電液負(fù)載模擬器同步結(jié)構(gòu)解耦研究

李閣強(qiáng) 劉 威 韓偉鋒 鄧效忠

1.河南科技大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院，洛陽，4710032.盾構(gòu)及掘進(jìn)技術(shù)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，鄭州，4500013.機(jī)械裝備先進(jìn)制造河南省協(xié)同創(chuàng)新中心，洛陽，471003

電液負(fù)載模擬器同步結(jié)構(gòu)解耦研究

李閣強(qiáng)1,3劉 威1韓偉鋒2鄧效忠1,3

1.河南科技大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院，洛陽，4710032.盾構(gòu)及掘進(jìn)技術(shù)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，鄭州，4500013.機(jī)械裝備先進(jìn)制造河南省協(xié)同創(chuàng)新中心，洛陽，471003

針對電液負(fù)載模擬器中的多余力矩問題，以閥控?cái)[動(dòng)馬達(dá)電液負(fù)載模擬器為對象，在分析研究多余力矩產(chǎn)生機(jī)理及影響因素的基礎(chǔ)上，提出一種同步結(jié)構(gòu)解耦新方法，具體實(shí)現(xiàn)是將加載執(zhí)行元件設(shè)計(jì)成復(fù)式雙層結(jié)構(gòu)，外層同步馬達(dá)用于跟蹤承載對象進(jìn)行位置同步控制，內(nèi)層馬達(dá)用于加載，通過復(fù)式結(jié)構(gòu)加載執(zhí)行元件實(shí)現(xiàn)變被動(dòng)加載為主動(dòng)加載，從根本上解決了多余力矩問題。給出了復(fù)式擺動(dòng)馬達(dá)的參數(shù)匹配原則、密封及結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)方案，仿真分析了內(nèi)外層馬達(dá)油道配流方式的合理性。最后，通過小梯度加載下電液負(fù)載模擬器性能的仿真分析驗(yàn)證了同步結(jié)構(gòu)解耦新方法的正確性及有效性。

電液負(fù)載模擬器；多余力矩；同步結(jié)構(gòu)解耦；復(fù)式擺動(dòng)馬達(dá)

0 引言

電液負(fù)載模擬器(electro-hydraulic load simulator，EHLS)屬于被動(dòng)式電液伺服加載系統(tǒng)，常用于國防尖端技術(shù)領(lǐng)域的載荷試驗(yàn)，如地面半實(shí)物模擬導(dǎo)彈等飛行器舵機(jī)的空氣動(dòng)力鉸鏈力矩[1]。電液負(fù)載模擬器上存在的多余力矩特性，以及承載對象不確定的特點(diǎn)使其成為極難控制的伺服系統(tǒng)[2]。對于多余力矩，國內(nèi)外學(xué)者提出了很多解決辦法，概括起來分為兩大類：一類是結(jié)構(gòu)抑制方法；另一類是控制補(bǔ)償方法。結(jié)構(gòu)抑制方法是通過增大液壓或機(jī)械結(jié)構(gòu)的濾波作用來抑制多余力矩的影響程度，包括雙閥控制方案、蓄壓器校正、緩沖彈簧校正、連通孔緩沖、位置同步補(bǔ)償方案以及壓力閥控制[3-7]等。其中雙閥控制方案采用壓力伺服閥加載，流量伺服閥補(bǔ)償強(qiáng)迫流量，但最終還是作用在同一個(gè)執(zhí)行馬達(dá)上；連通孔方案能在一定程度上緩沖強(qiáng)迫流量；位置同步補(bǔ)償是在加載馬達(dá)和基座之間引入一個(gè)位置馬達(dá)來吸收強(qiáng)迫流量，但其分布式結(jié)構(gòu)特點(diǎn)增加了加載馬達(dá)的制造難度，占用空間大，降低了系統(tǒng)整體固有頻率，并且在模擬仿真中存在安全隱患；壓力閥控制通過輸出壓力與控制信號(hào)嚴(yán)格的比例關(guān)系實(shí)現(xiàn)加載。控制補(bǔ)償方法主要通過控制算法來實(shí)現(xiàn)對多余力矩的抑制，如采用多變量解耦控制策略，將整個(gè)系統(tǒng)看成是多變量系統(tǒng)，引入解耦控制器，適當(dāng)選擇解耦控制器參數(shù)抑制多余力矩[8-11]；基于結(jié)構(gòu)不變性原理，通過對加載對象的速度信號(hào)進(jìn)行反饋來達(dá)到減小多余力矩的目的[12-14]；采用復(fù)合控制方法，通過不同控制策略的結(jié)合，實(shí)現(xiàn)優(yōu)勢互補(bǔ)[15-17]。上述各種控制補(bǔ)償方法，本質(zhì)都是將承載對象運(yùn)動(dòng)作為干擾來處理，根據(jù)運(yùn)動(dòng)狀態(tài)補(bǔ)償其引起的多余力矩，但由于多余力矩具有高通特性和微分特性，隨著仿真頻率的提高，補(bǔ)償網(wǎng)絡(luò)往往含有高階微分環(huán)節(jié)，這在物理上是難以實(shí)現(xiàn)的，而且易受高頻噪聲的干擾，且補(bǔ)償方法依賴于精確的數(shù)學(xué)模型，因此一般僅能實(shí)現(xiàn)近似補(bǔ)償。

