号和电信号之间的桥梁, 在军事、工业、农业、宇宙、环境科学、医疗卫生和民用[1]等诸多领域都需要将光的强度信息转换为电信号。例如, 大米色选机、色谱分析仪、火灾探测和辐射计[1,2,3]等仪器或仪表都是光电检测的具体应用。在这些电路中, 光电二极管是最常用的光探测器, 光电二极管产生一个与照度成比例的微弱电流, 前置放大器将这个微弱的电流信号放大转换为一个易于处理的电信号[4]。
文献[4-6]对光电转换电路前置放大部分的噪声进行了较详细地分析和推导, 但过程较为复杂。本文从实用角度对检测前置放大电路进行研究, 分析了电路设计各个方面的要点, 给出了使用光电二极管进行信号采集的光电信号转换电路的分析与设计方法。
1 光电二极管模型及其转换电路
光电二极管的等效电路如图1所示。
图1中, 结点分流电阻RJ表示零偏置的光电二极管结点电阻。理想光电二极管RJ阻值无限大, 但RJ的实际值通常为数千MΩ, 取决于光电二极管材料, 并且温度每上升10℃, 阻值会减小一半。高值RJ可以产生低噪声的光电二极管电流。串联电阻RS是光电二极管的焊线和接触点的电阻, 理想光电二极管应不具有任何串联电阻, 但典型值为数十Ω, 远小于RJ。RS用于确定光电二极管在零偏置条件下的线性度。结点电容CJ与结点面积成正比, 与二极管反向偏置电压成反比。对于零偏置下的小尺寸二极管, 典型值为数十p F。暗电流ID是在反向偏置条件下流过光电二极管的小泄漏电流, 即使没有光照, ID也会存在, 并且温度每上升10℃, 其值会增倍。零偏置条件下没有暗电流。
二极管在光伏模式下工作时, 光电二极管两端的电压为零, 光电二极管中不会流过任何暗电流, 线性度和灵敏度达到最高, 而噪声水平相对较低, 非常适合于高精度应用。
采用光伏模式的电流/电压转换电路如图2所示。
光电二极管放大器的输出电阻大致等于RFAOL, 其中, AOL是运放的开环增益。因此, 输出电阻会变得极小, 负载效应可以忽略。
光电二极管电流/电压转换电路中运放的选择至关重要, 运放应该具有低输入偏置电流IB、低输入失调电压VOS及温度漂移、轨到轨输入/输出、宽增益带宽积GBWP、高压摆率SR、低输入噪声电流密度和低输入噪声电压密度的性能。
运放的输入偏置电流IB产生的直流输出电压误差等于IB*RF, 并且IB会随温度的上升而升高, 所以较高温度下的误差会较大。一般的做法是通过增加一个值为RF∥RJ并与运放同相输入的并联补偿电阻RC, 将电压误差降至IOS*RF。但是在高温下, RC的值难以确定, 因为RJ的值会随温度的上升而显著下降, 在这种情况下, RJ的值可能小于RF。此外, 当运放输入噪声电流流过RC时, 它会产生噪声电压;另外, RC还会产生热噪声电压, 这两种噪声电压都会被电路的噪声增益放大, 因此, 输出噪声水平会升高。在运放的同相输入处, IB还会在RC上产生电压, 这会导致在反相输入处产生相同的电压。此时, 偏电压不再稳定, 将导致光电二极管的响应变为非线性。因此, 通过增加补偿电阻RC来降低电压误差IB*RF通常不是一种有效的方法。
输入失调电压VOS产生的直流输出电压误差等于VOS* (1+RF/RJ) , 室温下由于RF远小于RJ, 所以增益约为1 V/V, 因此该误差约等于VOS。在高温下, 由于RJ的值显著降低, 增益可大于1 V/V, 所以误差可能要大得多。此外, VOS漂移可能会使误差变得更大。因此, 低VOS和低VOS漂移有助于降低高温下的输出误差。
此外, 轨到轨输出能最大程度地提高动态输出电压范围和信噪比, 宽的增益带宽积和高的压摆率可满足输出阶跃响应时间的要求。
当噪声电流流过光电二极管放大器时, 将会产生电阻噪声电压, 运放输入电流噪声密度由IB决定, 因此IB越低, 运放输入噪声电流密度就越低。低输入噪声电压密度对于光电二极管放大器的输出噪声也发挥着非常重要的作用。它会被噪声增益放大, 因此输出噪声水平会受到显著影响。
反馈电阻RF的值应尽可能高, 以便在光电流处于最大值时, 可以使用运放的大部分输出电压摆幅, 对于高精度应用, 应选择具有严格容差和低温度系数的大电阻。虽然可以通过加后级放大级来增加增益, 但噪声性能比不上在一个放大级中使用一个大RF。
