李閣強 劉 威 韓偉鋒 鄧效忠

1.河南科技大學(xué)機電工程學(xué)院，洛陽，4710032.盾構(gòu)及掘進技術(shù)國家重點實驗室，鄭州，4500013.機械裝備先進制造河南省協(xié)同創(chuàng)新中心，洛陽，471003

電液負載模擬器同步結(jié)構(gòu)解耦研究

李閣強1,3劉 威1韓偉鋒2鄧效忠1,3

1.河南科技大學(xué)機電工程學(xué)院，洛陽，4710032.盾構(gòu)及掘進技術(shù)國家重點實驗室，鄭州，4500013.機械裝備先進制造河南省協(xié)同創(chuàng)新中心，洛陽，471003

針對電液負載模擬器中的多余力矩問題，以閥控擺動馬達電液負載模擬器為對象，在分析研究多余力矩產(chǎn)生機理及影響因素的基礎(chǔ)上，提出一種同步結(jié)構(gòu)解耦新方法，具體實現(xiàn)是將加載執(zhí)行元件設(shè)計成復(fù)式雙層結(jié)構(gòu)，外層同步馬達用于跟蹤承載對象進行位置同步控制，內(nèi)層馬達用于加載，通過復(fù)式結(jié)構(gòu)加載執(zhí)行元件實現(xiàn)變被動加載為主動加載，從根本上解決了多余力矩問題。給出了復(fù)式擺動馬達的參數(shù)匹配原則、密封及結(jié)構(gòu)設(shè)計方案，仿真分析了內(nèi)外層馬達油道配流方式的合理性。最后，通過小梯度加載下電液負載模擬器性能的仿真分析驗證了同步結(jié)構(gòu)解耦新方法的正確性及有效性。

電液負載模擬器；多余力矩；同步結(jié)構(gòu)解耦；復(fù)式擺動馬達

0 引言

電液負載模擬器(electro-hydraulic load simulator，EHLS)屬于被動式電液伺服加載系統(tǒng)，常用于國防尖端技術(shù)領(lǐng)域的載荷試驗，如地面半實物模擬導(dǎo)彈等飛行器舵機的空氣動力鉸鏈力矩[1]。電液負載模擬器上存在的多余力矩特性，以及承載對象不確定的特點使其成為極難控制的伺服系統(tǒng)[2]。對于多余力矩，國內(nèi)外學(xué)者提出了很多解決辦法，概括起來分為兩大類：一類是結(jié)構(gòu)抑制方法；另一類是控制補償方法。結(jié)構(gòu)抑制方法是通過增大液壓或機械結(jié)構(gòu)的濾波作用來抑制多余力矩的影響程度，包括雙閥控制方案、蓄壓器校正、緩沖彈簧校正、連通孔緩沖、位置同步補償方案以及壓力閥控制[3-7]等。其中雙閥控制方案采用壓力伺服閥加載，流量伺服閥補償強迫流量，但最終還是作用在同一個執(zhí)行馬達上；連通孔方案能在一定程度上緩沖強迫流量；位置同步補償是在加載馬達和基座之間引入一個位置馬達來吸收強迫流量，但其分布式結(jié)構(gòu)特點增加了加載馬達的制造難度，占用空間大，降低了系統(tǒng)整體固有頻率，并且在模擬仿真中存在安全隱患；壓力閥控制通過輸出壓力與控制信號嚴格的比例關(guān)系實現(xiàn)加載?？刂蒲a償方法主要通過控制算法來實現(xiàn)對多余力矩的抑制，如采用多變量解耦控制策略，將整個系統(tǒng)看成是多變量系統(tǒng)，引入解耦控制器，適當選擇解耦控制器參數(shù)抑制多余力矩[8-11]；基于結(jié)構(gòu)不變性原理，通過對加載對象的速度信號進行反饋來達到減小多余力矩的目的[12-14]；采用復(fù)合控制方法，通過不同控制策略的結(jié)合，實現(xiàn)優(yōu)勢互補[15-17]。上述各種控制補償方法，本質(zhì)都是將承載對象運動作為干擾來處理，根據(jù)運動狀態(tài)補償其引起的多余力矩，但由于多余力矩具有高通特性和微分特性，隨著仿真頻率的提高，補償網(wǎng)絡(luò)往往含有高階微分環(huán)節(jié)，這在物理上是難以實現(xiàn)的，而且易受高頻噪聲的干擾，且補償方法依賴于精確的數(shù)學(xué)模型，因此一般僅能實現(xiàn)近似補償。