本文從加載執(zhí)行元件入手，提出一種復(fù)式結(jié)構(gòu)擺動(dòng)馬達(dá)[18]，從加載原理上實(shí)現(xiàn)變被動(dòng)加載為主動(dòng)加載，從根本上解決多余力矩問題。

1 電液負(fù)載模擬器工作原理及多余力矩產(chǎn)生機(jī)理分析

電液負(fù)載模擬器的工作原理如圖1所示。圖1中左側(cè)為加載系統(tǒng)，右側(cè)為承載系統(tǒng)。承載馬達(dá)帶動(dòng)加載馬達(dá)運(yùn)動(dòng)，加載馬達(dá)的強(qiáng)迫運(yùn)動(dòng)導(dǎo)致內(nèi)部流量變化，進(jìn)而影響加載馬達(dá)輸出力矩，加載馬達(dá)輸出力矩作用在承載系統(tǒng)上，造成承載系統(tǒng)的運(yùn)動(dòng)狀態(tài)發(fā)生改變，承載系統(tǒng)運(yùn)動(dòng)狀態(tài)和加載系統(tǒng)輸出力矩如此反復(fù)影響，相互作用。為保證加載系統(tǒng)的加載性能，必須有效抑制兩者之間的多余力矩作用。

圖1 電液負(fù)載模擬器工作原理圖Fig.1 Operational principle diagram of EHLS

圖2 電液負(fù)載模擬器數(shù)學(xué)模型Fig.2 Mathematical model of EHLS

由圖1建立負(fù)載模擬器數(shù)學(xué)模型[19]，如圖2所示。圖2中，θr是承載系統(tǒng)和加載系統(tǒng)的輸入信號(hào)，θl是承載系統(tǒng)的輸出位置信號(hào)，T是加載系統(tǒng)的輸出力矩信號(hào)，其余符號(hào)含義如表1所示。表1也相應(yīng)地給出了本課題組研制的電液負(fù)載模擬器試驗(yàn)臺(tái)相關(guān)參數(shù)值。

由圖2可見，承載系統(tǒng)的位置輸出θl以干擾流量的形式通過耦合通道對加載系統(tǒng)輸出構(gòu)成多余力矩，同時(shí)加載系統(tǒng)的輸出力矩T通過力矩耦合通道對承載系統(tǒng)的輸出構(gòu)成耦合位移，將伺服閥看作比例環(huán)節(jié)，可得多余力矩T0的表達(dá)式如下：

表1 電液負(fù)載模擬器仿真實(shí)驗(yàn)參數(shù)

(1)

由式(1)可知，多余力矩的主要影響因素是馬達(dá)角速度sθl、連接剛度G、加載馬達(dá)排量Dm以及加載馬達(dá)總流量壓力系數(shù)Kce。其中最大的影響因素是馬達(dá)角速度，因?yàn)榉抡嬉篑R達(dá)角速度的變化范圍很大，所以多余力矩相應(yīng)地成比例變化。這個(gè)影響規(guī)律從實(shí)驗(yàn)上也可以得到驗(yàn)證，圖3是本實(shí)驗(yàn)室研制的電液負(fù)載模擬器試驗(yàn)臺(tái)。為了驗(yàn)證承載系統(tǒng)運(yùn)動(dòng)速度對多余力矩的影響，將加載系統(tǒng)指令信號(hào)置零，承載系統(tǒng)施加指令位置信號(hào)，通過扭矩傳感器檢測加載系統(tǒng)輸出力矩，此時(shí)加載系統(tǒng)輸出力矩為多余力矩，如圖4所示。由圖4可知，多余力矩隨著承載系統(tǒng)運(yùn)動(dòng)速度ω的增大而增大。

圖3 電液負(fù)載模擬器仿真試驗(yàn)臺(tái)Fig.3 Simulation test-bed of EHLS

(a)ωmax=6.28°/s

(b)ωmax=62.8°/s

(c)ωmax=251.2°/s圖4 承載系統(tǒng)不同速度時(shí)對多余力矩的影響Fig.4 The influence of different speed of the bearing system on coupling torque

