滾珠絲杠壓扭型2D電液比例方向閥靜態(tài)特性研究

左 強(qiáng) 陸倩倩, 李 勝 阮 健

(1.浙江大學(xué)城市學(xué)院機(jī)械系， 杭州 310015； 2.浙江工業(yè)大學(xué)特種裝備制造與先進(jìn)加工技術(shù)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 杭州 310014)

滾珠絲杠壓扭型2D電液比例方向閥靜態(tài)特性研究

左 強(qiáng)1陸倩倩1,2李 勝2阮 健2

(1.浙江大學(xué)城市學(xué)院機(jī)械系， 杭州 310015； 2.浙江工業(yè)大學(xué)特種裝備制造與先進(jìn)加工技術(shù)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 杭州 310014)

針對(duì)直動(dòng)式電液比例方向閥因比例電磁鐵磁飽和造成流量無法做大的不足，提出了一種滾珠絲杠型2D電液比例方向閥。該閥利用壓扭放大驅(qū)動(dòng)技術(shù)放大電磁鐵推力，通過靜力分析，其放大系數(shù)為20，能克服摩擦力或卡緊力等非線性因素的影響。實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明：壓扭聯(lián)軸器螺旋升角和力傳遞半徑越大，壓扭放大效果越明顯；改變顫振幅值比改變頻率對(duì)改善閥的靜態(tài)特性影響明顯；增大螺旋升角和力傳遞半徑對(duì)閥的靜態(tài)特性改善明顯，在7 MPa系統(tǒng)壓力下，該閥的滯環(huán)不超過3%，死區(qū)約為0.5%； 28 MPa系統(tǒng)壓力下，流量可達(dá)190 L/min，死區(qū)約為2.8%，滯環(huán)小于5%，導(dǎo)控級(jí)泄漏約為0.2 L/min。理論研究與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)說明：該閥較傳統(tǒng)的直動(dòng)閥具有良好的靜態(tài)特性和工程實(shí)用價(jià)值。

電液比例方向閥； 壓扭聯(lián)軸器； 滾珠絲杠型； 靜態(tài)特性

引言

電液比例方向閥以其結(jié)構(gòu)簡單、對(duì)介質(zhì)清潔度無特殊要求、制造成本低、可簡化液壓系統(tǒng)以及能耗低等特點(diǎn)，已成為電液比例控制系統(tǒng)中應(yīng)用最廣泛的基礎(chǔ)元件之一[1-3]，應(yīng)用于懸掛農(nóng)機(jī)調(diào)速、提升手柄控制系統(tǒng)和聯(lián)合收獲機(jī)割臺(tái)高度控制系統(tǒng)等[4]。按照對(duì)功率級(jí)控制方式來分，比例方向閥可以分為直動(dòng)式(單級(jí)閥)和先導(dǎo)控制式[5]。直動(dòng)式比例方向閥是由電-機(jī)械轉(zhuǎn)換器直接驅(qū)動(dòng)功率級(jí)閥芯運(yùn)動(dòng)[6]。然而，由于伯努利效應(yīng)，油液流經(jīng)閥口會(huì)對(duì)閥芯作用一個(gè)液動(dòng)力(也稱伯努利力)，該力的作用方面是趨向于閥口關(guān)閉，且大小與閥口的開口面積和壓降乘積成正比，因而，直動(dòng)式比例方向閥隨著系統(tǒng)壓力增大，閥的比例特性明顯變差，甚至出現(xiàn)隨著閥口壓差增加通過比例閥的流量反而減小的不正?，F(xiàn)象[7]。比例電磁鐵受本身磁飽和影響，輸出力有限，采用直動(dòng)式比例方向閥無法從根本上解決高壓、大流量下液動(dòng)力影響的問題。

對(duì)高壓大流量電液比例控制系統(tǒng)，必須采用先導(dǎo)式二級(jí)或多級(jí)比例方向閥[8]。ANDERSSION等[9]提出了一種流量反饋式二通導(dǎo)控流量閥，該閥的不足之處在于工作過程中導(dǎo)控級(jí)的泄漏流量較大。為此，權(quán)龍等[10]對(duì)該原理的比例閥進(jìn)行了結(jié)構(gòu)創(chuàng)新，使其適用于雙向三通或四通比例換向閥的控制。LU[11]發(fā)明了二級(jí)力反饋比例流量閥，浙江大學(xué)流體傳動(dòng)及控制國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室提出了三級(jí)力反饋比例流量閥[12]，該閥利用比例電磁鐵的輸出水平力特性與反饋彈簧力相平衡，實(shí)現(xiàn)主閥芯的位置反饋，配合精度要求較高。

由于壓扭放大驅(qū)動(dòng)技術(shù)使閥芯旋轉(zhuǎn)不受軸向穩(wěn)態(tài)液動(dòng)力影響，且切向瞬態(tài)液動(dòng)力極小[13-14]，可以將其應(yīng)用于液壓閥設(shè)計(jì)[15-18]。本文擬設(shè)計(jì)滾珠絲杠壓扭型2D(2維)電液比例方向閥，將導(dǎo)控級(jí)和主閥融為一體，通過壓扭放大驅(qū)動(dòng)技術(shù)實(shí)現(xiàn)位置反饋，并進(jìn)行實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證。

