向柔潼 王時龍 周杰 易力力

摘要：通用氣動位置傳感器敏感及轉(zhuǎn)換元件涉及電子元器件，無法應(yīng)用于輻照環(huán)境。針對輻照環(huán)境下位置傳感器的應(yīng)用問題，提出了一種新型氣動位置傳感器方案，通過監(jiān)測對應(yīng)部位內(nèi)流場數(shù)值變化判斷被測件是否達(dá)到預(yù)設(shè)位置。但該方案存在壓力響應(yīng)滯后的問題，導(dǎo)致被測件位置反饋出現(xiàn)滯后現(xiàn)象，因此準(zhǔn)確預(yù)估滯后響應(yīng)對傳感器的位置補(bǔ)償并提高位置檢測精度至關(guān)重要。分析了氣動位置傳感器的內(nèi)部流動，建立了壓力響應(yīng)預(yù)測模型，通過正交試驗揭示了各工程變量對預(yù)測模型中系數(shù)和響應(yīng)時間的敏感性，采用仿真對系數(shù)進(jìn)行了進(jìn)一步擬合。研究結(jié)果表明，建立的壓力響應(yīng)預(yù)測模型最大響應(yīng)時間誤差在0.01 s以內(nèi)，當(dāng)最大速度為100 mm/s時，重復(fù)定位誤差在1 mm以內(nèi)，預(yù)測模型能滿足位置滯后量測量要求。

關(guān)鍵詞：位置傳感器；輻照環(huán)境；壓力響應(yīng)；預(yù)測模型；正交試驗

中圖分類號：TP202.2

DOI：10.3969/j.issn.1004132X.2023.11.012

Study on Pressure Response Characteristics of New Pneumatic Position

Sensor under Irradiation Environments

XIANG Routong WANG Shilong ZHOU Jie YI Lili

State Key Laboratory of Mechanical Transmission，Chongqing University，Chongqing，400044

Abstract： The electronic components were involved in the sensitive elements and conversion elements of the general pneumatic position sensors， which might not be applied to the irradiation environments. Aiming at the application problems of position sensors under irradiation environments， a scheme of new pneumatic position sensor was proposed to judge whether the measured part reached the preset position by detecting the numerical changes of the flow field in the corresponding position. The scheme had the problem of lagging pressure response， which led to the lagging phenomenon of the position feedback of the tested parts， so it was crucial to accurately estimate the position compensation of the sensors and improve the detection precision on the positions. The internal flow of the pneumatic position sensors was analyzed and the prediction model of the pressure response was established. By orthogonal tests， the sensitivity of each engineering variables to the coefficients in prediction model and response time was revealed and the coefficients were further fitted by simulation. The results show that the prediction model may meet the requirements of the lagging position when the maximum error of response time is within 0.01 s and the repeated positioning errors of the prediction model are less than 1 mm when the maximum velocity is as 100 mm/s.

Key words： position sensor； irradiation environment； pressure response； prediction model； orthogonal test

0 引言

近年來，位置傳感器因其結(jié)構(gòu)簡單、價格低廉等優(yōu)點，得到了廣泛的應(yīng)用［1-2］。但通用位置傳感器核心部分包含電子元器件，在輻照工況下會產(chǎn)生電離［3］、位移［4］及單粒子效應(yīng)［5］，無法正常使用，因此面對輻照環(huán)境，需要提出一種環(huán)境適應(yīng)能力強(qiáng)的位置監(jiān)測方案。由于氣動元件具有防爆、高可靠性的優(yōu)勢［6］，本文在通用氣動位置傳感器［7］基礎(chǔ)上提出了一種氣動位置傳感器（以下簡稱傳感器）方案，通過將傳感器內(nèi)氣門開關(guān)（泄壓單向閥）同信號感應(yīng)元件進(jìn)行遠(yuǎn)距離分隔，可滿足輻照區(qū)域無電子元器件的要求，拓展了位置傳感器的應(yīng)用范圍。