对于给定的带宽Δf, RF的热噪声电压由计算得出;其中, K是波尔兹曼常数 (1.38×10-22J/K) , T是绝对温度 (以K为单位) ;RF是反馈电阻 (以Ω为单位) 。输出信号可由VSIGNAL=IRF给出, 而SNR=20*log (VSIGNAL/VNOISE) 。当RF增倍时, 电阻热噪声电压会升高2倍, 输出信号电压会升高2倍。因此, SNR会增加3 d B。
2 转换电路稳定性分析
实际应用中, 图2所示的电路会出现信号增益剧增、阶跃输出振铃和噪声增益剧增等现象。噪声增益剧增会产生很高的输出噪声, 严重降低输出信号的完整性, 使光电二极管放大电路不稳定。解决办法是通过在反馈环路中增加一个小电容CF来消除这些问题, 电路如图3所示。
光电二极管放大器的噪声增益波特图如图4所示。系统稳定性取决于噪声增益的特性, 噪声增益是由与运放同相输入串联的测试电压源所检测到的增益, 当信号施加到运放同相输入上时, 它等于信号增益。
图4中f1, f2, f3的含义为:
式中:RJ为结点分流电阻;RF为反馈电阻;CJ为结点电容;CF为反馈电容;COP=CCM+CDM为运放输入电容;CCM为运放共模输入电容;CDM为运放差模输入电容;GBWP为运放增益带宽积;GN为噪声增益;AOL为运放开环增益;f1为GN的第一个零点位置;f2为信号增益带宽;f3为噪声增益带宽。
系统的稳定性由噪声增益GN和交越频率处的开环增益AOL之间的净斜率决定。当未增加CF时, 光电二极管放大器中GN和AOL之间的净斜率等于+40 d B/十倍频, 如图4所示;其中, GN的虚线与AOL曲线相交。当增加CF时光电二极管放大器GN和AOL之间的净斜率等于+20 d B/十倍频, 如图4所示;其中, GN的实线与AOL曲线相交。实线显示了增加GF时的GN曲线。
当f<f1时, GN等于1+RFRJ;当RF≪RJ时, 它大致等于1 V/V或0 d B。GN的零点位于f1。当f介于f1和f2之间时, GN按+20 d B/十倍频上升。GN的极点位于f2, 它等于1 (2πRFCF) , 它也是信号增益带宽。当f介于f2和f3之间时, GN等于1+ (CJ+COP) CF。AOL和GN的交越频率位于f3, 它等于GBWP GN。当f>f3时, GN由AOL决定并受其限制, 它按-20 d B/十倍频下降。
CF的值会影响f2的位置, 决定光电二极管放大器的信号增益带宽和相位裕度。当CF增大时, 相位裕度会升高, 这会使系统更稳定, 峰值剧增、阶跃过冲和噪声增益剧增现象会减少。但是, 也会导致较小的信号增益带宽和较长的输出响应时间。
表1显示了不同相位裕度产生的过冲百分比。
考虑相位裕度为65°时, 增益剧增现象可以忽略不计, 输出过冲百分比为4.7%, 同时可以保持合理的信号增益带宽和响应时间。公式 (1) 近似给出了相位裕度为65°时的CF值, 其中假定RF≪RJ。
在图4中, 当f2等于f3时, 在45°相位裕度下达到最大信号增益带宽, CF的相应值将为公式1中所示的一半。如果考虑RF的寄生电容的影响, CF将等于公式 (1) 中所示的值减去RF的寄生电容。通常, 由于体积小, 表贴电阻的寄生电容小于0.1 p F, 因此, 可以忽略寄生电容的影响。
3 结语
本文给出了光电二极管的等效模型和光电转换电路, 介绍了如何设计光电二极管放大器电路, 说明了提高电路性能的几个设计要点, 重点分析了提高电路稳定性的方法。电路在实际应用中效果很好。
摘要：光电检测前置放大电路的设计直接影响整个检测电路的性能。选择光电二极管在光伏模式下工作, 使用低输入偏置电流和低噪声放大器, 设计了光电检测前置放大电路, 重点分析了转换电路的稳定性, 给出了转换电路元器件参数选择的依据。电路在实际应用中取得了良好的效果。
关键词：光电二极管,前置放大电路,低噪声,稳定性分析
参考文献
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[2]霍戌文, 李伟, 李进, 等.光电探测微信号放大器设计[J].浙江理工大学学报, 2005 (3) :259-262.