1 滾珠絲杠型2D電液比例方向閥工作原理

滾珠絲杠型2D電液比例方向閥的結(jié)構(gòu)如圖1所示。它由2D方向閥、滾珠絲杠型壓扭聯(lián)軸器(圖2、圖3)和比例電磁鐵三者共軸聯(lián)結(jié)。2D方向閥采用閥芯旋轉(zhuǎn)和滑動(dòng)的雙自由度運(yùn)動(dòng)實(shí)現(xiàn)導(dǎo)控型電液比例方向閥功能。閥芯轉(zhuǎn)動(dòng)使液壓阻力橋路輸出壓力發(fā)生變化，進(jìn)而產(chǎn)生靜壓力驅(qū)動(dòng)閥芯軸向運(yùn)動(dòng)。與2D伺服閥不同[19]，2D方向閥感受通道為直槽，而不是螺旋槽，故2D方向閥本身不具有位置反饋功能，但結(jié)構(gòu)更為簡單。為保持閥芯的徑向力平衡和提高抗污染能力，閥芯孔采用具有雙余度液壓阻力半橋控制。

圖1 滾珠絲杠型2D電液比例方向閥結(jié)構(gòu)圖Fig.1 Structure diagram of ball-screw type 2D electro-hydraulic proportional directional valve 1.閥后蓋板 2.閥體 3.堵頭 Ⅰ 4.閥芯 5.閥套 6.同心環(huán) 7.塞環(huán)8.復(fù)位彈簧 Ⅰ 9.套筒 10.壓扭聯(lián)軸器A段 11.壓扭聯(lián)軸器B段 12.比例電磁鐵銜鐵 13.復(fù)位彈簧 Ⅱ 14.壓扭聯(lián)軸器C段 15.鋼球

圖2 滾珠絲杠型壓扭聯(lián)軸器三維爆炸圖Fig.2 3D explosion diagram of ball-screw type pressure torsion coupling1.復(fù)位彈簧 Ⅰ 2.A段 3.套筒 4.滾珠 5.C段 6.復(fù)位彈簧 Ⅱ 7.B段

圖3 滾珠絲杠型壓扭聯(lián)軸器關(guān)鍵零件Fig.3 Key parts of ball-screw type pressure torsion coupling1.直槽 2.螺旋槽 3.A段 4.B段 5.C段

圖4 滾珠絲杠型2D電液比例方向閥工作原理圖Fig.4 Schematic of ball-screw type 2D electro-hydraulic proportional directional valve1.壓扭聯(lián)軸器A段 2.套筒 3.復(fù)位彈簧 Ⅰ 4.壓扭聯(lián)軸器B段 5.比例電磁鐵 6.鋼球 7.壓扭聯(lián)軸器C段 8.復(fù)位彈簧 Ⅱ

2D電液比例方向閥的工作原理如圖4所示。2D方向閥右腔通過小孔a，經(jīng)閥芯桿內(nèi)通道和小孔b與進(jìn)油P口(系統(tǒng)壓力)相通，其截面積為左腔截面積的一半；左敏感腔e的壓力由開設(shè)在閥芯左端臺(tái)肩上的一對(duì)低壓孔c和高壓孔d與開設(shè)在閥芯孔內(nèi)表面的感受通道f相交的2個(gè)微小弓形面積串聯(lián)的液壓阻力半橋控制。在靜態(tài)時(shí)，復(fù)位彈簧Ⅰ和復(fù)位彈簧Ⅱ處于預(yù)緊狀態(tài)，有效消除了鋼球與滾道之間的間隙，此時(shí)，若不考慮摩擦力及閥口液動(dòng)力的影響，低壓孔c和高壓孔d與感受通道f相交的弓形面積相等，左敏感腔e的壓力為P口壓力的一半，閥芯軸向保持靜壓平衡。在系統(tǒng)具有正常的工作壓力時(shí)，2D電液比例方向閥運(yùn)動(dòng)分解圖如圖5所示，閥芯受液動(dòng)力影響無法直接由電磁力推動(dòng)，當(dāng)比例電磁鐵線圈電流加大產(chǎn)生向左推力時(shí)，鋼球在直槽n和直槽v之間滾動(dòng)，使壓扭聯(lián)軸器B段受徑向約束，同時(shí)只能向左移動(dòng)Δδ位移，此時(shí)，通過螺旋滾道h和螺旋滾道g之間的鋼球作用，壓扭聯(lián)軸器B段再驅(qū)動(dòng)壓扭聯(lián)軸器C段逆時(shí)針(面對(duì)閥芯伸出桿)轉(zhuǎn)動(dòng)Δθ。由于閥芯與壓扭聯(lián)軸器C段固聯(lián)，則低壓孔c弓形面積增大、高壓孔d弓形面積減小，左敏感腔e壓力降低，使閥芯兩端壓力不平衡，并且在壓扭聯(lián)軸器A段螺旋滾道t和C段螺旋滾道s之間的鋼球作用下，壓扭聯(lián)軸器C段將螺旋向左前進(jìn)，直至C段順時(shí)針(面對(duì)閥芯伸出桿)轉(zhuǎn)回Δθ，由于螺旋滾道s、t、g和h的螺旋升角相同，則A段和C段向左位移必將也是Δδ，與比例電磁鐵輸入位移相同，此時(shí)，低壓孔c、高壓孔d與感受通道f相交的弓形面積則相等，閥芯重新平衡。同理，當(dāng)電流減小，彈簧恢復(fù)產(chǎn)生向右拉力時(shí)，閥芯將向右移動(dòng)，2D電液比例換向閥的控制信號(hào)流程圖如圖6所示。