2 同步結(jié)構(gòu)解耦原理

通過上述分析可以看出，承載系統(tǒng)的主動(dòng)運(yùn)動(dòng)和加載系統(tǒng)的滯后是多余力矩存在的根本原因，使得加載系統(tǒng)中流量和壓力之間也存在著一定的耦合關(guān)系。單純地通過控制補(bǔ)償方法很難從根本上解決多余力矩問題，必須從結(jié)構(gòu)上找到根本的抑制方法。由圖1和式(1)均可以看出，如果加載馬達(dá)能同時(shí)既跟隨承載馬達(dá)的運(yùn)動(dòng)，又能對承載馬達(dá)進(jìn)行加載，就可以抵消掉承載馬達(dá)的速度干擾。為此，將圖1中的加載馬達(dá)外層再嵌套一個(gè)同步馬達(dá)，構(gòu)成復(fù)式結(jié)構(gòu)的雙層伺服馬達(dá)，如圖5a所示。其中內(nèi)層馬達(dá)用來加載，外層馬達(dá)用來保持與承載馬達(dá)同步，通過同步馬達(dá)吸收加載系統(tǒng)中的擾動(dòng)流量，加載系統(tǒng)的被動(dòng)運(yùn)動(dòng)由同步馬達(dá)來承擔(dān)，這樣就可以消除加載系統(tǒng)內(nèi)部流量和壓力的耦合，進(jìn)而從加載原理上實(shí)現(xiàn)變被動(dòng)加載為主動(dòng)加載，從本質(zhì)上解決電液負(fù)載模擬器中的多余力矩問題。具體實(shí)現(xiàn)方法是：在模擬仿真時(shí)，給同步馬達(dá)和承載馬達(dá)相同的位置指令信號(hào)，對同步馬達(dá)和承載馬達(dá)分別做閉環(huán)控制，通過控制算法保證兩者同步運(yùn)動(dòng)，同時(shí)按照一定的加載梯度對加載馬達(dá)施加力矩指令信號(hào)進(jìn)行力矩閉環(huán)控制。本文將能夠?qū)崿F(xiàn)上述加載功能的加載馬達(dá)稱為復(fù)式同步加載伺服馬達(dá)，結(jié)構(gòu)及油路原理如圖5所示。

(a)結(jié)構(gòu)原理圖

(b)油路原理圖圖5 復(fù)式同步加載伺服馬達(dá)結(jié)構(gòu)及油路原理圖Fig.5 Compound synchronous load servo motor structure and oil circuit principle diagram

由圖5可知，復(fù)式同步加載伺服馬達(dá)是雙層嵌套結(jié)構(gòu)的復(fù)式擺動(dòng)馬達(dá)，外層是同步馬達(dá)，內(nèi)層是加載馬達(dá)。其中同步馬達(dá)轉(zhuǎn)子兼作加載馬達(dá)定子，加載馬達(dá)定子、殼體及同步馬達(dá)轉(zhuǎn)子設(shè)計(jì)成一體化結(jié)構(gòu)，加載馬達(dá)轉(zhuǎn)子輸出軸和承載馬達(dá)輸出軸剛性連接。工作時(shí)只要保證同步馬達(dá)轉(zhuǎn)子跟隨承載馬達(dá)同步運(yùn)動(dòng)，即同步馬達(dá)與承載馬達(dá)保持“相對靜止”，則同步馬達(dá)的跟隨運(yùn)動(dòng)吸收了由于加載馬達(dá)的被動(dòng)運(yùn)動(dòng)而產(chǎn)生的強(qiáng)迫流量，即解除了加載系統(tǒng)和承載系統(tǒng)之間的多余力矩。此時(shí)被動(dòng)加載變成了主動(dòng)加載，有效地消除了由于承載系統(tǒng)的主動(dòng)運(yùn)動(dòng)而引起的多余力矩。

3 復(fù)式擺動(dòng)馬達(dá)參數(shù)匹配原則及結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

3.1 復(fù)式擺動(dòng)馬達(dá)參數(shù)匹配原則

復(fù)式擺動(dòng)馬達(dá)消除多余力矩的關(guān)鍵是保證同步馬達(dá)和承載馬達(dá)同步運(yùn)動(dòng)，理論上不僅要保證同步馬達(dá)和承載馬達(dá)的角速度相等，還要保證角速度的變化趨勢保持相同，甚至角加速度的變化趨勢也要相同。此外馬達(dá)在啟動(dòng)、換向及停止時(shí)，由于兩馬達(dá)摩擦力矩及響應(yīng)速度的差異，保證同步難度更大，為此要保證同步馬達(dá)和承載馬達(dá)的同步控制精度，理論上兩馬達(dá)的結(jié)構(gòu)參數(shù)須保持完全一致。但由于復(fù)式擺動(dòng)馬達(dá)采用雙層嵌套結(jié)構(gòu)，同步馬達(dá)和承載馬達(dá)結(jié)構(gòu)尺寸不可能完全一致，導(dǎo)致兩馬達(dá)的摩擦力矩不同。因此，設(shè)計(jì)復(fù)式擺動(dòng)馬達(dá)時(shí)須以保證同步馬達(dá)和承載馬達(dá)的響應(yīng)速度相同為目標(biāo)，按固有頻率和阻尼比分別相等的原則進(jìn)行參數(shù)匹配，在同步馬達(dá)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的密封方式選擇上應(yīng)盡可能地減小其摩擦力，以保證其跟蹤承載馬達(dá)同步運(yùn)動(dòng)的快速性。

3.2 復(fù)式擺動(dòng)馬達(dá)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

根據(jù)圖5a復(fù)式擺動(dòng)馬達(dá)結(jié)構(gòu)原理及參數(shù)匹配原則可知，外層同步馬達(dá)結(jié)構(gòu)參數(shù)的選取須能夠與承載馬達(dá)進(jìn)行同步控制，內(nèi)層加載馬達(dá)結(jié)構(gòu)參數(shù)須能夠滿足加載系統(tǒng)對加載性能的要求，同時(shí)內(nèi)層加載馬達(dá)套裝在外層同步馬達(dá)內(nèi)部。綜合考慮伺服閥及位置檢測元件的布局、油道的設(shè)置及密封方式等，設(shè)計(jì)的復(fù)式擺動(dòng)馬達(dá)結(jié)構(gòu)如圖6所示，結(jié)構(gòu)參數(shù)如表2所示。

