楊瀚浩，葛聲宏,，周振峰，朱玉川

(1.南京航空航天大學(xué) 直升機(jī)傳動(dòng)技術(shù)國(guó)家級(jí)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室·南京·210016；2.航空工業(yè)金城南京機(jī)電液壓工程研究中心 航空機(jī)電系統(tǒng)綜合航空科技重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室·南京·210061；3.中航工業(yè)南京伺服控制系統(tǒng)有限公司·南京·210032)

0 引 言

電液壓力伺服閥是電液伺服控制系統(tǒng)的核心控制元件，在系統(tǒng)中起電液轉(zhuǎn)換和功率放大的作用，在系統(tǒng)工作時(shí)它能把電信號(hào)轉(zhuǎn)換成具有相應(yīng)極性、成比例的負(fù)載壓力的信號(hào)。相較于噴嘴擋板壓力伺服閥與射流管壓力伺服閥，偏轉(zhuǎn)射流伺服閥可靠性更高、動(dòng)態(tài)性能更好，在航空、航天、軍事及工業(yè)領(lǐng)域中均有廣泛的應(yīng)用。

國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)偏轉(zhuǎn)射流伺服閥開(kāi)展了諸多研究，在前置射流放大器流場(chǎng)建模與仿真、液動(dòng)力計(jì)算、空化現(xiàn)象、沖蝕以及結(jié)構(gòu)優(yōu)化等方面取得了豐富的研究成果，還設(shè)計(jì)了以壓電雙晶片和磁致伸縮執(zhí)行器為驅(qū)動(dòng)機(jī)構(gòu)的偏轉(zhuǎn)射流伺服閥，進(jìn)一步拓展了偏轉(zhuǎn)射流伺服閥的應(yīng)用領(lǐng)域。在壓力伺服閥的研究方面，研究人員分析了閥芯回油結(jié)構(gòu)尺寸和異常旋轉(zhuǎn)對(duì)壓力閥嘯叫的影響，以及閥芯污染物卡滯對(duì)壓力閥性能劣化的作用規(guī)律，由此可見(jiàn)滑閥放大器的結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)壓力伺服閥的輸出影響巨大。然而區(qū)別于流量伺服閥，壓力伺服閥在滑閥放大器的設(shè)計(jì)上多采用帶有壓力控制容腔的三通閥結(jié)構(gòu)，不同的滑閥結(jié)構(gòu)使得現(xiàn)有的伺服閥仿真模型不能準(zhǔn)確預(yù)測(cè)壓力伺服閥的輸出，這給壓力伺服閥的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)和優(yōu)化增加了難度。

綜上所述，為了準(zhǔn)確預(yù)測(cè)偏轉(zhuǎn)射流壓力伺服閥的輸出性能，本文參考偏轉(zhuǎn)射流伺服閥的理論模型，建立了偏轉(zhuǎn)射流壓力伺服閥的AMESim模型，并基于此模型研究了不同加工裝配誤差下的整閥靜態(tài)特性差異，最后通過(guò)實(shí)驗(yàn)對(duì)仿真模型進(jìn)行了驗(yàn)證。

1 結(jié)構(gòu)與加工裝配誤差形式

如圖1(a)所示，偏轉(zhuǎn)射流壓力伺服閥由力矩馬達(dá)、前置射流放大器和滑閥放大器組成。在滑閥放大器的設(shè)計(jì)上區(qū)別于常見(jiàn)的對(duì)稱(chēng)式四節(jié)流邊結(jié)構(gòu)，采用非對(duì)稱(chēng)式的雙節(jié)流邊滑閥結(jié)構(gòu)，左側(cè)帶有壓力反饋容腔，以實(shí)現(xiàn)壓力的伺服控制。前置射流放大器由偏轉(zhuǎn)板與射流盤(pán)構(gòu)成，射流盤(pán)為圓形薄片狀且開(kāi)有“大”字形孔的結(jié)構(gòu)，孔各端分別為供油口、回油口以及左右兩接收器；偏轉(zhuǎn)板為一開(kāi)有V型導(dǎo)流槽的薄片，插入射流盤(pán)噴口與接收器之間的通道內(nèi)。壓力伺服閥的工作原理如下：

