混合驱动范文（精选8篇）
混合驱动 第1篇
起重机械是现代工业生产中的重要运输设备。啃轨是桥式起重机运行机构的普遍现象,啃轨危害严重,必须加以控制,否则将严重威胁设备与厂房的安全与寿命。
啃轨是指桥式起重机大车运行过程中,车轮轮缘与轨道侧面接触产生水平侧向推力,引起轮与轨道的严重摩擦及磨损。在正常运行情况下,起重机的车轮轮缘与轨道侧面之间保持一定的间隙,一般大车轮踏面的宽度比轨道头的宽度大30mm～40mm,有轮缘的一边与轨道侧面的间隙应为10mm,如果车体歪斜或变形,车轮就不能在轨道踏面中间运行,严重时会啃磨轨道侧面,磨损车轮。
啃轨的危害严重。首先,啃轨降低车轮的使用寿命,它会造成车轮轮缘的磨损,啃轨程度不同,轮缘磨损程度也不同,严重的有掉屑、卷边的现象,从而影响车轮的使用寿命;其次,长期啃轨会磨损轨道两侧,严重时会将轨道顶部磨出台阶,造成轨道报废;另外,啃轨增加运行阻力,在正常的运行情况下,起重机的运行阻力只有车轮所受的滚动摩擦力,而啃轨时起重机的运行阻力除滚动摩擦力还有轨道侧面给车轮的水平侧向阻力。据测定,啃轨严重的起重机运行阻力约比正常的运行阻力增加1.5倍～3.5倍,这样大的运行阻力迫使运行电动机和传动机构长期超负荷运行,可能烧坏电动机或对机械传动系统造成极大的影响。运行啃轨还会引起整台起重机较大的振动,使厂房结构遭到不同程度的损坏。起重机啃轨必然在运行中产生水平侧向力,使厂房结构承受附加的横向载荷,这个载荷有时超过小车制动的水平惯性力(在建筑设计中以此水平力作为计算载荷),导致固定轨道的螺栓松动,加剧啃轨现象的发生,形成恶性循环[1]。
造成啃轨的原因有轨道安装误差、车轮与车架误差、车架刚度问题以及分别驱动时两传动系统的不同步等。然而上述误差与不同步是不可避免的,因此,通过减小上述误差与不同步并不能完全消除啃轨现象,必须采用其它的方法与措施。
2目前起重机啃轨控制方案
2.1 机械类方案
在分别驱动时,采用锥形主动车轮组,车轮组的大端面放置在内侧。如果大车走偏斜,则导致前侧主动车轮组直径变小,而落后一侧的主动车轮组直径变大,在相同转速下,落后的主动车轮组走的距离大,所以使桥架自动走正。但采用该方法时轮轨接触应力大,影响了车轮与轨道的寿命。
2.2 自动控制类方案[2,3]
在起重机的4个角安装接近开关,分别探测车轮凸缘与轨道的距离,给出开关量,这些开关量再与起重机方向信号、档位信号结合,调整左、右侧的电机出力,达到纠偏的目的。事实上,目前生产的大型桥式起重机采用变频器控制,采用变频调速后虽然可以比较灵活地调整起重机的运行速度,达到纠偏的目的,但存在以下问题:①大型电机及减速箱等高速运行部分频繁调整速度,当量转动惯量大,因此,系统响应速度慢;②大型电机及减速箱等高速运行部分频繁调整速度,当量转动惯量大,冲击比较大,影响传动系统寿命;③大型电机及其变频器频繁调整速度,对电网有污染。
为此,本文提出混合驱动起重机大车运行系统。
3混合驱动起重机大车运行系统
3.1 混合驱动起重机大车运行系统构成与原理
如图1所示,在分别驱动的大车运行系统中,其中一侧传动系统是由行星齿轮减速器完成动力混合的,该行星齿轮减速器同时由大容量电机与一小容量小惯性控制电机驱动。其中,大容量电机与另一侧电机相同;另一侧采用传统的减速器完成动力传递。两侧大容量电机均可由变频器控制,大电机的变频器调速是根据设定的加、减速度和匀速运行速度进行变频运行,只完成车轮转速的跟踪。由于车轮及导轨误差及打滑造成的车架倾斜与啃轨是由小电机通过行星齿轮减速器完成的,所以根据传感器确定的倾斜方位与运行方向确定小电机的转动方向与速度,从而实现纠偏的目的。事实上,小容量控制电机的目的是实现桥架两侧的同步。小容量控制电机可以是变频调速的三相异步电机,也可是伺服电机或步进电机。
3.2 混合驱动系统的特点
(1)采用小惯性控制电机作为驱动元件,同时在传动链中甩开了大惯量电机及主减速的高速部分,因此,系统惯性大大减低,并且提高了系统的灵敏性,从而能够很好地实现桥架两侧的同步,有效遏制啃轨。
(2)主电机在容量的选择中,一般只考虑整个桥架及货物的惯性与加速度,不考虑以两侧同步为目的的快速跟踪系统的动态特性要求,因此,使用主电机作为两侧同步系统的驱动元件是难以满足要求的。本方案采用另外的小容量控制电机,根据自动控制原理专门设计,充分考虑系统的传递特性,以实现两侧同步的目的。
(3)控制系统易于设计与实现。由于主电机与控制电机的目的不同,因此,可以分别按照各自要求进行设计。同时,也降低了对硬件的要求。
4结论
本文提出了混合驱动的桥式起重机大车运行机构,它具有反应迅速、同步精度高、易于设计等优点,是一种值得尝试的驱动方式。在下一步工作中,将从理论上研究混合驱动方式的特性,采用计算机仿真技术定量分析混合驱动在桥式起重机大车运行中的应用。
摘要：起重机械是现代工业生产中的重要运输设备,啃轨是桥式起重机运行机构的普遍现象。提出了一种混合驱动起重机运行系统,它能够较好地实现桥架两侧的同步运行,遏制啃轨现象。该系统在某一侧驱动系统中采用行星齿轮减速器,同时采用大容量与小容量两台电机驱动,其中大容量电机同另一侧电机实现桥架的设定速度与加速度的跟踪,小容量控制电机实现桥架两侧同步。该系统具有响应速度快、配置灵活、设计简单等优点。
关键词：起重机,啃轨,混合驱动
参考文献
[1]左玮.桥式起重机运行啃轨的分析[J].大众标准化,2004(5):23-24.
[2]文庆明.桥式起重机啃轨与自动纠偏的研究[J].新技术与新工艺,2005(6):32-34.
