Ｈｖｄｒａｕｌｉｃｓ Ｐｎｅｕｍａｔｉｃｓ＆Ｓｅａｌｓ，ＮＯ．４．２０ｌ１ 一种新型喷嘴挡板式电一气压力伺服阀的研究 云 霞 王思民 李 博 俞 帅 ２０００７０） （中船重工集团第七。四研究所，上海摘要：基于喷嘴挡板阀原理，提出了一种新型电一气压力伺服阀，阐述了电一气伺服阀工作原理，结合力矩马达静特性和喷嘴挡板间隙 一背压ｐ 特性的理论分析，对电流 与背压腔Ｐ 的压力特性曲线进行了理论分析和实验研究，理论计算与实验研究结果基本一致。 关键词：电一气压力伺服阀；喷嘴挡板；理论分析；实验研究 中图分类号：ＴＰ２７５ 文献标识码：Ａ 文章编号：１００８—０８１３（２０１１）０４—００１１－０４ Ｒｅｓｅａｒｃｈ ｏｎ ａ Ｎｅｗ Ｅｌｅｃｔｒｏ——ｐｎｅｕｍａｔｉｃ Ｐｒｅｓｓｕｒｅ Ｓｅｒｖｏ——ｖａｌｖｅ Ｂａｓｅ ｏｎ ｔｈｅ Ｎｏｚｚｌｅ Ｆｌａｐｐｅｒ Ｖａｌｖｅ ＹＵＮ Ｘ ＷＡＮＧ Ｓｉ－ｍｉｎ ＬＩ Ｂｏ ＹＵ Ｓｈｕａｉ （Ｔｈｅ Ｎｏ．７０４ Ｒｅｓｅａｒｃｈ Ｉｎｓｔｉｔｕｔｅ ｏｆ Ｃｈｉｎａ Ｓｈｉｐｂｕｉｌｄｉｎｇ Ｉｎｄｕｓｔｒｙ Ｃｏｒｐｏｒａｔｉｏｎ，Ｓｈａｎｇｈａｉ，２０００７０ Ｃｈｉｎａ） Ａｂｓｔｒａｃｔ：Ｂａｓｅ ｏｎ ｔｈｅ ｐｒｉｎｃｉｐｌｅ ｏｆ ｎｏｚｚｌｅ ｆｌａｐｐｅｒ ｖａｌｖｅ，ａ ｎｅｗ ｅｌｅｃｔｒｏ－ｐｎｅｕｍａｔｉｃ ｐｒｅｓｓｕｒｅ ｓｅｒｖｏ－ｖａｌｖｅ ｉｓ ｐｒｅｓｅｎｔｅｄ，ｉｔｓ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅ ａｎｄ ｐｒｉｎｃｉｐｌｅ ｉｓ ｄｅｓｃｒｉｂｅｄ Ａｃｃｏｒｄｉｎｇ ｔｏ ｔｈｅ ｔｈｅｏｒｙ ｏｆ ａｅｒｏｄｙｎａｍｉｃｓ ａｎｄ ｍａｇｎｅｔｏｍｅｃｈａｎｉｃａｌ，ｔｈｅ ｒｅｌａｔｉｏｎｓｈｉｐ ｂｅｔｗｅｅｎ ｃｕｒｒｅｎｔ ａｎｄ ｂａｃｋ— ｐｒｅｓｓｕｒｅ ｉｓ ｄｅｄｕｃｅｄ，ａｎｄ ｔｈｅ ｔｈｅｏｒｅｔｉｃａｌ ｅｖａｌｕａｔｉｏｎ ｃｏｉｎｃｉｄｅｓ ｗｉｔｈ ｔｈｅ ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌ ｒｅｓｕｌｔ． Ｋｅｙ Ｗｏｒｄｓ：ｅｌｅｃｔｒｏ—ｐｎｅｕｍａｔｉｃ ｐｒｅｓｓｕｒｅ ｓｅｒｖｏ－ｖａｌｖｅ；ｎｏｚｚｌｅ ｆｌａｐｐｅｒ；ｔｈｅｏｒｅｔｉｃａｌ ａｎａｌｙｓｉｓ；ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌ ｒｅｓｕｌｔ Ｕ 日ＩＪ舀 １ 工作原理 电一气伺服阀是气压伺服控制系统中的重要组成 喷嘴挡板式电一气压力伺服阀的结构示意图如图ｌ 部件之一。它将电信号转换成气压信号，是功率放大元 所示，主要由力矩马达和喷嘴挡板组成。力矩马达由磁 件，具有传递快、输出力大、惯性小、响应快等优点。然 钢、控制线圈、衔铁组件等组成，其作用是将电气信号 而。由于气体的可压缩性、黏性小、密封困难等特点，给 转换成转角位移。当控制线圈输入电流信号时，力矩马 电一气伺服阀的设计带来很大的困难。因此近几十年 达输出成比例的力矩，挡板输出一定的位移，改变挡板 来，国内外对电一气伺服阀的相关研究很少。Ａｎｔｏｎｉｏ 与喷嘴可控节流边的大小，从而控制压力伺服阀负载 Ｌｕｑｕｅ Ｅ －２］等研制了一种应用于ＭＥＭＳ工艺的高压微射 腔的压力输出。 