圖5 滾珠絲杠型2D電液比例方向閥運(yùn)動(dòng)分解圖Fig.5 Motion diagram of ball-screw type 2D electro-hydraulic proportional directional valve

圖6 滾珠絲杠型2D電液比例換向閥的控制信號(hào)流程圖Fig.6 Control signal flow chart of ball-screw type 2D electro hydraulic proportional directional valve

2 滾珠絲杠型壓扭聯(lián)軸器靜力計(jì)算

圖7是圍繞中心軸線展開的機(jī)構(gòu)受力圖。滾珠絲杠副通過滾珠進(jìn)行載荷傳遞，且一般只承受軸向載荷，但由于螺旋滾道存在一定的加工誤差等原因，在各個(gè)滾珠上分配的載荷并不是均勻的，現(xiàn)為了計(jì)算方便，假設(shè)其為理想情況，各個(gè)滾珠上分配的軸向載荷均勻，且法向力的合力通過絲杠軸線。

圖7 展開機(jī)構(gòu)受力圖Fig.7 Force diagram of mechanism deployment1.壓扭聯(lián)軸器B段 2.壓扭聯(lián)軸器C段 3.滾珠 4.壓扭聯(lián)軸器A段

由于壓扭聯(lián)軸器A段和B段軸向作用力對(duì)壓扭聯(lián)軸器C段的扭轉(zhuǎn)為反效果，取A段、B段和C段為整體分析。計(jì)算公式為

Fm=F1+F2-f1-F5-f2=

(1)

式中Fm——壓扭聯(lián)軸器C段產(chǎn)生扭矩效果的軸向合力

F1——比例電磁鐵推力

F2——壓扭聯(lián)軸器B段預(yù)緊力

F5——壓扭聯(lián)軸器A段預(yù)緊力

f1——壓扭聯(lián)軸器B與套筒間摩擦力

f2——壓扭聯(lián)軸器A與套筒間摩擦力

pc——敏感腔壓力ps——系統(tǒng)壓力

xv——閥芯位移

mt——折算到閥芯上的總質(zhì)量

Be——折算到閥芯上的總粘性系數(shù)

KL——彈性負(fù)載剛度

FL——任意負(fù)載力

A——閥芯端面面積

(2)

式中M——壓扭聯(lián)軸器C段輸出扭矩R——聯(lián)軸器力傳遞半徑β——螺旋升角θ——閥芯轉(zhuǎn)角η——機(jī)構(gòu)傳動(dòng)效率xm——軸向輸入位移

當(dāng)β>45°，壓扭聯(lián)軸器起到增力的效果。因此，螺旋升角是影響壓扭聯(lián)軸器力放大效果的主要參數(shù)。當(dāng)機(jī)構(gòu)的軸向輸入行程xm一定時(shí)，螺旋升角β設(shè)計(jì)得越大，輸出扭矩M越大，輸出轉(zhuǎn)角θ越小。當(dāng)螺旋升角β等于滾動(dòng)摩擦角時(shí)，機(jī)構(gòu)傳動(dòng)效率η為0，隨著β的增大，其機(jī)構(gòu)傳動(dòng)效率可升至0.98。

為進(jìn)一步說明壓扭放大消除閥芯摩擦力的效果，定義力放大系數(shù)kf為閥芯圓柱表面驅(qū)動(dòng)力Fθ與壓扭聯(lián)軸器C段產(chǎn)生扭矩效果的軸向合力Fm之間比值，導(dǎo)閥的開口y為閥芯轉(zhuǎn)角θ所對(duì)應(yīng)的孤長。

(3)

(4)

從液壓系統(tǒng)分析，將主閥芯理解為液壓缸活塞，導(dǎo)控級(jí)可理解為三通閥控缸，從導(dǎo)控級(jí)壓力增益經(jīng)驗(yàn)得知，導(dǎo)閥的最大開口轉(zhuǎn)角幅度初步為2.4°，對(duì)應(yīng)弧度設(shè)計(jì)為0.1 mm，此時(shí)比例電磁鐵的最大行程為2 mm。因此，在閥芯運(yùn)動(dòng)因?yàn)槭芸ňo力或摩擦力等非線線阻力不能工作時(shí)，力放大系數(shù)kf的值為20，能極大地克服卡緊力或摩擦力等非線性因素對(duì)比例特性的影響。