混合驱动 第2篇
关键词 混合动力汽车 驱动系统 驱动模式
一、前言
自1886年第一辆汽车问世以来，全球的汽车业己走过了100多年的历史，在这漫长的时间里汽车越来越多的进入人们的工作和生活，随之而来的不仅是汽车保有量的急剧增加，还有难以摆脱的灾难。在各种环境污染物中有约43%来自传统能源汽车的排放。随着石油资源日益减少，环境污染越来越严重，传统内燃机汽车发展也遇到了瓶颈，因此开发节能环保的新型汽车成为世界汽车工业的首要任务和发展趋势，这就促使了混合动力电动汽车的出现。
二、混合动力汽车驱动系统的结构及工作模式
混合动力汽车（Hybrid Electric Vehicle，HEV）是指汽车的驱动系统由两个或多个能同时运转的单个驱动系联合组成的汽车。汽车的行驶功率依据汽车实际工况由单个驱动系单独或共同提供。混合动力汽车根据其两种动力源混合方式的不同，可以分为三种驱动方式：串联式、并联式和混联式。
（一）串联式驱动系统的连接模式
串联式混合动力汽车的驱动系统将发动机、发电机、蓄电池及电动机串联连接，如图1所示。根据发动机的工况要求可以在不同的驱动模式下工作。
（1）纯电动模式。在混合动力汽车负荷较小或空载的情况下，发动机处于关闭状态，其排放为零；由蓄电池组单独向电动机供电以驱动汽车。（2）纯发动机模式。当混合动力汽车负荷较大，而所需的驱动功率又不超过发动机的最大功率时，由发动机带动电动机驱动汽车，蓄电池组不参与供电。（3）混合驱动模式。混合动力汽车在启动、加速、爬坡等工况下，由发动机带动发电机与蓄电池组同时向电动机供电，混合动力汽车的动力性达到最佳。（4）发动机-蓄电池模式。当混合动力汽车处低速、滑行、减速的工况时，则由蓄电池组驱动电动机，由发动机带动发电机组向电池组充电。
（二）并联式驱动系统的连接模式
并联式混合动力汽车有两套既可以单独驱动车辆，又可以协作共同驱动车辆的驱动系统，不同的系统驱动车辆时具有不同的工作效率区间，如图2所示。
（1）纯电动模式。当混合动力汽车起步或低速行驶时，由电动机单独驱动汽车，使发动机避开低效、高排放的工作区，整车燃油经济性好、排放低。（2）纯发动机模式。当混合动力汽车以高速平稳行驶，或在城市郊区等排放要求不高的地方行驶时，由发动机单独工作，驱动汽车。此时，发动机工作在高效区，燃油经济性好。（3）混合驱动模式。当混合动力汽车急加速或者爬坡时，发动机和电动机同时工作，电动机发出的功率辅助发动机使车辆急加速或者爬坡。这种情况下，汽车的动力性处于最佳状态。混合驱动模式下发动机和蓄电池组带动的电动机同时工作驱动汽车行驶。（4）制动能量回收模式。当汽车减速或制动时，利用电动机反拖作用既可以有效辅助制动，又可以使电动机以发电机模式工作发电，向蓄电池组充电，从而提高能量利用率和燃油经济性，降低排放。
三、混合动力汽车驱动系统的发展
与传统汽车相比，混合动力汽車在保证相同的性能和优势前提下，具有更好的节能和排放性能。混合动力汽车的蓄电池电压和功率等级与纯电动汽车相似，，但容量可以大大减小，因而其成本低于电动汽车。但由于混合动力汽车传动系统总成较为复杂，所以其价格比传统燃油汽车往往高出20%左右。降低成本是提高混合动力汽车竞争能力的努力方向。相信随着混合动力汽车的推广和普及，生产批量提高后，其价格将逐步接近传统汽车。
一种混合驱动机构的优化综合设计 第3篇
混合驱动压力机是新型的机械系统, 它用一个大功率的常规恒速电机和一个小功率的伺服电机通过二自由度混合驱动机构来驱动滑块, 系统的主要输出力矩与运动由常规电机提供, 伺服电机主要是做补偿运动, 起调节作用。这使得混合驱动压力机不仅具有传统机械压力机运行平稳、承载能力大等优点, 又具有一定的可控特性, 从而只通过改变伺服电机的运动规律, 就可以改变压力机的输出运动规律。本文选择了适于混合驱动压力机的一种新型机构, 即二自由度混合驱动七杆机构[1], 对其进行了正运动学分析和优化设计, 为混合驱动可控压力机基础理论的进一步研究提供了理论依据。
1混合驱动七杆机构的正运动学分析
图1为混合驱动拉伸压力机机构简图, 它由平面铰链五杆机构ABCDE与II级杆组CF串接而成。曲柄AB由常规恒速电机驱动, 曲柄DE由伺服电机驱动。为了改善压力机滑块的受力条件, 取L1、L2、L3形成一条直线时作为滑块位置的下死点BDC, 并取滑块位移的下死点作为滑块位移的起点, EDC形成一条直线时为滑块位移的上死点位置。根据图1, 可建立如下矢量方程:
L1+L3=AG+GF+L6 。 (1)
L4+L2=EG+GF+L6 。 (2)
由式 (1) 、式 (2) 可得:
L1cosφ1+L3cosφ2= (S0-S) +L6cosφ6 。 (3)
L1sinφ1+L2sinφ2=e+L6sinφ6 。 (4)
L4cosφ4+L2cosφ3= (S0-S-L5) +L6cosφ6 。 (5)
L4sinφ4+L2sinφ3=e+L6sinφ6 。 (6)
通过求解式 (3) ～式 (6) , 可得滑块位移S关于恒速电机转角φ1和伺服电机转角φ4的函数关系:
S=f (φ1, φ4) 。 (7)
滑块的速度undefined和加速度undefined可由式 (7) 微分得出:
undefined。 (8)
undefined。 (9)
其中:ω1、ε1、ω4、ε4分别为主曲柄L1和副曲柄L2的角速度和角加速度。
2机构的优化综合设计
2.1 混合驱动压力机优化设计的参数
(1) 机构几何参数:L1, L2, L3, L4, L5, L6, e。
(2) 主电机输入曲柄角速度ω1。
(3) 理想滑块位移函数:S=S (t) =S (φ1, φ4) 。
(4) 设滑块周期为T, t为任意时刻滑块的时间点, 伺服电机的运动参数曲线见图2。设L2转角为多项式运动规律, 即:
φ4=a0+a1t+a2t2+a3t3+a4t4+a5t5 。 (10)
则伺服电机的角速度和角加速度为:
ω4=a1+2a2t+3a3t2+4a4t3+5a5t4 。 (11)
ε4=2a2+6a3t+12a4t2+20a5t3 。 (12)
各段系数为:
0～t1段, 滑块空回行程:
a10, a11, a12, a13, a14, a15。
t1～t2段, 滑块空下行程:
a20, a21, a22, a23, a24, a25。
t2～T段, 滑块工作行程:
a30, a31, a32, a33, a34, a35。
根据以上参数要求, 通过下面所述的2步优化设计, 可得到混合驱动压力机的尺寸参数和L2的运动规律。
2.2 目标函数与设计变量
为便于进行机构优化和实现压力机滑块运动规律的柔性输出, 将优化分2步进行:①假定伺服电机输入为匀速转动, 角速度与常规电机输入相同的条件下, 优化设计出压力机的尺寸参数L1、L2、L3、L4、L5、L6、e;②在第1步优化结果的基础上, 使机构的尺寸参数不变, 通过优化设计伺服输入运动参数, 从而使滑块的实际位移更接近理想位移, 建立其目标函数, 即使混合驱动机构能近似实现滑块的某一位移函数。
第1步优化设计的目标函数为:
F (x) =min∑εundefined。 (13)
取各杆长为设计变量:
x=[L1, L2, L3, L4, L5, L6, e]T 。
第2步优化设计的目标函数为:
undefined。 (14)
其中:Si为滑块理想位移;XFi为滑块实际的位移;N为整数。
设计变量为伺服电机多项式运动规律各分段的系数, 即:
x=[a11, a12, a13, a14, a15, a20, a21, a22, a23, a24, a25, a30, a31, a32, a33, a34, a35]T 。
系数a10由滑块的极限位置条件决定, 不作为设计变量。
2.3 约束条件
(1) 双曲柄存在条件[2,3]:
对于不同的运动轨迹, 要求原动件L1、L2能做整周旋转, 因此需要给出平面闭链五杆机构ABCDE双曲柄存在条件:
undefined
。 (15)
(2) 动力及功率分配条件[4]:
L1>λ·L2 。 (16)
其中:λ为动力及功率分配系数, λ>1。
(3) L2单向整周转动条件:
欲使L2实现单向整周转动, 须同时满足ω2恒大于零或者恒小于零。
(4) L2运动连续性条件:
指在各段起始和终了时刻, φ4、ω4、ε4曲线连续, φ40为副曲柄L2的初始相位角, 具体可由式 (10) 、式 (11) 、式 (12) 得到:
a10=φ40 。 (17)
(5) 压力角条件:
为改善机构受力状况, 减小滑块工作时主曲柄的扭矩, 在工作行程中应使杆L6与x轴所夹锐角小于许用压力角[α], 即:
|180o-|φ6||≤[α] 。 (18)
(6) 滑块可动性条件:
L6>yc-e 。 (19)
其中:yc为c点的纵坐标。
(7) 杆长条件:
Limin≤Li≤Limax 。 (20)
2.4 优化实例
根据图2中理想的滑块位移曲线, 通过第1步优化计算可得混合驱动压力机的结构参数:L1=160.2、L2=669.5、L3=707、L4=150、L5=438.4、L6=1 111.7、e=18。在第2步的优化中, 保持常规电机的运动规律和各个机构参数不变, 优化得到压力机滑块的位移、速度和加速度, 曲柄转角φ4、角速度ω4、角加速度ε4。曲柄转角、滑块位移、滑块速度随时间的变化曲线分别见图3、图4、图5。
3结论
本文采用混合驱动二自由度七杆机构进行了分析, 并结合混合驱动压力机的运动特点, 给出了一种运动分析的计算方法。在此基础上, 分2步对混合驱动压力机进行了优化设计。优化实例表明, 通过优化伺服电机的运动规律, 混合驱动压力机可以实现多组的输出运动规律。这些都为混合驱动压力机基础理论的进一步研究提供了可靠的理论依据。
摘要：对混合驱动七杆机构压力机进行了正运动学分析, 以此为基础, 根据机械式压力机典型的深拉伸工艺曲线, 分2步对该混合驱动压力机进行了优化设计, 并给出了优化实例。
关键词：混合驱动,正运动分析,优化设计
参考文献
[1]黄永强, 张策.电动机连杆机构系统弹性动力分析中的几个理论问题[J].机械科学与技术, 1998, 17 (2) :200-202.