由圖6可以看出，加載馬達(dá)套裝在同步馬達(dá)轉(zhuǎn)子內(nèi)部，其中同步馬達(dá)轉(zhuǎn)子兼作加載馬達(dá)殼體，感應(yīng)同步器轉(zhuǎn)子與加載馬達(dá)左端蓋固定連接，感應(yīng)同步器定子與同步馬達(dá)左端蓋固定連接，內(nèi)層加載馬達(dá)選擇加載馬達(dá)轉(zhuǎn)子配油，外層同步馬達(dá)選擇殼體配油。同步伺服閥設(shè)置在同步馬達(dá)殼體表面，加載伺服閥通過液壓旋轉(zhuǎn)接頭設(shè)置在加載馬達(dá)轉(zhuǎn)子軸上。相比于單層馬達(dá)，雙層套裝結(jié)構(gòu)具有更長的泄漏和密封邊界，而且套裝結(jié)構(gòu)增加了結(jié)構(gòu)和油道的設(shè)計(jì)難度。

1.感應(yīng)同步器定子 2.感應(yīng)同步器轉(zhuǎn)子 3.同步馬達(dá)左端蓋 4.同步馬達(dá)左側(cè)板 5.軸承 6.同步馬達(dá)殼體 7.聚氨酯密封條 8.改性聚四氟乙烯密封條 9.改性聚四氟乙烯密封圈 10.同步馬達(dá)右側(cè)板 11.O形密封圈 12.同步馬達(dá)右端蓋 13.同步馬達(dá)轉(zhuǎn)子 14.加載馬達(dá)右端蓋 15.加載馬達(dá)轉(zhuǎn)子 16.加載馬達(dá)左端蓋圖6 復(fù)式擺動(dòng)馬達(dá)結(jié)構(gòu)圖Fig.6 Structural diagram of compound swing motor

參數(shù)名稱數(shù)值復(fù)式擺動(dòng)馬達(dá)葉片厚度35同步馬達(dá)殼體外徑253同步馬達(dá)殼體內(nèi)徑173同步馬達(dá)轉(zhuǎn)子外徑160同步馬達(dá)轉(zhuǎn)子內(nèi)徑120加載馬達(dá)轉(zhuǎn)子外徑100加載馬達(dá)轉(zhuǎn)子內(nèi)徑55

3.2.1復(fù)式擺動(dòng)馬達(dá)密封技術(shù)

因復(fù)式擺動(dòng)馬達(dá)是雙層嵌套結(jié)構(gòu)，密封面積約是單層馬達(dá)的兩倍，靜摩擦力矩較大，過大的靜摩擦力矩使馬達(dá)啟動(dòng)困難，降低馬達(dá)的低速性能，影響多余力矩的消減，因此選擇合適的密封形式是復(fù)式擺動(dòng)馬達(dá)設(shè)計(jì)中的關(guān)鍵問題。

馬達(dá)中常用的動(dòng)密封形式有間隙式和填料式兩種，間隙密封摩擦力矩小、結(jié)構(gòu)簡單、壽命長、不發(fā)生固相摩擦；填料密封密封可靠，摩擦力矩大、安裝維護(hù)方便。加載馬達(dá)需要輸出指令加載力矩，泄漏會(huì)引起輸出力矩誤差較大；同步馬達(dá)需要保證與承載馬達(dá)的同步精度，要求其響應(yīng)速度快，啟動(dòng)摩擦力矩越小越好。綜合考慮以上因素，外層同步馬達(dá)選擇間隙密封，內(nèi)層加載馬達(dá)選擇填料式組合密封。復(fù)式擺動(dòng)馬達(dá)的組合密封通常由一個(gè)主密封件和一個(gè)輔助彈性密封件組成，屬接觸型自緊式密封，O形圈安裝之后壓縮變形產(chǎn)生反作用力施加在主密封件內(nèi)部，使得主密封件與同步馬達(dá)轉(zhuǎn)子緊密接觸[20]。

3.2.2加載馬達(dá)油道設(shè)計(jì)

加載馬達(dá)套裝在同步馬達(dá)內(nèi)部，同步馬達(dá)轉(zhuǎn)子兼作加載馬達(dá)殼體，因此加載馬達(dá)采用軸配流方式，如圖7所示。通過將加載馬達(dá)配油口進(jìn)行偏置，在幾何突變區(qū)域多出一段緩沖區(qū)域，相當(dāng)于對油道進(jìn)行倒角式處理，有助于減小幾何突變區(qū)域的壓力和流速突變。設(shè)置偏置距離為油道半徑，使油道突變處的過流面積最大，產(chǎn)生的局部壓力損失最小，同時(shí)又不會(huì)產(chǎn)生節(jié)流效果。

