喷嘴挡板伺服阀温漂电流波动研究

引用本文

李磊, 李长春, 延皓, 秦嘉言, 王鹏. 喷嘴挡板伺服阀温漂电流波动研究[J]. 北京交通大学学报, 2017,41(3): 96-102.
LI Lei, LI Changchun, YAN Hao, QIN Jiayan, WANG Peng. Research on temperature drift current fluctuation of nozzle flapper servo valve[J]. JOURNAL OF BEIJING JIAOTONG UNIVERSITY, 2017,41(3): 96-102.
Doi:10.11860/j.issn.1673-0291.2017.03.015 复制到剪切板

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喷嘴挡板伺服阀温漂电流波动研究

李磊¹, 李长春¹, 延皓¹, 秦嘉言¹, 王鹏²

1.北京交通大学机械与电子控制工程学院, 北京 100044

2.北京精密机电控制设备研究所, 北京 100076

第一作者:李磊(1988—),男,湖北仙桃人,博士生.研究方向为流体传动与控制.email:12116315@bjtu.edu.cn.

收稿日期: 2016-04-18

基金: 国家国际科技合作专项项目(2012DFG71490)

摘要

为了找出伺服阀的温漂电流波动的原因,考虑到温度对主阀芯的影响,从仿真中阐述了阀芯楔形膨胀的变化规律,将阀芯轴向局部温度分布简化为一维稳态导热问题,推导了阀芯与阀套间隙的楔形变化规律表达式.在此基础上,利用滑阀间隙的流动规律,推导出了滑阀楔形变形下的库伦摩擦力表达式,得出了在库伦摩擦力下伺服阀的电流变化量.最后,通过理论分析和试验进行了对比,证明了伺服阀温漂电流的波动与温升引起的伺服阀内部非线性摩擦有关.

关键词: 伺服阀; 非线性摩擦; 间隙流动; 温漂

中图分类号:TH137 文献标志码:A 文章编号:1673-0291(2017)03-0096-07

Research on temperature drift current fluctuation of nozzle flapper servo valve

LI Lei¹, LI Changchun¹, YAN Hao¹, QIN Jiayan¹, WANG Peng²

1.School of Mechanical, Electronic and Control Engineering, Beijing Jiaotong University, Beijing 100044,China

2. Beijing research institute of precision electromechanical control equipment, Beijing 100076,China

Fund:International S&T Cooperation Program of China(2012DFG71490)

Abstract

In order to find out why temperature drift can cause current fluctuation in servo valve, the changing rules of how temperature produces a wedge effect on the spool is elaborated by simulation,in which the effect of thermal expansion on main spool is taken into consideration. The local temperature distribution in spool axial dimension is simplified to a one-dimensional steady-state heat conduction. Thus an expression which show the changing rules of the wedge-shaped clearance between the spool and spool sleeve is derived. Accordingly, a coulomb friction expression under slide valve wedge deformation is deduced based on clearance flow rules of slide valve, by which the current variable quantity of servo valve under coulomb friction is obtained. Finally, by comparing theoretical analysis and tests, it is proved that the current fluctuation in servo valve caused by temperature drift is relevant to the non-linear friction caused by temperature rise inside servo valve.

Keyword: servo valve; nonlinear friction; clearance flow; temperature drift

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火箭发射过程中要承受极限高温的恶劣环境, 由于高温燃气源的影响, 随着设备的运行, 伺服机构中液压油液温度由常温上升至150 ℃.作为伺服机构中重要的控制元件, 大部分伺服阀都在其零位附近工作^[1], 且它的工作零位会随着油温变化发生漂移, 特别是在大批次测试中, 个别伺服阀在局部温度范围内会出温漂电流幅值急剧波动的现象, 在工况下, 如图1(a)所示, 回油温度能升高至90 ℃.当温漂电流波动较大时, 如图1(b)所示, 行业内称此现象为伺服阀“ 温漂突跳” .这种现象对液压伺服系统的可靠性、控制精度和稳定性会有很大影响^[2].故找出伺服阀的温漂电流随温度波动的原因和影响因素具有重要的理论和工程意义.

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	图1 实际测试中的温漂现象Fig.1 Temperature drift phenomenon in test

伺服阀的制造涉及到军工方面, 具有保密性质, 因而伺服阀温漂电流急剧波动的原因在国外文献中较难查阅到相关资料.在国内, 温漂电流阈值往往是使用经验值, 甚至忽略不计.关于温度对伺服阀影响文献中, 肖其新^{[3, 4]}指出当阀芯槽和控制棱边配合不准确时, 阀芯和阀套的热膨胀会引起零漂.李成功等^{[5, 6]}利用能量守恒定律建立了航空柱塞泵的传热模型.文献[7, 8, 9]采用了数值有限元仿真的方法进行了滑阀和喷嘴挡板阀的热流固耦合面仿真.吕玥婷等^{[10, 11, 12, 13]}利用有限元分析阐述了热对滑阀卡滞的影响.Therman E.Green^[14]采用了红外热成像仪进行液压系统的故障诊断.徐民^[15]提出了伺服阀温度零漂特性的测试方法.从国内外文献可以看出, 关于温度对伺服阀影响研究, 大部分学者也只是集中在系统层面的热仿真.