[2]孔建益, W Funk, 吴干诚.具有一个受控原动件的五杆机构精确实现给定函数的研究[J].中国机械工程, 1996 (S1) :106-108.
[3]李永刚.两自由度多环混合驱动机构的可动性分析[J].机械设计, 2003, 20 (9) :17-19.
混合驱动 第4篇
电机驱动系统在运行过程中由于外部环境变化、运行时间过长器件老化或温度升高等原因会导致系统中的RLC等元件的参数发生变化,这会大大影响其输出性能。现有的基于数学模型的建模方法大多只能描述系统中开关元件的开路或者短路等结构性变化,而对RLC参数的变化却无能为力,例如状态空间模型和开关函数模型。而混合逻辑动态(简称MLD)模型的最大优点是其所建立的混合逻辑不等式既可以描述电感电流断续时的电路特性,又可把电路的参数变量和状态变量都包含在混杂模型里［1］。本文使用MLD模型建立电机驱动系统的MLD模型,然后在MATLAB中建立基于MLD模型的电机驱动系统仿真模型,通过修改MLD模型中参数仿真系统的R、L、C等参数的变化,以此研究系统输出状态的变化,仿真结果表明MLD模型能很好地描述系统中因参数变化而引起的系统输出状态的改变。
2逆变器和电机的MLD模型
图1是一个典型的三相电压型逆变器和电机的等效电路,当系统正常运行时,逆变器中的功率开关元件能够产生离散电压脉冲信号,这些离散的电压脉冲信号输入到带有电感的电机中产生连续的状态电流［2］,
根据基尔霍夫定律得电机三相绕组电压为:
假设T1-T6都为理想开关,并规定电路中电流流入电机三相绕组为正,电流流出为负。用S1=0表示T1断开,S1=1表示T1导通,依次类推,S6=0表示T6断开,S6=1表示T6导通。以电路中a相绕组为例,设在a点和g点之间的电压为uag,那么有
对于采用三相对称星型绕组,有ia+ib+ic=0,又由于电机的三相反电势是处于平衡状态的,即有ea+eb+ec=0,结合式(1)得:
进而得电机三相电压方程是:
定义辅助逻辑变量 δa、δb、δc,令
结合式(4)可得电机驱动系统电压的混合逻辑动态模型为
代入式(4)得
设δ=[δ1δ2δ3]T,令
同理代入式(1)可得以电流为状态变量的电机驱动系统混合逻辑动态模型为
3仿真模型的建立
根据以上的数学模型在Matlab / Simulink仿真环境下搭建永磁同步电机系统及其MLD模型闭环控制系统的仿真框图,电机驱动系统仿真模型框图如图2所示,逆变器和电机框图如图3所示,MLD模型框图如图4所示,PID控制框图如图5所示。
其中MLD模型根据式(9)编写M函数,得到图4的MLD模型框图。MLD模型的优点在于可以修改电机参数,仿真不同的R、L、Vdc等参数下的输出状态。
4仿真和结果分析
利用建好的电机驱动系统仿真模型对逆变器电机中的参数变化进行仿真,其中滤波电感、 电阻、电容分别为100μH、20mΩ、0.01F,母线电压为280V, 开关频率为12k Hz, 给定转速为2400r / min,负载转矩为4N*m。在MLD模型中, 对R、L、Vdc参数变化进行仿真,采样时间为Ts= 1* e－6s,参数变化表如表1所示,仿真波形图如图6所示。
从图中可以看出,在不同的参数下,MLD模型输出的三相状态电流都不相同,这表明MLD模型能很好地表述电路中参数的变化。
5结束语
本文建立了逆变器和电机系统的MLD模型,利用Matlab / Simulink对系统中R、L、Vdc等参数的变化进行了仿真,仿真结果表明,MLD模型能够准确描述实际系统中参数的变化,为电机驱动系统参数故障检测和诊断提供了一种行之有效的建模方法。
摘要：电机驱动系统是一个由离散的控制信号驱动连续状态变量随时间演化的典型的混杂系统。针对传统的基于数学模型的建模方法都是研究逆变器中的开关元件开路等结构性变化,不能用于描述系统中的参数变化,本文建立逆变器和电机的混合逻辑动态模型,并运用Matlab/Simulink对系统中的R、L、Vdc等参数变化进行仿真分析,仿真结果表明该模型能很好地描述电机驱动系统参数的变化。
混合驱动 第5篇
混合驱动机构是一类多自由度的机构, 它是由转速为常数的电动机和由计算机控制的伺服电动机共同驱动的机构。其动力源来自于恒速电机和伺服电机。其中恒速电机为整体混合驱动型系统提供主要的动力, 而伺服电机则是对系统的输出功能进行调节, 从而在整个系统的输出运动功能得到保障的同时, 也改善了混合驱动型机构系统的动力分配等特性。
对于混合驱动连杆机构的设计内容则主要是结构设计、动力设计、运动设计以及控制设计。其中, 结构设计的主要目的是要对机构的自由度、运动副数、运动副类型以及构件数等进行确定;动力设计则主要是在机构振动力、震动力矩的平衡, 或者是波动比较小的机构运动速度等设计要求的基础上, 确定混合驱动连杆机构的动力学变量。而这些动力学上的变量则主要包括各个构件的质量大小和质心的位置、构件对于其质心的转动惯量、作用在机构上的驱动电动机的驱动力 (矩) 、T作阻力 (矩) 、运动副中的摩擦力等等;整个机构的控制设计则是指针对于控制策略的选择以及控制参数的确定等。而混合驱动连杆机构的这些机构设计、动力设计、运动设计以及控制设计, 通常又被合称为机构的机械方面的设计。这几个方面的设计是相互关联、相互影响的, 但在设计准则、设计目标等方面却又各不相同。而针对于机构的结构设计、动力设计、运动设计以及控制设计等几个方面的设计, 则主要采用串行设计和并行设计的设计方法。
二、混合驱动连杆机构的串行设计和并行设计
(一) 混合驱动连杆机构的串行设计。
混合驱动连杆机构的串行设计是指在设计的过程中, 先进行机构的运动设计, 其次再进行机构的动力设计, 最后才是对机构控制系统进行设计。这是一般传统的机构设计采用的设计方法。在混合驱动连杆机构的串行设计过程中, 各个设计阶段的设计准则和设计目标是各不相同的。其中运动设计的主要目标是为了确定l1、l2、l3、l4、l5、XA、yB、PB=l6、β、δ5、yk、k=1, 2, ···, 9等21个机构运动的设计变量, 以及机构运动中构件1、2的初始角位置δlini和δ2ini。而控制设计的主要目的是为了确定控制参数Kp1、Kp2、KD1、KD2。动力设计的主要目的则是为了对r1、r2、 r3、r4、δ1、δ2、δ3、δ4等各个参数进行确定, 换而言之, 就是对各个构件中的质心位置进行确定。而在设计的方法上, 则主要采用微分进化算法。而串行设计为了进行对比性的研究, 一般会采用包括动力设计和不包括动力设计者两种方式进行串行设计。
(二) 混合驱动连杆机构的并行设计。
混合驱动连杆机构的并行设计是将机构的运动设计、动力设计以及控制设计等一并纳入到考虑范围类, 并且以机构的运动、动力以及控制参数作为设计变量的设计。这种设计方法, 又被称为集成设计。不同于串行设计, 机构的并行设计是以确定能够满足设计要求的机构的最优设计变量作为其运动设计的主要目标。而这些机构的最优设计变量则包括运动学设计上的变量、运动控制设计上的变量以及动力学设计上的变量。在这些机构的并行设计变量中总共有25个, 而在其中, 运动设计的变量就已经占到21个, 控制设计的变量仅却仅为4个。在并行设计的过程中, 一般会采用:
undefined和minf2=τ1max+τ2max这样两个方程式, 来实现运动设计变量和控制设计变量这两个目标的优化设计问题。
三、混合驱动连杆机构的串行设计和并行设计结果的比较与分析
根据谢进、魏宏、阎开印、陈永在《混合驱动连杆机构的串行和并行设计》一文中对混合驱动连杆机构的串行设计和并行设计进行的实验研究对比分析, 发现混合驱动连杆机构的串行设计和并行设计在设计结果上的分别主要表现在以下几个方面:
(一) 在实现机构运动的精确性方面的比较。
根据谢进、魏宏、阎开印、陈永在《混合驱动连杆机构的串行和并行设计》中的对比分析研究, 我们可以看出, 相比于并行设计, 串行设计的结果更为精确。这主要是因为, 串行设计在运动设计的过程中仅仅对机构的运动设计要求进行了简单的考虑, 而并没对机构的动力以及控制设计进行考虑。与之相反, 并行设计却是将运动设计、动力设计以及控制设计等机构的全部设计过程纳入到一起进行设计, 这就在一定程度上对运动的精确性造成了一定的影响。
(二) 混合驱动连杆机构的串行设计以及并行设计在机构动力设计内容和作用方面的比较。
并行设置注重对动力设计方面的研究。从上面的分析, 我们知道并行设计一般采用undefined和minf2=τ1max+τ2max这两个方程式来实现运动设计变量和控制设计变量这两个目标的优化设计问题, 这就在一定程度上使得动力学方程式得到了大大的简化。但在实际上, 对于动力的设计应该做到两个方面的考虑。首先, 对于动力设计的目标, 动力的设计目标不仅要做到在重力势能下保持不变、做到全部的解耦或者是部分的解耦, 还应该做到在振动力矩下保持平衡等。其次, 是对于动力设计的设计变量。在并行设计的过程中, 对于设计的变量, 不仅要确定我们在上面提到过的构件质心位置的参数, 还应该对整个机构中各个构件的质量和转动惯量等各个方面进行认真的确定。而对于混合驱动连杆机构的串行设计, 串行设计所做的简单的动力模型有助于确定控制的参数, 甚至可以减小最大力矩值对构件1和构件2的作用, 以及力矩的波动等。
(三) 混合驱动连杆机构的串行设计以及并行设计在机构的驱动控制力矩方面的比较。
与串行设计和并行设计在运动的精确性方面的比较相反, 在机构的驱动控制力矩方面, 并行设计却显示出比串行设计更好的设计结果。
(四) 在整体控制设计方面的比较。
除了上述谢进、魏宏、阎开印、陈永在《混合驱动连杆机构的串行和并行设计》一文中提到的混合驱动连杆机构的串行和并行设计在设计结果上存在的以上一个方面的比较外, 串行设计和并行设计在整体的控制设计上两者也具有相应的可比性。对于传统的设计方法串行设计而言, 其在控制设计上相对比较困难, 其设计的结果页常常使得整个的控制模型变得更为复杂, 从而使得用于控制机械运动的控制能量和力矩增大。并最终使得整个的控制效果也变得并不甚理想。而对于并行设计而言, 虽然并行设计是综合建立在机构的运动学、动力学以及运动控制等的基础之上, 其进行设计的模型相比于串行设计也更为复杂, 但是并行设计在控制设计上却相对变得更为简单, 其最终的控制效果也是相对比较理想的。
四、结语
综上所述, 本文首先对混合驱动连杆机构中的串行和并行设计的设计目标、设计方法等进行了简单的叙述, 然后对于混合驱动连杆机构的串行设计和并行设计进行的对比分析研究, 分析了串行设计和并行设计在设计结果上的优缺点。对于这些优缺点的比较就要求我们在具体的混合驱动连杆机构的设计过程中做到具体问题具体分析, 针对具体的混合驱动连杆机构的特点, 采用实用的设计方法。
摘要：随着机电一体化技术的迅速发展, 混合驱动机构的运用也日益广泛。而对于混合驱动机构的设计主要包括运动设计、动力设计以及控制设计等三个方面。在设计方法上, 则主要采用串行设计和并行设计。本文便针对混合驱动连杆机构的串行和并行设计进行了探究性的研究。首先分析了串行设计和并行设计的基本特点, 在此基础之上, 再对两者在设计结果上的差异进行比较研究。
关键词：混合驱动,连杆机构,串行设计,并行设计
参考文献
[1].谢进, 魏宏, 阎开印, 陈永.混合驱动连杆机构的串行和并行设计[J].机械工程学报, 2007
[2].单宁.混合驱动连杆机构分析与实验研究[D].西安理工大学
[3].谢进, 魏宏, 阎开印, 陈永.混合驱动连杆机构设计策略的研究[R].全国印刷、包装机械凸轮、连杆机构学术研讨会 (第6届全国凸轮机构学术年会) 论文集
混合驱动 第6篇
机器人关节采用直接驱动方式[1],即将负载直接刚性连接在电机轴上,可以消除传统驱动方式(带减速机构)中的间隙、摩擦等不利因素,增加伺服刚度,从而显著提高机器人关节的终端合成速度和定位精度。直接驱动电机必须具备以下特点:①尺寸小、重量轻、力矩大;②需抑制输出转矩波动;③响应速度快,刚度高。在没有高精度角位移传感器的情况下,传统电磁电机多数很难进行高精度定位控制,且需配备减速齿轮箱。而步进电机由于不需要减速箱就可实现低速下的高精度开环控制,因此广泛运用于中小型机器人关节直接驱动控制。步进电机虽可通过细分技术实现很高精度的定位控制,但细分数较多时会造成硬件电路复杂、可靠性差、灵活性不够、控制性能不佳等现象。
超声波电机(USM)是近20年来出现的一种全新概念的新型驱动装置。同电磁电机、静电电机相比,USM的许多独特优点[2]使其在机器人关节直接驱动精密定位中有很高的应用价值。如美国喷气实验室和麻省理工学院联合研制的大扭矩USM成功应用在火星车机械臂中[3];日本学者研制出基于圆环状或圆筒状USM直接驱动的机器人手臂[4];我国东南大学学者开发的USM直接驱动两轴机械臂[5]等。
但USM是通过定子与转子的直接摩擦耦合传递驱动力,在交变应力和摩擦力作用下,电机产生疲劳损伤,容易使定子与压电陶瓷间的凝结层局部脱落、温升快造成热失配等,影响电机输出转矩及定位精度。且由于压电陶瓷裂纹萌生、扩展和失稳引起突然性破坏,使USM的寿命大大降低[6]。如本研究选用的日本Shinsei公司生产的行波超声波电机USR30使用寿命在2 000小时左右[7],但实验表明,电机使用数十小时后其特性在微观上就发生了变化,其定位精度也发生变化。而且机械臂用电机时常发生过载、堵转现象,使USM的寿命更短。
基于以上现状,本研究提出一种新型混合直接驱动系统,充分利用步进电机寿命长、步距角均匀与超声波电机定位精度高的特点,克服超声波电机使用寿命短的缺点,采用两阶段控制策略,实现机械臂的高精度、长寿命、大行程、开环精密定位控制。
1行波USM运行原理及控制方法
1.1行波超声波电机原理及特点
TRUSM依靠压电陶瓷的振动在弹性体中形成行波,通过定转子之间的摩擦获得力矩,这种形式是对电磁电机能量传输形式的一种突破[8]。TRUSM的工作原理,如图1所示。在两片被按照一定方向极化的压电陶瓷上分别通上相位相差90°的高频电压,在与压电陶瓷相粘接的弹性体上形成两路时间和空间上都相差90°的驻波,从而合成行波,弹性体表面质点在行波下作椭圆运动,椭圆顶点的运动方向与行波前进方向相反,这时被压在弹性体表面的转子就会在弹性体表面质点摩擦力的推动下作与行波方向相反的运动。