本文從加載執(zhí)行元件入手，提出一種復(fù)式結(jié)構(gòu)擺動馬達[18]，從加載原理上實現(xiàn)變被動加載為主動加載，從根本上解決多余力矩問題。

1 電液負載模擬器工作原理及多余力矩產(chǎn)生機理分析

電液負載模擬器的工作原理如圖1所示。圖1中左側(cè)為加載系統(tǒng)，右側(cè)為承載系統(tǒng)。承載馬達帶動加載馬達運動，加載馬達的強迫運動導(dǎo)致內(nèi)部流量變化，進而影響加載馬達輸出力矩，加載馬達輸出力矩作用在承載系統(tǒng)上，造成承載系統(tǒng)的運動狀態(tài)發(fā)生改變，承載系統(tǒng)運動狀態(tài)和加載系統(tǒng)輸出力矩如此反復(fù)影響，相互作用。為保證加載系統(tǒng)的加載性能，必須有效抑制兩者之間的多余力矩作用。

圖1 電液負載模擬器工作原理圖Fig.1 Operational principle diagram of EHLS

圖2 電液負載模擬器數(shù)學(xué)模型Fig.2 Mathematical model of EHLS

由圖1建立負載模擬器數(shù)學(xué)模型[19]，如圖2所示。圖2中，θr是承載系統(tǒng)和加載系統(tǒng)的輸入信號，θl是承載系統(tǒng)的輸出位置信號，T是加載系統(tǒng)的輸出力矩信號，其余符號含義如表1所示。表1也相應(yīng)地給出了本課題組研制的電液負載模擬器試驗臺相關(guān)參數(shù)值。

由圖2可見，承載系統(tǒng)的位置輸出θl以干擾流量的形式通過耦合通道對加載系統(tǒng)輸出構(gòu)成多余力矩，同時加載系統(tǒng)的輸出力矩T通過力矩耦合通道對承載系統(tǒng)的輸出構(gòu)成耦合位移，將伺服閥看作比例環(huán)節(jié)，可得多余力矩T0的表達式如下：

表1 電液負載模擬器仿真實驗參數(shù)

(1)

由式(1)可知，多余力矩的主要影響因素是馬達角速度sθl、連接剛度G、加載馬達排量Dm以及加載馬達總流量壓力系數(shù)Kce。其中最大的影響因素是馬達角速度，因為仿真要求馬達角速度的變化范圍很大，所以多余力矩相應(yīng)地成比例變化。這個影響規(guī)律從實驗上也可以得到驗證，圖3是本實驗室研制的電液負載模擬器試驗臺。為了驗證承載系統(tǒng)運動速度對多余力矩的影響，將加載系統(tǒng)指令信號置零，承載系統(tǒng)施加指令位置信號，通過扭矩傳感器檢測加載系統(tǒng)輸出力矩，此時加載系統(tǒng)輸出力矩為多余力矩，如圖4所示。由圖4可知，多余力矩隨著承載系統(tǒng)運動速度ω的增大而增大。

圖3 電液負載模擬器仿真試驗臺Fig.3 Simulation test-bed of EHLS

(a)ωmax=6.28°/s

(b)ωmax=62.8°/s

(c)ωmax=251.2°/s圖4 承載系統(tǒng)不同速度時對多余力矩的影響Fig.4 The influence of different speed of the bearing system on coupling torque