圖7 加載馬達(dá)油道剖面圖Fig.7 Profile diagram of load motor oil duct

由于加載馬達(dá)油道設(shè)置在轉(zhuǎn)子軸上，加載馬達(dá)配油口隨著轉(zhuǎn)子的擺動(dòng)而擺動(dòng)，因此選用液壓旋轉(zhuǎn)接頭對加載馬達(dá)進(jìn)行配油，液壓旋轉(zhuǎn)接頭主軸跟隨加載馬達(dá)轉(zhuǎn)子擺動(dòng)，殼體固定。為了減小無效容積，提高加載馬達(dá)的響應(yīng)速度，加載伺服閥安裝在液壓旋轉(zhuǎn)接頭殼體上。

3.2.3同步馬達(dá)油道設(shè)計(jì)

同步馬達(dá)轉(zhuǎn)子為中空式，內(nèi)部為加載馬達(dá)，因此同步馬達(dá)采用殼體配油的方式，有3種配油方法，如圖8所示。

圖8a所示的配油方式簡化了同步馬達(dá)油道，降低了壓力損失，但需要在同步馬達(dá)殼體上設(shè)置對稱油道，這樣增加了其外部油管數(shù)，增大了無效容積，影響了同步馬達(dá)的響應(yīng)特性，并且給同步伺服閥的布置造成困難；圖8b所示的油道設(shè)置在同步馬達(dá)殼體內(nèi)部，避免了圖8a所示油道的缺點(diǎn)，但這種油道出現(xiàn)了幾何形狀突變，而且突變處為銳角，將產(chǎn)生較大的局部壓力損失，由于同步馬達(dá)內(nèi)部壓力較高且換向頻繁，幾何突變處應(yīng)力集中且變化頻繁，導(dǎo)致幾何突變處容易出現(xiàn)嚴(yán)重的金屬?zèng)_蝕，污染油液，導(dǎo)致伺服閥故障；圖8c所示的圓弧形油道設(shè)置在同步馬達(dá)殼體內(nèi)部，油道為圓弧狀，壓力損失較小，機(jī)械加工方式難以實(shí)現(xiàn)，可采用精密鑄造的方式，這樣也可同時(shí)保證油道的表面精度。綜上，采用圖8c的油道設(shè)置方式。為了提高同步馬達(dá)的響應(yīng)速度，將同步伺服閥集成在同步馬達(dá)殼體上。

(a)同步馬達(dá)油道設(shè)置方式1

(b)同步馬達(dá)油道設(shè)置方式2

(c)同步馬達(dá)油道設(shè)置方式3圖8 同步馬達(dá)油道剖面圖Fig.8 Profile diagram of synchronous motor oil duct

3.3 復(fù)式擺動(dòng)馬達(dá)流體特性分析

通過上述分析可知，油道設(shè)置是復(fù)式擺動(dòng)馬達(dá)設(shè)計(jì)的重點(diǎn)和難點(diǎn)，它直接影響復(fù)式擺動(dòng)馬達(dá)消除多余力矩的能力，因此需要運(yùn)用ANSYS仿真分析軟件對其進(jìn)行流體特性分析以驗(yàn)證復(fù)式擺動(dòng)馬達(dá)油道設(shè)置的合理性。將復(fù)式擺動(dòng)馬達(dá)模型導(dǎo)入到ANSYS FLUENT生成復(fù)式擺動(dòng)馬達(dá)流體域并劃分網(wǎng)格；采用RNGk-ε模型來描述液壓油在復(fù)式擺動(dòng)馬達(dá)內(nèi)部的流動(dòng)狀態(tài)；馬達(dá)內(nèi)部為46號(hào)液壓油；壓力差分格式采用標(biāo)準(zhǔn)離散差分格式，動(dòng)量方程、湍動(dòng)能方程和湍動(dòng)能耗散率均采用一階迎風(fēng)差分格式；通過SIMPLE算法耦合求解速度和壓力方程。設(shè)置連續(xù)性方程和動(dòng)量方程收斂殘差標(biāo)準(zhǔn)均為10-5，迭代步數(shù)為3000，如圖9所示，殘差在2338步實(shí)現(xiàn)收斂。復(fù)式擺動(dòng)馬達(dá)的流體特性如圖10所示。

圖9 RNG k-ε計(jì)算殘差曲線Fig.9 Calculating residual curve of RNG k-ε

(a)復(fù)式擺動(dòng)馬達(dá)速度云圖

(b)復(fù)式擺動(dòng)馬達(dá)壓力云圖圖10 復(fù)式擺動(dòng)馬達(dá)速度及壓力云圖Fig.10 Velocity and pressure nephogram of compound swing motor

由圖10a速度云圖可見，同步馬達(dá)流體域油液速度流線相互平行，油液流動(dòng)穩(wěn)定。液流在流經(jīng)每個(gè)轉(zhuǎn)向時(shí)，流體域的過流面積均會(huì)發(fā)生改變，因此液流速度也會(huì)發(fā)生改變，由馬達(dá)的流線圖可知，液流在轉(zhuǎn)向時(shí)油道近壁面處的流速較快，但流線的形狀并沒有受到破壞，也沒有產(chǎn)生較大的漩渦；從加載馬達(dá)流體域流線分布看，液流并沒有出現(xiàn)較大的漩渦，流線穩(wěn)定。由圖10b壓力云圖可見，兩馬達(dá)油道幾何突變處均沒有產(chǎn)生較大的局部壓力損失，液流總的壓力損失很小，保證了內(nèi)層加載馬達(dá)加載力矩的準(zhǔn)確性。