上述方案雖然解決了輻照工況下傳感器的失效問題，但所設(shè)計的傳感器仍存在壓力響應(yīng)滯后的缺陷，最終導(dǎo)致被測件位置反饋存在滯后現(xiàn)象，因此預(yù)估壓力測量滯后響應(yīng)對傳感器的位置補(bǔ)償并提高位置檢測精度至關(guān)重要。

近年來，許多學(xué)者在流體系統(tǒng)壓力響應(yīng)方面進(jìn)行了試驗與研究。KARTHIKEYAN等［8］通過對氣動制動系統(tǒng)的閥和管道壓力響應(yīng)進(jìn)行分析建立了基于模型預(yù)測算法的氣動制動系統(tǒng)壓力響應(yīng)時間控制模型，有效地為電氣制動的發(fā)展提供了理論參考。MA等［9］、MITHUN等［10］、HE等［11］利用仿真軟件建立系統(tǒng)模型，研究了制動系統(tǒng)的壓力響應(yīng)特性。賴奇暐等［12］應(yīng)用AMESim軟件建立了綜合仿真模型， 求解得到了管道的壓力波動特性。蔡海潮等［13］采用數(shù)值模擬與實驗研究相結(jié)合的方法分析了縱模超聲導(dǎo)波在壓力管道中的傳播特性。但這些商業(yè)軟件算法是封閉的，使得開發(fā)不同流體系統(tǒng)變得困難。YANG等［14］引入約束插值剖面法求解氣動制動回路的壓力響應(yīng)，但該算法較為復(fù)雜，求解量較多。上述方式對氣動位置傳感器壓力響應(yīng)研究不適用。為研究傳感器壓力響應(yīng)特性，需對系統(tǒng)各部分流量特性進(jìn)行分析，YANG等［15］在考慮管道流量特性的影響下，針對氣動回路的流量特性提出了串并聯(lián)回路的計算方法，為氣動回路的設(shè)計和分析提供了一種新的思路；RAMSPERGER等［16］基于ISO 6358提出了一種新的氣動元件質(zhì)量流量模型；CHOI等［17］運(yùn)用氣流流動分析方法改進(jìn)了船舶燃?xì)夤艿澜Y(jié)構(gòu)； HE等［18］提出了一種大型管道非全管流態(tài)監(jiān)測方法；李林等［19-20］、費(fèi)國忠等［21］、蔡茂林［22］在ISO 6358基礎(chǔ)上對氣動管道的流量特性參數(shù)進(jìn)行了分析。

基于前人對流量特性的研究，本文對氣動位置傳感器壓力響應(yīng)特性進(jìn)行分析。 為了對該傳感器的位置滯后進(jìn)行補(bǔ)償，提高位置檢測精度，針對該傳感器模型通過對傳感器流場的分析建立了壓力響應(yīng)預(yù)測模型，采用正交試驗及仿真對預(yù)測模型進(jìn)行了進(jìn)一步修正完善。

1 氣動位置傳感器結(jié)構(gòu)設(shè)計及原理

新型氣動位置傳感器的結(jié)構(gòu)原理如圖1所示，它由氣泵（氣源）、氣源二聯(lián)件（空氣過濾器、減壓閥）、節(jié)流閥、壓力計、氣門開關(guān)（單向閥、頂桿等部件）和中間連接管路等部件組成。氣泵作為氣源將高壓氣體傳輸至氣源二聯(lián)件，由空氣過濾器清潔氣源氣體并將壓縮空氣中的水分過濾后輸送至減壓閥，通過調(diào)節(jié)減壓閥控制管道P2段的壓力至設(shè)定值，之后氣體流經(jīng)節(jié)流閥、壓力計直至氣門開關(guān)處。

傳感器未觸發(fā)時，氣門開關(guān)關(guān)閉，整個氣動系統(tǒng)封閉處于恒壓狀態(tài)，壓力計示數(shù)為減壓閥調(diào)定值；當(dāng)被測件位移至氣門開關(guān)處，碰撞頂桿令氣門開關(guān)導(dǎo)通，傳感器內(nèi)部氣體通過氣門開關(guān)小孔處向外排氣，管內(nèi)氣壓開始快速下降，當(dāng)壓力計（C點）監(jiān)測的壓力信號下降至某一設(shè)定值時，則將被測件抵達(dá)預(yù)定位置的信號傳輸至控制終端， 由控制終端對被測件下一步動作發(fā)出控制指令。

