电液伺服控制

2024-06-20

电液伺服控制（通用9篇）

电液伺服控制篇1

电液伺服阀是该型产品的核心控制部件, 属首次应用, 该型产品电气系统可靠性指标要求1500h以上, 是以往产品该指标的10倍以上, 这就要求必须找到一种高可靠性的控制方法。

1 电液伺服阀概述

电液伺服系统因其具有输出功率大、控制精度高等优点, 而广泛应用于工业生产的各个领域。电液伺服阀作为电液伺服控制系统的核心部件, 其性能的好坏直接影响整个电液伺服控制系统的性能。

电液伺服阀是输出量与输入量成一定函数关系, 并能快速响应的液压控制阀, 是液压伺服系统的重要元件, 它在接受电气模拟信号后, 相应输出经过调制的流量和压力, 它既是电液转换元件, 也是功率放大元件, 它能将小功率的微弱电气输入信号转换为大功率的液压能 (流量和压力) 输出, 实现电液信号的转换与液压放大。

对电液伺服阀的控制是通过控制其线圈通过电流的大小来控制力矩马达产生的力的大小, 进而控制流量, 转变为相应的位移。

2 电液伺服阀控制方法

2.1 电液伺服阀电气特性研究

伺服放大器是电液伺服控制系统的重要组成部分, 用以改善电液控制元件或系统的稳态和动态性能。伺服放大器是指驱动电液伺服阀的直流功率放大器, 其前置级为前置放大电路, 功率级为电流负反馈放大电路。

伺服放大器的作用是将输入电压信号与反馈信号比较后的偏差信号加以放大和运算, 输出一个与偏差信号电压成一定函数关系的控制电流, 输入到伺服电机或伺服力矩马达线圈中去驱动伺服电机或伺服阀。进一步减少这个信号, 使得系统达到所需要的控制精度。

2.2 电液伺服阀电气模型建模及仿真

Multisim9适用于板级的模拟/数字电路板的仿真, 相对于其它EDA软件, 它具有更加形象直观的人机交互界面, 特别是其仪器仪表库中的各仪器仪表与操作真实实验中的实际仪器仪表完全没有两样, 但它对模数电路的混合仿真功能却毫不逊色, 几乎能够100%地仿真出真实电路的结果。

电液伺服阀的线圈为实现冗余设计采用并联连接, 在线圈一路断路的情况下, 电液伺服阀线圈的负载特性发生变化, 电阻变为并联时的两倍, 但是线圈所需电流仍要保持恒定不变, 为了解决这个问题, 有两种方法, 一种是采用恒流源对线圈提供电流, 另一种是处理器实时检测线圈电阻的变化, 当检测到电阻变化时, 提高施加在线圈上的电压以保持电流不变。

电阻变化检测电路的采用检测电流的方式实现, 当并联的两个电阻有一个断路时, 电阻增加一倍, 电流减小一半, 可通过检测电流的变化来反应电阻的变化, 采用这种方法当负载突然发生变化时, 需要一定反应时间才能检测出电流的变化, 不能满足实时性的需要, 可行的方法是采用恒流源实现。

恒流源的实现方法主要有三类:晶体管恒流源、场效应管恒流源、集成运放恒流源, 在Multisim9中采用集成运放实现恒流源, 电液伺服阀电气模型采用电阻加电感的组合来模拟真实工作状态。

恒流源电路模拟电液伺服阀线圈负载工作切换前如图1所示。三极管Q2集电极出的电流I2和三极管Q1集电极的电流I1的关系如下式所示:

采用集成运放实现恒流源输出电流稳定性高, 采用三极管对输出电流进行放大, 可满足负载的范围比较宽。

恒流源电路模拟电液伺服阀线圈负载工作切换后仿真电路如图2所示。

通过上面的仿真结果可以看出当并联线圈有一路断开时电流变化很小, 采用集成运放实现的恒流源可以满足线圈负载切换时对电流的需求。

3 结论

通过对电液伺服阀电气特性的研究建立了比较符合实际的电气工作模型, 通过在Multisim9电路仿真软件中建立仿真电路模型, 对电液伺服阀负载切换特性进行仿真, 可以看到恒流源在负载切换时输出电流基本不变, 可以满足电液伺服阀工作时对电流高稳定性的要求, 为新技术在产品的使用奠定了基础。

摘要：某型产品采用气液混合动力系统, 采用电液伺服阀控制气液混合动力系统实现产品的机构运动, 为实现对电液伺服阀的控制, 需对电液伺服阀的控制方法进行研究。

关键词：电液伺服阀,恒流源,Multisim9,电路仿真

参考文献

[1]薛小玲.新型高精度数控恒流源的设计[J].闽江学院学报, 2010, 31 (5) :29-32.

[2]何志勇.电液比例换向阀替代电液伺服阀的改进实践[J].宽厚板, 2005 (4) .

[3]陈彬, 易孟林.电液伺服阀的研究现状和发展趋势[J].液压与气动, 2005 (6) .

[4]黄卉, 程顺.电液比例技术发展趋势微探[J].机床与液压, 2005.

[5]徐猛, 李智.恒流源在高精度数字多用表中的设计与实现[J].电测与仪表, 2009, 46 (5) :72-75.

电液伺服控制篇2

1．电液控制技术,易孟林，曹树平，刘银水主编,华中科技大学出版社 ,2010

2．液压控制系统及设计,作者：张利平,图书出版社：化学工业出版社,2007

3．液压控制系统的分析与设计, 卢长耿，李金良编著,北京市：煤炭工业出版社,2000

4．电液伺服与电液比例控制技术, 扬逢俞编著,清华大学出版社出版,2000

课堂交流题目

第一次

1.典型电液伺服阀的结构及工作原理

2.典型电液比例阀的结构及工作原理

3.典型电液数字阀的结构及工作原理

第二次

1.电液伺服阀的力矩马达性能分析

2.液压放大器性能分析

第三次

1.电液伺服阀性能分析

2.比例电磁铁性能分析

3.比例阀性能分析

第四次

1.典型数字阀性能分析

电液伺服控制篇3

【摘要】电液伺服系统是水轮机调速器的执行机构，它的性能直接影响调速器的性能。据统计调速器的故障主要由电液伺服系统引起，严重影响水电站的安全运行。因此，研究开发具有新型的可靠性高、标准化的电液伺服系统已势在必行。本文提出的基于液动换向阀的电液伺服系统，采用液压标准元件，不仅提高了可靠性，还使系统体积变小成本降低，采用高速电磁阀作为电液转换元件，使控制和驱动更加简单可靠。电站试验与运行表明其性能指标满足或优于国标GB/T9652.2-2007的要求、可靠高。

【关键词】调速器，电液伺服系统，液动换向阀

【中图分类号】F407.42【文献标识码】A【文章编号】1672-5158（2013）07-0401-01

水轮机调速器是水电站重要的基础控制设备，其质量的好坏直接影响到电能品质和电站安全及经济运行。因此，性能优良的高可靠的水轮机调速器的研究一直是世界各国电力行业的一个重要课题，而电液伺服系统是水轮机调速器的执行机构，它的性能直接影响甚至决定整个调速器的性能。据统计调速器的故障主要由电液伺服系统引起，这些故障严重影响水电站的正常安全运行，因此，研究开发具有新型的、可靠性高、抗油污能力强的电液伺服系统已势在必行。

1. 水轮机调速器电液伺服系统的现状

近年来水轮机调速器的研究与开发取得了明显的进步，却主要集中于电器部分，机械液压部分虽有改进，但其液压元件与数十年的前机械液压调速器一样，工作油压仍然维持在2.5MPa、4MPa、6.3MPa几个较低的等级上，未采用标准，依然是单件、小批量的生产模式，因此液压系统制造费用高、可靠性低，液压件损坏后，替代品不易购买，与现代液压技术存在着巨大差距，也严重影响水轮发电机组的安全可靠运行。因此，研制采用标准液压件的集成化高油压电液伺服系统已成为当务之急。

2. 基于液动换向阀的电液伺服系统

图1为基于液动换向阀的高油压电液伺服系统原理图，主要由压力油源系统和电液伺服系统两部分组成。系统额定工作油压为16Mpa，高油压是系统所需的流量降低，油源系统和控制系统都可采用液压标准元件，使系统的可靠性提高，同时使系统体积变小降低了制造成本，采用高速电磁阀作为电液转换元件，使其控制器和驱动更加简单可靠。

压力油源系统由油箱1、溢流阀2、电机3、油泵4、单向阀5、双筒滤油器6及蓄能器7构成，电接点压力表8根据系统压力控制油泵的启停。油源系统取消了传统的压力油罐，改用标准的气囊式蓄能器储能，使蓄能器中的油气分离，避免液压油受到污染，同时调速器无需再设气源，降低电站成本。