1.2TRUSM控制方法的选择
2004年,国内学者提出了USM步进特性的概念[9],其参照步进电机的特点,对纵扭复合型USM的步进特性进行了理论研究和试验,并提出了一种精密定位控制方法,达到了很高的定位精度。文献[10]对TRUSM的步进特性进行了研究,发现其具有很高的控制精度,并基于此提出了一种简单易行、控制精度高的速度位置控制方法——微步控制。该方法可以实现电动机低速下的精密定位。通过试验研究探讨了微步控制下负载对TRUSM的运行特性、启动特性、调速特性和步进特性的影响[11],揭示了其中的规律,提出了负载变化时的步距角修正公式,该方法非常适合于机器人关节直接驱动控制。本研究采用微步控制方法对TRUSM进行精密定位控制。
2新型混合直接驱动系统设计
基于新型混合直接驱动系统的机器人关节,如图2所示。步进电机与超声波电机分别位于关节两边,两电机分时对关节进行直接驱动。
混合直接驱动系统内部结构,如图3所示。双向联轴器与机械臂关节紧密滑动连接,当连轴器位置改变时依然能带动机械臂连杆运动。双向联轴器与电磁机构的两衔铁固定连接,两衔铁间采用绝缘材料固定。为了与系统电源配合,采用直流电磁机构。当吸引线圈1通电时,线圈产生的磁通作用于衔铁,使衔铁1带动联轴器产生向左的机械位移,此时由超声波电机担当关节的直接驱动电机。当吸引线圈2通电时,使衔铁2带动联轴器产生向右的机械位移,此时由步进电机担当关节的直接驱动电机。
3基于混合直接驱动系统的精密定位控制方法
3.1两阶段定位控制策略
本研究选用日本Shinsei公司的行波超声波电机USR30和日本多摩川精工有限公司生产的TS3103N173型永磁步进电机组成混合直接驱动系统。在额定负载范围内,步进电机步距角不会随负载变化而改变。但在TRUSM微步运行时,负载变化会改变USM步距角。在此,笔者分两种情况来讨论控制策略。
3.1.1 负载大小恒定并已知
定位控制原理,如图4所示。从初始位置到目标位置可分为两段:S=S0+S1。其中,S1是提高控制精度的关键。
当机械臂所带物体重量恒定并已知时,机械臂的位姿变化会引起USM所受力矩的变化,从而引起USM步距角的变化。但在任何一种位姿下,均可由其机械臂动力学方程求出电机所受力矩大小,由运动学方程求出电机受驱动力还是阻力。本研究采用USR30行波USM,可以估算机械臂关节在任何一固定位姿下的每一微步的运行时间。当负载提供阻力矩时,负载转矩与微步导通时间关系:
y=106(1.911 54x3-0.16x2+0.005 93x+0.000 13);
0≤x≤0.083N·m (1)
当负载提供驱动力矩时,负载转矩与微步导通时间关系:
y=105(-1.762 6x3+0.293 7x2-0.020 7x+0.001 3);
0≤x≤0.11N·m (2)
式中 y—微步导通时间平均值,μs;x—负载转矩,N·m。
从而保证USR30每步定位精度接近0.01°。采用如图4所示的方法有个前提,就是在USM微步运行过程中受到的转矩不变,但在微步运行过程中机械臂关节的位姿也是不断改变的,因此,电机受到的转矩也在变化,但由于USM运行角度小于步进电机步距角,因此转矩改变量很小,可近似认为不变。减小步进电机步距角,则这个误差更小。
3.1.2 负载大小未知或变化
负载未知(但在电机额定负载范围内)或变化时的情况比较复杂,由于没有先验知识,因此很难确定USM每一微步的运行时间。在这里笔者充分利用USR30自带的光电编码器(最小检测精度为0.72°)。定位控制原理,如图5所示。根据行波USM相邻步距角非常微小的试验结论,可以用相邻的可测步距角来估算S2:
S2=(0.72/L1)×L2 (3)
式中 L1—S1中的微步数;L2—S2中的微步数。
在S1中USM每一微步运行时间太小,则电机不能转动,太大则定位精度降低,但是,人们宁愿将开始的微步运行时间选得大些,牺牲精度以保证电机能带负载运行。当然此方法也存在一定局限性,主要由于S2的得到必须依靠前0.72°的步距角进行估算,当定位距离过小以致无法得到0.72/L1时,就无法应用该方法。
S2中的步距角也可以采用模糊微步控制方法,准确控制定位精度。模糊微步控制方法(如图6所示),采用USR30自带的光电编码器的输出作为反馈信号。每0.72°的微步数的变化eN和变化率eN-eN-1作为两输入,微步运行时间的增量作为输出。当每0.72°的微步数变化时,可通过模糊推理得到要保持0.01°的定位精度所需的微步运行时间,通过控制器来调整时间以控制定位精度。在模糊控制中,要根据经验数据不断对隶属度函数进行调整。该方法也同样适用于负载已知情况,以及恒转矩情况下的步距角波动。
3.2两阶段控制需注意的问题及控制流程图
由于电磁机构的吸合存在振动,因此在两阶段控制间必须给予足够长的延时。步进电机与超声波电机应当有相近的额定转矩。在USM开始工作时,由于最大静摩擦力影响,必须延长USM第1微步的运行时间,对于Shinsei公司的USR30电机来说,第1微步加上300 μs运行时间就可消除最大静摩擦力对步距角的影响。且USM微步运行前需进行转前摆动使摩擦介质刚度保持基本稳定,从而使步距角更均匀。两阶段混合直接驱动系统精密定位流程图,如图7、图8所示。
参考文献
[1] 谭伟,赵锡芳.机器人直接驱动技术研究现状及发展[J].机械工程师,2000(4):5-8.
[2] 褚祥诚,李龙土.压电陶瓷超声波马达[J].物理,2002,31(4):229-234.
[3] National Aeronautics and Space Administration. NASA'S Mars Exploration Program[EB/OL]. [2007-05-10]. http://mars.jpl.nasa.gov/.
[4] FUKAYA N, TOYAMA S. Design of the TUAT/Karlsruhe Humanoid Hand[C]. IEEE / RSJ International Conference on Intelligent Robots and Systems (IROS),Takamatsu, Japan,2000.
[5] 张焱,送爱国,金龙,等.超声电机驱动的二轴机械臂控制系统[J].测控技术,2004,23(12):40-45.
[6] 沈申生,华亮.超声波电机摩擦和磨损特性研究[J].润滑与密封,2006,182(10):192-195.
[7] SHINSEI Corporation. USR30 Series of the Ultrasonic Motors[EB/OL]. [2007-05-10]. http://www.Shinsei-motor.com/English/index.html.
[8] 蔡宝忠,张德远.超声波马达技术及其应用[J].航空精密制造技术,2001,37(2):6-9.
[9] 纪科辉.超声波电机精密定位系统及驱动控制研究[D].杭州:浙江大学电气工程学院,2004.
[10] 李宪章.行波超声波电机的位置速度控制及其在机器人多自由度关节中的应用[D].杭州:浙江工业大学机电工程学院,2004.