相較于通用氣動位置傳感器，該方案將氣源、氣源二聯(lián)件及各種控制元器件安裝在遠(yuǎn)離輻照環(huán)境的安全區(qū)域，而氣門開關(guān)安裝至輻照環(huán)境下被測件預(yù)設(shè)位置處，這樣可滿足輻照區(qū)域無電子元器件的要求，略去了氣橋部分，簡化了管路系統(tǒng)的復(fù)雜性，且壓力響應(yīng)幅度更大，對位置的檢測更加精確；同時將噴口結(jié)構(gòu)改為氣門開關(guān)，增加了多個排氣口以提高排氣速率。

2 壓力響應(yīng)預(yù)測模型

]2.1 理論模型建立

傳感器檢測過程中，由于連接監(jiān)測端（C點）與氣門開關(guān)（D點）的氣體管道P3段長度過長，當(dāng)傳感器觸發(fā)時，C點的氣壓需經(jīng)過一段時間后下降至設(shè)定值，故被測件的位置反饋存在滯后性。通過預(yù)測位置滯后量，能為位移檢測補(bǔ)償相應(yīng)滯后量的檢測余量，從而精確度更高地實現(xiàn)輻照環(huán)境下的位置檢測。

在試驗中，以被測件到達(dá)氣門開關(guān)處為0時刻，C點壓力隨時間的變化規(guī)律如圖2所示，其中，pC為C點壓力；p為監(jiān)測端壓力設(shè)定值，一般取p=0.3 MPa。

由圖2可知，傳感器C點處的壓力變化可以分為2個階段——水平段、下降段，2個階段的響應(yīng)時間t1、t2可通過理論推導(dǎo)得到。

（1）水平段。氣門開關(guān)觸發(fā)后，管道P3段的壓力變化從D點傳遞至C點，傳遞速度為聲速，這段時間內(nèi)，C點壓力pC不變，可由下式表示：

式中，p2為減壓閥調(diào)定壓力（即管道P2段壓力）;L為管道P3段長度；a為當(dāng)?shù)芈曀?，取a=340 m/s。

（2）下降段。管道的壓力變化已傳遞至C點，由于節(jié)流閥對C點氣體的補(bǔ)充速率遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于管道P3段的泄漏速率，因此C點的氣壓開始下降，直至節(jié)流閥補(bǔ)充速率等于管道P3段的泄漏速率，C點氣壓不再變化。

在下降段過程中，氣門開關(guān)有效截面積已遠(yuǎn)遠(yuǎn)超過管道P3段的有效截面積，對傳感器壓力的響應(yīng)影響可忽略不計。在C點取一體積為V的流體域（等效流體域），將節(jié)流閥與右截面等效為兩個氣阻面，可得到傳感器的系統(tǒng)等效模型，如圖3所示。

由圖3可知，單位時間內(nèi)等效流體域的質(zhì)量m變化為

dm=（qm1－qm2）dt（2）

式中，qm1為通過節(jié)流閥流入流體域的質(zhì)量流量;qm2為通過橫截面流出流體域的質(zhì)量流量。

qm2可以看作節(jié)流閥質(zhì)量流量qm1與管道P3段等效質(zhì)量流量qmG的疊加，表示為

qm2=k1qm1+k2qmG（3）

式中，k1、k2分別為節(jié)流閥和管道流量的修正系數(shù)。

由于管道P3段較長，C點處氣體的泄漏速率相對較小，因此C點處壓力下降速率較為緩慢，整體過程可視為等溫變化。并且在傳感器觸發(fā)過程中，通過熱電偶對C點處溫度進(jìn)行監(jiān)測，其溫度波動較小，可以認(rèn)為C點處溫度始終為室內(nèi)溫度T，在工程應(yīng)用中一般取T=293 K。

