小球式旋轉(zhuǎn)直驅(qū)壓力伺服閥動態(tài)特性分析優(yōu)化

陸亮，夏飛燕，訚耀保,*，原佳陽，方向

1. 同濟大學(xué) 機械與能源工程學(xué)院，上海 200092 2. 南京機電液壓工程研究中心 航空機電系統(tǒng)綜合航空科技重點實驗室，南京 210061

20世紀(jì)80年代末期，電機出現(xiàn)了混合勵磁同步結(jié)構(gòu)，其輸出效率高、力矩大，應(yīng)用廣泛[1-3]。基于高功率密度電機的發(fā)展，同期，出現(xiàn)了一批旋轉(zhuǎn)直接驅(qū)動伺服閥的專利[4-6]，通過運動轉(zhuǎn)換機構(gòu)將電機的旋轉(zhuǎn)運動轉(zhuǎn)換成閥芯的直線運動，其目的是取消傳統(tǒng)兩級閥中復(fù)雜的前置級。直接驅(qū)動電液壓力伺服閥擁有結(jié)構(gòu)簡單、抗污染能力強等優(yōu)勢，可應(yīng)用在緊湊型液壓系統(tǒng)中替代傳統(tǒng)的兩級電液伺服閥，其應(yīng)用優(yōu)勢逐漸體現(xiàn)出來，如在飛機電子防滑剎車系統(tǒng)中取代傳統(tǒng)的噴嘴擋板閥作為壓力控制元件，避免易發(fā)的油液污染顆粒堵塞噴嘴口而使壓力控制失效的問題。

近年來，直接驅(qū)動的電液壓力伺服閥發(fā)展迅速。1993年日本學(xué)者Urai等[7]提出采用磁致伸縮材料提供閥芯直接驅(qū)動的動力，通過通電線圈產(chǎn)生磁場，處于磁場中的磁致伸縮材料發(fā)生變形，進(jìn)而推動閥芯，此種結(jié)構(gòu)的閥結(jié)構(gòu)緊湊，階躍響應(yīng)快，但對溫度變化敏感。MOOG公司提出以直線力矩馬達(dá)直接驅(qū)動閥芯的直動閥結(jié)構(gòu)，如D633/644系列[8]，該系列現(xiàn)已形成產(chǎn)品，其動靜態(tài)特性良好，但它將直線力矩馬達(dá)與閥芯同軸布置，結(jié)構(gòu)不夠緊湊。2006年以PARK公司為首的音圈驅(qū)動[9]單級閥開始發(fā)展，將閥芯與通電線圈相連，在外加磁場作用下，線圈帶動閥芯移動，同時在線圈上內(nèi)置位移傳感器，用于檢測閥芯位置，由于線圈無支承，其慣量小、無摩擦，整閥響應(yīng)線性度高，但是由于線圈位移有限，其可控的輸出流量或壓力較小。2016年西安交通大學(xué)[10]提出一種轉(zhuǎn)閥結(jié)構(gòu)，在閥芯和閥套上對應(yīng)開槽，通過閥芯與閥套的相互轉(zhuǎn)動開啟或閉合對應(yīng)的通槽，從而控制輸出的流量或壓力。這種結(jié)構(gòu)使得污染顆粒難以在閥內(nèi)堆積，抗污染能力強，且閥芯轉(zhuǎn)動阻尼相對滑動阻尼小，動態(tài)特性較優(yōu)。