流气动阀．并详细介绍了该阀的工作原理、加工过程和 装配过程。同济大学【引对具有不均等正开口量的双边滑 极靴 阀式电一气流量伺服阀特性进行了研究，理论结果与试 Ｌ 验结果十分吻合。 件、 线圈 由于电一气伺服阀的在国内外研究较为空缺，而民 喷嘴 用和军工领域对电一气伺服控制技术的需求越来越迫 ＼ 导磁体 切，该技术今后必定会成为国内外学者研究的热点。本 文提出了一种新型喷嘴挡板式电一气压力伺服阀的研 气口 Ｉ ． ｌ ， ＿ Ｌ＿ 广 了《 究．并给出了相应的理论分析和实验验证。 ］ 进气ｆ］喷嘴 ｆ进气ｒ 收稿日期：２０１０—１ｌ一０２ 图１ 喷嘴挡板式电一气压力伺服阀结构示意图 作者简介：云霞，女，中船重工集团第七Ｏ四研究所助理工程师，主要从 其工作原理如下：当无电流信号时，挡板贴合于进 事工作方向为液压行业。 气口喷嘴处，此时，气体进入阀体负载腔很少，负载腔 液压气动与密封／２Ｏ１１年第４期 工作压力接近为零。当给控制线圈输入正电流信号时， 在力矩马达的固定磁通和控制磁通共同作用下，力矩 马达产生力矩，驱动挡板开始向出气口方向移动，此 时，进气口得以打开，进入负载腔的气体增多，而同时 出气口变小，出气阻尼增大，导致负载腔内空气压力上 升；反之则下降。这样，负载腔工作压力就与输人电流 信号成比例了。 ——气隙中的磁通。 由于衔铁在每一端的两个气隙中产生的力矩是相 反的，因此，产生的力矩将与磁通的平方差成正比。应 用上述关系式即可获得由控制磁通和极化磁通相互作 用而在衔铁上产生的总的净力矩： Ｔｄ＝ｋ Ｏ＝２ａ（ 一 ） （ 一 ：２） ２力矩马达静特性分析 当力矩马达有控制电流 输人时，衔铁将受到电磁 （１＋ ） △ ＋（１＋等 ÷）后 ＋ｇ （５） 力矩的作用而偏转一个 角。当控制电流ｉ的大小和方 向发生变化时，转角０的大小和方向也发生变化，其磁 路原理如图２所示。 ｌ矿 Ｊ － 图２力矩马达等效磁路图 根据本产品结构特点，力矩马达在无负载情况下， 磁通量公式为 ： ：，盟二吐 （１）（） （卜羔） ｇ ：２ 盟二止 （（２）２） （１＋旦） ｇ ㈤ 式中 ——衔铁在中位时每个气隙的极化磁通； ——衔铁在中位时每个气隙的控制磁通； 戈——衔铁位移； 广衔铁在中位时每个气隙的长度； 衔铁的力臂： ——线圈匝数； 力矩马达的偏转角度： Ｒ ——衔铁在中位时每一气隙的磁阻。 衔铁在磁场中所受的电磁吸力可按马克斯威尔公 式计算： （４） 式中 电磁吸力： 广气隙的极掌面积； （１一 ） 式中，ｌ＋ 、１＋ 、１一 ２均可近似于ｌ，则上式可简化 ｇ ｇ ｇ 为： ｋａＯ＝ｋ ｉ＋ｋ （６） 即： 丧 （７） 式中ｋ．——力矩马达中位电磁力矩系数 ——输入电流： ｜ｊ｝ ——力矩马达中位衔铁组件刚度； ——力矩马达中位磁弹簧刚度。 由于ｋ 、 、ｋ。与力矩马达磁性零组件的结构及物 理有关，均为常数，则 与ｉ为线性关系。 ． ３喷嘴挡板间隙 一背压Ｐ 特性分析 图３所示为喷嘴挡板简化模型。其中，图３ａ为气 体流动简图，可用如图３ｂ所示的气动回路描述其工作 原理 进 ‘ 负载背压腔 （ａ） Ｃ体流动简ｌ笔｛ ２ｇ （ｂ）串联双Ｉ叮变节流孔流动不意 图３喷嘴挡板简化模型 假设气体在流动过程中无热交换。且不考虑气体 在上、下节流器的摩擦损失．则可认为通过上、下节流 器的流动是绝热等熵流动。