根據(jù)狀態(tài)方程式p=ρRgT推導(dǎo)得到

式中，Rg為氣體常數(shù)。

式中，ρANR為標(biāo)準(zhǔn)狀態(tài)下的空氣密度，取ρANR=1.185 kg/m3；C1為節(jié)流閥聲速流導(dǎo)；b1為節(jié)流閥的臨界壓力比，理想值為0.528。

式中，C2為管道P3段的聲速流導(dǎo)；p0為氣門開關(guān)排氣口所處環(huán)境大氣壓力，一般取p0=0.1 MPa；b2為管道P3段的臨界壓力比。

在管道彎曲程度較小的情況下，管道材料和彎曲對管道流量特性的影響不大，可以忽略。則管道P3段的聲速流導(dǎo)和臨界壓力比可通過以下近似式推導(dǎo)：

式中，d為管道內(nèi)徑，在工程實際中取d=4 mm；C0為單位長度管道的聲速流導(dǎo)值，4 mm內(nèi)徑管道的C0=13 dm3/（s·MPa）。

令系數(shù)A1、A2為

通過整理上述各式，下降段C點壓力變化可表示為

式中，p′C為pC關(guān)于時間t的導(dǎo)數(shù)。

由式（1）、式（9）可得到傳感器的壓力響應(yīng)預(yù)測曲線。

根據(jù)下式可求得氣動位置傳感器的位置滯后量Δx：

Δx=vΔt=v（t1+t2）（10）

式中，v為被測件運(yùn)動速度；Δt為傳感器響應(yīng)時間。

2.2 氣動位置傳感器壓力響應(yīng)試驗分析

通過對式（1）、式（9）進(jìn)行分析，壓力響應(yīng)預(yù)測模型的不確定量包括：系數(shù)A1、A2，節(jié)流閥聲速流導(dǎo)C1，減壓閥調(diào)定壓力p2，管道P3段長度L。其中，C1、p2和L隨工程實際的需求發(fā)生變化，系數(shù)A1、A2不定。為得到系數(shù)A1、A2和響應(yīng)時間Δt的影響因素，采用正交試驗方法探究各變量對A1、A2、Δt的影響及敏感性。

試驗在搭建后的氣動位置傳感器試驗系統(tǒng)上開展，該試驗系統(tǒng)主要由電機(jī)、滾珠絲杠、被測件、傳感器等部分組成，如圖4所示。試驗控制模塊為西門子PLC系統(tǒng)，通過控制電機(jī)驅(qū)動被測件沿絲杠軸線方向勻速運(yùn)動，當(dāng)被測件與頂桿碰撞時，認(rèn)為被測件到達(dá)原點，PLC開始以10 ms的間隔持續(xù)記錄壓力計數(shù)據(jù)，從而得到傳感器的壓力響應(yīng)曲線。

試驗以節(jié)流閥聲速流導(dǎo)C1、減壓閥調(diào)定壓力p2、管道P3段長度L三個變量作為試驗因子展開。結(jié)合工程實際情況，三個變量的取值范圍為：C1=33.2×10－2～76.0×10－2 dm3/（s·MPa）， p2=0.5～0.7 MPa，L=10～20 m。其中節(jié)流閥聲速流導(dǎo)的取值范圍根據(jù)管道流量范圍（10～32 L/min，常溫常壓下）和減壓閥調(diào)定壓力范圍取定。每個變量取3個水平，制作表1所示的正交試驗因素水平表。

通過試驗得到各組變量下的壓力響應(yīng)曲線，見圖5。將得到的數(shù)據(jù)點導(dǎo)入MATLAB中，利用MATLAB的曲線擬合工具箱cftool并根據(jù)式（9）進(jìn)行擬合，得到每種試驗工況下系數(shù)A1、A2和響應(yīng)時間Δt的取值，相應(yīng)的結(jié)果見表2。