为了测试伺服阀温度漂移, 某航天院某所采用的是位置闭环测试法, 伺服阀温度筛选原理图如图2所示, 对应的伺服阀温度筛选实物图如图3所示, 在伺服机构的参与下, 利用伺服机构自带的多余度位置传感器, 伺服作动器做闭环位置运动.整个测试系统在伺服阀的过渡块上安装有测量回油温度的温度传感器, 并且在伺服放大器上加装一个100 Ω 的电阻, 用来进行伺服阀电流取样^[16].通过伺服阀放大器给伺服阀线圈输入电流, 实现计算机对伺服机构的正弦位置控制.通过调整给定位置幅值实现对线圈电流幅值的调整, 使峰值电流达到额定电流的5%^[17].

从上述文献可以看出, 针对伺服阀温漂中的这种特殊电流波动现象总结和分析还比较欠缺.本文作者根据以上测试原理和计算方法, 对某航天院某所的多种不同型号的伺服阀进行数百次抽样测试分析, 整个伺服机构中油温变化缓慢(< 0.1 ℃/s), 伺服阀温漂特性可以视为稳态问题.通过在此工况下考察不同伺服阀在伺服机构上温漂变化规律, 最后得出伺服阀温漂电流的波动与温升之间的关系.

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	图2 伺服阀温漂测试原理图Fig.2 Servo valve temperature drift test schematic

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	图3 被测伺服机构Fig.3 Mechanism of tested servo

1 阀芯和阀套的间隙热变形

滑阀在微小的开口情况下, 油液流速高, 粘性加热显著, 易造成滑阀局部高温的情况, 可能会引起阀芯和阀套的轴向局部变形.

文献^[10]对滑阀的表面温度场进行了仿真, 仿真结果表明在滑阀的中间段及槽口附近是明显的高温区, 阀芯两端是低温区, 在阀口的节流处产生大量的热, 这一部分热量随着油液从出口流出, 一部分通过槽口表面传递给阀芯.高温下滑阀温度分布的仿真结果如图4所示, 仿真结果表明, 由于阀口之后与阀芯相接触的壁面附近流体速度关于阀芯轴线不对称, 速度较高一侧的内摩擦力较大, 产生的热量也较多, 因而温升较高, 导致阀芯的温度分布不对称.

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	图4 滑阀温度场分布示意图Fig.4 Spool temperature field distribution diagram

在温筛试验中, 滑阀阀芯在滑套中做开度极小且缓慢的正弦运动, 随着开度的变化, 在阀芯的槽口附近产生较大部分热量, 在槽口附近出口之间, 温度会有明显的温度梯度.

阀芯与阀套之间的配合为间隙配合(0.002~0.004 mm), 而阀体与阀套之间的配合大多数为过盈配合(一般为0.002 mm), 如图5所示, 图中 $r_{z} 、 r_{a} 和 r_{b}$ 分别为阀芯的半径、阀套内径和阀体内径, 阀芯和阀套可取同一材质Cr12MoV.如果阀芯和阀套都为自由膨胀, 则温度对缝隙变化的影响不大.但是, 考虑到阀体和阀套之间的配合为过盈配合, 限制了阀套外径方向的膨胀自由度, 则会影响阀芯和阀套的配合间隙, 甚至造成卡死的现象.

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	图5 阀芯和阀套的径向尺寸Fig.5 Radial dimension between spool and spool sleeve

在实际过程中, 阀芯的槽口温度要高于阀套的温度, 所以相比较可以忽略阀套的热膨胀效应, 只考虑阀芯的热膨胀.在自由膨胀的情况下, 阀芯的外表面的径向变形为

$Δ u_{zo} = \frac{2 α}{r_{z}} \int_{0}^{r_{z}} T_{z} (t) r d r (1)$

式中: $α$ 为阀芯的材料线膨胀系数; $r$ 为阀芯方向的积分半径; $T_{z} (t)$ 为阀芯沿着半径方向的温度分布函数.

由图4仿真可知, 阀芯在径向的温度分布并非为恒定值, 轴的温升函数为指数分布^[18], 且当一段时间后, 温度分布趋向稳定, 但是由于阀芯本身径向温差不大, 阀芯外壁较薄且导热性好, 可以简化认为阀芯在径向的温度分布为恒定值 $Δ T$ .

则阀芯和阀套的配合间隙的变化量为

$δ_{t} = 2 α r_{z} ΔT (2)$

则阀芯和阀套的实际工作间隙为

$h_{0} = δ_{0} - δ_{t} (3)$

式中: $δ_{0}$ 为温升前阀芯与阀套间的初始配合间隙.

从式(2)和式(3)可以看出, 温度对阀芯与阀套的间隙影响很大, 故在轴向的温度分布也将会影响轴向的阀芯与阀套配合间隙 $h (x)$ , 其可以表示为

$h (x) = δ_{0} - 2 α r_{z} ΔT (x) (4)$

式中: $Δ T (x) 为阀芯 x$ 方向的温差分布.

实际上 $Δ T (x)$ 的温度函数分布模型可以简化为一维圆柱的导热问题^[19], $Δ T (x)$ 可以表示为

$Δ T (x) = \frac{T_{2} - T_{1}}{L} x + T_{1} (5)$

式中: $T_{1}$ 为油入口阀芯的温度; $T_{2}$ 为油出口阀芯的温度, $T_{1} > T_{2}$ ; $L$ 为阀芯突肩的宽度.