根据上、下节流器的绝对压 力比 值的不同．通过上节流器的气体流量表达式也 Ｐ 有不同［５１： （１）当０．５２８＜ ≤ｌ（空气介质 ：１．４）时： Ｑｌ：ｃ１Ａｌ （８） （２）当０≤ ≤Ｏ．５２８（空气介质ｋ＝１．４）时： Ｐ Ｑ一。Ａ 、／ （ ） ”（９） 而无论何种情况，流经下节流器的气体流量ｐ：表 达式均如下： Ｑ２ Ｃ２Ａ 、ｖ／ ）驯 ”（１０） 以上各式中： Ｃ 、ｃ，——气体流量系数，一般情况下在０．８～０．９范 围内选取，此处选取ｃ，＝：ｃ，＝０．８５； Ａｌ、 ２——节流Ｅｌ面积，Ａｌ＝竹Ｄ１ ，Ａ ２：１ＴＤ２（日 ）； Ｄ。——进气口喷嘴孔径； ——出气１：３喷嘴孔径； ——进气口喷嘴与挡板间的距离； ——气体绝热指数（对于空气介质ｋ＝１．４）； 重力加速度； ｐ ——进气口供气压力； ｐ ——负载腔内气体压力（背压）； ｙ ——供气气体的重度； ｙ ——背压腔内气体的重度。 根据实际使用装况，选取第一种流动情况。忽略气 体的可压缩性。根据能量守恒可知，上节流器的气体流 量Ｑ。和下节流器的气体流量Ｑ 相等，即： ｃ。Ａ。＼／ 一 “ ］ 、／ （ ） ” …） 整理后可得喷嘴挡板间隙 与背压ｐ 之间的关系： ：（笪 ） ＋１：— （１２） （丛） ”（ ） ｃ２Ａ ２（ｋ－１）、２ 、Ｐ Ｈｖｄｒａｕｌｉｃｓ Ｐｎｅｕｍａｔｉｃｓ＆Ｓｅａｌｓ，ＮＯ．４．２０１ １ 令 ＝ （ ）２／（ｋ－Ｉ），则上式可改写作绝对压 力比 的表达式： ｐ。 ｒ ２ 、一ｋ／（ｋ一１） ＰＰｃ一：¨—Ｉ【ｃ。ｃ２ｄ２ｄ，砑 Ｊ（—Ｈ－ｘ）１＋ １｝Ｊ （１３） 。由上式可知，当供气压力Ｐ。一定时，节流孑Ｌ及喷嘴 挡板的几何形状和尺寸根据结构设计可获取，则可获 取喷嘴挡板间隙 一背压Ｐ 特性曲线。 结合力矩马达静特性，可按如下方式推导出电流 与背压Ｐ 之间的关系。根据衔铁组件的几何关系式有： ｔａｎＯ＝ （１４） 式中Ｚ——衔铁旋转中心到极掌中心的距离，由衔铁 组件几何尺寸决定。 因 ＜＜Ｚ。则： ｔａｎ０＝－ 一 （１５） 将式（７）、式（１５）代人式（１３），则可得出电流 与背 压Ｐ 的关系： ｐ ｃｃ 一 ） — ｃ ｄ。 ｌｋ， ＋ｌ （１６） ｐ。 ４理论计算及实验研究结果 在供气压力Ｐｓ＝１０６ｋＰａ，Ｄ２／Ｄ ＝０．７时，结合力矩马 达静特性，对比理论计算和实验测试所获取的电流ｉ与 背压Ｐ 的压力特性曲线。压力特性曲线的理论计算与 实验测试的对比结果如图４所示。 』／ｍＡ 图４电流ｉ与背压Ｐ 压力特性曲线 结果表明，电流ｉ与背压ｐ 的压力特性理论计算与 实验测试结果比较一致，存在偏差的主要原因在于实 际工作中，由于磁性材料的磁滞及磁饱和的影响，力矩 （下转第２９页） １３ Ｈｙｄｒａｕｌｉｃｓ Ｐｎｅｕｍａｔｉｃｓ＆Ｓｅａｌｓ／Ｎｏ．４．２０ｌ ｌ 度变化不大。鱼雷质量从１ ４４５ｋｇ变化到２ ３２７ｋｇ时，鱼 管长度变化其气密环的位置也应该发生变化，鱼雷速 雷出管速度差别在２ｍ／ｓ内，可见鱼雷质量变化对鱼雷 ｎ弹道影响不是很大。 ５ ５ ４ ４ ３ ３ ２ ２０【× 度受气密环位置的不同也会发生变化，本仿真中没有 考虑气密环位置的变化。 ●● 根据训练雷的主要技术性能，对膛压和出管速度 的仿真结果如图４、图５所示。 