4 復(fù)式擺動(dòng)馬達(dá)同步結(jié)構(gòu)解耦仿真分析

同步結(jié)構(gòu)解耦策略可以從根本上變被動(dòng)加載為主動(dòng)加載，從而從理論上消除電液負(fù)載模擬器的多余力矩。為了驗(yàn)證復(fù)式擺動(dòng)馬達(dá)消除多余力矩的有效性，搭建采用復(fù)式擺動(dòng)馬達(dá)作為加載裝置的電液負(fù)載模擬器AMESim仿真模型。由于小梯度加載中多余力矩所占的比例大，更難以滿足加載性能，因此以小梯度加載為例，分析以復(fù)式擺動(dòng)馬達(dá)作為加載執(zhí)行元件消除多余力矩的有效性。復(fù)式擺動(dòng)馬達(dá)同步結(jié)構(gòu)解耦的AMESim模型如圖11所示。右側(cè)為加載馬達(dá)，左上側(cè)為同步馬達(dá)，左下側(cè)為承載馬達(dá)，同步馬達(dá)轉(zhuǎn)子與加載馬達(dá)殼體通過旋轉(zhuǎn)載荷相連；承載馬達(dá)轉(zhuǎn)子與加載馬達(dá)轉(zhuǎn)子通過連接桿相連，并在模型中考慮了油液的可壓縮性和擺動(dòng)馬達(dá)的內(nèi)泄漏，內(nèi)泄漏設(shè)置為縫隙流。仿真模型參數(shù)由表1和表2得到。取加載梯度為2 N·m/(°)，角位移信號(hào)為sin2πft，在5 Hz、10 Hz及16 Hz三種不同頻率下，承載馬達(dá)和加載馬達(dá)的響應(yīng)曲線如圖12所示。

在位移響應(yīng)曲線中，曲線1代表位移指令信號(hào)，曲線2代表承載馬達(dá)位移響應(yīng)，曲線3代表同步馬達(dá)位移響應(yīng)；力矩響應(yīng)曲線中，曲線1代表力矩指令信號(hào)，曲線2代表加載馬達(dá)力矩響應(yīng)。

圖11 同步結(jié)構(gòu)解耦A(yù)MESim模型Fig.11 AMESim model of Synchronous structure decoupling

(a)位移響應(yīng)曲線(f=5 Hz)

(b)力矩響應(yīng)曲線(f=5 Hz)

(c)位移響應(yīng)曲線(f=10 Hz)

(d)力矩響應(yīng)曲線(f=10 Hz)

(e)位移響應(yīng)曲線(f=16 Hz)

(f)力矩響應(yīng)曲線(f=16 Hz)圖12 不同頻率下采用同步結(jié)構(gòu)解耦策略的位移及力矩響應(yīng)曲線Fig.12 Displacement and torque response curves with synchronous structure decoupling strategy under different frequencies

由圖12可見，在不同頻率下，位移及力矩響應(yīng)曲線有不同程度的滯后，這主要是由加載系統(tǒng)本身的固有頻率局限造成的，由系統(tǒng)本身頻寬決定。在低頻段采用復(fù)式擺動(dòng)馬達(dá)能夠很好地解除電液負(fù)載模擬器的多余力矩；隨著加載頻率的增大，加載系統(tǒng)的跟蹤性能有所下降，但是幅值衰減在10%以內(nèi)，相位滯后小于10°，仍能滿足電液負(fù)載模擬器性能指標(biāo)中的“雙十指標(biāo)”。可見，同步結(jié)構(gòu)解耦策略可有效地消除電液負(fù)載模擬器的多余力矩。

5 結(jié)論

(1)通過對電液負(fù)載模擬器數(shù)學(xué)模型的分析，揭示了多余力矩的產(chǎn)生機(jī)理，給出了各參數(shù)對多余力矩的影響規(guī)律。

(2)提出了一種基于新型加載執(zhí)行元件復(fù)式擺動(dòng)馬達(dá)的被動(dòng)式加載新方法，實(shí)現(xiàn)了將被動(dòng)加載轉(zhuǎn)變?yōu)橹鲃?dòng)加載的結(jié)構(gòu)解耦策略，從本質(zhì)上徹底解決了多余力矩問題。給出了復(fù)式擺動(dòng)馬達(dá)與承載馬達(dá)的參數(shù)匹配原則，設(shè)計(jì)了馬達(dá)結(jié)構(gòu)方案，研究了復(fù)式擺動(dòng)馬達(dá)密封技術(shù)及內(nèi)部流道構(gòu)建方法。

(3)通過仿真分析證明了加載新方法的可行性和有效性。

[1] 汪成文, 焦宗夏, 羅才瑾. 基于改進(jìn)的速度同步控制的電液負(fù)載模擬器[J]. 航空學(xué)報(bào), 2012, 33(9): 1717-1725.

WANG Chengwen, JIAO Zongxia, LUO Caijin. An Improved Velocity Synchronization Control on Electro-hydraulic Load Simulator[J]. Acta Aeronautica et Astronautica Sinica, 2012, 33(9): 1717-1725.