电液伺服系统由关机阀9、开机阀12、液控换向阀10、紧急停机电磁阀 11、液压锁13、导叶接力器（油缸）14，两段关闭装置15组成。调速器的控制器输出脉宽调制脉冲控制开关阀12、9的开启及持续时间，从而控制液控换向阀10的开启方向和持续时间，进而控制导叶接力器14的运动方向和速度。通过限位可以调节液控换向阀的最大流量，从而实现调节水轮机开关机时间的目的。当紧急事故发生时，通过紧急停机电磁阀11上电，使发电机组紧急停机，避免事故扩大，图1状态为调速器正常运行时停机阀所处位置，此时其作为停机阀9的回油路及开机阀12压力油路的一部分，当紧急停机电磁阀11换向时，关机阀9 T口通压力油、开机阀12 P口通回油，无论两支阀是否开启，总使关机阀的输出为压力油而开机阀的输出为回油，从而实现可靠的紧急停机。液压锁13是为防止系统中位漏油，两段关闭装置15可实现机组折线关闭。

3.液动换向阀的驱动

基于液动换向阀的电液伺服系统中，对开关阀的PWM控制方式是靠软件来实现的。根据调速器PID控制器的输出iy与接力器反馈iry的差值idy确定脉冲的方向和脉冲高电平的宽度h_pulse，脉冲低电平的宽度l_pulse由脉冲周期h_p_max减去高电平宽度得到。将计算所得的h_pulse，l_pulse作为参量调用可编程计算机控制器PCC功能块LTXdpwm，通过具有TPU（时间处理单元）功能的数字量输出模块DO135实现脉冲的输出。PCC数字量输出模块DO135设两个输出通道，分别控制关机阀9、开机阀12开启和持续时间，当脉冲输出为零时，电磁阀靠复中弹簧回到中位。在程序中设置偏置量以克服了开关阀的死区，在程序中可以通过调整脉冲周期和占空比可获得较优的控制品质。

4.电站试验

采用本文研制的基于液动换向阀的电液伺服系统的PCC水轮机调速器于2007年3月在实验室样机进行了性能测试，主要技术指标均达到或优于国标要求。2008年1月，安装在陕西魏家堡水电站2号机，并进行了调速器的试验，试验结果表明其主要性能指标满足或优于国标GB/T9652.2-2007的要求。其中主要特性试验结果如下：

1）测至主接力器的转速死区0.06%，非线性度0.13%，均优于国标；

2）接力器不动时间测定值为0.17秒，小于国标规定的0.2秒；

3）甩100%负荷时调节时间为39.7秒，满足国标40秒要求。

参考文献

[1] 魏守平，罗萍，卢本捷.我国水轮机数字式电液调速器评述[J].水电自动化与大坝监测.2003（05）

[2] 冯雁敏，张雪源.？？水轮机调速器特性研究综述[J].水电能源科学.2009（03）

电液伺服系统的清洁度控制篇4

电液伺服系统故障有70%～80%是由油液污染导致的,要保证系统正常、可靠地运行,必须要保持系统的清洁。油液的污染指的是混杂在油液中的各种有害物质,主要有颗粒状固体杂质、水、空气等。对于电液伺服系统,液压油液的清洁度要求更高,一般要求清洁度指标要优于美国NAS1638污染等级标准中的6级,液压油液中的各种有害物质,如固体颗粒和纤维将会影响伺服系统的工作性能及使用寿命。本文将对污染产生的原因和危害进行分析,并介绍液压元件和系统的清洗方法。

1 污染物的来源与危害

液压油液的污染物有多种来源,但它们的形成可以大致归结为3种情况:残留物的污染、再生污染和外部引入的污染。残留物的污染主要来自于油箱制造过程残留的焊渣、铁屑、灰尘等;软管在制造过程残留的胶皮等;管接头在加工过程中产生的毛刺、铁屑等。再生污染主要来自液压系统在工作过程中所产生的金属颗粒、密封圈磨损颗粒、气泡及油液变质后的胶状物等。外部引入的污染主要来自周围环境中的污染物,如油箱通气孔放气及注油孔注油,拆卸软管和伺服阀暴露在空气中侵入系统所造成的液压油污染。

液压油液中的污染物易造成伺服阀卡死和磨损。卡死是指伺服阀的阀芯被油液里的杂质挡住,致使摩擦力增大,无法驱动阀芯运动或运动缓慢。磨损是指伺服阀阀口的棱边不再保持尖锐,引起伺服阀的内泄漏增大,影响伺服阀的工作特性。

2 电液伺服系统的清洗

管路系统是电液伺服系统的重要组成部分,在加工、装配和拆卸等过程的每一个工艺环节中都不可避免地残留有污染物。将清洁度不符合要求的元件装入系统后,在系统油液冲刷和机械振动等作用下,管路系统内部固有的污染物会从粘附的表面脱落而进入油液中,使系统受到污染,因此电液伺服系统装配前必须采取清洗措施。清洗的对象主要有软管、管接头、油箱等,油泵和阀在出厂前已经充分清洗,对系统产生污染的影响不大。

软管、管接头和油箱清洗方法如下:将软管浸入干净的航空汽油中,并用干净的丝绸布通过软管内壁进行清洗,再用洁净的高压空气吹干净,完成后及时包扎好软管接头,防止二次污染。管接头在装配前首先应去除毛刺、用清洗剂脱脂、酸洗、中和,然后用洁净的高压空气吹干净,再使用超声波清洗、干燥后涂清洁液压油,用塑料薄膜封装接口。油箱加工完成后应对油箱的内表面进行喷砂处理,并将油箱开口处及时封装。在油箱内部安装磁棒,用以吸附油箱内的微小铁屑。清洗时,首先用丝绸布反复手工清洗,不能用棉纱或棉布来擦洗油箱,对于油箱死角处的焊渣及铁屑等,可用胶泥团或面粉团粘取。清洗完毕后,再进行酸洗,以彻底去除表面氧化物。

电液伺服系统完成装配后,必然会在系统中留有污染物。比如装配管接头和软管等螺纹零件上的镀层,毛刺和附着物由于相互摩擦而产生的脱落物;系统装配或油液加注时引入的外部污染物,如油液中溶解的空气、灰尘等。所以电液伺服系统在装配完成后需立即进行全面的清洗,以消除装配过程中侵入系统的污染物。电液伺服系统的清洗可按下述步骤进行:

(1)系统清洗前,不安装敏感元件(伺服阀),并将其连接管路短接,同时需注意在油泵进油口处安装粗滤,在油液进入敏感元件前安装精滤,精滤的滤芯精度与系统要求精度密切相关,要求达到NAS10级系统选用精度20μm的滤芯,要求达到NAS8级系统选用精度10μm的滤芯,要求达到NAS7级系统选用精度3μm～5μm滤芯,要求达到NAS6级系统选用精度1μm～3μm的滤芯。

(2)系统油箱注油后采用间歇冲击式管路过滤清洗,即开停电机交替进行,清洗方法为:启动电机驱动油泵,使油液在管路系统内部循环,使得所有油路都通过油液冲洗,要求电机每工作15min停机15min,油温不得超过60℃,累计冲洗时间不少于8h。

(3)完成上述过程后,进行动态取样。取样点在伺服阀、伺服缸的入口处。取样过程为:待冲洗完成后,停车后立即取样。用自动颗粒计数器检验油液清洁度,应优于美国NAS1638污染等级标准中的6级。

(4)如果多次清洗依然达不到清洁度要求,需放掉油箱以及管路系统内的油液,拆下并更换系统上的滤器及油泵进油口粗滤器,更换过程中应封闭好管路,防止污染物进入系统。

(5)重复上述过程直至油液清洁度满足要求。注意:在清洗过程中,如果滤器报警输出,必须更换新的滤芯。

电液伺服系统冲洗过程中还应该注意:(1)冲洗过程中,油箱、管路要封闭,避免空气中的污染物进入系统;(2)向油箱中注油使用滤油车,滤除油液中大的颗粒污染物;(3)在冲洗过程中应定期排出油液中的空气,因为油液中的空气可以使系统刚性下降,反应迟钝,破坏液压元器件,导致系统压力波动,从而产生振动、冲击;(4)在冲洗过程中要定期排出水蒸汽,油液中的水分由于油温的升高会蒸发出来,在油箱排气口上应有蒸汽逸出;(5)冲洗过程中系统的最佳工作油温为35℃～45℃,油温不得超过60℃,以免加速油液的氧化变质。

3 结束语

电液伺服系统的污染出现在整个装配过程中,装配前必须对软管、管接头和油箱进行严格的清洗,装配完成后应立即进行系统冲洗。经过严格的冲洗后,可减少敏感元件(伺服阀)被污染物卡死的概率,缩短系统的调试时间,减少不必要的拆卸过程。但是,系统的污染控制是一个不断进行的过程,不可能一劳永逸,在系统的运行期间还要定期检测油液状态,以保证油液控制在系统允许的清洁度范围内。

参考文献

[1]夏志新.液压系统污染控制[M].北京:机械工业出版社,1992.