将式(5)带入式(4), 得出阀芯和阀套的配合间隙

$h (x) = 2 α r_{z} \frac{T_{1} - T_{2}}{L} x + (δ_{0} - 2 α r_{z} T_{1}) (6)$

从式(6)可以得出边界条件 $h_{1}$ 和 $h_{2}$

$\{\begin{array}{l} h_{1} = h_{x = 0} = δ_{0} - 2 α r_{z} T_{1} \\ h_{2} = h_{x = L} = δ_{0} - 2 α r_{z} T_{2} \end{array} (7)$

将式(7)带入式(6), 式(6)可以简化为

$h (x) = h_{1} + (x / L) (h_{2} - h_{1}) = h_{1} + ix (8)$

式中: $i = (h_{2} - h_{1}) / L$ , 表示为阀芯与阀套楔形间隙 $x$ 方向的变化梯度.

式(8)即为阀芯与阀套的间隙线性化的函数表达式, 由计算结果可知, $h (x)$ 在阀芯的槽口附近因温度上升过高, 会出现摩擦力过大甚至卡滞现象( $h (x) < 0$ 时).这种楔形变化规律与文献[10]仿真中滑阀的受热变形趋势相吻合, 图6为其仿真中放大了2 000倍的阀芯受热变形情况.

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	图6 阀芯变形放大图Fig.6 Valve spool deformation enlarged drawing

2 滑阀的间隙流动

由上述可知, 阀芯轴向温度分布不同, 导致了阀芯与阀套之间缝隙宽度成近似楔形变化, 图7为阀芯与阀套配合示意图, 因制造安装工艺存在缺陷而导致了阀芯与阀套间存在配合偏心问题, 令其偏心量为 $e .$ 假设油液由左边 $P_{1}$ 高压区流入右边 $P_{2}$ 低压区( $P_{1} > P_{2}$ ), $c_{1}$ 和 $c_{2}$ 为阀芯和阀套的初始间隙, 由于阀芯的楔形变化, 有 $c_{1} > c_{2}$ .下面讨论阀芯的油液流动规律和阀芯上 $y$ 方向的力 $F_{y}$ 情况.

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	图7 滑阀的配合示意图Fig.7 Spool valve assembly schematic

当楔形的角度很小时, 可以忽略流动 $y$ 方向的速度分量, 阀芯与阀套之间的变化 $h (x)$ 极缓慢, 所以可以将滑阀之间的层流近似于Couette流, 如图8所示, Couette流描述的是两块平板间油液的相对流动, 一块平板静止不动, 另一块是以恒定的速度 $U$ 相对运动, 其中 $h$ 为两块平板之间的距离, 油液压力 $P_{1} > P_{2}$ .

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	图8 Couette流模型Fig.8 Couette flow model

将纳维-斯托克斯方程^[20]应用到Couette流模型中, 可得到表达式如下

$\frac{d p}{d x} = μ \frac{d^{2} u}{d y^{2}} (9)$

式中: $μ$ 为油液的粘度; u为油液x方向的速度.由图8可知, 边界条件 $\{\begin{array}{l} y = 0, u = 0 \\ y = h, u = U \end{array}$ 可以得出两平板之间的速度流动规律

$u = U \frac{y}{h} - \frac{h^{2}}{2 μ} \frac{d p}{d x} \frac{y}{h} (1 - \frac{y}{h}) (10)$

设两板间流量为 $q$ , 由于 $q$ 沿着流道不变, 则

$q = \int_{0}^{h} u d y (11)$

将式(10)代入式(11)中得

$\frac{d p}{d x} = \frac{12 μq}{h^{3}} (\frac{Uh}{2 q} - 1) (12)$

式(12)中 $h 可以用 x$ 方向的一次函数表示, 将式(8)中 $h (x)$ 代替式(12)中 $h$ , 由于 $x = 0$ 时, $p = p_{1},$ 解微分方程(12)得

$p = p_{1} + \frac{6 μq}{i (h_{1} {+ ix)}^{2}} - \frac{6 μq}{i h_{1}} (13)$

此外, 由于 $x = L$ 时, $\{\begin{array}{l} h = h_{2} \\ p = p_{2} \end{array}$ , 代入式(13)中, 可得

$p = p_{1} - \frac{h_{2}^{2} (p_{1} - p_{2})}{h_{2}^{2} - h_{1}^{2}} (1 - \frac{h_{1}^{2}}{(h_{1} {+ ix)}^{2}}) (14)$

式(14)为 $x$ 方向上流体压强的分布表达式, 将式(14)沿着阀芯突肩宽度 $L$ 方向进行积分, 可以求出单位宽度上的阀芯受力 $f$ , 即

$f = \int_{0}^{L} p d x = [p_{1} - \frac{h_{2}}{h_{1} + h_{2}} (p_{1} - p_{2})] L (15)$

滑阀侧视图如图9所示, 图中阀芯与阀套沿圆周的缝隙为

$\{\begin{array}{l} h_{1} = c_{1} - e \cos β \\ h_{2} = c_{2} - e \cos β \end{array} (16)$

式中: $β$ 为阀套的圆周角.