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[5]王立刚, 建天成.基于光电二极管检测电路的噪声分析与电路设计[J].大庆石油学院学报, 2009 (2) :88-92.
光电稳定平台 篇8
机载光电平台作为目前获取地面目标图像的主要光电设备之一,具有机动灵活、实时准确、范围广、针对性强等特点,已广泛应用于地形测绘、 军事侦察等领域[1]。随着光电平台光学系统成像分辨率的提高,振动成为限制其成像质量和指向精度的重要因素之一,而且角振动的影响远远大于线振动的影响[2,3,4],因此在隔振系统设计中应避免线振动耦合为角振动。被动隔振以其结构简单、经济实用、无需能源等优点,成为光电平台振动抑制的主要方法之一[5]。但被动隔振系统往往因减振器设计或安装不合理,导致载机线振动耦合为光电平台角振动,使得成像质量下降,指向精度降低,因此研究隔振系统中振动耦合问题,对机载光电平台减振装置设计具有重要的指导意义。
国内外许多学者对机载光电平台隔振系统进行了分析和设计。赵鹏等[6]指出隔振系统中各减振器刚度、平台重心与减振器的支撑中心不重合等使得各安装点处的振幅或相位不同,引起平台角振动。董斌等[7]通过对隔振系统进行分析,给出了在忽略阻尼情况下避免产生角振动的隔振系统中减振器刚度、安装间距应满足的量化关系。 文献[8-10]根据平行四边形原理或空间连杆机构,设计无角位移隔振装置,避免载机线振动与平台角振动耦合,但仅适用于尺寸较小的光电设备。 以上针对隔振系统建立的模型大多为单自由度振动模型,无法用于分析线振动与角振动耦合问题。 本文通过建立隔振系统的双自由度振动模型,依据线性系统的传递函数理论,定量地分析了隔振系统中各参数偏差对振动耦合的影响,并结合工程实际,提出减小光电平台角振动的具体措施。
1隔振系统双自由度振动模型
目前,对于尺寸较大的光电平台,依然采用四个固定点的隔振方式,即将光电平台通过4个减振器与载机相连。然而在实际工程中,各减振器间参数不一致或减振器布局不合理,使得载机线振动耦合为光电平台角振动。为定量分析隔振系统参数偏差对振动耦合的影响程度,在X、Y、Z3个轴向上分别建立隔振系统的双自由度振动模型[11],如图1所示。 其中O点为光电平台质心, m、I0为平台质量和绕过质心且垂直纸面轴的转动惯量,k1、k2为连接点处减振器刚度,c1、c2为减振器阻尼系数,l1、l2为安装点与相机质心间的间距,L为平台质心与安装平面间的间距,xi为载机线振动,y为经Y方向隔振后光电平台的线振动,x、θ 分别为平台X方向上的线振动和平台绕质心的角振动。
建立机载光电平台隔振系统的运动微分方程如下:
假设隔振系统初始条件均为0,即
对运动微分方程进行拉普拉斯变换后整理得
由于本文主要分析隔振系统中振 动耦合问 题,因此引入载机线振动到光电平台角振动的传递函数(或称为传递率,即光电平台角振动幅值与载机线振动幅值之比),描述载机线振动经隔振系统后耦合为光电平台角振动的幅值情况,用于分析隔振系统的振动耦合情况,传递率越大,振动耦合越严重。对式(2)进行代数运算后可得,在不考虑Y方向线振动时,载机X方向线振动到光电平台角振动的传递函数为
而在不考虑X方向线振动时,Y方向线振动到光电平台角振动的传递函数为
由式(3)和式(4)可知,当隔振系统中刚度、 阻尼以及安装间距满足以下关系
时,则有θ(s)≡0,即载机线振动只会引起光电平台沿X、Y方向上的线振动而不会耦合为光电平台角振动。 此时光电平台隔振系统线振动、角振动的有阻尼固有频率分别为