由于比例電磁鐵運(yùn)動(dòng)行程較短，滾珠受滾道壓迫過程中，一方面將沿著滾道切線方向運(yùn)動(dòng)，另一方面還會(huì)產(chǎn)生繞接觸點(diǎn)公法線的自旋運(yùn)動(dòng)，雖然旋轉(zhuǎn)的角度不大，但在一定頻響運(yùn)動(dòng)中，這種自旋運(yùn)動(dòng)對(duì)潤滑油膜的形成和摩擦力矩的大小有著重要的影響。參照軸承分析的方法[20]，可定義滾珠自旋運(yùn)動(dòng)的角速度與滾動(dòng)角速度之比為旋滾比，且比值越小，滑動(dòng)程度越輕。

由于制造幾何誤差，滾珠與滾道必然存在一定的間隙，故安裝對(duì)中彈簧時(shí)，兩邊彈簧各施加了一定預(yù)緊力，同時(shí)預(yù)緊力也將產(chǎn)生摩擦力矩。為了計(jì)算滾珠絲杠型壓扭聯(lián)軸器中點(diǎn)接觸壓力與變形，可通過Hertz接觸理論，參考Hertz點(diǎn)接觸特征，分析滾珠與滾道的接觸特性，是分析滾珠絲杠型壓扭聯(lián)軸器性能的基礎(chǔ)。

實(shí)驗(yàn)中的滾珠絲杠型壓扭聯(lián)軸器為3D打印成型，材料為具有粘彈性的尼龍樹脂，當(dāng)剛性的滾珠在滾道滾動(dòng)時(shí)，由于滾道螺旋面恢復(fù)變形的彈性遲滯，滾珠兩側(cè)彈性接觸力將各不相同，如圖8所示，進(jìn)而形成了滾珠滾動(dòng)的阻力矩。

圖8 彈性滯后引起的摩擦阻力Fig.8 Friction resistance caused by elastic hysteresis

單個(gè)接觸點(diǎn)處由彈性滯后所形成的摩擦力矩可表示為

(5)

式中Me——摩擦力矩Q——載荷b——橢圓的短半軸長度E′——等效彈性模量γ——彈性滯后系數(shù)ρ——曲率半徑

由式(5)可以看出，彈性滯后引起的摩擦力矩受接觸橢圓的短半軸長度b、材料的彈性滯后系數(shù)γ以及載荷Q影響較大。實(shí)驗(yàn)表明接觸橢圓的短半軸長度b主要受滾道參數(shù)影響，彈性滯后系數(shù)γ與材質(zhì)有關(guān)，對(duì)于軸承鋼，γ取0.007～0.009。

3 滾珠絲杠型壓扭聯(lián)軸器靜態(tài)特性實(shí)驗(yàn)

由于滾珠絲杠具有高精度、高效率、高剛度和運(yùn)行平穩(wěn)等特點(diǎn)，非常適合在精密機(jī)械中使用。適當(dāng)改變螺旋槽的螺旋升角，可輸出很大的扭矩，在克服高壓大流量時(shí)閥芯所受的液動(dòng)力方面具有一定的優(yōu)勢。利用滾珠實(shí)現(xiàn)全滾動(dòng)摩擦，傳動(dòng)效率高且傳動(dòng)零件數(shù)少，結(jié)構(gòu)簡單，尺寸小，完全可以嵌入電液比例換向閥中使用。為了消除滾珠與滾道之間間隙，可通過彈簧施加一定的預(yù)緊力。

圖9 壓扭聯(lián)軸器扭轉(zhuǎn)剛度實(shí)驗(yàn)裝置Fig.9 Torsional stiffness test of compression torsion coupling1.扭矩傳感器 2.壓扭聯(lián)軸器 3.加載裝置

圖10 不同螺旋升角下的輸入力-輸出扭矩關(guān)系曲線Fig.10 Relationship curves between input force and output torque under different helix angles

2D電液比例方向閥為位置反饋結(jié)構(gòu)，壓扭聯(lián)軸器需要有足夠的扭矩輸出來克服摩擦力使閥芯旋轉(zhuǎn)，以形成其與導(dǎo)控級(jí)構(gòu)成的位置反饋。所以，壓扭聯(lián)軸器的壓-扭轉(zhuǎn)換效果對(duì)于閥的性能至關(guān)重要，圖9為壓扭聯(lián)軸器扭轉(zhuǎn)剛度實(shí)驗(yàn)裝置圖。從力-扭矩轉(zhuǎn)換效果而言，以上理論分析可以證明，壓扭聯(lián)軸器只要選擇合適的參數(shù)，就可以達(dá)到良好的壓-扭轉(zhuǎn)換效果。圖10、11為不同螺旋升角下的輸入力-輸出扭矩關(guān)系曲線和輸入位移-輸出扭矩關(guān)系曲線。

