Page 193 - 《振动工程学报》2026年第2期

第 2 期 李 青，等：空间站超静主动隔振技术 509

图 2 为超静主动隔振单元示意图。超静主动隔 作动器、低刚度弹簧及锁紧释放机构。电控系统主
振单元主要分为主结构体和电控系统两部分。主结 要由加速度传感器信号调理电路、音圈作动器驱动
构体包含隔振单元上、下平台、加速度传感器、音圈 电路以及主控电路组成。

隔振单元上平台
主
动 信号调理 8个单轴加速度传感器
隔
振
算 8个音圈 锁紧释 低刚度
法 音圈驱动 作动器 放机构 弹簧
主
电 结
控 三轴加速度传感器 构
系 体
统 隔振单元下平台

图 2 超静主动隔振单元示意图
Fig. 2 Schematic diagram of ultra-quiet active vibration isolator

u(i) =K p a f (i)+u i (i−1)+TK i a f (i)+
隔振单元解锁释放后，通过上平台的加速度传
TK c [sat(u(i−1))−u(i−1)] （1）
感器测量隔振单元上平台的加速度信息，信号调理
式中， u为控制器输出电压； 为积分控制器输出电
电路对加速度信号进行调理放大，进一步通过主动 u i
压； a f 为带通滤波后的加速度值； K p 和 K i 分别为比例
隔振控制算法计算并输出控制信号，音圈驱动电路
控制和积分控制增益； T 为采样周期； i表示离散时间
驱动音圈作动器运动，对上平台的加速度进行主动
索引； K c 为可调节抗饱和反馈增益； sat(·) 为饱和限
控制。下平台的三轴加速度传感器用来监测主动隔
幅函数，表达式为：
振单元安装基座上的加速度扰动，通过与上平台的

加速度进行对比以评估隔振性能。通过力学环境试 +u max , u ⩾ u max



sat(u) =  u, −u max < u < u max （2）

验验证，锁紧时主动隔振单元系统基频约为 118 Hz， 

−u max , u ⩽ −u max
满足发射基频的要求。
式中， u max 为控制信号最大允许幅值。

，
定义 e u 为积分饱和深度， e u = u−u c u c 为实际输
2 抗 饱 和 主 动 隔 振 控 制 出控制量。设定阈值常数 （ K c 取值根据 与
δ δ > 0），
e u
δ的关系来确定。当 0 < |e u | < δ时， K c 为常值；当
|e u | >
2.1 抗饱和控制设计 δ时， K c = K i a f /δ。
抗饱和控制器的实际输出控制量 u c 为：
超静主动隔振单元采用 8 个支腿独立反馈控制
u c (i) = sat(u(i)) （3）
设计，将隔振单元的控制解耦为独立的 8 个单输入-

单输出系统，分别通过 8 个支腿上的加速度传感器 2.2 抗饱和控制仿真
进行测量反馈，通过对应支腿上的音圈作动器进行
考虑图 1(b) 所示的单支腿模型，给出单自由度
主动控制。8 个支腿加速度响应经过雅克比矩阵转
抗饱和 PI 控制仿真。单支腿等效动力学模型如图 4
换后即可得到上平台载荷的加速度信息。对单个支
所示。图中，k 为弹簧刚度；c 为支腿等效阻尼系数，
腿设计 PI 控制算法。此外，考虑载荷与基座柔性连
阻尼效应主要由音圈作动器反电动势引起，忽略音
接线缆低频扰动和加速度传感器信号低频漂移诱发
圈作动器电感，有 c = k e k f /R，其中， 和 分别为作动
k f
k e
的控制饱和问题以及高频测量噪声引起的控制发散
器 电 磁 力 常 数 和 反 电 动 势 常 数， R 为 作 动 器 电 阻 ；
问题，对所测量加速度信号进行带通滤波处理，同时
，
F 为音圈作动器输出控制力，有 F=k f u c /R u c 为作动
在 PI 控制器中引入抗饱和设计，以提高主动隔振单

基座扰动 扰动传递模型 线缆扰动
元长时间在轨运行的可靠性。单支腿解耦控制框图 抗饱和PI控制
u p u u c 加速度a
如图 3 所示，通过主动控制对基座传递的扰动和连 K p u i + 支腿动力学模型
1/s + −
K i
接线缆诱发的扰动进行有效抑制。 −
e u
K c
采用抗饱和 PI 控制器将超过限幅的控制输出偏 a f −1 带通滤波器

差反馈进入积分器，从而使得控制输出回到限幅范 图 3 单支腿解耦控制框图
围内。在离散时间域中，其控制律可以表示为： Fig. 3 Decoupling control block diagram