[2]雷天觉.液压工程手册[M].北京:机械工业出版社,1990.

电液伺服控制篇5

在电液振动台中广泛采用常规的PID控制器,它具有原理简单、使用方便、稳定性和鲁棒性较好的特点,但常规PID控制器的参数整定是针对振动台的某一控制状态完成的,但是振动台在运行是存在参数时变、非线性等特点,由此导致振动系统各变化量之间是时变,非线性的关系,采用常规PID控制很难达到满意的控制效果。为了解决PID参数的在线实时调节,本文提出应用模糊PID控制的方法。

1、模糊PID控制方法的原理

模糊PID控制器以误差和误差变化作为输入,可以满足不同时刻的和对PID参数自整定的要求。利用模糊控制规则在线对PID参数进行修改,便构成了模糊PID控制器。其中,模糊控制器的作用是对PID控制的三个参数、、进行校正,在此模拟控制中,将偏差和偏差变化率作为该控制器的输入变量,将三个参数的偏移量作为控制器的输出变量。

2、伺服控制系统的结构组成

系统以工控机为核心,载波信号经过位移(力)传感器、放大电路、A/D转换模块输入到工控机,经模糊算法判别处理,得到输出控制量,然后输出值经过D/A转换模块,输出给驱动电路,最后信号通过转换送到伺服阀。系统总体框架如图1所示。

首先由控制器产生被控对象所需的各种载荷波形,并转换成相应的电压信号,同时与位移传感器或力传感器接收到的小电压信号进行比较,然后由计算机按照模糊PID的控制算法产生系统的控制输入。由于电液伺服阀对电流信号范围有要求,所以需对其进行处理:首先通过驱动电路将控制输入电压信号转换为电流信号,然后在经过向后放大电路将小电流信号转换为大电流信号送到电液伺服阀,从而满足伺服阀的加载要求。

3、伺服控制系统的硬件设计

本系统的硬件设计主要是基于工控机的设计,主要分为模拟量输入通道和模拟量输出通道两大部分。

3.1 模拟量输入通道

模拟量输入通道由A/D转换器、采样保持器、多路模拟开关和向前放大电路组成。其中A/D转换器采用的芯片是PIC-1713,它是一款PIC总线的隔离高速模拟量输入卡,提供32位模拟量输入通道,采样频率可达100 KS/s,12位分辨率,提供直流隔离保护;采样保持器选用LF398芯片,对变化的模拟信号进行快速“采样”,并在转换过程中“保持”该信号;多路模拟开关选用的是CD4052B转换开关,它用两路输入的数字信号控制4通道模拟开关,可以开关比控制信号逻辑振幅大的模拟信号;放大电路采用放大器并联反馈电阻的设计,采用电流负反馈的形式。

3.2 模拟量输出通道

模拟量输出通道包括D/A转换器、V/I转换电路和向后放大电路。其中D/A转换器采用PCI-1724U型芯片,它是一款隔离高密度多通道PCI模拟量输出卡,每个模拟量输出通道都带一个14位DAC,具有热重启系统后保持输出值的特点;驱动放大电路采用的放大元件是TDA2030,经过实验,当选定反馈和输入电阻的阻值时,在电流输出端和地端,接入不同阻值的电阻,得到的结果为恒流输出。这样可以由电液伺服阀所需要的驱动电流的大小调整放大的阻值,从而调理出所匹配的电流信号。

4、伺服控制系统的软件件设计

本软件采用Matlab编写,可进行数据分析和图形显示,同时也可作为振动试验的控制操作平台。控制过程中,为了提高响应性,就需要提高采样频率,加快运算速度;提高稳定性就要求采样信号准确可靠,减少干扰的影响;提高控制的精确性需要闭环控制,对控制结果进行反馈。

本软件主要想将各路传感器信号通过放大电路进行AD转换,把采集到的数字信号进行滤波,模糊PID处理等,最后将数据送到液晶屏显示和存储。主程序流程图如图2所示:程序开始时,先关闭中断,对系统进行初始化。初始化完成后,开始采集传感器中的数据,将数据存储到相应的RAM中后再开中断。程序开始进入数据采集、数字滤波、读状态信息的循环等待呼叫状态。接到呼叫后,系统转入中断处理,接受命令,转入命令处理。

5、模型仿真与结果分析

5.1 系统的传递函数

由以上式子可得,系统的开环传递函数:

5.2 仿真研究

一般伺服阀的传递函数模型为二阶振荡环节,液压缸及其负载的传递函数模型为三阶环节,则整个振动台的传递函数模型为五阶环节。下面采用常规PID控制和模糊PID控制算法在Matlab下对振动台做仿真试验研究,并对它们的控制行为做出比较。

图3为阶跃输入时,采用PID控制和模糊PID控制得出的仿真曲线。PID控制中,KP=0.02,KI=0.001,KD=0.5。比较分析可知,对于阶跃输入,PID控制响应快,但超调量大,稳定时间长。模糊PID控制不但具有较快的响应,其超调量也小,具有更好的动态特性与稳定性。

我们采用Matlab软件对幅值为8,频率为50rad/sec的正弦输入信号进行仿真,旨在了解采用数字PID和模糊PID控制两种情况下正弦输入信号的校正对比。响应曲线如图4所示,可以看出,常规PID控制器跟踪响应特性差,超调量较大,并且逐渐增大。而使用模糊PID控制器能够起到很好的校正效果,微分控制器很明显起到了超前的作用,而积分控制器也起到了减小动态误差的作用,使得输出能够达到我们的要求。

6、结语

本文针对电液振动台伺服控制系统运动速度高、响应快、振幅大等特点,采用高速数据采集卡并通过Matlab进行仿真,结果表明对阶跃和正弦的输入信号均能达到很好的控制效果。在控制器设计方面,主要采用模糊PID的方法对系统进行控制,效果优于常规PID控制,表现出很强的动态响应特性和跟踪响应。

参考文献

[1]王旭东,孙慧博,张道杰.测功机模糊PD控制动态仿真研究[J].哈尔滨理工大学学报,2009,14(2):59-62.

[2]叶荣飞.基于虚拟仪器结构的电液振动台计算机智能控制系统的研究[D].重庆:重庆大学,2002:21-24.

[3]项德明,高富强.电液式振动台智能控制器的研制[J].控制工程,2003,10(5):395-398.

[4]田永波.电液伺服地震模拟振动台的数字控制[D].武汉:武汉理工大学,2004:15-17.

电液伺服控制篇6

电液系统因其具有响应速度快和输出功率大等优点,在汽车、冶金及工程机械等领域中得到了广泛应用。电液系统在本质上具有强非线性、系统参数不确定及时变、受外负载干扰等特点[1],因此需要对其采取恰当的控制策略才能发挥其高精度的伺服能力。为获得较好的控制性能,近年来结合非线性理论与自适应技术的控制方法在电液控制系统中得到了越来越多的应用,如状态反馈精确线性化方法[2]、自适应反步法[3]、滑模变结构控制[4]等。但精确反馈控制需要知道系统的精确模型,这在电液伺服系统中很难做到。反步法存在“计算膨胀”问题,故使得基于该方法的控制器难以实现。

滑模变结构控制(sliding mode control, SMC)具有较强的抗干扰能力,将SMC技术应用于电液伺服系统时能获得良好的控制效果[5,6,7]。但输入控制量的抖振问题一直是SMC应用到工程实践时难以克服的主要障碍。为有效降低输入高频颤抖,应采用具有可变边界层和可变控制增益调节机制的控制方案,该方案既能有效消除抖振,又能提高跟踪精度[8,9,10]。本文针对一类典型的具有不确定参数的非线性电液伺服系统,提出一种带自适应参数调节律的滑模变结构控制方法,将伺服系统的非线性、不确定性和外部干扰的影响都视作系统不确定项,在设计时控制器无需知道不确定性及外加干扰的上下界。

1 电液伺服系统模型

控制对象为四通阀控制的对称液压缸位置跟踪系统,该系统包括一个双出杆液压缸、一个伺服阀及负载系统,如图1所示。由orifice定律可得系统的流量方程[1]:

QL=kqxv-kcpL (1)

$k_{q} = k_{v} c_{d} w \sqrt{p_{s} - sgn (x_{v}) p_{L}} / \sqrt{ρ}$

xv=kaU

式中,QL为负载流量;kq为阀的流量增益;xv为伺服阀为阀芯位移;U为阀控制电压;ka为阀位移的输入电压放大系数;kc为阀的流量压力系数;ps和pL分别为油源压力和负载压力;kv为阀增益;cd为流量系数;w为阀的面积梯度;ρ为油液密度。

伺服系统的力平衡方程和流量方程可以写为

$\begin{array}{l} A p_{L} = m \ddot{x} + B_{L} \dot{x} + k_{s} x + F_{f} \\ Q_{L} = A \dot{x} + k_{c e} p_{L} + \frac{V_{t}}{4 Κ} \frac{d p_{L}}{d t} \end{array}} (2)$

式中,A为液压缸活塞面积;m为负载质量;BL为液压缸黏性阻尼系数;x、 $\dot{x}$ 和 $\ddot{x}$ 分别为活塞的位移、速度和加速度;ks为弹簧刚度;Ff为外负载;kce为液压缸总泄漏系数;Vt为液压缸两腔总容积;K为体积模量。

取状态变量 $x = [x_{1} x_{2} x_{3}]^{Τ} = [x \dot{x} \ddot{x}]^{Τ}$ ,得系统状态方程:

$\begin{array}{l} \dot{x}_{1} = x_{2} \\ \dot{x}_{2} = x_{3} \\ \dot{x}_{3} = f (x) + g u - d \end{array}} (3)$

$f (x) = - \sum_{i = 1}^{3} a_{i} x_{i}$

a1=ksβ1/m

a2=ks/m+BLβ1/m+A2α/m

a3=βL/m+β1α=4K/VT

β1=α(kce+kt) g=Aαkqka/m

$d = \frac{1}{m} \frac{d F_{f}}{d t} + \frac{β_{1}}{m} F_{f}$

伺服阀阀口的压力流量特性使系统呈现出强非线性,系统的流量系数、泄漏系数、由伺服阀窗口形状引起的放大器非线性增益等参数具有明显的不确定性,且随着工作状态、温度等的变化而缓慢变化;外负载Ff也可能发生变化。因此,系统参数a1、a2、a3、g、d均是不确定的。

为了进行自校正滑模控制律的设计,引入下列假设:①系统状态变量均可测,且都有界,期望信号xd、 $\dot{x}_{d}$ 、 $\ddot{x}_{d}$ 存在;②ai=ai0+Δai,g=g0+Δg,其中ai0、g0为系统的标称参数,Δai、Δg为未知界的不确定部分;③f(x)、g和d均有界。

2 滑模变结构控制器的设计

将式(3)改写为一般状态方程:

$\dot{x} = f (x) + g (x) u (4)$

其中,u为控制输入;f(x)、g(x)为时变函数,f(x)=f0(x)+Δf(x),g(x)=g0(x)+Δg(x)。f0(x)=[x2x3f0]T和g0(x)=[0 0g0]T为系统参数取标称值时的已知确定部分。Δf(x)=[0 0 (Δf0-d)]T和Δg(x)=[0 0 Δg0]T为由伺服系统建模误差、参数摄动而引起的未知不确定部分,可见Δf(x)、Δg(x)包含有系统的非线性、不确定性和外负载的影响。

定义期望状态向量xd=[x1dx2dx3d]T,跟踪误差e=[e1e2e3]T=x-xd。本文控制器设计的目标为:在不确定部分Δf(x)、Δg(x)及其上下界等信息都未知的情况下,使用滑模变结构方法来选择合适的控制量u,使得状态x1能跟踪期望状态x1d,即使得e1→0。

首先设计滑模切换函数。定义如下函数:

S=CT·e (5)

C=[c1c2c3]T

选择正系数ci使得多项式c3s2+c2s+c1满足Hurwitz稳定性条件,并确保CTg0(x)≠0和|(CTg0(x))-1CTΔg(x)|≤1成立。C的选择决定了跟踪误差的衰减速率,在C确定后,滑模的误差动态性便可由上述多项式形成的方程(c3s2+c2s+c1)e1=0确定。

接着,再设计合适的控制量u使得切换函数S趋近于零。选择控制输入量u使得下列条件得到满足:

$S \dot{S} < 0 (6)$

若式(6)成立,则由S→0可得e1→0。定义如下的控制输入:

$u = - (C^{Τ} g_{0} (x))^{- 1} (C^{Τ} f_{0} (x) - C^{Τ} \dot{x}_{d} + β sgn (S)) (7)$

其中,滑模切换增益β满足下列不等式:

$β > \frac{| C^{Τ} Δ f (x) + (C^{Τ} g_{0} (x))^{- 1} C^{Τ} Δ g (x) C^{Τ} (\dot{x}_{d} - f_{0} (x)) |}{1 - | (C^{Τ} g_{0} (x))^{- 1} C^{Τ} Δ g (x) |} (8)$

对于式(4)所表示的不确定系统,选取式(5)中定义的滑模切换函数,在式(7)、式(8)的控制律作用下,则式(6)得到满足且系统的跟踪误差将渐近减小。在上述控制量的作用下系统进入滑动模态的可达性证明如下:

对切换函数S求导数并将控制量代入得

$\begin{array}{l} \dot{S} = C^{Τ} (\dot{x} - \dot{x}_{d}) = C^{Τ} Δ f (x) + C^{Τ} f_{0} (x) + C^{Τ} g_{0} (x) u + \\ C^{Τ} Δ g (x) u - C^{Τ} \dot{x}_{d} = φ (x) - β (1 + η (x)) sgn (S) (9) \end{array}$

$\begin{array}{l} φ (x) = C^{Τ} Δ f (x) + C^{Τ} Δ g (x) (C^{Τ} g_{0} (x))^{- 1} \cdot \\ (C^{Τ} \dot{x}_{d} - C^{Τ} f_{0} (x)) \end{array}$

η(x)=CTΔg(x)(CTg0(x))-1

r(x)=β(1-|η(x)|)-|φ(x)|

此时,由前面C值选择应满足的条件有|η(x)|<1;由式(8)可推得r(x)>0,则ξ(x)≥1。考虑这些条件后,式(9)两边同时乘以S,并化简可得

$\begin{array}{l} S \dot{S} = S φ (x) - S β (1 + η (x)) sgn (S) < \\ - | S | ξ (x) r (x) < - | S | r (x) (10) \end{array}$

ξ(x)=(1+η(x))/(1-|η(x)|)

式(10)意味着S可在有限时间内到达零,r(x)越大,所需的到达时间越短,系统进入滑模状态过程越快。在滑模状态下,误差动态方程的所有根均具有负实部,则跟踪误差将渐近减小并收敛到零,从而保证控制器的稳定性。

3 参数自校正控制器的设计

由于常规滑模控制中存在强烈的控制量抖振,故实际控制方案中常采用边界层技术来减小这种抖动。边界层的厚度和控制增益经常被设置为常数,这不利于稳定的精确跟踪。为此,本节将给出一种既能减小抖振又能确保高精度跟踪的参数自校正滑模控制方法,该方法使用可变的边界层厚度和可变的控制增益。

考虑如下的控制量:

$u = - (C^{Τ} g_{0} (x))^{- 1} (C^{Τ} f_{0} (x) + \hat{β} ϕ (\hat{ε}, S)) (11)$

其中,ϕ( $\hat{ε}$ ,S)为双极性sigmoid连续函数,即 $ϕ (\hat{ε}, S) = (1 - e^{- \hat{ε} S}) / (1 + e^{- \hat{ε} S})$ ; $\hat{β}$ 和 $\hat{ε}$ 为待调节参数,其目标值为理想的控制增益βd和边界层厚度参数εd, $\hat{ε}$ 决定了函数在零点附近的陡峭程度。调节 $\hat{β}$ 和 $\hat{ε}$ 趋近于βd和εd,从而使得跟踪误差e1→0。

设计如下的参数自校正律:

$\dot{\hat{ε}} = μ e_{1} C^{Τ} g_{0} (x) sgn (\partial x_{1} / \partial u) S (12)$

$\dot{\hat{β}} = γ e_{1} C^{Τ} g_{0} (x) sgn (\partial x_{1} / \partial u) ϕ (\hat{ε}, S) (13)$

式中,γ和μ为表示调节速率的正常数。

对于式(4)代表的系统,选取式(5)中定义的滑模切换函数,在式(11)的控制律及式(12)、式(13)的自校正律作用下,系统(式(4))是稳定的,且输入抖振和稳态误差将最终消除。上述带参数自校正律的控制输入作用下的系统稳定性证明如下:

选择稳定函数V=0.5e $_{1}^{2}$ ,依据求导的链式法则,可得V对时间的导数:

$\frac{d V}{d t} = \frac{\partial V}{\partial e_{1}} \frac{\partial e_{1}}{\partial x_{1}} \frac{\partial x_{1}}{\partial u} (\frac{\partial u}{\partial \hat{β}} \frac{\partial \hat{β}}{\partial t} + \frac{\partial u}{\partial \hat{ε}} \frac{\partial \hat{ε}}{\partial t}) (14)$

将式(11)代入式(14),则式(14)右边第一项、第二项可分别进一步化为

$\begin{array}{l} \dot{V}_{1} = \frac{\partial V}{\partial e_{1}} \frac{\partial e_{1}}{\partial x_{1}} \frac{\partial x_{1}}{\partial u} \frac{\partial u}{\partial \hat{β}} \frac{\partial \hat{β}}{\partial t} = \\ - e_{1} \frac{\partial x_{1}}{\partial u} (C^{Τ} g_{0} (x))^{- 1} \frac{1 - e^{- \hat{ε} S}}{1 + e^{- \hat{ε} S}} \dot{\hat{β}} (15) \end{array}$

$\begin{array}{l} \dot{V}_{2} = \frac{\partial V}{\partial e_{1}} \frac{\partial e_{1}}{\partial x_{1}} \frac{\partial x_{1}}{\partial u} \frac{\partial u}{\partial \hat{ε}} \frac{\partial \hat{ε}}{\partial t} = \\ - e_{1} \frac{\partial x_{1}}{\partial u} (C^{Τ} g_{0} (x))^{- 1} \hat{β} \frac{2 S e^{- \hat{ε} S}}{(1 + e^{- \hat{ε} S})^{2}} \dot{\hat{ε}} (16) \end{array}$

分别将式(12)、式(13)代入式(15)和式(16),进一步化简得到

$\dot{V}_{1} = - γ e_{1}^{2} | \frac{\partial x_{1}}{\partial u} | (\frac{1 - e^{- \hat{ε} S}}{1 + e^{- \hat{ε} S}})^{2} \leq 0 (17)$

$\dot{V}_{2} = - μ e_{1}^{2} | \frac{\partial x_{1}}{\partial u} | \frac{2 e^{- \hat{ε} S}}{(1 + e^{- \hat{ε} S})^{2}} \hat{β} S^{2} \leq 0 (18)$

由dV/dt<0而V>0,可知V将在有限时间内到达零值,即误差信号将会渐近收敛到零点e1=0。式(14)中dV/dt=0的唯一成立条件是e1=0或S=0,此时误差都会为零。由于使用了双极性连续函数以取代开关切换量,故抖振现象将会得到有效消除。

4 仿真与试验分析

考虑某四通阀控制对称液压缸位置跟踪系统,如式(1)所述,未考虑弹性负载,各参数的标称值为A=10.2×10-4m2,m=10kg,BL=0,α=4.515×1012N/m5,kv=0.01m3/2Pa1/2/s,ps=3MPa,ka=4×10-4m/V,β1=1.0,γ=αcdwρ-0.5=1.354×108N/(m5/2·kg1/2)。

令函数 $f_{0} (x) = [x_{2} x_{3} - 46 989.8 x_{2} - x_{3}]^{Τ} ‚ g_{0} (x) = [0 0 0.055 243 2 \sqrt{3 \times 10^{6} - sgn (u) p_{L}}]^{Τ}$ ,参数Δai为标称值的50%,控制增益Δg(x)为标称值的-20%,则包含伺服系统建模误差、参数变化和外负载的不确定性 $Δ f (x) = (0, 0, - 23 494.5 x_{2} - 0.5 x_{3} + 0.1 (\dot{F}_{f} + F_{f}))^{Τ} ‚ Δ g (x) = - 0.2 g_{0} (x)$ 。外负载Ff=Ff1+Ff2包含两种类型,其中正弦干扰Ff1=100(1+sint)N,Ff2为t=2.5s时施加的200N冲激负载。

使用三种控制方法(本文提出的参数自校正滑模控制方法、变厚度滑模控制、常规滑模控制)对该电液伺服系统进行位置跟踪控制。期望跟踪轨迹为:①阶跃信号x1d=40mm,初始状态x(0)=[0 0 0]T;②正弦跟踪x1d(t)=50sint(mm),初始状态x(0)=[50 0 0]T。

从图2可见,参数自校正滑模控制响应迅速、调整时间短,且几乎无超调,稳态时跟踪误差近似为零;变厚度滑模控制和常规滑模控制有明显的超调,调整时间较长,表1列出了各种方法性能的具体数值;变厚度滑模控制在给定参数变化和外负载干扰下的稳态误差产生了零值附近的抖动现象。图3为三种控制方法的量纲一控制量输入,相比较于常规滑模控制,本文方法的输入抖振现象不明显,基本达到了消除抖振的目的。由于突加外负载的影响,控制量在t=2.5s时有明显的阶跃变化。值得注意的是,由于对期望输出阶跃变化的要求,因此初始时刻的控制量较大且存在短暂的调整过程,这可以通过设置较小的调节参数初值来解决,但会带来较长的调整时间。

从图4可见,参数自校正滑模控制具有跟踪迅速、跟踪时间短的明显优势,稳态时跟踪误差近似为零;变厚度滑模控制和常规滑模控制跟踪时间较长,且在给定参数变化和外负载干扰下的稳态误差产生了零值附近的抖动,误差明显大于参数自校正滑模控制方法,这主要是由于控制器参数的在线调节可有效克服系统的不确定性。但当参数和外负载的不确定性过大时,参数自校正滑模方法的稳态跟踪误差将不再近似为零,这一点在实际仿真中也得到了体现。

为验证本文控制方法的有效性,针对电液位置跟踪系统进行了试验研究,系统公称参数值和控制器参数如前所述。试验系统包括液压动力单元、双动液压缸、Moog A076-585型伺服阀及计算机控制电路。伺服阀输入电压范围为[-10V,+10V]。控制电路包括计算机接口和16位DA/AD数据获取卡,MITUTUYO-AT2型光编码器(分辨率为40脉冲/mm)输出位置传感器的数据,正弦位置跟踪结果及跟踪误差如图5所示。从图5可见位置跟踪良好,稳态误差小于0.4mm,且低于文献[11]中变厚度滑模控制的误差值,从而验证了本文控制方法有效性。

5 结论

(1)针对一类具有未知不确定项的非线性电液伺服系统跟踪控制,基于Lyapunov稳定性方法,在无需不确定项上下界等信息的情况下,设计出的控制器能使伺服系统实现滑模控制,且具有良好的鲁棒性与跟踪性能。

(2)为减少控制电压U的抖动并改善跟踪性能,采用式(11)确定的控制量,同时自适应调节控制增益和边界层厚度参数。

(3)相比较于常规滑模控制和变厚度滑模控制,参数直接自校正滑模控制方法基本消除了控制量的高频抖动,稳态跟踪误差小,且跟踪速度快,能增强电液系统对参数不确定和外负载干扰的鲁棒性。

摘要：提出一种用于电液伺服系统位置跟踪的参数自校正滑模变结构控制方案。该方案引入参数可调的双极性sigmoid函数来替代符号函数,从而能有效地减轻输入控制量的高频抖振,同时能获得比使用饱和函数时更小的跟踪误差。基于李雅普诺夫稳定性理论,推导出sigmoid函数的切换增益与边界层厚度两个参数的自校正规律,计算出合适的非线性控制量,证明了位置跟踪误差将在有限时间内收敛到零。仿真与试验结果证明了该方案的可行性及有效性。

关键词：电液伺服系统,滑模变结构控制,抖振消除,边界层调节

参考文献

[1]王占林.近代电气液压伺服控制[M].北京:北京航空航天大学出版社,2004.

[2]Vossoughi G,Donath M.Dynamic Feedback Linear-ization for Electro-hydraulically Actuated Control System[J].Dynamic System Measurement Control Transactions of ASME,1995,117(3):468-477.

[3]Sha Daohang,Bajic V B,Yang Huayong.New Model and Sliding Mode Control of Hydraulic Elevator Ve-locity Tracking System[J].Simulation Practice and Theory,2002,9(6/7/8):365-385.

[4]管成,朱善安.电液伺服系统的多滑模鲁棒自适应控制[J].控制理论与应用,2005,22(6):931-938.

[5]段锁林,王明智.电液位置伺服系统的自适应滑模鲁棒跟踪控制[J].中国机械工程,2004,15(3):202-205.