Ｕ ｌ Ｚ ｊ ４ ５ ６ ７ ９ 图６发射管长度对鱼雷弹道的影响 ４ ４结论 在气动不平衡式发射装置内弹道理论的基础上． 图４膛压仿真曲线 建立了缓冲面积调节器的流通面积计算数学模型，根 据该模型进行了实例仿真验证。从仿真结果来看，本文 采用的研究思路与所建立的数学模型是基本正确的， 基本了解决该发射装置大深度发射武器时发射能量控 制规律问题，可为缓冲面积调节器流通面积控制机构 的设计奠定一定理论基础。 ０ ０ １ ０ ２ ０ ３ ０ ４ ０ ５ ０ ６ ０．７ ０ ８ ０ ９ １ ０ 参讯．１９７７（３）． 考文 献 图５速度仿真曲线 【ｌ】陈一雕，马士杰．潜艇鱼雷发射器内弹道计算【Ｊ】．水中兵器通 从图４及图５仿真结果来看，鱼雷管内膛压为 ０．４７ＭＰａ。出管速度为２６ｍ／ｓ，与实际测量结果基本吻 合。图４中，通过调整垫片的厚度。对膛压影响比较显 著。 ３．２发射管长度对鱼雷弹道的影响 ［２】练永庆，王树宗．水下发射器的气体流量控制阀优化设计【Ｊ】． 机床与液压，２００３（２）． 【３】练永庆，王树宗．气动式水下武器发射器内弹道优化研究［Ｊ】． 弹道学报．２００２（２）． ［４】刘惟信．机械最优化设计［Ｍ】．北京：清华大学出版社，１９９４． 【５】李志华，韩震，王志剐．潜艇气动发射装置泄放阀调整设计【Ｊ】． 液压气动与密封，２０１ｏ（７）． 分别选取发射管长度为７ｍ、８ｍ、９ｍ，仿真结果如图 ６所示基本没有变化。鱼雷速度最大值略微变化是由于 发射管长度的变化对鱼雷所受阻力的影响。鱼雷发射 【６】蔡茂林．现代气动技术理论与实践 ．液压气动与密封，２００８（２）． ●一 （上接第１３页） 参 考 文 献 【ｌ】Ａｎｔｏｎｉｏ Ｌｕｑｕｅ，Ｊｏｓｅ Ｍ．Ｑｕｅ￣ｏ．Ｈｉｇｈ ｐｒｅｓｓｕｒｅ ｖ￣ｖｅｓ ｉｎ ＭＥＭＳ：ｔｈｅｏｒｙ ａｎｄ ａｐｐｌｉｃａｔｉｏｎｓ．Ｉｎｄｕｓｔｉａｌｒ Ｅｌｅｃｔｒｏｎｉｃｓ Ｓｏｃｉｅｔｙ， ＩＥＥＥ ２００２ Ｖｏｌｕｍｅ４：３０５７—３０６１． 马达的静特性并非完全线性，而是具有一定滞环与饱 和区域的曲线；且喷嘴挡板级流量系数ｃ．、ｃ 通常不是 常数．而是随着喷嘴挡板间隙 的改变呈非线性变化。 ［２】Ａｎｔｏｎｉｏ Ｌｕｑｕｅ，Ｊｏｓｅ Ｍ．Ｑｎｅｒｏ，Ｃｙｒｉｌｌｅ Ｈｉｂｅｒｔ，Ｐｈｉｌｉｐｐｅ Ｆｌｕｃｋｉｇｅｒ．Ｆａｂｒｉｃａｔｉｏｎ ｐｒｏｃｅｓｓ ｆｏｒ ａ ｍｉｃｒｏｆｌｕｉｄｉｃ ｖａｌｖｅ． Ｃｉｒｃｕｉｔｓ ａｎｄ Ｓｙｓｔｅｍｓ，２００３．ＩＳＣＡＳ ０３．Ｐｒｏｃｅｅｄｉｎｇｓ ｏｆ ｔｈｅ ２００３ Ｉｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌ Ｓｙｍｐｏｓｉｕｍ ｏｎ Ｖｏｌｕｍｅ ４：８６０－８６３． ５结论 提出了一种新型喷嘴挡板式电一气压力伺服阀的 研究，根据磁力学及气体动力学有关理论，推导出电流 与背压Ｐ 的压力特性，理论计算与实验研究结果基本 吻合，说明理论计算的正确性，同时为后续电一气伺服 【３】闽耀保．具有不均等正开口量的双边滑阀式气动伺服阀特性 研究［Ｊ］．液压与气动，２００７（３）． ［４】梅里特．液压控制系统【Ｍ】．北京：科学出版社，１９７６． 阀的研究提供了一定的依据。 【５】 田源道．电液伺服阀【Ｍ】．北京：航空工业出版社，２００７． 【６】曲以义主编．气动伺服系统口 上海：上海交通大学出版社，１９８７． ２９