圖11 不同螺旋升角下的輸入位移-輸出扭矩關(guān)系曲線Fig.11 Relationship curves between input displacement and output torque under different helix angles

如圖10所示，當(dāng)螺旋升角β越大，輸出扭矩M越大。但不得不考慮幾何關(guān)系約束，螺旋升角β越大，輸出轉(zhuǎn)角θ越小，因此，在閥芯旋轉(zhuǎn)角度θ范圍內(nèi)，螺旋升角β越大越好。由于電磁鐵磁飽和、摩擦力和卡緊力等非線性因素影響，輸入電磁力并不完全和位移成正比，如圖11所示，輸入位移-輸出扭矩關(guān)系可以在排除電磁鐵影響下，更加精準(zhǔn)地反映出壓扭聯(lián)軸器的壓扭放大效果。在位移起始階段，由于非線性因素(例如靜摩擦力和慣性)影響更為明顯，輸入位移-輸出扭矩的壓扭效果比輸入力-輸出扭矩的壓扭效果更佳，但總體趨勢和圖10基本相同。

圖12 不同力傳遞半徑下的輸入力-輸出扭矩關(guān)系曲線Fig.12 Relationship curves between input force and output torque under different transfer force radius

圖12為不同力傳遞半徑下的輸入力-輸出扭矩關(guān)系曲線，力傳遞半徑R越大，其扭矩放大效果越明顯，但是，電磁鐵輸入位移xm有限，力傳遞半徑R過大，其輸出轉(zhuǎn)角θ將過小。同理，為了更加精準(zhǔn)地反映出壓扭聯(lián)軸器的壓扭放大效果，測試了在不同力傳遞半徑下的輸入位移-輸出扭矩關(guān)系曲線，如圖13所示。在考慮力傳遞半徑影響時(shí)，輸入位移-輸出扭矩的壓扭效果比輸入力-輸出扭矩的壓扭效果更佳，但總體趨勢和圖12基本相同。

圖13 不同力傳遞半徑下的輸入位移-輸出扭矩關(guān)系曲線Fig.13 Relationship curves between input displacement and output torque under different transfer force radius

4 滾珠絲杠型2D電液比例方向閥靜態(tài)特性實(shí)驗(yàn)

由于市面上最大的直動(dòng)式比例閥為6通徑，為說明滾珠絲杠型2D電液比例方向閥采用直動(dòng)式結(jié)構(gòu)的可行性，實(shí)驗(yàn)選取10通徑的滾珠絲杠型2D電液比例方向閥，測試平臺(tái)如圖14所示，測試所使用的流量計(jì)型號(hào)為VS 4型，量程為300 L/min，精度為0.3%，重復(fù)精度為±0.05%。激光位移傳感器測試閥芯位移，最高分辨率可達(dá)7 μm，保證了測量的精確度。比例電磁鐵型號(hào)為GP45-4-A型，額定行程為3 mm。實(shí)驗(yàn)時(shí)，信號(hào)發(fā)生器發(fā)出所需要的控制信號(hào)送給比例電磁鐵控制器，通過疊加一定的顫振信號(hào)，用示波器記錄實(shí)驗(yàn)結(jié)果，試驗(yàn)回路如圖15所示，在測試閥空載流量特性曲線時(shí)，打開截止閥1號(hào)、2號(hào)和3號(hào)，關(guān)閉截止閥4號(hào)和5號(hào)。

圖14 滾珠絲杠型2D電液比例方向閥測試平臺(tái)Fig.14 Test platform of ball-screw type 2D electro-hydraulic proportional directional valve

圖15 滾珠絲杠型2D電液比例換向閥的試驗(yàn)回路Fig.15 Test circuit of ball-screw type 2D electro hydraulic proportional directional valve1.油箱 2.泵 3.截止閥1號(hào) 4.截止閥2號(hào) 5.截止閥3號(hào)6.樣閥 7.截止閥4號(hào) 8.流量計(jì) 9.截止閥5號(hào) 10.安全閥

實(shí)驗(yàn)時(shí)，為消除滾珠與滾道之前的間隙，壓扭聯(lián)軸器中兩端對(duì)中彈簧在安裝時(shí)施加15 N的預(yù)緊力，對(duì)應(yīng)于比例電磁鐵起始電流0.1 A輸出的電磁推力。在系統(tǒng)壓力為7 MPa時(shí)，閥的靜態(tài)特性實(shí)驗(yàn)結(jié)果如圖16～20所示。如圖16所示，在一定程度上增大顫振幅值，將使死區(qū)和滯環(huán)明顯減小，同時(shí)閥的線性度大有改善。如圖17所示，在一定程度上增大顫振頻率，死區(qū)和滯環(huán)改善不明顯，但對(duì)閥的線性度有一定改善。如圖18所示，螺旋升角β越大，其力放大效果越明顯，所需要的電流越小，通過疊加合適顫振后，閥的空載流量特性曲線非線性度較好，滯環(huán)不超過3%，死區(qū)約為0.5%。如圖19所示，力傳遞半徑R越大，其力放大效果越明顯，所需要的電流越小，通過疊加合適顫振后，閥的空載流量特性曲線非線性度較好，滯環(huán)不超過3.5%，死區(qū)約為0.6%。