混合驱动 第7篇
关键词：球形机器人,内外驱动,越障性能,越障
0 引言
球形机器人具有独特的运动方式, 可用在未经开发的崎岖不平的地面或沼泽等恶劣环境中执行运输、侦察和排雷或星球探测等任务, 因此倍受科技人员关注, 是目前移动机器人研究领域的热点之一。目前的球形机器人大多采用内部电机驱动, 很难解决能源供给问题。近几年来, 一些学者针对内驱动球形机器人存在的能量供给问题提出了新的解决办法, 开始探索利用自然能源 (特别是风能) 作为球形机器人的驱动源, 并基于自然界中某些生物和几何结构的一些特性, 建立了诸如类似打蛋器 (eggbeater) 、蒲公英 (dandelion) 、风滚草 (tumbleweed) 、充气球结构 (inflatable tumbleweed) 以及箱形风筝 (box-kite) 等结构的风驱动球形机器人模型, 进行了一些研究和试验[1,2,3,4,5]。这些试验模型均以外部自然风能为驱动力, 推动球体、类球体或球形轮廓体实现滚动运动, 在一定的环境范围内实现了探测巡游的目的。但由于其运动的自主性较差, 对风能利用率较低, 因而不能很好地执行和完成既定的任务。本文提出一种内外混合驱动球形机器人模型, 并对其进行结构设计和越障性能分析的研究。这种球形机器人内耗低, 自主性较高, 结构简单, 经济实用, 具有广泛的应用价值。当前, 这种内外混合驱动可充气式球形机器人装置在国内外尚未见报导。
1 机器人结构原理及设计
基于充气球模型, 本文设计了一种内外混合驱动球形机器人结构, 其原理如图1所示, 实物样机如图2所示。该机器人运动的能量主要来源于自然风能, 球体可在风力驱动下自由滚动, 具有较好的弹性。内部结构设计基于动量矩定理, 通过配重体的移动, 改变球形机器人的重心位置 (如图1所示, 重心移至O′点) , 此时球体系统的重力G和地面对球体的支持力FN形成一个力偶, 该力偶将驱动球形机器人在平面上发生滚动, 在球形机器人遇到障碍物时可以此来调整其位姿, 从而达到越过或避开障碍物的目的。
机器人在风驱动下运动时, 球体内部的配重装置在其球心位置。在结构设计上, 应使球形机器人内部各部件沿中轴均匀对称布置, 即质心与球心重合, 这样可以消除内部结构对球体全向滚动的不利影响。
球形机器人的本体结构主要由外部气囊球壳和内部工作组件组成, 其中内部工作组件包括中轴传动丝杠、配重体组件和端部连接装置, 各部件在球体内部对称布置。配重体组件既作为配重体, 同时又是该球形机器人的内部驱动装置的核心装配组件。中轴丝杠通过端部连接装置沿直径方向固定在气囊球壳内, 配重体组件通过贯通轴式步进电机的内螺纹孔穿接在中轴丝杠上, 电机加电后配重体组件可以沿中轴丝杠来回移动, 以改变球体的重心位置。
经计算分析, 我们选择外部气囊球壳外径为800mm, 壁厚为1mm, 球壳材料为TPU或PVC, 机器人的总质量不超过10kg。内部装配零件选用质量较小的硬质铝合金或尼龙材料。通过对主要内部零部件的结构设计, 可以得到中轴丝杠的主要参数:长度L=750mm, 中径d0=12mm, 材料为45钢调质。通过对机器人许可配重的计算, 可得到在自然风速为6～7m/s时, 许可配重质量的取值范围为1.5kg≤mp≤3.5kg。
2 越障运动建模
根据充气球模型的结构特点及运动学特性, 可以建立弹性球体的静力分析模型。通过对各种驱动方式下弹性球体的越障性能分析, 揭示内外混合驱动球形机器人越障性能的优势。同时, 基于此模型, 可以找出环境参数、风力参数及机器人结构参数对于越障运动性能的影响规律, 进而得出一些参数之间的函数关系, 为该球形机器人的进一步研究和应用奠定基础。
2.1风驱动下弹性球体越障性能分析
弹性球体和地面接触时会发生部分形变, 而平面可以看作是斜面倾角为0时的一种特殊状态。因此, 通过球体在斜面上的运动建立其分析模型。假设球体静止于一个角度为α的斜面上, 所受风力平行于斜面。球体受到的风力分解为三个分量:牵引力FD、侧向力FS和升力FL。如图3所示, 由于球体与斜面有接触变形, 球体相对于风向左右对称而上下不对称, 故无侧向力FS, 只有牵引力FD和升力FL。所受风力的表达式为
式中, CD、CL分别为牵引系数和升力系数[6,7], 对于此弹性球体, 取CD=0.5, CL=0.4;ρ为周围大气密度, 在近地面环境, 温度为15℃, 标准大气压下, ρ=1.25kg/m3;vw1、vw2分别为风速沿斜面方向和垂直于斜面方向的分量;vb1、vb2分别球体运动的速度沿斜面方向和垂直于斜面方向的分量;Aw为参考面积, 即与风向垂直的球体结构迎风面上的投影面积。
在内驱动不作用且弹性球体不被压扁时, 其质心位于球心C。图4所示为球形机器人在斜面受风驱动翻越障碍物的情况。在风力作用下, 球体沿斜面运动, 并被一障碍物阻挡, 当风力足够大时, 球体将绕其与障碍物接触的中心点P发生旋转, 从而越过障碍物。在此过程中, 球体与斜面的接触由压扁状的面接触逐渐变为点接触, 直到最后离开地面, 斜面对球体的支撑力N也由最大值Nmax逐渐变为零;同时, 球体与障碍物由最初的点接触逐渐变为面接触, 直到最后球体的重力全部作用到障碍物的表面 (即球体被压扁) , 障碍物表面对球体的支撑力也由零逐渐达到其最大值N0。图4中球体虚线轮廓所示为初始时的球体状态, 实线轮廓则为球体在临界点N=0时的球体状态。
由此分析, 在风力驱动下欲使球体翻越障碍物, 需满足以下方程:
MFD+MFL≥MW+MN0 (2)
式中, MW为球体重力W关于P点的转矩;MFD为风牵引力FD (平行斜面方向) 关于P点的转矩;MFL为风的升力FL (沿斜面法向) 关于P点的转矩;MN0为滚动摩擦阻力关于P点的转矩 (即滚动摩阻力偶矩, 与球体滚动方向相反) 。
式 (2) 若取为等式, 则此时球体处于一个临界平衡状态, 即球体与斜面为点接触, 且斜面支撑力N=0。式 (2) 中各物理量的计算解析式如下:
式中, A为参考面积, 即与风向垂直的球体结构迎风面上的投影面积;N0为障碍物接触面法向偏移支撑力;a为N0的作用线位置与接触区域中心点P的距离, 即滚动摩阻系数;θr为球体与障碍物的接触角度, 用来定义障碍物的尺寸;lCP为球体与障碍物的接触中心点P到球心C的距离。
根据滚动摩擦分析理论[8], 有
a=μrR (4)
式中, μr为滚动阻碍恢复系数, 其值为0～0.15;R为球体半径。
障碍物基本高度为
h=R (1-cosθr) (5)
代入以上各量解析式, 合并整理, 则式 (2) 的临界平衡方程变为球体越障运动约束方程, 即
式中, ϕ、φ为引进的角度参数, 且ϕ, φ∈ (0, π/2) 。
式 (6) 中, 当斜面倾角α=0时, 即为弹性球体在平面上的越障运动约束方程。
可以将与球体接触的障碍物岩石表面等效为曲率半径为d/2的一段圆弧面, 球体与岩石表面接触近似于球面-球面接触, 接触面为一个半径为rr的圆面, 根据赫兹 (Hertz) 接触应力计算理论[9], 有以下关系式:
undefined (7)
undefined
式中, FZ为垂直于接触面的外载荷;DZ为综合直径;E为综合弹性模量;D为球体直径;d为岩石表面曲率直径;E1为球体等效弹性模量;E2为岩石的弹性模量。
根据图4中的几何关系, 结合式 (1) 、式 (3) 和式 (7) 有
undefined
联立式 (4) 、式 (6) 和式 (8) , 可求解给定参数条件下无内部驱动的弹性球体在风力驱动下越障性能关系方程式, 从而以此来分析各制约因素之间的关系。
2.2内驱动下球体越障性能分析
在无风环境下, 弹性球体在斜面上运动, 被一障碍物阻挡, 欲使球体仅依靠内部驱动翻越障碍物, 则需使内部电机驱动配重体移至丝杠的最右端, 以产生最大的翻越驱动力矩, 如图5所示。