當(dāng)伺服閥沒(méi)有控制電流輸入時(shí)，偏轉(zhuǎn)板處于射流盤(pán)的中間位置，油液由進(jìn)油口進(jìn)入前置級(jí)流場(chǎng)，而后經(jīng)V形導(dǎo)流口進(jìn)入接收器，由于左右接收器接收油液的流量相等，故在左右壓力腔內(nèi)產(chǎn)生相等的壓力；當(dāng)線圈輸入一定的控制電流時(shí)，在力矩馬達(dá)的驅(qū)動(dòng)下偏轉(zhuǎn)板發(fā)生偏移，從而導(dǎo)致左右接收器接收油液的流量不等，因此左右接收器產(chǎn)生壓差，進(jìn)而控制滑閥的運(yùn)動(dòng)。當(dāng)滑閥向左運(yùn)動(dòng)時(shí)，進(jìn)油閥口打開(kāi)，輸出腔壓力上升，輸出腔通過(guò)閥芯上的反饋孔與反饋腔連通，因此反饋腔壓力上升，進(jìn)而推動(dòng)閥芯向右運(yùn)動(dòng)；當(dāng)滑閥向右運(yùn)動(dòng)時(shí)，回油閥口打開(kāi)，輸出腔壓力下降即反饋腔壓力下降，進(jìn)而推動(dòng)閥芯向左運(yùn)動(dòng)。最終閥芯回到中間位置，左接收器壓力、右接收器壓力和反饋腔壓力形成力平衡，輸出恒定壓力。

在伺服閥的實(shí)際加工裝配過(guò)程中，滑閥的閥芯閥套間會(huì)有徑向間隙，往往還有很小的正的或負(fù)的重疊量，同時(shí)閥口工作邊也不可避免地存在小圓角，因此本文將滑閥的加工裝配誤差定義成三種形式，軸向重疊、徑向間隙以及加工圓角。如圖1(b)～(d)所示，假設(shè)閥芯閥套的軸向重疊量為，進(jìn)油閥口的徑向間隙距離為，回油閥口的徑向間隙距離為，進(jìn)回油閥口的圓角半徑均為。

(a)伺服閥結(jié)構(gòu)示意圖

2 仿真建模及分析

2.1 仿真模型

偏轉(zhuǎn)射流壓力伺服閥涉及電、磁、機(jī)、液等多物理場(chǎng)耦合，根據(jù)結(jié)構(gòu)組成和工作原理，利用AMESim仿真平臺(tái)提供的液壓元件設(shè)計(jì)庫(kù)、電磁元件設(shè)計(jì)庫(kù)以及機(jī)械元件設(shè)計(jì)庫(kù)，搭建整閥AMESim仿真模型如圖2(a)所示。整閥模型包括力矩馬達(dá)模塊、前置射流放大器模塊和滑閥放大器模塊等，其中滑閥放大器模塊的結(jié)構(gòu)組成如圖2(b)所示，由進(jìn)回油閥口、左右接收器腔、反饋腔、負(fù)載腔及閥芯運(yùn)動(dòng)子模型構(gòu)成。前置射流放大器模塊采用AMESet二次開(kāi)發(fā)建模，開(kāi)發(fā)過(guò)程參考偏轉(zhuǎn)射流伺服閥的數(shù)學(xué)理論模型。在仿真過(guò)程中，本文設(shè)置進(jìn)回油閥口的AMESim子模型屬性為帶圓角和環(huán)形間隙的閥口，該子模型考慮了由加工圓角和徑向間隙導(dǎo)致的閥口通流面積非線性變化以及縫隙流動(dòng)情況。最后設(shè)置不同的軸向重疊量、徑向間隙以及圓角半徑參數(shù)，通過(guò)AMESim仿真研究了不同加工裝配誤差對(duì)偏轉(zhuǎn)射流壓力伺服閥靜態(tài)特性的影響規(guī)律，整閥模型的仿真參數(shù)如表1所示。

(a)整閥AMESim模型示意圖

表1 偏轉(zhuǎn)射流壓力伺服閥仿真參數(shù)Tab.1 Simulation parameters of deflector jet pressure servo valve

2.2 仿真分析

壓力特性曲線是分析壓力伺服閥靜態(tài)性能的重要曲線，而滯環(huán)、死區(qū)電流和最大輸出壓力是評(píng)價(jià)靜態(tài)性能的重要指標(biāo)。滯環(huán)是產(chǎn)生伺服閥輸出壓力的兩電流之間最大差值與額定電流的百分比，死區(qū)電流是伺服閥零位附近不輸出壓力的最大電流。因此，本文給仿真模型輸入0.02Hz、40mA的三角波信號(hào)，輸出整閥壓力特性曲線，分別改變偏轉(zhuǎn)射流壓力伺服閥的閥芯閥套軸向重疊量、徑向間隙以及圓角半徑，對(duì)比不同加工裝配誤差下的壓力特性曲線的滯環(huán)、死區(qū)電流和最大輸出壓力的大小。