為充分說明閥流量特性與壓扭聯(lián)軸器輸入信號(hào)之間的關(guān)系，實(shí)驗(yàn)同時(shí)記錄了閥芯位移、空載控制流量與壓扭聯(lián)軸器輸入位移信號(hào)，三者關(guān)系如圖20所示。在閥流量可控的情況下，實(shí)線部分曲線充分說明了閥芯位移與壓扭聯(lián)軸器輸入位移之間具有較好的連續(xù)跟蹤一致性，且比例電磁鐵的銜鐵與壓扭聯(lián)軸器輸入端(B端)固聯(lián)，閥芯與壓扭聯(lián)軸器輸出端(C端)固聯(lián)，因此，只要保證比例電磁鐵輸出位移滯環(huán)較小，即可保證閥芯位移滯環(huán)較小。

圖16 不同顫振幅值對(duì)應(yīng)的流量滯環(huán)Fig.16 Corresponding hysteresis loops in case of different amplitudes

圖17 不同顫振頻率對(duì)應(yīng)的流量滯環(huán)Fig.17 Flow hysteresis loops with different flutter frequencies

圖18 不同螺旋升角對(duì)應(yīng)的流量滯環(huán)Fig.18 Flow hysteresis loops corresponding with different helix angles

圖20 閥芯位移、空載控制流量與壓扭聯(lián)軸器輸入位移關(guān)系曲線Fig.20 Relationship between spool displacement, no-load control flow and input displacement of compression and torsion coupling

為驗(yàn)證該閥可實(shí)現(xiàn)高壓大流量控制，使系統(tǒng)壓力為28 MPa，在顫振幅值為20%，顫振頻率為20 Hz情況下，測試其滯環(huán)特性如圖21所示。在閥芯起始運(yùn)動(dòng)時(shí)，由于復(fù)位彈簧的預(yù)緊力和徑向靜摩擦力影響，測得死區(qū)約為2.8%；由于購買的GP45-4-A型比例電磁鐵本身最大滯環(huán)約為3%，在疊加了一定顫振信號(hào)后，測得該閥最大滯環(huán)小于5%，最大控制流量為190 L/min左右。傳統(tǒng)的直動(dòng)式電液比例方向閥，在28 MPa的系統(tǒng)壓力下，由于穩(wěn)態(tài)液動(dòng)力的影響，閥口幾乎不能打開。零位泄漏實(shí)驗(yàn)時(shí)，關(guān)閉截止閥1、2、3號(hào)，打開截止閥4、5號(hào)，泄漏特性如圖22所示。先導(dǎo)級(jí)泄漏極小，約為0.2 L/min，表明了該閥導(dǎo)控級(jí)控制性較好；主閥零位泄漏小于9 L/min，主要是設(shè)計(jì)時(shí)考慮到該閥的動(dòng)態(tài)特性，故主閥零位泄漏相對(duì)較大。

圖21 系統(tǒng)壓力28 MPa時(shí)閥空載流量特性Fig.21 Valve pressure flow characteristics at system pressure of 28 MPa

圖22 系統(tǒng)壓力28 MPa時(shí)泄漏特性Fig.22 Leakage characteristics at system pressure of 28 MPa

5 結(jié)論

(1)在闡述了滾珠絲杠型2D電液比例方向閥工作原理和結(jié)構(gòu)的基礎(chǔ)上，對(duì)滾珠絲杠型壓扭聯(lián)軸器進(jìn)行了靜力分析，其力的放大系數(shù)為20，能極大地克服傳遞中存在的摩擦力或卡緊力等非線性因素的影響。同時(shí)，實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證了螺旋升角和力傳遞半徑越大，壓扭聯(lián)軸器壓扭放大效果越明顯。

(2)實(shí)驗(yàn)表明：改變顫振幅值對(duì)改善閥的靜態(tài)特性影響明顯，改變顫振頻率對(duì)改善閥的靜態(tài)特性影響不大。增大壓扭聯(lián)軸器螺旋升角和力傳遞半徑對(duì)閥的靜態(tài)特性改善明顯，在7 MPa系統(tǒng)壓力下，調(diào)節(jié)設(shè)計(jì)參數(shù)，該閥的最大滯環(huán)不超過3%，死區(qū)約為0.5%。系統(tǒng)壓力為28 MPa時(shí)，測得最大控制流量達(dá)190 L/min，死區(qū)約為2.8%，最大滯環(huán)小于5%，導(dǎo)控級(jí)泄漏極小，約為0.2 L/min，主閥零位泄漏小于9 L/min。

(3)論證了滾珠絲杠型壓扭聯(lián)軸器應(yīng)用于2D電液比例方向閥的可行性。該閥利用壓扭放大驅(qū)動(dòng)技術(shù)將比例電磁鐵對(duì)閥芯的驅(qū)動(dòng)力放大，不僅具有直動(dòng)閥結(jié)構(gòu)簡單的優(yōu)點(diǎn)，而且具有導(dǎo)控閥控制壓力高和流量大的優(yōu)點(diǎn)。

1 CRISTOFORI D, VACCA A. The modeling of electrohydraulic proportional valves[J]. Journal of Dynamic Systems Measurement and Control,2012,134(3)：1-13.