因此, 球体翻越障碍物需满足的约束方程式为
MW2≥MW1+MN′0 (9)
式中, MW1为球形机器人除有效载荷W2以外的重力W1关于P点的转矩;MW2为W2关于P点的转矩;MN0为滚动摩阻力偶矩。
在等式成立时球体处于一个临界平衡状态, 即球体与斜面为点接触, 且斜面支撑力N=0。式 (9) 中各物理量的解析表达式如下:
式中, b为W2的作用线到P点的距离;e为配重体移动到丝杠端头极限位置时其质心到球体边缘的距离;N′0为障碍物接触面的法向偏移支撑力。
由图5所示的几何关系, 直线CP沿Y+CP轴右侧部分的半球壳重量相比配重体很小, 故此半球壳表皮和配重体的组合重心可等效为配重体重心。因此, 有效载荷W2为球壳重力Ws的一半与配重体重力Wp之和, 即undefined。
综合以上各解析式, 并由上节已求得的一些等量关系式, 化简整理可得越障运动约束方程为
联立式 (4) 、式 (8) 和式 (11) , 可分析内驱动时球形机器人的越障性能。
2.3内外同时驱动球体越障性能分析
弹性球体在外部风力驱动和内部驱动同时发生作用时, 球体翻越障碍物的受力情况如图6所示。基于前两节的分析, 在内外驱动综合作用时, 球体翻越障碍物需满足的约束方程式为
MFD+MFL+MW2≥MW1+MN0 (12)
按照同样的计算分析方法, 引入角度参数ϕ、φ, 进行三角变换和化简, 可得到最终的越障运动约束方程:
其中, a、lCP的计算解析式可由式 (4) 、式 (8) 得到。
3 越障性能分析
基于前面得到的越障性能力学模型, 编制了求解方程式 (6) 、式 (11) 和式 (13) 的程序, 利用这些程序对球形机器人的几种典型越障运动情况进行了仿真分析。通过对风驱动、内驱动和内外同时驱动球形机器人分别进行分析, 得出它们在运动越障能力方面的差异, 并研究风速v、球体外径D、配重Wp、斜面角度α以及岩石基本高度h之间的一些关联关系, 如图7～图12所示。
1.D=5m 2.D=3m 3.D=2m 4.D=1.5m 5.D=1.2m 6.D=0.8m
1.D=5m 2.D=3m 3.D=2m 4.D=1.5m 5.D=1.2m 6.D=0.8m
1.D=5m 2.D=3m 3.D=2m 4.D=1.5m 5.D=1.2m 6.D=0.8m
1.D=5m 2.D=3m 3.D=2m 4.D=1.5m 5.D=1.2m 6.D=0.8m
由图7可看出, 要使球体在风驱动下发生滚动, 球体的总重力为80N时, 若D<0.75m, 则需风速在10m/s以上。根据相关环境数据, 这样的风速要求在进行火星或地球环境探测时一般难以达到。因此球体的最小外径Dmin>0.75m, 在风驱动下才可能达到理想的运动效果。
由图8可看出:在α=0°的水平地面上, 内驱动的弹性球体具备一定的跨越障碍物的能力;而在倾角为α=15°的斜面上, 仅可以翻越尺寸极小的障碍物;当α>15°时, 此内驱动球体越障能力很差。
由图9和图11可看出, 不同尺寸的球体翻越障碍物的能力随着其半径的增大而提高。半径越小, 则翻越与其尺寸匹配的障碍物时需要的风速也明显增大, 而且相同尺寸的内外同时驱动球体比风驱动球体在相同风速下能够越过更高的障碍物。
由图10和图12可看出:在水平面上当内驱动球体的配重Wp<10N时, 球体的越障能力很差, 只有当配重足够大, 达到15N以上时, 球体才逐渐具有翻越小尺寸障碍物的能力;内外同时驱动球体的越障能力较强, 在越过相同尺寸的障碍物时, 所需配重体质量较小。仿真结果显示, 当球体外径D≥0.8m时, 内外同时驱动球体即具备较强的越障能力, 并随风力加大而增强, 对配重要求相应降低。通过实物样机试验验证了上述规律。
4 结论
本文提出了内外混合驱动球形机器人的结构模型, 并制作了实物样机。该球形机器人以外部风能驱动为主, 以球体内部电机驱动为辅。建立了描述该球形机器人越障运动性能的约束方程, 通过力学分析及仿真, 归纳出环境参数、风力参数及机器人结构参数对越障运动性能的影响规律, 揭示了风速、地形倾角、障碍物高度、球体配重、球体尺寸及重量等各参数之间的关系。给出的各种分析实例表明了该越障运动分析的正确性。这种内外混合驱动的球形机器人结构简单, 能耗少, 在环境探测方面具有高的实用价值。
参考文献
[1]Antol J, Calhoun P, Flick J, et al.Low Cost Mars Surface Exploration:the Mars Tumbleweed[R].Washington DC:National Aeronautics and Space Administration.NASA/TM-2003-212411.
[2]Southard L, Hoeg T M, Pal mer D W, et al.Explo-ring Mars Using a Group of Tumbleweed Rovers[C]//2007IEEE International Conference on Ro-botics and Automation.Roma, 2007:775-780.
[3]Suomela J, Ylikorpi T.Ball-shaped Robots:an Historical Overview and Recent Developments[M]//Corke T P, Sukkarieh S, eds.Field and Serv-ice Robotics, STAR25.Berlin:Springer-Verlag, 2006:343-354.
[4]Antol J, Calhoun P C, Flick J J, et al.Mars Tum-bleweed:FY2003Conceptual Design Assessment[R].Washington DC:National Aeronautics and Space Administration.NASA/TM-2005-213527.
[5]Wang H, Yang B, Jones J A.Mobility Analysis of an Inflated Tumbleweed Ball under Wind Loads[C]//43rd AIAA/ASME/ASCE/AHS/ASC Struc-tures, Structural Dynamics, and Materials Confer-ence.Denver, Colorado, 2002:1-8.
[6]Ylikorpi T, Hal me A, Suomela J.Comparison be-tween Wind-propelled Thistle and Motor-driven Un-Balanced Thistle[C]//44th AIAA Aerospace Sciences Meeting and Exhibit.Reno, Nevada, 2006:1-9.
[7]Granger R A.Fluid Mechanics[M].New York:Dover Publications Inc., 1995.
[8]Flick J J, Toniolo MD.Preli minary Dynamic Feasi-bility and Analysis of a Spherical, Wind-Driven (Tumbleweed) [C]//43rd AIAA Aerospace Sci-ences Meeting and Exhibit.Reno, Nevada, 2005:1-12.