(1)軸向重疊量變化對(duì)整閥靜態(tài)壓力特性的影響

圖3(a)所示為不同軸向重疊量下的整閥壓力特性曲線，分析滯環(huán)和死區(qū)電流可知：

滯環(huán)：當(dāng)重疊量從-0.01mm增大到0.01mm時(shí)，滯環(huán)從小于1%增大到8.8%。滯環(huán)受軸向重疊量變化的影響較為嚴(yán)重，負(fù)重疊和零重疊的閥滯環(huán)都較小，正重疊的閥滯環(huán)較大，分析其原因主要是滑閥從升壓到泄壓閥芯需要運(yùn)動(dòng)一段無(wú)效行程，從而導(dǎo)致壓力輸出和電流輸入之間具有滯后性。

死區(qū)電流：當(dāng)重疊量從-0.01mm增大到0.01mm時(shí)，死區(qū)電流從9.6mA增大到13.1mA，隨著重疊量的增大，死區(qū)電流略有增大。

最大輸出壓力：當(dāng)重疊量從-0.01mm增大到0.01mm時(shí)，最大輸出壓力從14.8MPa減小到14MPa。負(fù)重疊和零重疊的閥最大輸出壓力基本相等，而正重疊的閥隨著重疊量的增大，最大輸出壓力不斷減小。

(2)圓角半徑變化對(duì)整閥靜態(tài)壓力特性的影響

圖3(b)所示為軸向重疊量為0.01mm時(shí)，不同圓角半徑下的整閥壓力特性曲線，分析可知：

滯環(huán)：當(dāng)圓角半徑從0增大到0.02mm時(shí)，滯環(huán)從8.8%增大到10.7%，滯環(huán)呈不斷增大的趨勢(shì)。

死區(qū)電流：當(dāng)圓角半徑從0增大到0.02mm時(shí)，死區(qū)電流幾乎不變。

最大輸出壓力：當(dāng)圓角半徑從0增大到0.02mm時(shí)，最大輸出壓力從14MPa減小到13.8MPa。圓角半徑的增大會(huì)減小壓力閥的最大輸出壓力，但減小幅度不大。

(a)軸向重疊量的影響

(3)徑向間隙變化對(duì)整閥靜態(tài)壓力特性的影響

圖4所示為軸向重疊量為0.01mm時(shí)，不同徑向間隙下的整閥壓力特性曲線，這里主要分析進(jìn)回油側(cè)閥口徑向間隙距離相等的情況，即==。

圖4 徑向間隙影響下的壓力特性曲線Fig.4 Pressure characteristic curves under the influence of radial clearance

滯環(huán)：當(dāng)徑向間隙從0增大到0.001mm時(shí)，滯環(huán)從8.8%降到1%，由此可見(jiàn)，徑向間隙的存在會(huì)使得正重疊壓力閥的滯環(huán)大幅下降，分析其原因主要是徑向間隙的泄漏使得壓力閥響應(yīng)變快，壓力輸出隨輸入的滯后顯著降低。因此，由于加工裝配過(guò)程中存在的滑閥間隙，正重疊的閥實(shí)際上也能滿(mǎn)足壓力閥滯環(huán)的要求。而當(dāng)徑向間隙再?gòu)?.001mm增大到0.01mm時(shí)，滯環(huán)幾乎不變。

死區(qū)電流：當(dāng)徑向間隙從0增大到0.01mm時(shí)，死區(qū)電流從13.1mA一直減小到3mA。同時(shí)值得注意的是，由于徑向間隙的存在，壓力特性曲線的轉(zhuǎn)折段呈現(xiàn)非線性，且非線性段隨著徑向間隙的增大而增大。非線性的輸出壓力嚴(yán)重影響了壓力伺服閥的輸出性能，同時(shí)非線性段的存在也使得死區(qū)電流大幅減小，造成伺服閥在零位附近就有壓力輸出，這在某些壓力伺服控制場(chǎng)合是不被允許的(例如飛機(jī)機(jī)輪剎車(chē))，因此在壓力伺服閥的設(shè)計(jì)與加工過(guò)程中需要格外注意。

最大輸出壓力：當(dāng)徑向間隙從0增大到0.01mm時(shí)，最大輸出壓力從14MPa增大到14.8MPa。因此，徑向間隙的增大一定程度上可以加大壓力閥的最大輸出壓力。

3 實(shí)驗(yàn)研究

3.1 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)

通過(guò)搭建實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)開(kāi)展偏轉(zhuǎn)射流壓力伺服閥整閥靜態(tài)特性實(shí)驗(yàn)，實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)如圖5(a)所示，分別對(duì)壓力閥1和壓力閥2進(jìn)行實(shí)驗(yàn)，測(cè)試不同壓力閥的靜態(tài)性能。由于實(shí)際加工裝配誤差的存在，每個(gè)壓力閥的靜態(tài)特性都會(huì)有差異，通過(guò)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)與仿真結(jié)果的對(duì)比，驗(yàn)證了仿真模型及仿真結(jié)果的準(zhǔn)確性。