[6]Hwang C L.Sliding Mode Control Using Time-varying Switching Gain and Boundary Layer for Electrohydraulic Position and Differential Pressure Control[J].IEE Proc.Control Theory and Appli-cations,1996,143(4):325-332.

[7]Chang Wei Der,Hwang Rey Cheu,Hsieh Jer Guang.Application of an Auto-tuning Neuron to Sliding Mode Control[J].IEEE Trans.on System,Man and Cybernetics.Part C,Applications and Rei-views,2002,32(4):517-522.

[8]Lhee C G,Park J S,Ahn HS,et al.Sliding Mode-like Fuzzy Logic Control with Self-tuning the Dead Zone Parameters[J].IEEE Trans.on Fuzzy Systems,2001,9(2):343-348.

[9]Chen Jen Yang.Expert SMC-based Fuzzy Control with Genetic Algorithms[J].Journal of the Frank-lin Institute,1999,336(4):589-610.

[10]张友旺,钟向明,黄元峰.电液位置伺服系统的自适应模糊神经网络控制[J].中国机械工程,2004,15(8):681-684.

电液伺服控制篇7

结构静力试验是研究复杂工程构件静特性的重要手段, 是校核产品设计静强度、刚度、稳定性, 鉴定产品可靠性的有效途径, 并为产品结构设计和产品结构优化提供可靠的静强度数据和最准确的资料。对于形状和受力都较复杂的构件, 结构静力试验是产品结构研发必不可少的也是唯一简单而有效的途径。试验结果对产品的计算机模型的建立以及二次开发起到重要的指导作用。因此, 目前许多领域, 包括土木、汽车、船舶、航空、航天领域的大型结构件的研发过程中, 都需要对构件进行结构静力试验, 保证产品的品质和可靠性, 避免产品的实际参数达不到设计要求。

1 电液伺服系统

液压加载根据液压流体力学原理, 利用液压元件组成的压力和方向控制回路, 将一定压力的油液输入液压缸, 由液压缸内的活塞把分布的油压转变为集中力, 最后经活塞杆输出。

电—液伺服系统的分类方法很多, 可以从不同角度分类, 如位置控制、速度控制、力控制等;阀控系统、泵控系统;大功率系统、小功率系统;开环控制系统、闭环控制系统等。根据输入信号的形式不同, 又可分为模拟伺服系统和数字伺服系统两类。图1为电液位置伺服系统:

电—液伺服系统综合了电气和液压两方面的优点, 具有控制精度高、响应速度快、输出功率大、信号处理灵活、易于实现各种参量的反馈等优点。因此, 在负载质量大又要求响应速度快的场合最为适合, 其应用已遍及国民经济的各个领域, 比如飞机与船舶舵机的控制、雷达与火炮的控制、机床工作台的位置控制、板带轧机的板厚控制、电炉冶炼的电极位置控制、各种飞机的模拟台控制、发电机转速的控制、材料试验机及其他实验机的压力控制等等。在油源设备提供一定压力油液的情况下, 计算机调整输入到液压缸内的油液流量, 由此控制试验载荷或位移。根据这一设计思想, 依据被控参量开发了两个液压加载分系统:力控制系统和位移控制系统, 以满足不同的试验需求。

国内现有的应用于结构静力试验的系统, 在试验力精度, 位移传感器分辨率, 响应速度和活塞行程上很难达到用户需求, 美国MTS公司的伺服加载系统能够达到和超过用户要求, 但是其价格是国内相同系统的几倍甚至几十倍, 基于这种情况, 采用美国NI公司的Lab VIEW编程软件即图形化语言作为开发平台, 开发了一套数据采集、信号处理及仪器控制的虚拟仪器应用程序, 配以伺服放大器、MOOG的直动式伺服控制阀、及作动器, 形成了一套性能优良的位移、力闭环控制系统。该系统可以进行负载0~500 k N的试件的静态试验。其试验力精度≤±1%, 位移传感器分辨率可达到0.01 mm, 活塞的最大行程可达500 mm, 控制精确、操作简单、响应速度快、控制稳定, 达到了预期的设计标准, 是一个可靠的实验平台。

2 虚拟仪器伺服系统

利用美国NI公司的Lab VIEW编程软件作为平台开发伺服控制系统软件, 该软件主要功能为数据采集并实时的显示波形型号, 可实时显示力-位移, 力-时间, 位移-时间曲线, 并通过采集的数据及控制参数发出控制信号, 数据的采集与控制信号的发出通过研华工控机A/D和D/A转换, 计算机运行伺服系统控制软件, 通过伺服放大器控制伺服阀, 从而实现对作动器活塞位置的位移闭环反馈控制。作动器活塞位置使用深圳联诚世纪的RP/RH非接触式位移传感器, 其分辨率可达16位D/A或满量程的0.001 5%。

本系统如图2所示, 主要由以下部分构成:

1) 主机:对试样进行加载的工作装置, 本系统为作动器。

2) 控制柜:启动、停止油泵电机, 对异常情况报警的操作装置。

3) 油源:对液压系统提供油液和动力, 通过作动器对试样加载的动力装置。

4) 控制系统:控制试验按照需求逐步进行, 并对试验数据进行采集、放大、显示、处理和打印的装置。

该软件可以实现位移的手动控制, 闭环控制以及自动程控, 具有多种试验力、位移梯级加载、保载控制, 数据的采集、记录、显示、实时保存以及采集频率的设定等功能, 采集的数据通过实时处理可以显示其当前值, 历史值及峰值, 还能设定试验保护参数, 软件界面清晰美观, 操作简单, 使用方便。控制程序流程如图3。

该系统主要用于结构教学试验, 也可以在加载框架内进行建筑结构的弯曲、压缩、拉伸等性能试验。试验对象包括柱、梁、框架等。还可以将系统中的油缸在加载框架内组合使用, 以实现多点协调加载功能, 测试结构在复杂受力情况下的力学性能。图4为伺服控制系统界面。

3 结论

本系统根据实际情况选择了液压辅助控制系统的硬件配置, 基于Lab VIEW平台开发了伺服控制系统软件, 大大简化了源程序的开发。由于Lab VIEW所具备的强大功能使传统的信号发生器及其他硬件设备可以省略, 而且精度更好、成本更低、试验系统性能更稳定。该系统充分考虑了结构试验系统的各种特征, 功能齐全、界面美观、操作简便、此软件可以快捷、方便、直观地实现试验要求的各种操作, 人机对话灵活、友好。

摘要：结构静力试验是研究复杂工程构件静特性的重要手段, 是校核产品设计静强度、刚度、稳定性, 鉴定产品可靠性的有效途径, 并为产品结构设计和产品结构优化提供可靠的静强度数据和最准确的资料。电液伺服控制加载系统是土木工程结构试验中理想而不可缺少的试验加载设备。基于LabVIEW研制与开发的伺服控制加载系统省略传统的信号发生器等硬件设备, 其精度更高, 性能更稳定, 操作简单且能根据试验要求做进一步扩展和优化。

关键词：LabVIEW,虚拟仪器,电液伺服,结构静力试验

参考文献

[1]James Carvajal, Guanrong Chen, Haluk Ogmen.Fuzzy PID controller:Design, Performance evaluation and stability analysis[J].Information Sciences 2000:249-270.

[2]强一于, 军琪, 刘煦.液压位置伺服系统模糊自适应PID控制算法研究[J].工业控制计算机, 2010 (12) :58-60.

[3]王汉军.电液伺服加载系统控制方法的改进研究[J].计算机仿真, 2009 (11) :327-363.

[4]魏文军, 范多旺.多通道电液伺服协调加载系统研究[J].自动化与仪器仪表, 2006 (03) :20-23.

[5]雷振山, 魏丽, 赵晨光, 等.LabVIEW高级编程与虚拟仪器工程应用[M].北京:中国铁道出版社, 2009.

[6]陶永华.新型PID控制及其应用[M].北京:机械工业出版社, 2002.