2 同步結(jié)構(gòu)解耦原理

通過上述分析可以看出，承載系統(tǒng)的主動運動和加載系統(tǒng)的滯后是多余力矩存在的根本原因，使得加載系統(tǒng)中流量和壓力之間也存在著一定的耦合關(guān)系。單純地通過控制補償方法很難從根本上解決多余力矩問題，必須從結(jié)構(gòu)上找到根本的抑制方法。由圖1和式(1)均可以看出，如果加載馬達能同時既跟隨承載馬達的運動，又能對承載馬達進行加載，就可以抵消掉承載馬達的速度干擾。為此，將圖1中的加載馬達外層再嵌套一個同步馬達，構(gòu)成復(fù)式結(jié)構(gòu)的雙層伺服馬達，如圖5a所示。其中內(nèi)層馬達用來加載，外層馬達用來保持與承載馬達同步，通過同步馬達吸收加載系統(tǒng)中的擾動流量，加載系統(tǒng)的被動運動由同步馬達來承擔(dān)，這樣就可以消除加載系統(tǒng)內(nèi)部流量和壓力的耦合，進而從加載原理上實現(xiàn)變被動加載為主動加載，從本質(zhì)上解決電液負載模擬器中的多余力矩問題。具體實現(xiàn)方法是：在模擬仿真時，給同步馬達和承載馬達相同的位置指令信號，對同步馬達和承載馬達分別做閉環(huán)控制，通過控制算法保證兩者同步運動，同時按照一定的加載梯度對加載馬達施加力矩指令信號進行力矩閉環(huán)控制。本文將能夠?qū)崿F(xiàn)上述加載功能的加載馬達稱為復(fù)式同步加載伺服馬達，結(jié)構(gòu)及油路原理如圖5所示。

(a)結(jié)構(gòu)原理圖

(b)油路原理圖圖5 復(fù)式同步加載伺服馬達結(jié)構(gòu)及油路原理圖Fig.5 Compound synchronous load servo motor structure and oil circuit principle diagram

由圖5可知，復(fù)式同步加載伺服馬達是雙層嵌套結(jié)構(gòu)的復(fù)式擺動馬達，外層是同步馬達，內(nèi)層是加載馬達。其中同步馬達轉(zhuǎn)子兼作加載馬達定子，加載馬達定子、殼體及同步馬達轉(zhuǎn)子設(shè)計成一體化結(jié)構(gòu)，加載馬達轉(zhuǎn)子輸出軸和承載馬達輸出軸剛性連接。工作時只要保證同步馬達轉(zhuǎn)子跟隨承載馬達同步運動，即同步馬達與承載馬達保持“相對靜止”，則同步馬達的跟隨運動吸收了由于加載馬達的被動運動而產(chǎn)生的強迫流量，即解除了加載系統(tǒng)和承載系統(tǒng)之間的多余力矩。此時被動加載變成了主動加載，有效地消除了由于承載系統(tǒng)的主動運動而引起的多余力矩。

3 復(fù)式擺動馬達參數(shù)匹配原則及結(jié)構(gòu)設(shè)計

3.1 復(fù)式擺動馬達參數(shù)匹配原則

復(fù)式擺動馬達消除多余力矩的關(guān)鍵是保證同步馬達和承載馬達同步運動，理論上不僅要保證同步馬達和承載馬達的角速度相等，還要保證角速度的變化趨勢保持相同，甚至角加速度的變化趨勢也要相同。此外馬達在啟動、換向及停止時，由于兩馬達摩擦力矩及響應(yīng)速度的差異，保證同步難度更大，為此要保證同步馬達和承載馬達的同步控制精度，理論上兩馬達的結(jié)構(gòu)參數(shù)須保持完全一致。但由于復(fù)式擺動馬達采用雙層嵌套結(jié)構(gòu)，同步馬達和承載馬達結(jié)構(gòu)尺寸不可能完全一致，導(dǎo)致兩馬達的摩擦力矩不同。因此，設(shè)計復(fù)式擺動馬達時須以保證同步馬達和承載馬達的響應(yīng)速度相同為目標，按固有頻率和阻尼比分別相等的原則進行參數(shù)匹配，在同步馬達結(jié)構(gòu)設(shè)計的密封方式選擇上應(yīng)盡可能地減小其摩擦力，以保證其跟蹤承載馬達同步運動的快速性。