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	图9 滑阀侧视图Fig.9 Spool side view

因此作用在阀芯上y方向的力F_y

$F_{y} = \int_{0}^{2} f R \cos β d β (17)$

将式(16)代入式(15)中, 将式(15)带入式(17)中, 可以得出最终阀芯上 $y$ 方向的力

$\begin{array}{l} F_{y} = \frac{π (c_{2} - c_{1}) LR (p_{1} - p_{2})}{2 e} \\ \{\frac{1}{\sqrt[]{1 - [2 e / (c_{1} + c_{2})^{2}]}} - 1\} (18) \end{array}$

式(18)描述的阀芯液压力使阀芯向更加狭窄的方向作用, 阀芯在 $y$ 方向力的作用下, 外圆周与阀套内壁接触, 最后有 $c_{1} = e$ , 为了计算方便, 令 $λ = c_{2} / c_{1}$ , 则式(18)可以简化为

$F_{y} = \frac{πLR (p_{1} - p_{2})}{2} [(1 + λ) \sqrt[]{\frac{λ - 1}{λ + 3}} - λ + 1] (19)$

由于阀芯和阀套之间是缓慢的正弦运动, 可以忽略粘滞摩擦力, 主要考虑轴向的库伦摩擦力, 即

$f_{c} = F_{y} μ (20)$

3 摩擦力导致的电流变化分析

阀芯所受液压力使阀芯向更加狭窄的方向作用, 而且只有当 $P_{1} > P_{2}$ 时, 才会产生多余的库伦摩擦力 $f_{c}$ .如图10所示, 当主阀芯在零位时, 在库仑力的摩擦作用下, 为了使主阀芯维持受力平衡, 必须给伺服阀作用纠偏电流 $ΔI$ , 使力矩马达发生偏转角度 $θ$ , 图中s为挡板距离弹簧管旋转中心的距离, b为反馈杆末端距离挡板的距离.

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	图10 力矩马达衔铁示意图Fig.10 Torque motor armature schematic diagram

忽略回油压力, 因主阀芯缓慢运动且在零位时, 主阀芯受到阀芯端面压差产生的驱动力、摩擦力和反馈杆的作用力.阀芯的力平衡方程为

$p_{lv} A_{v} = f_{c} + K_{f} θ (s + b) (21)$

式中: $p_{lv}$ 为主阀芯端面压差; $A_{v}$ 为主阀芯端面截面积; $K_{f}$ 为反馈杆的刚度; $θ$ 为力矩马达偏转角度.

前置级喷嘴挡板阀的零位线性化后的压力特性方程为

$p_{lv} = \frac{p_{s}}{x_{f 0}} x_{f} (22)$

式中: $p_{s}$ 为供油压力; $x_{f}$ 为挡板偏离零位的位移; $x_{f 0}$ 为挡板与喷嘴的零位间隙.

力矩马达的输出力矩 $T_{d}$ 为

$T_{d} = K_{t} ΔI + K_{m} θ (23)$

式中: $K_{t}$ 为力矩马达中位电磁力矩系数; $K_{m}$ 为力矩马达电磁弹簧力矩.

主阀芯偏移通过反馈杆作用在旋转中心的力矩为

$T_{f} = K_{f} θ {(s + b)}^{2} (24)$

当力矩马达平衡时, 如果考虑作用在挡板的液压力, 则有如下平衡方程

$T_{d} = T_{f} + K_{a} θ + p_{s} A_{N} s (25)$

式中: $K_{a}$ 为弹簧管的刚度; $A_{N}$ 为喷嘴的横截面积.

综合式(21)~式(25), 可得伺服阀的电流变化量

$\begin{array}{l} Δ I = [k_{f} {(s + b)}^{2} + k_{a} - k_{m}] \times \\ \frac{x_{f 0}}{k_{t} [p_{s} A_{N} s - k_{f} x_{f 0} (s + b)]} \frac{f_{c}}{k_{t}} (26) \end{array}$

由式(26)可知, 伺服阀的零偏电流值与温度导致的库伦摩擦力成正比, 随着阀芯的运动, 主阀芯的温度会有短时间的分布不均, 但是随着试验的进行, 主阀芯温度最终分布均匀, 此时, 由主阀芯的温度导致的电流变化将消失.

4 试验结果分析

阀芯两端温度差并不容易测量, 只能通过fluent仿真得到模拟值, 根据文献[10]中的数据, 取阀芯两端温差为20 ℃, 配合间隙 $δ_{0}$ 取0.007 mm, 伺服阀的阀芯 $r_{z}$ 取7.5 mm, $α$ 为11.4× 10^-6 ℃, $T_{2}$ =80 ℃, $T_{1}$ =50 ℃, 代入式(19)推导出作用在阀芯 $y$ 方向的液压力能达到16.9 kg, 最后再代入式(26), 得出摩擦力导致电流的幅值变化结果为0.2 mA, 图11为伺服阀模拟滑阀摩擦的仿真电流曲线.在仿真中第100 s处添加死区环节, 模拟由阀芯和阀套之间增加的库伦摩擦力导致的死区, 在110 s处撤销死区环节.从仿真结果中可以看到仿真曲线的电流的在第100 s处和第110 s处的波动情况.仿真表明, 添加死区环节来模拟库伦摩擦力导致的死区, 会导致伺服阀零漂电流的波动, 这与之前分析的理论相符合.