在机载光电平台隔振系统设计中,式(5)在减振器选择和布局上具有重要的指导意义。通常根据光电平台稳像系统的伺服带宽确定隔振系统的固有频率[12],并将线振动、角振动的有阻尼固有频率设计为相等,线振动固有频率ωn用于确定减振器的刚度,而角振动固有频率ωnr用于确定减振器的安装间距。
2参数偏差对振动耦合影响分析
实际工程中,隔振系统中各减振器参数间不可避免地存在差异,光电平台质心与支撑中心间存在偏差,绝对的对称布置很难保证,此时载机线振动将引起光电平台角振动。根据推导出的载机线振动到光电平台角振动的传递函数,可对各参数偏差对隔振系统振动耦合程度的影 响进行分析。为便于分析,定义刚度、阻尼和安装间距的相对偏差量分别为
下面以某型号机载光电平台隔振系统[12]为例进行分析,设计线振动和角振动的有阻尼固有频率均为4Hz,隔振系统具体设计参数如表1所示。
由于存在加工、安装误差,使得隔振系统参数相对于设计参数值有一定的偏差,下面对不同参数偏差下载机线振动到光电平台角振动的传递率进行仿真分析,仿真结果如图2所示,图中分别绘制了在仅有刚度、阻尼、安装偏差时的载机线振动到光电平台角振动的传递曲线。可见隔振系统中各参数存在偏差时均会导致载机线振动耦合为光电平台角振动,而且参数偏差越大,振动耦合程度越严重;刚度、阻尼以及安装间距存在偏差时,在谐振频率处载机线振动引起光电平台角振动最为严重,在高频区振动耦合程度较小;当平台质心偏离减振器安装平面时,安装平面内的线振动也会引起平台角振动;但刚度偏差、安装间距偏差对振动耦合的影响相对较大,而阻尼偏差、质心偏离安装平面对振动耦合的影响相对较小。
为进一步分析隔振系统中各参数偏差对振动耦合程度的影响,绘制出在频率4Hz处不同参数偏差下载机线振动到光电平台的传递率曲线,如图3所示。从图中可看出,当参数偏差较小时,载机线振动到平台角振动的传递率基本上与参数偏差成线性关系,而且平台质心与减振器支撑中心的偏差、减振器刚度偏差对振动耦合的影响远远大于阻尼偏差、质心偏离安装平面对振动耦合的影响,因此在隔振系统设计、安装过程中应严格保证各减振器的刚度一致以及平台质心与支撑中心重合,否则会导致光电平台存在幅值较大的角振动,严重影响其成像质量和指向精度。
3载机线振动与平台角振动耦合分析
随着机载光电平台光学系统成像分辨率的提高,载机振动成为限制光电平台性能的重要因素之一,为此国外飞机制造商对载机实际飞行中的振动情况进行了测试,图4为波音公司给出的某载机的线振动位移功率谱密度曲线。下面以此载机随机振动功率谱密度曲线作为隔振系统输入, 根据上述振动耦合模型,分析载机线振动经隔振系统后耦合为光电平台角振动的情况。对于随机振动的传递,设输入的载机随机线振动的功率谱密度为Sx(ω),隔振系统的传递函数为H (jω), 则经隔振系统后光电平台的角振动功率谱密度Sθ(ω),可由下式计算[13]:
于是可得出光电平台的角振动位移功率谱密度,图5所示为在安装间距偏差δl为3%时,光电平台的角振动功率谱密度曲线。
根据光电平台角振动功率谱密度曲线,可计算出经 隔振系统 耦合的角 振动均方 根值 (RMS)[13],表2~表4分别给出了在仅有刚度偏差、阻尼偏差、安装间距偏差时耦合角振动的均方根值。
可见,当存在参数偏差时,载机线振动经隔振系统后,耦合为光电平台的角振动达到102μrad量级,而通常高分辨光电平台视轴稳定精度要求在微弧度量级[14],因此,此时耦合的角振动将严重影响光电平台的成像质量和指向精度。
4结论
为分析机载光电平台隔振系统振 动耦合问 题,建立了隔振系统的双自由度振动模型,分析各参数偏差对振动耦合的影响;以载机线振动功率谱密度曲线为输入,计算出光电平台耦合角振动的均方根值,该值远大于光电平台的视轴稳定精度要求,因此要严格控制隔振系统中各参数偏差, 避免载机线振动耦合为光电平台角振动。