超磁致伸縮射流伺服閥的理論與實驗研究.pdf

1、作為電液伺服控制系統(tǒng)核心控制部件的電液伺服閥，是連接電氣系統(tǒng)和液壓系統(tǒng)的橋梁，其性能直接影響著整個電液伺服控制系統(tǒng)的控制精度、響應速度、可靠性和使用壽命，因此研制控制精度高、響應速度快、可靠性高的電液伺服閥對提高電液伺服控制系統(tǒng)的性能有著重要意義。
　　隨著新型功能材料的發(fā)展，出現了具有輸出力大、能量密度高、可靠性高、分辨精度高、頻帶寬及響應速度快等優(yōu)點的新型電-機轉換器，如基于壓電材料和超磁致伸縮材料的電-機轉換器。將這些新型電

2、-機轉換器應用在電液伺服閥中來提高電液伺服閥的性能是目前電液伺服閥研究和發(fā)展的一個重要方向。在此研究思路的指導下，本文將超磁致伸縮電-機轉換器和射流液壓放大器相結合，設計出了超磁致伸縮射流伺服閥，并通過多學科及多物理場協(xié)同優(yōu)化、物理機理建模、計算機仿真、有限元數值模擬等技術對超磁致伸縮射流伺服閥的基礎理論進行了深入研究，最后采用實驗的方法對所研制超磁致伸縮射流伺服閥的靜、動態(tài)性能進行了測試。
　　本文的主要研究工作可分為六部分：<

3、br>　　第一部分總結和分析了超磁致伸縮電-機轉換器和超磁致伸縮電液控制閥的國內外研究現狀，得出了研制超磁致伸縮射流伺服閥的關鍵技術及研究難點。
　　第二部分論述了超磁致伸縮材料的應用特性及超磁致伸縮射流伺服閥結構優(yōu)化方法。首先介紹了超磁致伸縮材料的應用特性，并基于此應用特性提出了超磁致伸縮射流伺服閥的具體結構。接著采用多物理場分析方法對其結構進行了優(yōu)化設計，通過磁路建模和磁場數值模擬得出，當超磁致伸縮棒長度大于其直徑時，軸向磁場

4、不均勻度大于徑向磁場不均勻度，在線圈內徑和長度接近棒的尺寸時，電磁結構較優(yōu)；通過傳熱建模分析和溫度場數值模擬可知，在油源與環(huán)境溫度相等且超磁致伸縮棒外部油液流速大于0.1m/s時，可以使其溫升控制在0.1℃以下，超磁致伸縮電-機轉換器的熱誤差控制在0.1μm；以液壓能傳遞效率最大對射流液壓放大器進行建模優(yōu)化的結果表明，最優(yōu)射流結構參數為：射流噴嘴錐角取13.4°，兩接收孔夾角取30°，接收孔與射流噴嘴的面積比為1.6，射流噴嘴到接收面的

5、距離為噴嘴直徑的0.63倍。
　　第三部分論述超磁致伸縮電-機轉換器的非線性建模理論?；趶蛿荡艑屎痛呕瘡姸鹊年P系模型、磁致伸縮模型以及集總參數的等效動力學模型建立了計渦流和磁滯的超磁致伸縮電-機轉換器非線性動態(tài)模型。通過仿真和實驗得出，在控制電流變化范圍為-0.25A~0.25A時，GMA輸出位移為-3.4μm~3.4μm；控制電流在額定范圍內變化時，即-1A~1A，GMA輸出位移約為-25μm~25μm；在單位控制電流作用下

6、，GMA輸出位移為20.2μm，其階躍響應的上升時間約為3ms，調節(jié)時間約為6ms；當控制電流為0.5A時，GMA輸出位移為10μm，其上升時間約為1.32ms，調節(jié)時間小于4ms；在控制電流幅值為1A時，超磁致伸縮電-機轉換器的頻寬約為150Hz，在控制電流幅值為0.25A時，其頻寬可達550Hz。
　　第四部分介紹了超磁致伸縮電-機轉換器的驅動和前饋逆補償控制技術。首先，依據超磁致伸縮致動器驅動電源和閥用伺服放大器的要求設計了

7、伺服閥用超磁致伸縮電-機轉換器驅動器，并對其性能進行了測試，測試結果表明：在額定負載下，所設計驅動器的線性度約為3.3％；在輸出電流2A時，其上升時間小于0.5ms；在幅值為1V的簡諧信號輸入下，其幅頻寬可達2kHz。接著基于磁化能量損耗和復數磁導率虛部的函數關系，建立了計磁滯、渦流和附加損耗影響的超磁致伸縮電-機轉換器非線性動態(tài)模型及其逆模型，并基于逆模型構建了前饋逆補償控制器，對其輸出位移的相位滯后進行遲滯補償。實驗表明，在補償器的