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	图11 温漂波动的仿真曲线图Fig.11 Servo valve temperature drift fluctuation simulation

对某型号的力反馈两级伺服阀进行温漂特性参数测试试验, 在规定试验的时间内, 伺服阀工作的油温从31.85 ℃上升到99.78 ℃, 实际的试验结果如图12所示.在825~900 s处, 伺服阀线圈零偏电流发生较为剧烈的波动, 零偏跳动幅值为0.2~0.3 mA, 变化趋势和大小与实际能够吻合. 这是由实际中滑阀的温度分布不均导致的, 所以引起的库伦摩擦力在温度影响下也不是一成不变的, 呈现出如图12所示零漂波动情况.

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	图12 温漂波动的实验曲线图Fig.12 Results of temperature drift fluctuation

5 结论

1)试验表明, 在线圈温漂电流幅值出现局部急剧波动现象的时候, 温漂的波动整体趋势呈现出单调变化, 在波动处正弦电流幅值变化较大.

2)伺服阀内部由于局部温升会形成楔形结构, 增大阀芯与阀套之间的库伦摩擦力, 产生非线性死区, 最后通过理论推导和试验对比, 证明了伺服阀温漂电流的波动与温升引起的伺服阀内部非线性摩擦有关.为了减小温漂的波动, 建议在生产和使用过程中, 控制油液清洁度的同时, 可以在阀芯上开平衡槽, 这样可以减小阀芯上的压强分布的不均匀性, 也可以减小楔形的变形量, 从而减小阀芯与阀套间的库伦摩擦力.

此外, 喷嘴挡板作为伺服阀前置级, 具有更高的压力灵敏度, 温度的升高对其元件的尺寸和流体的流动特性影响将更加明显, 这也是本文没有考虑到的问题, 今后将作进一步讨论.

The authors have declared that no competing interests exist.

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[19]	曹克强, 李永林. 现代飞机液压系统热特性建模仿真与热设计[M]. 北京: 国防工业出版社, 2013. CAO Keqiang, LI Yonglin. Modern aircraft hydraulic system simulation and modeling of the characteristics and thermal design[M]. Beijing: National Defend Industry Press, 2013. (in Chinese) [本文引用:1]
[20]	竹中利夫, 浦田映三. 液压流体力学[M]. 北京: 科学出版社, 1980. TAKENAKA Toshio, URATA Eizo. Hydraulic fluid dynamics[M]. Beijing: Science Press, 1980. (in Chinese) [本文引用:1]

2012

0.0

孙萌, 李长春, 延皓, 等. 阀控非对称缸位置系统的非线性建模[J]. 北京交通大学学报, 2012, 36(4): 164-168.

SUN

Meng

, LI

Changchun

, YAN

Hao

, et al. Nonlinear modeling for valve controlled asymmetric cylinder position system[J]. Journal of Beijing Jiaotong University, 2012, 36(4): 164-168. (in Chinese)

... 作为伺服机构中重要的控制元件,大部分伺服阀都在其零位附近工作^[1],且它的工作零位会随着油温变化发生漂移,特别是在大批次测试中,个别伺服阀在局部温度范围内会出温漂电流幅值急剧波动的现象,在工况下,如图1(a)所示,回油温度能升高至90 ℃ ...

2008

0.0

... 这种现象对液压伺服系统的可靠性、控制精度和稳定性会有很大影响^[2] ...

2009

0.0

肖其新. 温度对电液伺服阀特性影响[D]. 上海: 同济大学, 2009.

XIAO

Qixin

. Influence of temperature on the characteristics of electro-hydraulic servo valve[D]. Shanghai: Tongji University, 2009. (in Chinese)

电液伺服阀作为电液伺服控制系统中的核心元件，其作用是将输入的小功率第一级电信号精确快速地转换为大功率的液压能输出。飞行器等电液伺服阀机构要求在大温度范围内正常工作。本文主要研究高低温环境下电液伺服阀的特性。分析了电液伺服阀组成元件材料的高低温特性；分析了温度、压力、含气量等因素如何影响液压油的粘度、弹性模量、密度以及阀泄漏量；简述了高低温对油液污染的影响与油液的选择。建立了电液伺服阀的固定节流口与喷嘴的二维简化模型以及阀腔与阀杆的三维固液耦合模型，对比分析了不同温度、不同喷挡间隙以及不同阀腔开口量时的流场分布。在计算过程中利用GAMBIT对网格进行了局部细化，提高了求解精度。对电液伺服阀运行时阀芯阀套间的间隙、节流口、喷嘴以及力矩马达处的温度变化进行了理论分析。利用AMEsim软件建立热液条件下电液伺服阀的整体模型，分析了不同温度下的电液伺服阀的动静态特性，包括阀腔与喷嘴温度随时间变化的关系、喷嘴前腔采用不同容积时温度随时间变化的关系、高低温时泄漏量的变化、喷嘴堵塞时的零偏现象以及考虑油箱容量时电液伺服阀温度随时间变化的关系等。针对某飞行器电液伺服阀在高低温下的故障问题进行了分析，并提出了改善高低温性能的工艺措施。

... 关于温度对伺服阀影响文献中,肖其新^[3,4]指出当阀芯槽和控制棱边配合不准确时,阀芯和阀套的热膨胀会引起零漂 ...

2008

0.0

... 关于温度对伺服阀影响文献中,肖其新^[3,4]指出当阀芯槽和控制棱边配合不准确时,阀芯和阀套的热膨胀会引起零漂 ...