3.2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果

被測(cè)壓力閥1和壓力閥2皆為正重疊閥，供油壓力為21MPa，回油壓力為0.3MPa，工作介質(zhì)為航空液壓油。給力矩馬達(dá)線圈輸入0.02Hz、40mA的三角波信號(hào)時(shí)，實(shí)驗(yàn)得到的壓力特性曲線如圖5(b)所示，同時(shí)通過(guò)AMESim仿真得到壓力閥1和壓力閥2的壓力特性曲線，同樣繪制在圖5(b)中。仿真設(shè)置的加工裝配誤差參數(shù)如表2所示。

(a)實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)組成

表2 偏轉(zhuǎn)射流壓力伺服閥加工裝配誤差仿真參數(shù)Tab.2 Simulation parameters of machining and assembly error of deflector jet pressure servo valves

滯環(huán)：壓力閥1的滯環(huán)為1.33%，壓力閥2的滯環(huán)為3.15%。根據(jù)前面的分析可知，壓力閥的滯環(huán)主要受軸向重疊量影響較大，因此推測(cè)壓力閥1的軸向重疊量小于壓力閥2。

死區(qū)電流：壓力閥1的死區(qū)電流為5.5mA，壓力閥2的死區(qū)電流為6.8mA。此外，壓力閥1的非線性段較長(zhǎng)。根據(jù)前面的分析可知，死區(qū)電流和壓力非線性段受徑向間隙的影響較大，因此推測(cè)壓力閥1的徑向間隙大于壓力閥2。

最大輸出壓力：壓力閥1的最大輸出壓力為11.4MPa，壓力閥2的最大輸出壓力為10.5MPa。根據(jù)前面的分析可知，最大輸出壓力隨著軸向重疊量的增大而減小，隨著徑向間隙的增大而減小，因此推測(cè)壓力閥1的軸向重疊量較小或徑向間隙較大。

通過(guò)AMESim仿真結(jié)果和實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)的對(duì)比可知，壓力閥1和壓力閥2的仿真結(jié)果基本與實(shí)驗(yàn)一致，同電流下輸出壓力最大差值為0.37MPa。由于在仿真模型中考慮了滑閥軸向重疊量、徑向間隙和加工圓角的影響，同時(shí)分析表2中的仿真參數(shù)可知，壓力閥1的軸向重疊量小于壓力閥2，徑向間隙大于壓力閥2，證實(shí)了前面的分析，也側(cè)面證明了考慮加工裝配誤差影響的模型能夠更準(zhǔn)確地模擬壓力伺服閥的真實(shí)性能，可為后續(xù)偏轉(zhuǎn)射流壓力伺服閥的優(yōu)化設(shè)計(jì)奠定基礎(chǔ)。

4 結(jié) 論

1)本文基于AMESim平臺(tái)搭建了偏轉(zhuǎn)射流壓力伺服閥的仿真模型，通過(guò)不同壓力閥的對(duì)比實(shí)驗(yàn)研究了不同加工裝配誤差對(duì)整閥靜態(tài)特性的影響規(guī)律，經(jīng)實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證仿真模型能夠較為真實(shí)地模擬加工裝配誤差下的壓力伺服閥輸出特性，為偏轉(zhuǎn)射流壓力伺服閥的設(shè)計(jì)和優(yōu)化提供參考。

2)當(dāng)壓力伺服閥的重疊量從-0.01mm增大到0.01mm時(shí)，滯環(huán)從小于1%增大到8.8%，死區(qū)電流從9.6mA增大到13.1mA。其中滯環(huán)受軸向重疊量變化的影響較為嚴(yán)重，負(fù)重疊和零重疊的壓力閥滯環(huán)都較小，因此零重疊和負(fù)重疊的壓力閥具有更好的響應(yīng)，在壓力閥設(shè)計(jì)時(shí)可以?xún)?yōu)先選用。

3)徑向間隙的存在使得正重疊壓力伺服閥的滯環(huán)和死區(qū)電流都大幅下降，因此正重疊的閥實(shí)際上也能滿(mǎn)足壓力閥滯環(huán)的要求。而當(dāng)徑向間隙再?gòu)?.001mm增大到0.01mm時(shí)，滯環(huán)幾乎不發(fā)生變化，死區(qū)電流繼續(xù)從8.8mA減小到3mA。同時(shí)值得注意的是，徑向間隙過(guò)大容易造成壓力特性曲線的轉(zhuǎn)折段呈現(xiàn)非線性，嚴(yán)重時(shí)會(huì)影響壓力伺服閥的輸出性能。