根據(jù)表2的數(shù)值計算結(jié)果，分別求出C1、p2、L三個因素在每一種水平下的系數(shù)A1、A2和響應(yīng)時間Δt的算術(shù)平均值，根據(jù)各因素水平的算術(shù)平均值計算極差R，如表3所示。通過同一變量下各水平下的極差R反映各因素水平變化對A1、A2、Δt的影響，R越大，表示該變量對A1、A2、Δt的影響越大，敏感性越高，反之亦然。并將表3所示的各因素算術(shù)平均值繪制成各變量對系數(shù)及響應(yīng)時間的效應(yīng)曲線，見圖6。

極差分析雖然計算簡單，但僅能得出各因素對指標(biāo)的影響順序，無法量化各因素對試驗結(jié)果影響的顯著性，且無法排除誤差引起的試驗結(jié)果波動，因此對正交試驗結(jié)果進(jìn)行方差分析，如表4所示。

由極差分析結(jié)果可知，管道P3段長度L對系數(shù)A1、A2的影響最大，敏感性最高，其他因素影響較小。觀察表4所示方差分析的F比值，節(jié)流閥聲速流導(dǎo)C1、減壓閥調(diào)定壓力p2對系數(shù)A1、A2的影響幾乎沒有，可以忽略不計。因此在對系數(shù)A1、A2進(jìn)行參數(shù)分析時，針對管長與系數(shù)的關(guān)系進(jìn)行分析。

通過極差分析及方差分析，可以看出各變量對響應(yīng)時間都有不同程度的影響，各變量對響應(yīng)時間的影響程度由高到低順序為：管道P3段長度L、減壓閥調(diào)定壓力p2、節(jié)流閥聲速流導(dǎo)C1。

工程應(yīng)用中，建議根據(jù)檢測位置與氣源位置在保證管路滿足要求下優(yōu)先選取較小管長L，根據(jù)監(jiān)測端壓力設(shè)定值p與壓力下降幅度的要求選取合適的減壓閥調(diào)定壓力p2，最后根據(jù)位移補(bǔ)償量要求及被測件速度求取節(jié)流閥聲速流導(dǎo)C1。

2.3 氣動位置傳感器壓力響應(yīng)仿真分析

通過上述試驗分析結(jié)果，可得到在工程實際中影響系數(shù)A1、A2的因素為管道P3段長度L。為探究A1、A2與L的映射關(guān)系，需大量數(shù)據(jù)支撐以保證擬合的準(zhǔn)確性，因此本文選取流體有限元分析軟件FLUENT對傳感器的壓力響應(yīng)特性進(jìn)行分析。

若對傳感器整體內(nèi)流場進(jìn)行分析，因管道P3段流場細(xì)且長，使得整體傳感器內(nèi)流場網(wǎng)格數(shù)量較為龐大，遠(yuǎn)超當(dāng)前工作站的計算能力，為降低模型的復(fù)雜程度以便于調(diào)試和提高計算效率，將傳感器內(nèi)流場分為兩個部分——氣門開關(guān)和管路段（BD段）。

相較試驗，有限元分析時需對流場進(jìn)行如下假設(shè)：

①流體介質(zhì)為理想空氣;

②初始流場與入口溫度為293 K;

③認(rèn)為管道P3段為直線管路;

④忽略外界溫度對內(nèi)流場的影響;

⑤忽略容性構(gòu)件對內(nèi)流場的影響。

氣門開關(guān)內(nèi)流場模型采用非結(jié)構(gòu)化四面體進(jìn)行網(wǎng)格劃分，并對狹縫區(qū)域附近的網(wǎng)格進(jìn)行局部細(xì)化，利用自適應(yīng)網(wǎng)格劃分技術(shù)對氣門開關(guān)流體域進(jìn)行重新劃分，并添加邊界層。圖7a僅給出了氣門開關(guān)開度為50%情況下對應(yīng)的網(wǎng)格劃分圖，其他開度的氣門開關(guān)內(nèi)流場網(wǎng)格圖可以通過改變閥芯位置獲得。計算時，給定入口壓力，改變不同出口壓力以改變其進(jìn)出口壓力比，利用穩(wěn)態(tài)計算方法得到某一開度下氣門開關(guān)的流量特性。通過改變氣門開關(guān)開度并重復(fù)上述步驟即可得到不同開度條件下的流量特性，如圖7b所示，其中，氣門開關(guān)的聲速流導(dǎo)即D點處聲速流導(dǎo)CD。