2006

0.0

... 李成功等^[5,6]利用能量守恒定律建立了航空柱塞泵的传热模型 ...

2008

0.0

... 李成功等^[5,6]利用能量守恒定律建立了航空柱塞泵的传热模型 ...

2015

0.0

... 文献[7,8,9]采用了数值有限元仿真的方法进行了滑阀和喷嘴挡板阀的热流固耦合面仿真 ...

2014

0.0

周松林. 电液伺服阀喷嘴挡板组件流固耦合分析及主阀温度场分析[D]. 秦皇岛: 燕山大学, 2014.

ZHOU

Songlin

. Fluid-structure interaction analysis of nozzle flapper assembly and temperature field analysis of the main valve of Electro-hydraulic servo valve[D]. Qinhuangdao: Yanshan University, 2014. (in Chinese)

电液伺服阀是电液伺服控制系统中的关键元件之一，电液伺服系统的性能直接受其性能影响。电液伺服阀具有功率放大率高、体积小、响应速度快等优点。具有代表性的双喷嘴挡板力反馈两级电液伺服阀，其前置放大级为双喷嘴挡板阀，其性能的优劣对整个电液伺服阀有着重要的影响。本文主要采用了流固耦合方法与热固耦合方法分析了双喷嘴挡板电液伺服阀的流场和温度场。对于流场主要分析了喷嘴挡板阀与衔铁挡板组件组成的前置级，通过对其动态流场的分析，得出固定节流口、喷嘴、回油口处的流速、压力变化及功率损失，以及衔铁挡板组件、滑阀阀芯的位移及受力情况，分析比较得出各个部分对其流场的影响，为伺服阀结构参数的选取提供一定的指导。又选取三种典型阀的结构组合，对比分析它们各处的流速、压力变化及功率损失，以及衔铁挡板组件、滑阀阀芯的位移及受力情况，为以后不同结构参数组合的选择提供指导，同时可以减少一定的实验，节约成本。对于温度场的分析，主要研究了阀芯阀套受热产生的变形情况，通过对不同部位的变形情况分析，总结了阀芯阀套不同部位的变形规律，为阀芯阀套的装配、加工提供了一定的指导意见，同时分析了油液温度变化对流场的影响，对阀各处的流速与压力、流量系数、功率损失的变化进行了分析，得出了工作环境对阀的影响。最后通过实验验证了温度变化对阀芯阀套配合的影响。为以后伺服阀的研究提供一定的指导。

... 文献[7,8,9]采用了数值有限元仿真的方法进行了滑阀和喷嘴挡板阀的热流固耦合面仿真 ...

2014

0.0

周大海, 刘桓龙, 秦剑, 等. 基于流固热耦合的滑阀温度特性研究[J]. 机床与液压, 2014 (21): 169-171.

ZHOU

Dahai

, LIU

Huanlong

, QIN

Jian

, et al. Temperature characteristics study of spool valve based on thermal solid-fluid coupling[J]. Machine Tool & Hydraulics, 2014(21): 169-171. (in Chinese)

... 文献[7,8,9]采用了数值有限元仿真的方法进行了滑阀和喷嘴挡板阀的热流固耦合面仿真 ...

2014

0.0

吕玥婷. 液压滑阀液固热多物理场耦合分析研究[D]. 太原: 太原理工大学, 2014.

LYU

Yueting

. Multi-discipline coupled liquid-solid thermal analysis of hydraulic spool valve[D]. Taiyuan: Taiyuan University of Technology, 2014. (in Chinese)

液压阀是液压系统中普遍应用的基础元件,通过控制内部流体的运动,诸如改变其方向、流量等,以此来实现执行机构的动作,而滑阀又是液压阀中采用最多的控制阀形式。在液压阀中,阀芯和阀套的间隙配合影响着系统的整体性能,如果间隙过大,液压油可能会溢出,影响到液压系统的正常工作。反过来说,如果间隙过小,操作力会增大,并且可能引起阀芯卡紧。阀芯卡紧是一种常见的故障,严重影响到液压系统的正常工作。而液压阀内,由于节流作用,油液通过阀口温度会升高,从而阀的温度会升高。阀芯阀套随着温度升高会出现膨胀变形,从而改变了两者之间的间隙,可能造成阀芯卡紧。综上所述,对液压阀的温度和变形的研究具有重要的实际意义。本文以Φ8通径的三位四通电磁阀为研究对象,采用Pro/Engineer软件建立几何模型,在前置处理器Gambit软件中进行网格划分,联合Fluent与Ansys软件进行仿真模拟。由于液压阀温度升高是液压油的粘性耗散的结果,要得到固体的温度分布,必须先分析得到液压油的温度场,所以先对流体部分进行流场分析,再对固体部分进行温度分析和变形分析。本文的主要内容如下：阐述了国内外的研究现状,介绍了有关流体力学的基本方法和理论,对进行流场分析所需要的控制方程和湍流模式做了简单介绍。建立滑阀的三维模型,利用CFD软件FLUENT对流体的压力、速度、温度等进行分析,得到不同工况下油液的压力场、速度场和温度场。结合流场分析得到的液压油的温度场,在ANSYS软件的Workbench平台上分析得到滑阀的温度场及其变形情况。分析仿真结果,得出以下结论：在流体的温度场中,最高温度出现在阀口后部流体与阀芯细轴相接处的壁面部分。由此推断,发热的原因是液压油的粘性耗散。在相同的开口量和相同的压差条件下,固体的最高温度值要大于流体的最高温度值,这是因为固体的比热容小于流体的比热容。对比两种变形,发现受热产生的变形量要远远大于受压力产生的变形量,所以受热膨胀是阀芯阀套在半径方向发生变形的主要原因。根据变形规律可知,在某些开口量情况下,阀芯阀套之间的间隙发生较大变化,可能造成阀芯卡紧,引起系统的瘫痪。因此需要避开这些特殊位置,或者对滑阀结构进行改进,提升其工作性能,从而为滑阀的设计提供了参考,具有实际意义。

... 吕玥婷等^{[10,11,12,13]}利用有限元分析阐述了热对滑阀卡滞的影响 ...