3.2 復(fù)式擺動馬達結(jié)構(gòu)設(shè)計

根據(jù)圖5a復(fù)式擺動馬達結(jié)構(gòu)原理及參數(shù)匹配原則可知，外層同步馬達結(jié)構(gòu)參數(shù)的選取須能夠與承載馬達進行同步控制，內(nèi)層加載馬達結(jié)構(gòu)參數(shù)須能夠滿足加載系統(tǒng)對加載性能的要求，同時內(nèi)層加載馬達套裝在外層同步馬達內(nèi)部。綜合考慮伺服閥及位置檢測元件的布局、油道的設(shè)置及密封方式等，設(shè)計的復(fù)式擺動馬達結(jié)構(gòu)如圖6所示，結(jié)構(gòu)參數(shù)如表2所示。

由圖6可以看出，加載馬達套裝在同步馬達轉(zhuǎn)子內(nèi)部，其中同步馬達轉(zhuǎn)子兼作加載馬達殼體，感應(yīng)同步器轉(zhuǎn)子與加載馬達左端蓋固定連接，感應(yīng)同步器定子與同步馬達左端蓋固定連接，內(nèi)層加載馬達選擇加載馬達轉(zhuǎn)子配油，外層同步馬達選擇殼體配油。同步伺服閥設(shè)置在同步馬達殼體表面，加載伺服閥通過液壓旋轉(zhuǎn)接頭設(shè)置在加載馬達轉(zhuǎn)子軸上。相比于單層馬達，雙層套裝結(jié)構(gòu)具有更長的泄漏和密封邊界，而且套裝結(jié)構(gòu)增加了結(jié)構(gòu)和油道的設(shè)計難度。

1.感應(yīng)同步器定子 2.感應(yīng)同步器轉(zhuǎn)子 3.同步馬達左端蓋 4.同步馬達左側(cè)板 5.軸承 6.同步馬達殼體 7.聚氨酯密封條 8.改性聚四氟乙烯密封條 9.改性聚四氟乙烯密封圈 10.同步馬達右側(cè)板 11.O形密封圈 12.同步馬達右端蓋 13.同步馬達轉(zhuǎn)子 14.加載馬達右端蓋 15.加載馬達轉(zhuǎn)子 16.加載馬達左端蓋圖6 復(fù)式擺動馬達結(jié)構(gòu)圖Fig.6 Structural diagram of compound swing motor

參數(shù)名稱數(shù)值復(fù)式擺動馬達葉片厚度35同步馬達殼體外徑253同步馬達殼體內(nèi)徑173同步馬達轉(zhuǎn)子外徑160同步馬達轉(zhuǎn)子內(nèi)徑120加載馬達轉(zhuǎn)子外徑100加載馬達轉(zhuǎn)子內(nèi)徑55

3.2.1復(fù)式擺動馬達密封技術(shù)

因復(fù)式擺動馬達是雙層嵌套結(jié)構(gòu)，密封面積約是單層馬達的兩倍，靜摩擦力矩較大，過大的靜摩擦力矩使馬達啟動困難，降低馬達的低速性能，影響多余力矩的消減，因此選擇合適的密封形式是復(fù)式擺動馬達設(shè)計中的關(guān)鍵問題。

馬達中常用的動密封形式有間隙式和填料式兩種，間隙密封摩擦力矩小、結(jié)構(gòu)簡單、壽命長、不發(fā)生固相摩擦；填料密封密封可靠，摩擦力矩大、安裝維護方便。加載馬達需要輸出指令加載力矩，泄漏會引起輸出力矩誤差較大；同步馬達需要保證與承載馬達的同步精度，要求其響應(yīng)速度快，啟動摩擦力矩越小越好。綜合考慮以上因素，外層同步馬達選擇間隙密封，內(nèi)層加載馬達選擇填料式組合密封。復(fù)式擺動馬達的組合密封通常由一個主密封件和一個輔助彈性密封件組成，屬接觸型自緊式密封，O形圈安裝之后壓縮變形產(chǎn)生反作用力施加在主密封件內(nèi)部，使得主密封件與同步馬達轉(zhuǎn)子緊密接觸[20]。