BD段內(nèi)流場采用二維軸對稱模型進(jìn)行瞬態(tài)分析，如圖8所示。給定節(jié)流閥聲速流導(dǎo)C1和減壓閥調(diào)定壓力p2。管道入口和出口采用質(zhì)量流量邊界條件，在入口和出口相鄰處設(shè)置面Ⅰ、Ⅱ，提取每一時步面上平均壓力pⅠ、pⅡ。入口處質(zhì)量流量取值根據(jù)C1、pⅠ、p2取定，出口處質(zhì)量流量取值根據(jù)CD、pⅡ、p0取定。在C點設(shè)置一監(jiān)測面，用于監(jiān)測C點處壓力隨時間的變化。

通過改變管道P3段長度L得到不同工況下C點的壓力響應(yīng)曲線，通過cftool工具求解系數(shù)A1、A2，并進(jìn)行多項式擬合得到擬合曲線，見圖9。

系數(shù)A1、A2與L的映射關(guān)系表達(dá)式為

A1=（0.031L2－1.5L+24.7）×108（11）

A2=0.88A1（12）

將式（11）、式（12）代入式（1）、式（9）中即可得到完整的壓力響應(yīng)預(yù)測模型。通過該模型可以預(yù)測傳感器的壓力響應(yīng)，對位置滯后量進(jìn)行補(bǔ)償。此外，可以在前述對響應(yīng)時間敏感性分析的基礎(chǔ)上，根據(jù)工程條件由該模型為各工程變量選定合適值，以如下工況為例，具體條件見表5。

由式（10）可得該工況下響應(yīng)時間的要求為0.4 s。根據(jù)上述條件，管道P3段長度L取14 m，減壓閥調(diào)定壓力p2取0.6 MPa，因響應(yīng)時間Δt與節(jié)流閥聲速流導(dǎo)C1成正相關(guān)關(guān)系，則根據(jù)節(jié)流閥聲速流導(dǎo)范圍，求得響應(yīng)時間范圍為0.271～0.340 s，不滿足條件，因此令減壓閥調(diào)定壓力為0.7 MPa，此時響應(yīng)時間范圍為0.328～0.436 s。然后通過二分法，當(dāng)節(jié)流閥聲速流導(dǎo)為54.6 dm3/（s·MPa）時，根據(jù)壓力響應(yīng)預(yù)測模型求得響應(yīng)時間為0.371 s，因此節(jié)流閥聲速流導(dǎo)應(yīng)控制在54.6～76.0 dm3/（s·MPa），多次利用二分法求得節(jié)流閥聲速流導(dǎo)為65.5 dm3/（s·MPa）。

3 試驗驗證

前述研究已經(jīng)確定了傳感器壓力響應(yīng)預(yù)測模型的不確定量取值規(guī)律，通過MATLAB等數(shù)學(xué)軟件對式（1）、式（9）用數(shù)值解的方式求解可得到不同C1、p2和L工況下傳感器的壓力響應(yīng)預(yù)測曲線。再進(jìn)行3種工況下的傳感器位置檢測試驗，得到三組壓力響應(yīng)曲線，對建立的傳感器壓力響應(yīng)模型進(jìn)行驗證比較，如圖10所示。各工況取值如表6所示，為驗證預(yù)測模型的準(zhǔn)確性，工況3各變量取值均在工程應(yīng)用范圍外。

從圖10中可以看到預(yù)測模型與實際壓力響應(yīng)曲線擬合較好，保持了良好的一致性。預(yù)測模型與試驗壓力響應(yīng)曲線各點間的誤差可以保證在0.01 s以內(nèi)，即預(yù)測的響應(yīng)時間Δtp與實際的響應(yīng)時間Δts之間的誤差小于0.01 s。工程應(yīng)用中被測件的運(yùn)動速度小于100 mm/s，由此，計算位置滯后量最大預(yù)測誤差為