... 文献^[10]对滑阀的表面温度场进行了仿真,仿真结果表明在滑阀的中间段及槽口附近是明显的高温区,阀芯两端是低温区,在阀口的节流处产生大量的热,这一部分热量随着油液从出口流出,一部分通过槽口表面传递给阀芯 ...

... 这种楔形变化规律与文献[10]仿真中滑阀的受热变形趋势相吻合,图6为其仿真中放大了2 000倍的阀芯受热变形情况 ...

... 4 试验结果分析阀芯两端温度差并不容易测量,只能通过fluent仿真得到模拟值,根据文献[10]中的数据,取阀芯两端温差为20 ℃,配合间隙 δ0取0 ...

2012

0.0

... 吕玥婷等^{[10,11,12,13]}利用有限元分析阐述了热对滑阀卡滞的影响 ...

2008

0.0

罗绍亮. 液压滑阀卡紧现象的理论分析和解决方案[J]. 机电工程技术, 2008, 37(6): 93-95.

LUO

Shaoliang

. Theoretical analysis and solutions for hydraulic slide valve jamming[J]. Electrical Engine-ering Technology, 2008, 37(6): 93-95. (in Chinese)

本文推导了滑阀阀芯与阀套的滑动副之间压强随间隙大小的变化规律,分析了滑阀卡紧力的产生机理,说明了阀芯"卡死"的原因,并提出了相关解决方案。

... 吕玥婷等^{[10,11,12,13]}利用有限元分析阐述了热对滑阀卡滞的影响 ...

2014

0.0

晏静江, 柯坚, 刘桓龙, 等. 液压滑阀阀芯温度场的流-固-热耦合研究[J]. 中国机械工程, 2014, 25(6): 757-760.

YAN

Jingjiang

, KE

Jian

, LIU huanlong, et al. Research on fluid-solid-thermal coupling in temperature filed of hydraulic slide valves[J]. Chinese Journal of Mechanical Engineering, 2014, 25(6): 757-760. (in Chinese)

... 吕玥婷等^{[10,11,12,13]}利用有限元分析阐述了热对滑阀卡滞的影响 ...

1996

0.0

... Green^[14]采用了红外热成像仪进行液压系统的故障诊断 ...

2009

0.0

... 徐民^[15]提出了伺服阀温度零漂特性的测试方法 ...

2015

0.0

母东杰. 双喷嘴挡板伺服阀流固耦合特性分析及振动抑制[D]. 北京: 北京交通大学, 2015.

Dongjie

. Study on coupled vibration characteristics of electro-hydraulic servo valve and vibration control[D]. Beijing : Beijing Jiaotong University, 2015. (in Chinese)