3.2.2加載馬達油道設(shè)計

加載馬達套裝在同步馬達內(nèi)部，同步馬達轉(zhuǎn)子兼作加載馬達殼體，因此加載馬達采用軸配流方式，如圖7所示。通過將加載馬達配油口進行偏置，在幾何突變區(qū)域多出一段緩沖區(qū)域，相當于對油道進行倒角式處理，有助于減小幾何突變區(qū)域的壓力和流速突變。設(shè)置偏置距離為油道半徑，使油道突變處的過流面積最大，產(chǎn)生的局部壓力損失最小，同時又不會產(chǎn)生節(jié)流效果。

圖7 加載馬達油道剖面圖Fig.7 Profile diagram of load motor oil duct

由于加載馬達油道設(shè)置在轉(zhuǎn)子軸上，加載馬達配油口隨著轉(zhuǎn)子的擺動而擺動，因此選用液壓旋轉(zhuǎn)接頭對加載馬達進行配油，液壓旋轉(zhuǎn)接頭主軸跟隨加載馬達轉(zhuǎn)子擺動，殼體固定。為了減小無效容積，提高加載馬達的響應(yīng)速度，加載伺服閥安裝在液壓旋轉(zhuǎn)接頭殼體上。

3.2.3同步馬達油道設(shè)計

同步馬達轉(zhuǎn)子為中空式，內(nèi)部為加載馬達，因此同步馬達采用殼體配油的方式，有3種配油方法，如圖8所示。

圖8a所示的配油方式簡化了同步馬達油道，降低了壓力損失，但需要在同步馬達殼體上設(shè)置對稱油道，這樣增加了其外部油管數(shù)，增大了無效容積，影響了同步馬達的響應(yīng)特性，并且給同步伺服閥的布置造成困難；圖8b所示的油道設(shè)置在同步馬達殼體內(nèi)部，避免了圖8a所示油道的缺點，但這種油道出現(xiàn)了幾何形狀突變，而且突變處為銳角，將產(chǎn)生較大的局部壓力損失，由于同步馬達內(nèi)部壓力較高且換向頻繁，幾何突變處應(yīng)力集中且變化頻繁，導(dǎo)致幾何突變處容易出現(xiàn)嚴重的金屬沖蝕，污染油液，導(dǎo)致伺服閥故障；圖8c所示的圓弧形油道設(shè)置在同步馬達殼體內(nèi)部，油道為圓弧狀，壓力損失較小，機械加工方式難以實現(xiàn)，可采用精密鑄造的方式，這樣也可同時保證油道的表面精度。綜上，采用圖8c的油道設(shè)置方式。為了提高同步馬達的響應(yīng)速度，將同步伺服閥集成在同步馬達殼體上。

(a)同步馬達油道設(shè)置方式1

(b)同步馬達油道設(shè)置方式2

(c)同步馬達油道設(shè)置方式3圖8 同步馬達油道剖面圖Fig.8 Profile diagram of synchronous motor oil duct

3.3 復(fù)式擺動馬達流體特性分析

通過上述分析可知，油道設(shè)置是復(fù)式擺動馬達設(shè)計的重點和難點，它直接影響復(fù)式擺動馬達消除多余力矩的能力，因此需要運用ANSYS仿真分析軟件對其進行流體特性分析以驗證復(fù)式擺動馬達油道設(shè)置的合理性。將復(fù)式擺動馬達模型導(dǎo)入到ANSYS FLUENT生成復(fù)式擺動馬達流體域并劃分網(wǎng)格；采用RNGk-ε模型來描述液壓油在復(fù)式擺動馬達內(nèi)部的流動狀態(tài)；馬達內(nèi)部為46號液壓油；壓力差分格式采用標準離散差分格式，動量方程、湍動能方程和湍動能耗散率均采用一階迎風(fēng)差分格式；通過SIMPLE算法耦合求解速度和壓力方程。設(shè)置連續(xù)性方程和動量方程收斂殘差標準均為10-5，迭代步數(shù)為3000，如圖9所示，殘差在2338步實現(xiàn)收斂。復(fù)式擺動馬達的流體特性如圖10所示。