8、作用下，超磁致伸縮電-機轉換器輸出位移的相位滯后明顯減小。
　　第五部分為射流液壓放大器模型及其流場數值模擬。首先詳細介紹射流液壓放大器的結構和工作原理，并給出了通流面積的計算公式?；趧恿慷ɡ砗凸?jié)流理論分別建立了射流液壓放大器的模型，并對其壓力特性、流量特性及壓力-流量特性進行了仿真分析，仿真表明：在接收孔直徑取0.8mm，射流噴嘴直徑取0.6mm，射流噴嘴到接收面的距離取0.5mm時，基于節(jié)流理論所建模型的最大無因次恢復壓力為

9、0.65，最大無因次恢復流量為0.7，而基于動量定理所建模型的最大無因次恢復壓力為0.8，最大無因次恢復流量為0.5；由設計參數（接收孔直徑為0.8mm，射流噴嘴直徑為0.6mm）下射流液壓放大器壓力特性和流量特性的仿真曲線可知，若射流噴嘴位移取值較?。ú淮笥?.03mm），即使將射流噴嘴到接收面的距離擴大到等于噴嘴直徑時，射流液壓放大器仍能夠保證最優(yōu)性能。
　　最后利用流場數值模擬軟件對設計參數下射流液壓放大器的仿真結果進行了驗

10、證，驗證結果表明，在射流噴嘴位移小于100μm時，對于壓力特性的描述，基于節(jié)流理論所建模型需乘以修正系數為2.2，基于動量定理所建模型需乘以修正系數為0.9；對于流量特性的描述，基于節(jié)流理論所建模型較準確，而基于動量定理所建模型需乘以修正系數為0.7。
　　第六部分為對超磁致伸縮射流伺服閥性能的理論和實驗研究。通過對超磁致伸縮射流伺服閥輸出性能進行仿真可知，在系統(tǒng)供油壓力為7MPa，控制電流從-1A~1A時，所設計超磁致伸縮射流伺

11、服閥的理論輸出壓力為-0.6MPa~0.6MPa，理論輸出流量可達-0.10L/min~0.10L/min；控制電流與輸出壓力（或輸出流量）的關系曲線呈現出嚴重的遲滯，其線性度為9.8%，滯環(huán)為100%，分辨率為15.6%，零偏為0；壓力特性和流量特性有著相同的理論動態(tài)響應性能，在單位階躍控制電流的作用下，上升時間約為3ms，而當控制電流從0躍變到0.25A時，上升時間小于1ms；在控制電流幅值為0.25A時，其幅頻寬可達550Hz以上

12、，相頻寬700Hz，而在控制電流幅值為1A時，其幅頻寬為150Hz，相頻寬約為200 Hz。
　　對所設計超磁致伸縮射流伺服閥輸出壓力的靜態(tài)測試表明，在7MPa供油壓力下，當控制電流在-1A到1A之間變化時，其輸出壓力的最大變化量為0.92MPa；輸出壓力和控制電流關系曲線的線性度約為40%、滯環(huán)約為52.8%、分辨率約為12.8%、零偏為20%。通過在驅動器前加前饋控制器進行校正，使輸入量從電流變?yōu)榱丝刂破鞯妮斎胄盘柡?，輸出壓?/p>

13、特性曲線的線性度為12%，滯環(huán)為16.8%，分辨率為10%，零偏為5.8%；在控制電流在-0.5A到0.5A之間變化時，超磁致伸縮射流伺服閥輸出壓力變化量約為0.37MPa，輸出壓力隨控制電流變化曲線的線性度約為6.2%，滯環(huán)約為23%，分辨率約為3.12%、零偏為3.42%。校正后，輸出壓力特性曲線的線性度為5%，滯環(huán)為9.6%，分辨率為3%，零偏為2.9%。
　　對超磁致伸縮射流伺服閥輸出壓力的動態(tài)測試可知，在7MPa供油壓力

14、下，控制電流從-1A躍變到1A時，輸出壓力變化量約為0.92MPa，其上升時間約為5ms；在控制電流從0躍變到1A時，輸出壓力為0.37MPa，上升時間約為3ms；在控制電流從0躍變到0.25A時，輸出壓力約為0.076MPa，上升時間約為1.08ms。由其輸出壓力的頻率響應曲線可知，在控制電流幅值為1A時，其幅頻寬為150Hz，相頻寬為350Hz，而在控制電流幅值為0.5A，其幅頻寬可達400Hz，相頻寬接近500Hz。
　　本

15、文的研究工作得到了國家自然科學基金《超磁致伸縮執(zhí)行器驅動的射流伺服閥關鍵技術研究（50805080）》和《面向高頻大流量電液伺服閥的智能GMA的基礎研究（51175243）》；航空科學基金《基于超磁致伸縮材料的高頻響射流伺服閥的應用研究（20090752008）》和《基于智能 GMA的高頻電液放大器的基礎研究（20110752006）》以及浙江大學流體動力與機電系統(tǒng)國家重點實驗室2011年度開放基金《集電液轉換與傳感控制一體化的智能 G