2 王慶豐，魏建華，吳根茂，等. 工程機(jī)械液壓控制技術(shù)的研究進(jìn)展與展望[J]. 機(jī)械工程學(xué)報(bào)，2003, 39(12)：51-56. WANG Qingfeng, WEI Jianhua, WU Genmao, et al. Progress and prospects in the researcher of hydraulic control for construction machinery[J]. Chinese Journal of Mechanical Engineering, 2003, 39(12):51-56.(in Chinese)

3 滿在朋, 丁凡, 劉碩，等. 大流量電液控制閥設(shè)計(jì)與試驗(yàn) [J/OL]. 農(nóng)業(yè)機(jī)械學(xué)報(bào),2015,46(1):345-351.http:∥www.j-csam.org/jcsam/ch/reader/view_abstract.aspx?file_no=20150148&flag=1. DOI:10.6041/j.issn.1000-1298.2015.01.048. MAN Zaipeng, DING Fan, LIU Shuo，et al. Design and experiment on large-flow-rate electro-hydraulic control valve[J/OL]. Transactions of the Chinese Society for Agricultural Machinery, 2015,46(1):345-351.(in Chinese)

4 朱劍，尹文慶，謝蓓. 基于嵌入式的電液比例控制系統(tǒng)在聯(lián)合收割機(jī)割臺(tái)高度控制中的應(yīng)用[J].液壓與氣動(dòng), 2012(1):83-86. ZHU Jian, YIN Wenqing, XIE Bei. The application of embedded electro-hydraulic proportional control sysytem for combine harvesters header height control[J]. Chinese Hydraulics & Pneumatics, 2012(1):83-86. (in Chinese)

5 吳根茂，邱敏秀，王慶豐，等. 實(shí)用電液比例技術(shù)[M]. 杭州：浙江大學(xué)出版社,2006.

6 AMIRANTE R, MOSCATELLI P G, CATALANO L A. Evaluation of the flow forces on a direct (single stage) proportional valve by means of a computational fluid dynamic analysis[J]. Energy Conversion and Management, 2007,48(3):942-953.

7 VANGHAN N D, GAMBLE J B. The modeling and simulation of a proportional valve[J]. ASME Journal of Dynamic Systems, Measurement and Control, 1996,118(1):120-125.

8 LU Yongxiang. Entwicklung vorgestenerter proportional ventile mit 2-weg—einbauventile als stellglied und mit gerateinterner rnuokfuhrnng[D]. Aachen: RWTH Aachen, 1981.

9 ANDERSSION B, ANDREW D, MARTIN A. Vickers new technologies applied to electronic hydraulic controls[C]∥SAE International Off-highway and Powerplant Congress and Exposition, 1996:71-76.

10 QUAN Long, XU Xiaoqing, YAN Zheng, et al. A new kind of pilot controlled proportional direction valve with internal flow feedback[J]. Chinese Journal of Mechanical Engineering,2010,23(1): 60-65.

11 LU Yongxiang. Betriebeverhalter vorgesteuerter 2-wege—stromregeventile under schiedlicher Bauform[J]. International Journal of Fluid Power, 1981, 125 (9): 703-708.

12 WU Genmao. Research on static and dynamic performance of 2 proportional throttle valve with displacement force feedback[C]∥1th ICFP, 1985: 273-290.

13 RUAN J, BURTON R, UKRAINETZ P. An investigation into the characteristics of a two dimensional“2D”flow control valve[J]. Journal of Dynamic Systems, Measurement, and Control,2002,124(1): 214-220.

14 裴翔, 李勝, 阮健. 轉(zhuǎn)閥閥芯卡緊現(xiàn)象的分析及減小措施[J]. 機(jī)床與液壓，2000(5):74-78. PEI Xiang, LI Sheng, RUAN Jian. The analysis and improvement of spool clamping for rotary valve[J].Machine Tool & Hydraulics,2000(5):74-78. (in Chinese)

15 李勝, 阮健, 孟彬. 二維電液比例換向閥動(dòng)態(tài)特性及穩(wěn)定性分析[J]. 機(jī)械工程學(xué)報(bào), 2016, 52(2):202-212. LI Sheng, RUAN Jian, MENG Bin. Two-dimensional electro-hydraulic proportional directional valve[J]. Journal of Mechanical Engineering, 2016, 52(2):202-212. (in Chinese)