圖9 RNG k-ε計算殘差曲線Fig.9 Calculating residual curve of RNG k-ε

(a)復(fù)式擺動馬達速度云圖

(b)復(fù)式擺動馬達壓力云圖圖10 復(fù)式擺動馬達速度及壓力云圖Fig.10 Velocity and pressure nephogram of compound swing motor

由圖10a速度云圖可見，同步馬達流體域油液速度流線相互平行，油液流動穩(wěn)定。液流在流經(jīng)每個轉(zhuǎn)向時，流體域的過流面積均會發(fā)生改變，因此液流速度也會發(fā)生改變，由馬達的流線圖可知，液流在轉(zhuǎn)向時油道近壁面處的流速較快，但流線的形狀并沒有受到破壞，也沒有產(chǎn)生較大的漩渦；從加載馬達流體域流線分布看，液流并沒有出現(xiàn)較大的漩渦，流線穩(wěn)定。由圖10b壓力云圖可見，兩馬達油道幾何突變處均沒有產(chǎn)生較大的局部壓力損失，液流總的壓力損失很小，保證了內(nèi)層加載馬達加載力矩的準確性。

4 復(fù)式擺動馬達同步結(jié)構(gòu)解耦仿真分析

同步結(jié)構(gòu)解耦策略可以從根本上變被動加載為主動加載，從而從理論上消除電液負載模擬器的多余力矩。為了驗證復(fù)式擺動馬達消除多余力矩的有效性，搭建采用復(fù)式擺動馬達作為加載裝置的電液負載模擬器AMESim仿真模型。由于小梯度加載中多余力矩所占的比例大，更難以滿足加載性能，因此以小梯度加載為例，分析以復(fù)式擺動馬達作為加載執(zhí)行元件消除多余力矩的有效性。復(fù)式擺動馬達同步結(jié)構(gòu)解耦的AMESim模型如圖11所示。右側(cè)為加載馬達，左上側(cè)為同步馬達，左下側(cè)為承載馬達，同步馬達轉(zhuǎn)子與加載馬達殼體通過旋轉(zhuǎn)載荷相連；承載馬達轉(zhuǎn)子與加載馬達轉(zhuǎn)子通過連接桿相連，并在模型中考慮了油液的可壓縮性和擺動馬達的內(nèi)泄漏，內(nèi)泄漏設(shè)置為縫隙流。仿真模型參數(shù)由表1和表2得到。取加載梯度為2 N·m/(°)，角位移信號為sin2πft，在5 Hz、10 Hz及16 Hz三種不同頻率下，承載馬達和加載馬達的響應(yīng)曲線如圖12所示。

在位移響應(yīng)曲線中，曲線1代表位移指令信號，曲線2代表承載馬達位移響應(yīng)，曲線3代表同步馬達位移響應(yīng)；力矩響應(yīng)曲線中，曲線1代表力矩指令信號，曲線2代表加載馬達力矩響應(yīng)。

圖11 同步結(jié)構(gòu)解耦A(yù)MESim模型Fig.11 AMESim model of Synchronous structure decoupling

(a)位移響應(yīng)曲線(f=5 Hz)

(b)力矩響應(yīng)曲線(f=5 Hz)

(c)位移響應(yīng)曲線(f=10 Hz)

(d)力矩響應(yīng)曲線(f=10 Hz)

(e)位移響應(yīng)曲線(f=16 Hz)

(f)力矩響應(yīng)曲線(f=16 Hz)圖12 不同頻率下采用同步結(jié)構(gòu)解耦策略的位移及力矩響應(yīng)曲線Fig.12 Displacement and torque response curves with synchronous structure decoupling strategy under different frequencies