电液伺服控制篇8

电液伺服加载系统是飞行器在设计开发阶段进行地面试验的主要设备之一,用于模拟飞行器飞行过程中所受到的各种载荷[1,2]。电液伺服加载系统是一种以阀控液压缸作为执行机构且具有力反馈的加载系统。为了使电液伺服加载系统获得较好的稳态和动态性能,对其控制器参数进行优化设计是一个重要途径。由于PID控制器简单实用,可靠性好,易于在工程实际中使用,所以本文研究的电液伺服加载系统采用PID控制器。PID控制器由比例环节、积分环节和微分环节组成,以往控制器参数的选取一般依赖经验规则和试凑,需要耗费较长的时间而且难以得到良好的控制性能。随着智能控制理论的发展,遗传算法(Genetic Algorithm,GA)等智能控制理论在液压伺服系统中的应用越来越广泛。使用遗传算法对电液伺服加载系统控制器参数进行优化,可以快速获得目标函数下最优值。

由于电液伺服加载系统存在死区、摩擦、泄漏等非线性因素,这些非线性因素使得系统很难建立起精确的数学模型[3],本文利用AMESim对电液伺服加载系统进行建模和优化[4]。

1 电液伺服加载系统AMESim建模

电液伺服加载系统由液压泵、液压缸、伺服阀、伺服控制器、溢流阀、拉压力传感器、蓄能器、过滤器、冷却器等组成[5],其组成框图如图1所示。

建立电液伺服加载系统AMESim仿真模型,如图2所示。电液伺服加载系统为力闭环控制系统,由拉压力传感器采集加载液压缸输出的拉压力信号,与指令力信号进行比较,形成的误差信号经过PID控制器处理后输入伺服阀,驱动伺服阀阀芯运动,增大或减小伺服输出压力和加载缸的输出力,使得拉压力传感器与控制信号的误差减小,最终使得液压缸输出力等于指令力。

本文所研究的电液伺服加载系统最大轴向加载力为300 kN,选用单出杆液压缸,液压缸内径为Φ180mm,活塞杆直径为Φ125mm。

建立电液伺服加载系统的AMESim仿真模型后进行参数设置,表1为本文研究的电液伺服加载系统的主要参数,其他参数使用默认配置[6]。

2 电液伺服加载系统AMESim仿真分析

建立电液伺服加载系统AMESim仿真模型并进行参数设置后进行仿真,观察PID控制器参数对系统阶跃响应的影响。设定AMESim仿真时间为1s,仿真步长为0.001s。选择以下3组PID控制器参数:Kp=10,Ki=0,Kd=0;Kp=10,Ki=0.2,Kd=0;Kp=30,Ki=0,Kd=0。

不同PID控制器参数下系统阶跃响应见图3。由图3可以看出:当Kp=10,Ki=0,Kd=0时,系统阶跃响应无超调,稳态误差为14.9kN,调整时间约0.25s;当Kp=10,Ki=0.2,Kd=0时,系统阶跃响应无超调,稳态误差为8.5kN,调整时间约为0.3s;当Kp=30,Ki=0,Kd=0时,系统阶跃响应出现超调,超调量为13.8kN,稳态误差4.2kN,调整时间0.1s。分析图3可知:增大比例系数Kp可以加快系统响应,缩短系统上升时间和调整时间,减小稳态误差,但是比例系数太大会使系统出现较大超调,不利于系统的稳定性;增大积分系数Ki可以减小超调和振荡,有利于减小系统的稳态误差,但是使系统消除稳态误差时间变长。

电液伺服加载系统输出力的大小取决于液压缸两腔的压力。液压缸两腔压力的稳定性、响应的快速性和有无超调直接决定了电液伺服加载系统的动态性能。当Kp=10,Ki=0,Kd=0时,液压缸两腔压力变化如图4所示,0s~0.25s内两腔压力逐渐增大直至稳定,稳定后无杆腔压力为12.3 MPa,有杆腔压力为2.2 MPa,由于比例系数过小,无杆腔、有杆腔压力上升较慢,压力比较稳定波动较小;当Kp=10,Ki=0.2,Kd=0时,液压缸两腔压力变化如图5所示,0s~0.3s内两腔压力逐渐增大直至稳定,稳定后无杆腔压力为12.6 MPa,有杆腔压力为2.2 MPa,由于加入了积分环节,有杆腔的稳态压力有所增加,无杆腔压力基本不变,减小了液压缸输出力的稳态误差;当Kp=30,Ki=0,Kd=0时,液压缸两腔压力变化如图6所示,0s~0.1s内两腔压力快速上升,无杆腔出现0.5 MPa超调后稳定在13.3MPa,有杆腔压力稳定在2.6MPa,由于比例系数较大,无杆腔压力出现超调,压力稳定性下降,稳态时有杆腔压力出现0.2 MPa的波动,引起液压缸输出力的波动。

3 基于遗传算法的控制器参数优化设计

控制系统的稳定性、快速性、准确性是相互制约的,对于电液伺服加载系统而言也是如此。提高系统的快速性,会使系统的振荡加剧,降低系统的稳定性;提高系统的稳定性,减小系统的振荡,这会使系统响应速度变慢。PID控制器参数的选取直接影响电液伺服加载系统的动态性能。本文利用遗传算法对PID控制器的3个参数进行优化设计[7],寻找目标函数下满足系统稳定性、快速性、准确性的最优解。遗传算法避免了参数在优化过程中陷入局部最优点而获得局部最优值,可以在整个搜索空间中寻找最优值[8]。运用遗传算法进行优化的步骤如下:①控制器参数范围的确定及编码,参数范围一般由用户根据实际情况给定,然后按精度的要求对其进行编码[9];②随机产生初始种群,根据优化问题的复杂程度确定种群大小;③确定适应度函数,适应度函数一般选择所构造的优化目标函数;④选择运算,选择适应度值较大的个体遗传到下一代,适应度值较小的被淘汰;⑤通过交叉运算获得新一代个体;⑥通过变异运算产生一部分新个体;⑦终止条件判断,随机产生初始种群,通过选择、交叉及变异得到新一代种群,解码后计算其适应度函数值,判断遗传是否满足终止条件,若不满足,则重复以上操作满足终止条件后输出最优个体。

通过观察不同控制器参数下系统的阶跃响应,我们确定比例系数Kp范围为10~30,积分系数Ki范围为0~0.5,微分系数Kd范围为0~1。

对于PID参数选取优劣,可以由指令信号与反馈信号偏差的积分、阶跃响应调整时间来衡量。为防止控制能量过大,在目标函数中加入控制器输出的平方项,故构造系统的目标函数如下:

其中:e(t)为系统误差;u(t)为控制器输出;ts为系统调整时间;w1、w2、w3为权值。

设定初始种群样本个数为30,复制率为0.8,遗传代数80,变异率为0.03,取w1=1、w2=0.01、w3=20。经过仿真优化后得到目标函数下最优的PID控制器参数,即Kp=17.1,Ki=0.15,Kd=0.028,目标函数优化过程如图7所示,在遗传约60代时收敛。遗传算法优化后的阶跃响应如图8所示。由图8可以看出,遗传算法优化后的阶跃响应较为快速且无超调,阶跃响应调整时间缩短至0.1s,稳态误差约为2.2kN,误差约为0.66%,可见响应速度和稳态精度明显提高,满足加载系统的要求。

优化后液压缸两腔压力变化曲线如图9所示。由图9可知,加载液压缸两腔压力变化平稳,在0.1s内达到稳态值,无杆腔稳态压力12.9 MPa,有杆腔稳态压力2.2 MPa,未出现压力脉动,压力变化范围小于0.1 MPa,液压系统正常工作。

4 结论

建立了电液伺服加载系统的AMESim仿真模型,选用不同PID控制器参数进行仿真,分析了系统阶跃响应。运用遗传算法和AMESim对控制器参数进行优化,获得了目标函数下控制器参数最优值,系统阶跃响应速度明显提高,并且保持了较好的稳定性和准确性。运用遗传算法和AMESim对控制器参数进行优化设计,效率较高,实用性好,使工程设计人员能够在经验和时间不足情况下快速获得较好的控制参数。

参考文献

[1]刘德强.旋转电动舵机加载系统的研究[D].哈尔滨:哈尔滨工业大学,2009:1-2.

[2]王平.轴向伺服加载试验系统设计与研究[D].杭州:浙江大学,2012:1-3.

[3]王勇勤,张云飞,严兴春,等.伺服阀非线性特性建模的液压弯辊系统动态特性[J].重庆大学学报:自然科学版,2005,28(11):5-7.

[4]付永领.LMS Imagine Lab AMESim系统建模和仿真实例教程[M].北京:北京航空航天大学出版社,2011.

[5]王纪森,胡峰波.基于AMESim电液力伺服系统动态仿真研究[J].液压气动与密封,2011,31(12):11-13.

[6]马长林,黄先祥,郝琳.基于AMESim的电液伺服系统仿真与优化研究[J].液压气动与密封,2006(1):32-34.

[7]张洪,储开峰,须文波.基于遗传算法的液压系统优化设计[J].液压与气动,2003(11):4-6.

[8]Min Y K,Lee C O.An experimental study on the optimization of controller gains for an electro-hydraulic servo system using evolution strategies[J].Control Engineering Practice,2006,14:137-147.