16 劉國文, 阮健, 左希慶，等. 滾輪壓扭型 2D 電液比例方向閥特性分析[J/OL]. 農(nóng)業(yè)機(jī)械學(xué)報(bào), 2016, 47(5):401-406.http:∥www.j-csam.org/jcsam/ch/reader/view_abstract.aspx?file_no=20160555&flag=1.DOI:10.6041/j.issn.1000-1298.2016.05.055. LIU Guowen, RUAN Jian, ZUO Xiqing, et al. Characteristic analysis of 2D electro-hydraulic proportional directional valve with roller thrust-torsion coupling [J/OL]. Transactions of the Chinese Society for Agricultural Machinery, 2016, 47(5):401-406. (in Chinese)

17 劉國文, 李勝, 阮健, 等. 雙向壓扭聯(lián)軸器滯環(huán)顫振補(bǔ)償技術(shù)研究[J/OL]. 農(nóng)業(yè)機(jī)械學(xué)報(bào), 2015, 46(6):349-354.http:∥www.j-csam.org/jcsam/ch/reader/view_abstract.aspx?file_no=20150650&flag=1.DOI:10.6041/j.issn.1000-1298.2015.06.050. LIU Guowen, LI Sheng, RUAN Jian, et al. Dither compensation technology for hysteresis of bi-direction thrust torsion coupling [J/OL]. Transactions of the Chinese Society for Agricultural Machinery, 2015, 46(6):349-354.(in Chinese)

18 李勝, 左強(qiáng), 阮健. 雙向全橋 2D 電液比例方向閥:中國， 201210410588.9 [P]. 2012-10-24.

19 左強(qiáng)，李勝，阮?。?D 電液比例方向閥彈性壓扭聯(lián)軸器研究[J/OL]．農(nóng)業(yè)機(jī)械學(xué)報(bào)，2014，45(5): 327-333．http:∥www.j-csam.org/jcsam/ch/reader/view_abstract.aspx?file_no=20140551&flag=1.DOI:10.6041/j.issn.1000-1298.2014.05.051. ZUO Qiang，LI Sheng，RUAN Jian． 2D electro-hydraulic proportional directional valve elastic thrust torsion coupling[J/OL]．Transactions of the Chinese Society for Agricultural Machinery，2014，45(5): 327-333． (in Chinese)

20 王恒,張俊杰,王永泉，等. 考慮反向器影響的滾珠絲杠副摩擦力矩計(jì)算模型[J]. 機(jī)械工程學(xué)報(bào), 2016, 52(7):97-103. WANG Heng, ZHANG Junjie, WANG Yongquan, et al. A calculation model for friction torque of ball screws considering the influence of reversers[J]. Journal of Mechanical Engineering, 2016, 52(7):97-103.(in Chinese)

Static Characteristics of Ball-screw Type 2D Electro-hydraulic Proportional Directional Valve

ZUO Qiang1LU Qianqian1,2LI Sheng2RUAN Jian2

(1.DepartmentofMechanicalEngineering，ZhejiangUniversityCityCollege,Hangzhou310015,China2.KeyLaboratoryofSpecialPurposeEquipmentandAdvancedProcessingTechnology,MinistryofEducation，ZhejiangUniversityofTechnology,Hangzhou310014,China)

Traditional direct-drive proportional directional control valve is usually actuated by the proportional solenoid. However, it is very difficult to improve the flow，because of the magnetic saturation of the proportional solenoid itself. Therefore, a new 2D electro-hydraulic proportional directional control valve was proposed. A new ball-screw type axial compression and torsion coupling as an important part was designed in this valve, which was used to amplify the driving force of the solenoid. In the theoretical analysis, the amplification coefficient was 20. It was to overcome the friction force and clamping force or other nonlinear factors. The experimental results showed that the larger helix angles and the force transfer radius of the compression and torsion coupling were, the more obvious the effect of pressure-torsion was; changing of flutter amplitude compared with flutter frequency obviously improved the static characteristics of the valve; the static characteristics of the valve were improved obviously with the increase of the helix angle and the force transfer radius. Under pressure of 7 MPa, the maximum hysteresis of the valve did not exceed 3%, and the dead zone was about 0.5%; under pressure of 28 MPa, the flow rate was up to 190 L/min, the dead zone was about 2.8%, the maximum hysteresis was less than 5%, and pilot level leakage was about 0.2 L/min. The theoretical analysis and experimental data indicated that the valve had good static characteristics compared with the traditional valve and practical engineering applications.

electro-hydraulic proportional directional valve; compression and torsion-coupling; ball-screw type; static characteristics

10.6041/j.issn.1000-1298.2017.08.044

2017-04-05

2017-06-15

國家自然科學(xué)基金項(xiàng)目(51605430)

左強(qiáng)(1986—)，男，講師，博士，主要從事電液直接數(shù)字控制研究，E-mail： zuoq@zucc.edu.cn

阮健(1963—)，男，教授，博士生導(dǎo)師，主要從事電液直接數(shù)字控制研究，E-mail： wxmin@mail.hz.zj.com

TH137

A

1000-1298(2017)08-0368-08