Δxemax=max（v）×max（|Δtp－Δts|）=

100 mm/s×0.01 s=1 mm（13）

由式（13）可知，最大預(yù)測誤差Δxemax能夠保證在1 mm以內(nèi)，滿足工程需求。

4 結(jié)論

（1）提出了一種擴(kuò)展輻照環(huán)境應(yīng)用場景的新型氣動位置傳感器方案。

（2）建立了壓力響應(yīng)預(yù)測模型，并通過試驗驗證了該模型對響應(yīng)時間的預(yù)測誤差在0.01 s以內(nèi)，對位置滯后的重復(fù)測量誤差在1 mm以內(nèi)，能滿足工程需求。

（3）通過試驗得到了各變量對傳感器響應(yīng)時間的敏感性由高到低順序為：管道P3段長度L、減壓閥調(diào)定壓力p2、節(jié)流閥聲速流導(dǎo)C1。

（4）工程應(yīng)用中，建議根據(jù)檢測位置與氣源位置在保證管路滿足要求的情況下優(yōu)先選取較小管長L，根據(jù)監(jiān)測端壓力設(shè)定值p與壓力下降幅度的要求選取合適的減壓閥調(diào)定壓力p2，最后根據(jù)位移補(bǔ)償量要求及被測件速度求取節(jié)流閥聲速流導(dǎo)C1。

參考文獻(xiàn)：

［1］ WANG Yangyu， YANG Jian， QIAN Jiabin， et al. A Novel High-performance Draw-wire Displacement Sensor for Automobile Crash Test［J］.Instruments and Experimental Techniques， 2022， 65（1）：142-151.

［2］ HAO Yongcun， WANG Chenggang， SUN Zheng， et al. Rotatory Microgripper Based on a Linear Electrostatic Driving Scheme［J］.Microelectronic Engineering， 2021， 248：111601.

［3］ SONG Yu， WEI Suhuai. Origin of Irradiation Synergistic Effects in Silicon Bipolar Transistors［J］.ACS Applied Electronic Materials， 2020， 2（12）：3783-3793.

［4］ TENG J W， NERGUI D， PARAMESWARAN H， et al. Response of Integrated Silicon Microwave Pin Diodes to X-ray and Fast-neutron Irradiation［J］. Ieee Transactions on Nuclear Science， 2022， 69（3）：282-289.

［5］ ZHANG Yanwen， GUO Gang， LIU Jiancheng， et al. The Proton Irradiation Facility for Single-event Effect Testing in CIAE［J］.Nuclear Instruments & Methods in Physics Research Section B-beam Interactions with Materials and Atoms， 2022， 517：43-48.

［6］ BLAGOJEVIC V A， JANKOVIC P L. Advantages of Restoring Energy in the Execution Part of Pneumatic System with Semi-rotary Actuator［J］. Thermal Science， 2016， 20：S1599-S1609.

［7］ SMC（中國）有限公司. 現(xiàn)代實用氣動技術(shù)［M］. 3版. 北京：機(jī)械工業(yè)出版社. 2008

SMC（CN） Co.， Ltd. Modern Practical Pneumatic Technology［M］. 3rd ed. Beijing：China Machine Press， 2008.

［8］ KARTHIKEYAN P， CHAITANYA C S， RAJU N J， et al. Modelling an Electropneumatic Brake System for Commercial Vehicles［J］. IET Electrical Systems in Transportation， 2011， 1（1）：41-48.

［9］ MA Zeyu， WU Jinglai， ZHANG Yunqing， et al. Modeling， Experimentation and Sensitivity Analysis of a Pneumatic Brake System in Commercial Vehicles［J］.SAE International Journal of Commercial Vehicles， 2014， 7（1）：37-44.

［10］ MITHUN S， MARIAPPA S， GAYAKWAD S. Modeling and Simulation of Pneumatic Brake System Used in Heavy Commercial Vehicle［J］. IOSR Journal of Mechanical and Civil Engineering， 2014， 11（1）：1-9.

［11］ HE Li， WU Jinglai， PENG Manlong， et al. Modeling and Co-simulation for Air Brake System of Heavy Truck［C］∥Proceedings of the 1st International Conference on Intelligent System and Applied Material（GSAM 2012）. Taiyuan， 2012：1109-1114.