电液伺服控制篇9

阀控缸液压系统在机械工程上的应用是非常广泛的,由于非对称缸具有结构尺寸小、制造简单、成本低廉、驱动力大等优点,因此在机械工程上的应用也很广泛。但对称阀控制非对称缸过程中存在换向压力突跳、易出现气蚀和超压等问题,所以造成两者的不相容性,如果将其中的对称阀改为非对称阀,这些问题都能够得到很好的解决。

1 非对称阀控制非对称缸系统中负载压力和负载流量的确定

图1为零开口四通滑阀控制非对称缸的原理图。图1中,无杆腔和有杆腔压力分别为p1(Pa)、p2(Pa),流量分别为Q1(m3/s)、Q2(m3/s),有效工作面积分别为A1(m2)、A2(m2),且A2/A1=λ,有效工作容积为V1(m3)、V2(m3);液压缸内泄漏系数为Cip(m5/(N·s)),外泄漏系数为Cop(m5/(N·s));伺服阀阀芯位移为xv(m),活塞杆位移为y(m),负载的弹簧刚度为K(N/m),活塞和负载的黏性阻尼系数为B(N·s/m),作用在活塞上的任意外加负载为FL(N),系统的供油压力为ps(Pa),回油口压力为p0(Pa)(假设p0=0)。

1.1 y>0时的负载压力和负载流量

当活塞杆伸出时(y>0),无杆腔进油,有杆腔回油。由液压缸稳态下的平衡方程可知,p1A1-p2A2=FL。定义此时的负载压力,则:

根据功率匹配原则,输入功率和输出功率必须相等,所以p1Q1-p2Q2=pLQL,又因为Q2=λQ1,所以此时的负载流量为:

1.2 y<0时的负载压力和负载流量

当活塞杆收缩时(y<0)有杆腔进油,无杆腔回油。由液压缸稳态下平衡方程可知p2A2-p1A1=FL。定义此时的负载压力,则:

按照功率匹配原则得出此时的负载流量为:

2 非对称阀控制非对称缸数学模型的建立

以图1所示的理想零开口非对称四通滑阀为例,设阀口1、3的面积梯度为ω1(m),阀口2、4的面积梯度为ω2(m),且。

2.1 伺服阀的流量方程

(1)当xv>0时,进油口的流量为:

其中:Cd为流量系数;ρ为液体的密度,kg/m3。

回油口的流量为:

由式(1)、式(5)、式(6)和Q2=λQ1可得:

(2)当xv<0时,进油口流量为:

回油口流量为:

由式(3)、式(9)、式(10)和Q2=λQ1可得:

根据负载流量的定义可得:

将式(13)、式(14)按泰勒级数展开成线性化方程得:

其中:Kq和K′q分别为活塞杆伸出和收缩时的流量增益系数,m2/s;Kc和K′c分别为活塞杆伸出和收缩时的流量-压力系数,m5/(N·s)。

综上所述伺服阀的统一流量方程为:

2.2 液压缸流量连续性方程

2.2.1 xv>0时液压缸流量连续性方程

当xv>0时,无杆腔进油、有杆腔回油。流入液压缸的流量为:

流出液压缸的流量为:

其中:βe为液体的容积弹性模数,Pa。

由式(2)、式(7)、式(8)和式(18)可得:

其中:Cie为此时的等效泄漏系数,m5/(N·s);Cit为此时的附加泄漏系数,m5/(N·s);Vt为此时的等效容积,m3。

2.2.2 xv<0时液压缸流量连续性方程

当xv<0时,有杆腔进油、无杆腔回油。流入液压缸的流量为:

流出液压缸的流量为:

由式(4)、式(11)、式(12)和式(20)得:

其中:C′ie为此时的等效泄漏系数,m5/(N·s);C′it为此时的附加泄漏系数,m5/(N·s);V′t为此时的等效容积,m3。

综上所述,不管伺服阀阀芯向哪个方向运动,液压缸的流量连续性方程可以统一描述为:

2.3 活塞上的力平衡方程

当xv>0时,作用在活塞上的力为:

其中:m为活塞、油液及负载等效到活塞上的质量,kg。

当xv<0时,作用在活塞上的力为:

综上所述活塞上的力平衡方程统一表述为:

2.4 非对称阀控制非对称缸系统的传递函数

2.4.1 液压缸通用传递函数

对式(17)、式(22)、式(25)进行拉普拉斯变换可得线性化动态方程:

如果将式(26)、式(27)、式(28)的中间变量QL和pL消去,可以得出伺服阀阀芯输入位移xv、油源压力ps和外加负载FL同时作用时液压缸活塞的总输出位移的传递函数为:

其中:Kci为总压力流量系数,m5/(N·s)。

应用式(29)时注意分别代入xv>0和xv<0时的相应系数和有效作用面积。

2.4.2液压缸简化传递函数

通用传递函数中考虑了惯性负载、弹性负载、油的压缩性以及液压缸的泄漏等因素,但在实际应用中一般以惯性负载为主,并且负载的弹簧刚度K=0,总流量压力系数Kci很小,黏性阻尼系数B一般也很小,由于油源压力ps造成的式(29)中的Citps/A那部分附加泄漏很小,也可忽略不计。因此将式(29)简化为:

因此液压缸活塞总输出位移y(s)关于xv(s)的传递函数为:

其中:ωh为液压固有频率,rad/s;ξh为液压阻尼比。

液压缸活塞总输出位移y(s)关于外加负载FL(s)的传递函数为:

2.4.3 位移传感器传递函数

对于电液位置伺服系统,通常采用闭环控制以提高精度和抗干扰能力,因此需要加入位移传感器,进而引入负反馈环节。位移传感器传递函数可简化为比例环节,其传递函数为:

其中:uf为位移传感器的输出电压,V;Kf为位移传感器增益。

2.4.4 信号比较点方程

假设输入电压信号为ur,输出电压为uc,则信号比较点的方程为:uc=ur-uf。

2.4.5 功率放大器传递函数

功率放大器的传递函数可简化为比例环节,即:

其中:I为功率放大器的输出电流,A;Ku为功率放大器放大系数,A/V。

2.4.6 伺服阀传递函数

非对称电液伺服阀阀芯位移与输入电流之间可以简化为二阶环节,即:

其中:Ksv为伺服阀流量增益,m/A;ωsv为伺服阀固有频率,rad/s;ξsv为伺服阀阻尼比,一般取值为0.5~0.7。

综上所述,得到的非对称电液位置伺服阀控制非对称缸系统的方框图如图2所示。

3 实例仿真

3.1 仿真模型主要技术参数

某电液位置伺服阀控制非对称缸系统采用的是CSDY2-40型电液伺服阀。系统的主要技术参数如下:A1=3.12×10-3m2;A2=2.15×10-3m2;液压缸总行程L=0.5 m;Vt=1.972 6×10-3m3,V′t=0.790 8×10-3m3;Cip=5.6×10-13m5/(N·s);Cop=0;Kq=1.092 9m2/s,K′q=0.625 2m2/s;Kc=3.503 4×10-12m5/(N·s),K′c=2.004 1×10-12m5/(N·s);Kci=4.156 4×10-12m5/(N·s),K′ci=2.454 1×10-12m5/(N·s);βe=7×108Pa;油液密度ρ=870kg/m3;Cd=0.61;ps=7×106Pa;m=1 200kg;B=800N·s/m。

3.2 利用MATLAB/Simulink进行仿真

根据以上公式和参数经计算可以得到非对称电液伺服阀控制非对称缸模型仿真图,如图3、图4所示。

利用MATLAB/Simulink进行仿真,得到的仿真结果如图5~图8所示。

4 结论

由图5~图8的仿真曲线表明,建立的非对称电液伺服阀控制非对称缸系统的位移和负载压力传递函数是正确的,将对以后这种控制系统的分析和设计具有一定的指导意义。

摘要：重新定义了非对称阀控制非对称缸系统的负载压力和负载流量,推导出液压缸正、反向运动时的数学模型和传递函数,同时运用MATLAB/Simulink对工程案例进行仿真分析,得出位移响应曲线和负载大小对液压缸位移的影响关系。

关键词：非对称阀,非对称缸,电液伺服阀,仿真分析

参考文献

[1]王秋敏.伺服阀控非对称液压缸同步控制系统仿真研究[D].济南:山东大学,2005:14-21.

[2]王春行.液压控制系统[M].北京:机械工业出版社,2006.

[3]吴博,吴盛林,任好玲.非对称阀控非对称缸系统建模和仿真研究[J].机床与液压,2004(8):73-74.

【电液伺服控制】推荐阅读：