电液伺服系统以传递功率大、响应速度快、控制精度高等特点,在航空、航天、船舶等国防工业领域占有举足轻重的地位。作为电液伺服控制系统中的核心部件,精密电液伺服阀机械结构复杂、精密度高,其自身稳定性、可靠性和快速性很大程度上决定了电液伺服系统的控制性能,甚至影响到航空航天飞行任务的成败。当进行启闭控制动作时,电液伺服系统内部流体激振常常产生自激现象,导致力矩马达及活塞产生较大的振动幅值,严重影响其正常工作特性甚至使用寿命。本文以某型航天用精密双喷嘴挡板电液伺服阀为研究对象,对电液伺服阀的流固耦合振动特性、诱发机理以及对整个系统控制的影响规律进行深入研究,以便构造合理的基础模型,进一步完善电液伺服阀基础理论体系,最后获取相应的控制措施来减小或抑制耦合振动。本文首先阐述本课题的研究背景,总结了国内外学者在流固耦合振动特性、研究方法、电液伺服系统振动的研究概况以及振动控制等方面的研究成果,分析并提出了流固耦合振动分析及控制中的关键问题,明确本文的研究方向、目的及意义,最后确定本文研究的技术路线。根据阀控电液伺服控制系统的基本工作原理,对电液伺服阀的静动态特性进行了深入分析,建立了双喷嘴挡板伺服阀的非线性数学模型,同时根据非线性微分控制理论,通过非线性状态反馈变换,将系统进行输入／输出线性化,并在此基础上对系统的零动态稳定性进行了深入分析。相较于基于工作点的基础增量线性化方法而言,所建的线性化数学模型将为分析流固耦合振动现象以及振动控制提供理论基础,新模型将更接近实际控制系统。伺服阀自激是由系统的非恒定流动引起,是流动参数阶跃变化时的动态过渡过程。电液伺服阀以喷嘴挡板为前置级驱动结构,其内部喷嘴射流流动速度快、剪切流动强、析出气穴多,流体激振引起的耦合振动往往造成伺服阀工作中产生高频啸叫。在本文中,结合流体力学的基本理论,以非线性电液伺服阀模型为基础,建立了喷嘴挡板间射流流场模型。同时通过现场试验,获取电液伺服阀射流流场的真实流动参数,最终给出前置级射流压力脉动、结构参数与高频自激振动三者之间的内在联系。伺服阀滑阀副组件作为伺服阀二级放大结构,流体通过阀口高速流入相对缓慢的阀腔流场中,形成具有较大速度梯度的自由剪切层,剪切分离处的微小扰动在传播过程中受剪切层不稳定性影响形成放大,并递经上下游壁反射诱发新的扰动,形成自激振动。本文采用流体振荡理论及流体行为方程数值方法,将流经管道的流体作为非线性参数系统,计算出各处的阀或者执行元件,当作流体运动的边界条件,计算了稳定界限,获得了方程组的精确解,最后基于其结构特点和工作特性的分析,提出了一种流固耦合半解析式数学模型。为了深入研究液压系统的运动状态和各项参数的分布规律,根据液压系统运动的实际情况和运动过程,以一维流体瞬变理论为基础,考虑油液压缩性对油液动量的改变,采用特征线分析方法,利用有限差分格式,对伺服阀控液压管路关机水击的进行数值分析,同时通过实验研究获取其管路动态特性,结果分析表明,该动态模型可以较好的描述管路系统的瞬变特性。最后通过研发电液伺服自激特性研究试验台,对其静动态以及流固耦合振动特性进行了实验研究。结果表明,通过输入/输出线性化理论所建立的数学模型,可以有效地判别系统稳定性,同时获取输入电流与阀芯输出位移的关系；利用流固耦合振动模型,可以有效地解释伺服阀高频自激原理,通过实验采集及数据分析得到的伺服阀自激频率及幅值变化趋势与计算结果基本一致,验证了耦合振动模型的准确性；同时通过优化Logistic方程曲线得到阀的优化启闭规律,有效的降低了电液伺服阀油液振动幅值,验证了控制措施的有效性。

... 的电阻,用来进行伺服阀电流取样^[16] ...

2015

0.0

李文祥. 伺服阀温漂特性与测试系统研究[D]. 北京: 北京交通大学, 2015.

Wenxiang

. Study of temperature drift characteristic of servo valve and its testing system[D]. Beijing: Beijing Jiaotong University, 2015. (in Chinese)

伺服阀主要应用在军事等领域,为了确保系统的控制精度,伺服阀特性参数就要求十分稳定。受油温影响,伺服阀会发生工作零位变动,这将对系统的控制精度会产生很大影响。在出厂前,对伺服阀温漂值进行测试是非常重要的环节。现有的测试装置中设备繁多、获得实验结果主要通过实验人员测量,会导致系统测试效率低、稳定性差和精度差。本论文是以航天某研究院的委托项目为支撑。旨在研发一套伺服阀计算机辅助测试系统,实际应用于测试航天伺服阀的温漂特性参数。本论文主要研究某型号力反馈两级伺服阀的温漂特性及其自动化测试系统。首先介绍了伺服阀温漂特性参数测试系统,属于液压位置闭环控制系统。分别建立伺服放大器、伺服阀与阀控缸的数学模型,获得测试系统传递函数方框图。然后对测试系统控制算法、温漂值计算与伺服阀电流采样电路等进行研究。分别分析温度的变化对力矩马达、衔铁挡板组件与滑阀的影响,如何引起伺服阀的工作零点变动。其次根据伺服阀温漂特性参数测试要求,对机械试验台与信号的转换电路设计。且基于C#平台在VS2010环境下完成上位机操作界面编程。最后对某型号的力反馈两级伺服阀进行温漂特性参数测试试验,分析试验结果。结果表明,本论文设计的伺服阀温漂特性参数测试系统,大大提高了测试效率、精度和稳定性。并充分的反映了伺服阀在不同温度下的零偏。

... 通过调整给定位置幅值实现对线圈电流幅值的调整,使峰值电流达到额定电流的5%^[17] ...

2001

0.0

黄其圣, 张勇, 胡鹏浩, 等. 温度变化对机械零件配合精度的影响[J]. 机械科学与技术, 2001, 18(3): 45-47.

HUANG

Qisheng

, ZHANG

Yong

, HU

Penghao

, et al. The influence of temperature variation on the fitting accuracy of machine elements[J]. Journal of Machine Design, 2001, 18(3): 45-47. (in Chinese)

分析了温度变化对机械零件配合精度的影响，得出了配合间隙随温度变化的计算公式，为变温条件下工作的零部件选取合理的公差与配合，提供了理论依据。

... 由图4仿真可知,阀芯在径向的温度分布并非为恒定值,轴的温升函数为指数分布^[18],且当一段时间后,温度分布趋向稳定,但是由于阀芯本身径向温差不大,阀芯外壁较薄且导热性好,可以简化认为阀芯在径向的温度分布为恒定值 ΔT ...

2013

0.0

... 实际上 ΔT(x)的温度函数分布模型可以简化为一维圆柱的导热问题^[19], ΔT(x)可以表示为 ...

1980

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... 将纳维-斯托克斯方程^[20]应用到Couette流模型中,可得到表达式如下 ...