混合驱动 第8篇
无刷直流电机通常采用全桥驱动电路,功率器件根据转子位置信息逻辑信号实现电机三相绕组导通和关断。常见的导通方式为两相导通方式和三相导通方式[1]。两相导通方式通常采用方波电流驱动方式,三相导通方式通常采用正弦波电流驱动方式[1,2]。
在方波无刷直流电机驱动中,通常采用两相导通方式,但是没有完全利用电机。论文分析功率器件导通角度介于120°与180°(电角度)之间的混合驱动方式下电流的变化,并求取电机电磁转矩及其平均值,从而得到电机的机械特性和转矩脉动。从分析和仿真可知,采用混合驱动的方式可以提高电机的输出转速、转矩和功率,降低转矩脉动。
2 无刷直流电机的驱动
无刷直流电机及驱动电路等效图如图1所示,电机绕组通常采用星形连接方式。图1中Ra,Rb,Rc,La,Lb,Lc分别为定子各相绕组电阻和电感,N为电机中性点,Udc为直流母线电压,ea,eb,ec分别对应三相反电势。假设三相电路对称,则
理想两相导通驱动方式梯形波反电势与方波电流关系如图2所示。图2中在任何时刻只有两相绕组同时导通。每个功率管的导通角度为120°(电角度)。当导通角度超过120°时,会出现三相绕组同时导通的现象。如图3所示,此时两相绕组与三相绕组交替导通,即混合驱动方式。
图3中α1,α2表示梯形波反电势平顶宽度,β表示功率器件导通角度,120°< β < 180°。δ表示此时有三相绕组导通。曲线1表示α2> β,反电势梯形波波顶宽度大于功率管导通角度,曲线2表示α1< β。
两相绕组导通时电机等效电路图如图4a所示,假设B,C相导通。
不考虑过渡过程,则电机的电枢电压方程为
式中:E2,I2分别为两相导通时相反电势和平均电流值。
此时电机电磁转矩Tem2为
三相绕组驱动时电机等效电路图如图4b所示。
A相绕组提前导通,为了分析方便,假设此时A相绕组反电势达到恒定值,即反电势平顶宽度大于或等于功率管导通角度。不考虑过渡过程,电机的电压方程为
式中:E3,I3分别为三相导通时相反电势值和电流平均值。
此时电磁转矩Tem3为
对比式(1)与式(3)可知,当E2= E3时,I3> I2,从而Tem3> Tem2,即在同样转速下,三相绕组驱动电磁转矩大于两相绕组驱动时电磁转矩。当I2= I3时,Tem3= Tem2,E3> E2,即在同样的电磁转矩下,三相绕组驱动时电机输出转速大于两相绕组驱动时电机转速。采用图3所示两相绕组与三相绕组交替驱动的情况,考虑电机由于机械惯性的原因,保持转速恒定,即E3= E2,此时电磁转矩Tem23处于交变过程,其一个周期内的平均值为Tem2< Tem23< Tem3。
以上分析是基于反电势为曲线1,不考虑过渡过程的结果。随着导通角度的增加,三相导通时会出现反电势不能保持恒定值,同时由于电机绕组电感存在,以及两相绕组与三相绕组交替导通,在混合驱动时电流不能保持理想方波形状。但是上述的分析结果不变。
3 电流变化分析
图3中,为了简化分析,以曲线1示意分析绕组电流的变化规律。在一个周期内,绕组的导通顺序为 : 共12个状态,其中两相导通与三相导通各6个,且交替导通。由于对称关系,绕组正相导通与反向导通电流波形反向。所以只需要分析两相导通,三相导通,以及三相导通到两相导通由于电感作用使得关断相通过二极管续流时电流波形。对应图3,分析 过渡过程的电流变化情况即可。为了分析方便,忽略电枢绕组电阻压降,不考虑PWM影响,即PWM=1状态,电机由于惯性保持转速恒定,导通相绕组反电势恒定,等于E或-E,且 Ke为反电势系数。
1)A关断, ,C导通,,电流
忽略电枢电阻压降,B,C电流的变化为
2)A, ,C三相均导通。电压方程为
此时中性点电压为
忽略电枢电阻压降,此时三相电流的变化率为
3)C相关断,由于电感原因,电流不能立即降为零,此时端电压方程为
此时中性点电压为
忽略电枢电阻压降,此时三相电流的变化率为
在A相绕组正半周导通周期内,A,B,C三相绕组电流的变化规律如表1所示。
当反电势波形平顶宽度小于功率器件导通角度时,在功率管开通后和功率管关断前的一段时间,反电势不再保持恒定,造成电流的变化非线性。
4 机械特性分析
假设每个功率管的导通角度为β,则两相导通与三相导通的角度分别为(180 - β)°和(β - 120)°。其中三相变两相导通过程中根据关断相是否有续流电流分成两部分,如图5所示。
图5中A,B,C分别表示三相电流。χ代表续流对应的角度,1~9表示A相绕组正半周电流变化的9个阶段,I1~I7为各个阶段顶点电流值。假设一个周期(360°电角度)所需要的时间为T,T与转速及电机极对数之间的关系为
式中:n为电机的转速;p为电机的极对数。
则每段电 流变化的 时间可以 转化为 :[(β - 120)/360]T ,[(180 - β)/360]T和 ( χ/360)T。根据式(6)、式(9)、式(12)及图5分析A相电流在各个阶段的变化值。
阶段1电流从0上升至I1,
阶段2电流从I1上升至I2,
阶段电流从I2上升至I3,
阶段4电流从I3上升至I4,
阶段电流从I4下降至I5,
阶段6电流从I5上升至I6,
阶段7电流从I6上升至I7,
阶段8从I7下降至零。
阶段9电流一直保持为零。
从上述可知由电机转速n和功率器件导通角度β可以计算电流在各个阶段的值。根据对称原则,可求得B,C相各阶段电流值。并由第8阶段电流从I7下降至零可以求取χ值。结合式(13)~式(20)可以求得:
从而有:
电机的电磁转矩表示为
式中:Tem,ω分别为电机的电磁转矩和机械角速度。
如第2节中分析当三相绕组导通时反电势保持恒定,转矩公式可以改写为
三相绕组电流一直变化,电磁转矩始终处于波动过程,利用平均电磁转矩求解电机的机械特性[3]。从图5中可以看出I5= I2,I6= I3,I7= I4- I1,由电流和转矩周期关系,分析60°(电角度)内电流即可,根据I1,I2,I3,I4可求取电机的平均电磁转矩。由式(15)~式(17)、式(23)结合式(13)可以求得I1,I2,I3,I4电流值为
图6对应图5前3阶段,即60°内电流的变化波形。
从图6和式(14)~ 式(17)中可知 :I0= 0,I4> I3> I2> I1> 0。一个周期内各相绕组电流的绝对值变化如图7所示。
三相电流绝对值的和在六分之一个周期内循环,变化规律如图7所示。由式(24)可知电流绝对值和的平均值为
从而得到电磁转矩的平均值 为
式中:KT为电机的转矩系数。
在电机参数确定后,通过设定转速值,由式(29)、式(30)可以求得平均电磁转矩和机械特性。改变β能得到电机在不同导通角度下机械特性。由式(29)可知随着功率器件导通角度的增加,平均电流值增加,电磁转矩的平均值增加。
5 转矩脉动
无刷直流电机转矩脉动的抑制和消除一直是研究的热点[4-6]。从图7可知,无刷直流电机混合驱动中,电磁转矩最大值出现在第1阶段结束时刻,最小值出现在第2阶段结束时刻。由此,转矩脉动率为
根据式(26)、式(28)、式(29)有:
从式中可知,当功率器件导通角度保持不变时,随着转速的增加,转矩脉动率增加。当转速不变时,功率导通角度β增加,转矩脉动率ξ会下降。
6 转子位置获取
在混合驱动中,功率管导通的开通与转子位置有一定对应关系,为了实现功率器件导通角度控制,需要知道转子的位置信息。可以通过无位置传感器控制技术或者已有位置传感器实现正确位置点的采集[7,8]。通常的三相无刷直流电机中采用3个霍耳位置传感器实现电机的120°驱动方法。通过正确的霍耳位置信号和电机的转速等可以获取转子的实时位置信息。从而实现功率管导通角度的任意导通角度控制。
通过3个霍耳位置传感器可以把1个周期(360°电角度)分成6个区间。在获取一个准确的位置信息后,到下一个位置信息之间,经过的角度为
式中:θ为从一个准确位置移动到下一个位置之间移动的角度;t为运行的时间。
当需要实现功率器件的导通角度值,可以计算t,并在定时器中设置此值,经过t可以控制功率管的导通与关断以实现功率管的任意导通角度控制。
7实验分析与结论
无刷直流电机的额定参数为: 图8是电机在不同导通角度下的机械特性。从图8中可以看出,随着导通角度的增加,输出转速有所提高。额定转矩时转速由9 460 r/min提高到9 644 r/min,提高了2.4%。随着导通角度的增加,功率管关断时间减小,而负载的增加会使得绕组续流时间增加。所以随着导通角度的增加,最大负载范围会缩小。图8中160°导通角驱动时负载只能达到24 N·m。负载继续增加会造成关断相不能正常关断。
图9是不同导通角度下转矩脉动与电磁转矩的特性曲线。随着负载的增加,转矩脉动下降。且随着导通角度的增加而减小。在额定负载时,转矩脉动由58%下降到48%。
图10是稳速驱动中,电磁转矩与驱动角度在额定转速时曲线图。在额定负载内,采用两相驱动方式,施加PWM调制可以使转速稳定,超过额定负载后,随着负载的增加,需要增加功率器件导通角度以实现电机的输出转速稳定。额定转速时采用160°导通时最大转矩达到13.6 N·m,提高了38%。