[2] 李閣強(qiáng), 顧永升, 李健，等. 被動(dòng)式電液力伺服系統(tǒng)的自適應(yīng)反步滑?？刂芠J]. 兵工學(xué)報(bào), 2017, 38(3): 616-624.

LI Geqiang, GU Yongsheng, LI Jian, et al. Adaptive Backstepping Sliding Mode Control of Passive Electro-hydraulic Force Servo System[J]. Acta Armamentarii, 2017, 38(3): 616-624.

[3] 郝經(jīng)佳, 趙克定, 許宏光，等. 雙閥控制在電液負(fù)載仿真臺(tái)中的應(yīng)用[J]. 中國機(jī)械工程, 2002, 13(10): 814-816.

HAO Jingjia, ZHAO Keding, XU Hongguang, et al. The Application of Double Valve Control with Pressure and Flow Servo Valve in Electro-hydraulic Load Simulator[J]. China Mechanical Engineering, 2002, 13(10): 814-816.

[4] 王經(jīng)甫, 葉正茂, 李洪人，等. 雙閥并聯(lián)控制在船舶舵機(jī)電液負(fù)載模擬器多余力抑制中的研究[J]. 機(jī)械工程學(xué)報(bào), 2005, 41(4): 229-233.

WANG Jingfu, YE Zhengmao, LI Hongren, et al. Study on Eliminating the Superfluous Force of Marine Electrohydraulic Load Simulator Applied with Dual-valve Parallel Connected Control[J]. Chinese Journal of Mechanical Engineering, 2005, 41(4): 229-233.

[5] 符文星, 孫力, 于云峰，等. 大力矩電動(dòng)負(fù)載模擬器設(shè)計(jì)與建模[J]. 系統(tǒng)仿真學(xué)報(bào), 2009, 21(12): 3596-3598.

FU Wenxing, SUN Li, YU Yunfeng, et al. Design and Model-building of Motor-driven Load Simulator with Large Torque Outputs[J]. Journal of System Simulation, 2009, 21(12): 3596-3598.

[6] 吳樂彬. 基于電液伺服并聯(lián)六自由度機(jī)構(gòu)的廣義負(fù)載模擬理論和實(shí)驗(yàn)研究[D]. 杭州: 浙江大學(xué)， 2010: 24-43.

WU Lebin. Research on Theory and Experiment of the Generalized Load Simulator Based on Electro-hydraulic Parallel 6DOF Manipulator[D]. Hangzhou: Zhejiang University， 2010: 24-43.

[7] 張立勛, 孟慶鑫, 劉慶和，等. 位置同步補(bǔ)償克服負(fù)載模擬器干擾力矩及提高系統(tǒng)頻寬的理論與實(shí)驗(yàn)研究[J]. 宇航學(xué)報(bào), 1997, 18(1): 121-124.

ZHANG Lixun, MENG Qingxin, LIU Qinghe, et al. Experimental and Theoretic Study on Eliminating the Disturbance Torque and Widening the Frequency Band Width of the Load Simulator Using Position Synchro Compensation[J]. Journal of Astronautics, 1997, 18(1): 121-124.

[8] 楊春衛(wèi), 代建輝, 畢樹生，等. 復(fù)合負(fù)載模擬器的設(shè)計(jì)與實(shí)現(xiàn)[J]. 北京航空航天大學(xué)學(xué)報(bào), 2013, 39(12): 1660-1664.

YANG Chunwei, DAI Jianhui, BI Shusheng, et al. Design and Implementation of a Compound Load Simulator[J]. Journal of Beijing University of Aeronautics and Astronautics, 2013, 39(12): 1660-1664.

[9] 李閣強(qiáng), 趙克定, 袁銳波，等.μ理論在電液負(fù)載模擬器中的應(yīng)用[J]. 航空學(xué)報(bào), 2007, 28(1): 228-233.

LI Geqiang, ZHAO Keding, YUAN Ruibo, et al. Application of μ Theory in Electrohydraulic Load Simulator[J]. Acta Aeronautica et Astronautica Sinica, 2007, 28(1): 228-233.

[10] 歐陽小平, 李鋒, 朱瑩,等. 重載航空負(fù)載模擬器非線性最優(yōu)前饋補(bǔ)償控制[J]. 航空學(xué)報(bào), 2016, 37(2): 669-679.

OUYANG Xiaoping, LI Feng, ZHU Ying, et al. Nonlinear Optimal Feedforward Compensation Controller for Heavy Load Aviation Load Simulator[J]. Acta Aeronautica et Astronautica Sinica, 2016, 37(2): 669-679.

[11] 岳欣, 姚建勇. 基于積分魯棒的電液負(fù)載模擬器漸近跟蹤控制[J]. 航空學(xué)報(bào), 2017, 38(2): 289-298.

YUE Xin, YAO Jianyong. Integral Robust Based Asymptotic Tracking Control of Electro-hydraulic Load Simulator[J]. Acta Aeronautica et Astronautica Sinica, 2017, 38(2): 289-298.

[12] 李成功, 靳紅濤, 焦宗夏,等. 電動(dòng)負(fù)載模擬器多余力矩產(chǎn)生機(jī)理及抑制[J]. 北京航空航天大學(xué)學(xué)報(bào), 2006, 32(2): 204-208.