［12］ 賴奇暐， 巫世晶， 張增磊， 等. 基于AMESim的特高壓斷路器管道系統(tǒng)壓力波動［J］.中國機(jī)械工程， 2015， 26（7）：859-863.

LAI Qiwei， WU Shijing， ZHANG Zenglei， et al. Analysis of Pressure Fluctuation in UHV Breaker Hydraulic Pipeline Based on AMESim［J］. China Mechanical Engineering， 2015， 26（7）：859-863.

［13］ 蔡海潮， 徐春廣， 王東峰， 等. 管道內(nèi)壓力對縱模導(dǎo)波傳播特性的影響［J］.中國機(jī)械工程， 2017， 28（23）：2779-2784.

CAI Haichao， XU Chunguang， WANG Dongfeng， et al. Effects of Pipe Pressures on Longitudinal Mode Guided Wave Propagations［J］. China Mechanical Engineering， 2017， 28（23）：2779-2784.

［14］ YANG Fan， LI Gangyan， HU Jian， et al. A New Method for Analysing the Pressure Response Delay in a Pneumatic Brake System Caused by the Influence of Transmission Pipes［J］.Applied Sciences-Basel， 2017， 7（9）：941.

［15］ YANG Fan， LI Gangyan， HU Jian， et al. Method for Resultant and Calculating the Flow-rate Characteristics of Pneumatic Circuit［C］∥Proceedings of the International Conference on Fluid Power and Mechatronics FPM. Harbin， 2015：379-384

［16］ RAMSPERGER M， PASIEKA L. The Applicabi-lity of the Mass-flow-model According to ISO 6358 with the Parameters Critical Conductance C and Critical Pressure Ratio b for Gases in High Pressure Range up to 300 Bar［J］. Forschung im Ingenieurwesen—Engineering Research， 2014， 78（3/4）：93-106.

［17］ CHOI S， KIM J， CHO Y， et al. Improvement of the Gas Pipe Structure Using the Flow Analysis in Ultra Large Container Vessel［C］∥Proceedings of the International Conference on Electronical， Mechanical and Materials Engineering（ICE2ME）. Wuhan， 2019：147-150.

［18］ HE Siyang， WANG Zheng， ZHANG Xiaosong， et al. Self-powered Sensing for Non-full Pipe Fluidic Flow Based on Triboelectric Nanogenerators［J］. Applied Materials & Interfaces， 2022， 14（2）：2825-2832.

［19］ 李林， 彭光正， 王雪松. 氣管道流量特性參數(shù)的分析研究（一）［J］.液壓與氣動， 2004（4）：5-7.

LI Lin， PENG Guangzheng， WANG Xuesong. Ana-lysis and Research on Flowrate Characteristics Parameter of Air Tube（ONE）［J］.Chinese Hydraulics & Pneumatics， 2004（4）：5-7.

［20］ 李林， 彭光正. 氣管道流量特性參數(shù)的分析研究（二）［J］.液壓與氣動， 2004（5）：26-28.

LI Lin， PENG Guangzheng. Analysis and Research on Flowrate Characteristics Parameter of Air Tube（TWO）［J］.Chinese Hydraulics & Pneumatics， 2004（5）：26-28.

［21］ 費(fèi)國忠， 彭光正， 趙彤， 等. 氣管道流量特性參數(shù)理論分析與實驗研究［J］.工程設(shè)計學(xué)報， 2004（2）：77-80.

FEI Guozhong， PENG Guangzheng， ZHAO Tong， et al. Theoretical Analysis and Experimental Research on Flow Characteristics of Air Tube［J］.Journal of Engineering Design， 2004（2）：77-80.

［22］ 蔡茂林. 現(xiàn)代氣動技術(shù)理論與實踐 第一講：氣動元件的流量特性［J］.液壓氣動與密封， 2007， 27（2）：44-48.

CAI Maolin. Theory and Practice of Modern Pneumatic Technology（1）［J］.Hydraulics Pneumatics & Seals， 2007， 27（2）：44-48.