由圖12可見，在不同頻率下，位移及力矩響應(yīng)曲線有不同程度的滯后，這主要是由加載系統(tǒng)本身的固有頻率局限造成的，由系統(tǒng)本身頻寬決定。在低頻段采用復(fù)式擺動馬達能夠很好地解除電液負載模擬器的多余力矩；隨著加載頻率的增大，加載系統(tǒng)的跟蹤性能有所下降，但是幅值衰減在10%以內(nèi)，相位滯后小于10°，仍能滿足電液負載模擬器性能指標中的“雙十指標”?？梢姡浇Y(jié)構(gòu)解耦策略可有效地消除電液負載模擬器的多余力矩。

5 結(jié)論

(1)通過對電液負載模擬器數(shù)學(xué)模型的分析，揭示了多余力矩的產(chǎn)生機理，給出了各參數(shù)對多余力矩的影響規(guī)律。

(2)提出了一種基于新型加載執(zhí)行元件復(fù)式擺動馬達的被動式加載新方法，實現(xiàn)了將被動加載轉(zhuǎn)變?yōu)橹鲃蛹虞d的結(jié)構(gòu)解耦策略，從本質(zhì)上徹底解決了多余力矩問題。給出了復(fù)式擺動馬達與承載馬達的參數(shù)匹配原則，設(shè)計了馬達結(jié)構(gòu)方案，研究了復(fù)式擺動馬達密封技術(shù)及內(nèi)部流道構(gòu)建方法。

(3)通過仿真分析證明了加載新方法的可行性和有效性。

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ResearchonSynchronousStructureDecouplingofElectro-hydraulicLoadSimulators

LI Geqiang1,3LIU Wei1HAN Weifeng2DENG Xiaozhong1,3

1.School of Mechatronics Engineering,Henan University of Science and Technology,Luoyang, Henan，471003 2.State Key Laboratory of Shield Machine and Boring Technology,Zhengzhou,450001 3.Collaborative Innovation Center of Machinery Equipment Advanced Manufacturing of Henan Province,Luoyang,Henan,471003

In order to study the extra torque problems of EHLSs, taking the valve control swing motor of EHLS as an object, a new principle of synchronous structure coupling was proposed, which was based on the analyses of the extra torque mechanism and influence factors. The concrete way was to design the load actuator into a compound bilayer structure, where the outer synchronous motor was used to track the bearing motor for position synchronization control, and the inner motor was used to load. Through the load actuator of the compound structure, the passive loads were modified into active loads, and the problems of extra torque were solved fundamentally. The principles of parameter matching, the design of the seals and the structures of the compound swing motors were given, and the rationality of the oil duct in the inner and outer motors was simulated and tested. Finally, through simulation analysis of EHLS under small gradient loading, the correctness and effectiveness of synchronous structure decoupling were verified.

electro-hydraulic load simulator(EHLS); extra torque; synchronous structure decoupling; compound swing motor

2017-08-02

國家自然科學(xué)基金資助項目(51175148)；盾構(gòu)及掘進技術(shù)國家重點實驗室開放課題資助項目(2014-03)

V216.8

10.3969/j.issn.1004-132X.2017.24.006

(編輯王艷麗)

李閣強，男，1971年生。河南科技大學(xué)機電工程學(xué)院博士,機械裝備先進制造河南省協(xié)同創(chuàng)新中心測控技術(shù)平臺副主任。主要研究方向為機電液一體化技術(shù)，流體傳動與控制。獲省部級一等獎、二等獎各1項。發(fā)表論文30余篇。E-mail：hitligeqiang@163.com。劉威，男，1989年生。河南科技大學(xué)機電工程學(xué)院碩士研究生。韓偉鋒，男，1985年生。盾構(gòu)及掘進技術(shù)國家重點實驗室工程師。鄧效忠，男，1957年生。河南科技大學(xué)機電工程學(xué)院教授、博士研究生導(dǎo)師，機械裝備先進制造河南省協(xié)同創(chuàng)新中心主任。