LI Chenggong, JIN Hongtao, JIAO Zongxia, et al. Mechanism and Suppression of Extraneous Torque of Motor Driver Load Simulator[J]. Journal of Beijing University of Aeronautics and Astronautics, 2006, 32(2): 204-208.

[13] HAN S S, JIAO Z X, YAO J Y. Compound Velocity Synchronizing Control Strategy for Electro-hydraulic Load Simulator and Its Engineering Application[J]. Journal of Dynamic Systems Measurement & Control, 2014, 136(5): 0510021-3.

[14] ZHOU G Z, GUO D, QI X Y. A Superfluous Force Suppression Method Based on Structure Invariance Principle with Particle Swarm Optimization Algorithm[J]. Advanced Materials Research, 2012, 430/432: 1877-1880.

[15] WANG C W, JIAO Z X, QUAN L. Adaptive Velocity Synchronization Compound Control of Electro-hydraulic Load Simulator[J]. Aerospace Science and Technology, 2015, 42(9): 309-321.

[16] WANG C, HOU Y L,LIU R Z, et al. Control of the Electric Load Simulator Using Fuzzy Multiresolution Wavelet Neural Network with Dynamic Compensation[J]. Shock & Vibration, 2016, 2016(12): 1-10.

[17] JING C H, XU H G, ZHENG D K. A Practical Compound Control Strategy for Electro-hydraulic Load Simulator [C]//International Conference on Fluid Power and Mechatronics. New York: IEEE, 2015: 1228-1233.

[18] 李閣強(qiáng), 楊紅艷, 趙巧莉，等. 一種電液伺服加載系統(tǒng)用復(fù)式液壓擺動(dòng)缸:中國,201310003344.3[P]. 2014-04-16.

LI Geqiang, YANG Hongyan, ZHAO Qiaoli, et al. A Kind of Electro-hydraulic Servo Loading System with Double Swing Hydraulic Cylinder: China, 201310003344.3[P]. 2014-04-16.

[19] 楊紅艷. 被動(dòng)式電液力伺服系統(tǒng)的同步解耦控制研究[D]. 洛陽: 河南科技大學(xué), 2013: 4-30.

YANG Hongyan. Synchronization Decoupling Control Study of Passive Electric-hydraulic Servo System[D]. Luoyang: Henan University of Science and Technology, 2013: 4-30.

[20] 李閣強(qiáng), 趙巧莉, 李躍松，等. 電液伺服擺動(dòng)馬達(dá)密封結(jié)構(gòu)研究[J]. 潤滑與密封, 2015, 40(4): 9-13.

LI Geqiang, ZHAO Qiaoli, LI Yuesong, et al. Research on Sealing Structure of Electro-hydraulic Servo Swing Motor[J]. Lubrication Engineering, 2015, 40(4): 9-13.

ResearchonSynchronousStructureDecouplingofElectro-hydraulicLoadSimulators

LI Geqiang1,3LIU Wei1HAN Weifeng2DENG Xiaozhong1,3

1.School of Mechatronics Engineering,Henan University of Science and Technology,Luoyang, Henan，471003 2.State Key Laboratory of Shield Machine and Boring Technology,Zhengzhou,450001 3.Collaborative Innovation Center of Machinery Equipment Advanced Manufacturing of Henan Province,Luoyang,Henan,471003

In order to study the extra torque problems of EHLSs, taking the valve control swing motor of EHLS as an object, a new principle of synchronous structure coupling was proposed, which was based on the analyses of the extra torque mechanism and influence factors. The concrete way was to design the load actuator into a compound bilayer structure, where the outer synchronous motor was used to track the bearing motor for position synchronization control, and the inner motor was used to load. Through the load actuator of the compound structure, the passive loads were modified into active loads, and the problems of extra torque were solved fundamentally. The principles of parameter matching, the design of the seals and the structures of the compound swing motors were given, and the rationality of the oil duct in the inner and outer motors was simulated and tested. Finally, through simulation analysis of EHLS under small gradient loading, the correctness and effectiveness of synchronous structure decoupling were verified.

electro-hydraulic load simulator(EHLS); extra torque; synchronous structure decoupling; compound swing motor

2017-08-02

國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51175148)；盾構(gòu)及掘進(jìn)技術(shù)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室開放課題資助項(xiàng)目(2014-03)

V216.8

10.3969/j.issn.1004-132X.2017.24.006

(編輯王艷麗)

李閣強(qiáng)，男，1971年生。河南科技大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院博士,機(jī)械裝備先進(jìn)制造河南省協(xié)同創(chuàng)新中心測控技術(shù)平臺(tái)副主任。主要研究方向?yàn)闄C(jī)電液一體化技術(shù)，流體傳動(dòng)與控制。獲省部級(jí)一等獎(jiǎng)、二等獎(jiǎng)各1項(xiàng)。發(fā)表論文30余篇。E-mail：hitligeqiang@163.com。劉威，男，1989年生。河南科技大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院碩士研究生。韓偉鋒，男，1985年生。盾構(gòu)及掘進(jìn)技術(shù)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室工程師。鄧效忠，男，1957年生。河南科技大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院教授、博士研究生導(dǎo)師，機(jī)械裝備先進(jìn)制造河南省協(xié)同創(chuàng)新中心主任。