伺服閥作為飛機剎車系統(tǒng)中的壓力控制元件，其動態(tài)特性的好壞，直接影響剎車系統(tǒng)的控制效果[11]。2002年Yuan和Li[12-13]先后提出通過減小滑閥阻尼長度的方法來增加其響應(yīng)速度，通過在滑閥節(jié)流邊開槽，將滑閥變?yōu)樨?fù)阻尼可以有效地改善滑閥的動態(tài)特性。2009年吳泊寧等[14]根據(jù)模態(tài)截斷的相關(guān)理論，推導(dǎo)了閉環(huán)系統(tǒng)在不同模態(tài)疊加過程中的穩(wěn)定性變化，得出了伺服閥系統(tǒng)在高頻階段失穩(wěn)的結(jié)論。2014年黃澄等[15]通過時域仿真結(jié)合頻域分析證明了飛機液壓剎車系統(tǒng)管路會影響壓力伺服閥的輸出特性，兩者相耦合會引發(fā)伺服閥振蕩失穩(wěn)。2016年逯九利等[16]利用AMESim仿真驗證了飛機剎車壓力控制系統(tǒng)諧振的原因，并優(yōu)化選取了管路、系統(tǒng)背壓及壓力控制閥參數(shù)。從系統(tǒng)控制的角度來看，壓力伺服閥作為控制系統(tǒng)關(guān)鍵環(huán)節(jié)，在參數(shù)不匹配的情況下，極易形成振蕩、失穩(wěn)問題[17-19]。

針對一款具有開發(fā)應(yīng)用價值的緊湊型旋轉(zhuǎn)直接驅(qū)動電液壓力伺服閥，在動態(tài)特性測試過程中出現(xiàn)的控制壓力超調(diào)量大、響應(yīng)調(diào)整時間長等現(xiàn)象，建立了閉環(huán)系統(tǒng)從輸入電信號至輸出壓力的數(shù)學(xué)模型，分析傳遞函數(shù)中影響該閥動態(tài)特性的重要結(jié)構(gòu)參數(shù)和電控方法，優(yōu)化選取參數(shù)及改進(jìn)電控方法后，通過實驗驗證整閥的動態(tài)響應(yīng)效果。

1 小球式旋轉(zhuǎn)直驅(qū)閥的工作原理及框圖

1.1 工作原理

小球式旋轉(zhuǎn)直接驅(qū)動電液壓力伺服閥(Ball-type Rotary Direct Drive Pressure Servo Valve, BRDDPSV)由有限轉(zhuǎn)角電機、小球-柱形孔運動副、功率滑閥副及反饋傳感電子電路組成，如圖1所示。

該旋轉(zhuǎn)直驅(qū)閥采用有限轉(zhuǎn)角電機驅(qū)動，將電機輸出軸上偏置的小球插裝在閥芯末端等徑的柱形孔中，使電機的旋轉(zhuǎn)運動轉(zhuǎn)換成閥芯的水平運動和繞軸線的轉(zhuǎn)動。其中，閥芯的水平運動可控制輸出壓力，而繞軸線的轉(zhuǎn)動僅為了避免運動干涉。正開口滑閥副為兩凸肩、三通的結(jié)構(gòu)形式，滑閥閥芯兩端接通回油，閥芯左右兩腔壓力p1、p2均為0，負(fù)載口置于供油口和回油口之間，負(fù)載口中的控制壓力由閥芯滑動位移來調(diào)節(jié)：滑閥位移在供油口和回油口間形成聯(lián)動的節(jié)流作用，從而使中間的負(fù)載口輸出可控的壓力[20]。同時，反饋電機轉(zhuǎn)角和控制腔中的壓力至輸入信號，構(gòu)成閉環(huán)控制。

圖1 BRDDPSV結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Structure diagram of BRDDPSV

1.2 數(shù)學(xué)模型

根據(jù)該旋轉(zhuǎn)直驅(qū)壓力伺服閥工作原理，可建立該閥的數(shù)學(xué)模型。

經(jīng)典控制理論為閉環(huán)非線性系統(tǒng)提供了線性化處理方法：若系統(tǒng)中的非線性因素較弱，可直接忽略次要的非線性部分；若系統(tǒng)中的變量只是在工作點附近發(fā)生了微量偏移，可以應(yīng)用切線法取其中的線性主要部分，即在工作點線性化。線性化后，以成熟的經(jīng)典控制線性理論分析問題。

1.2.1 電 機

有限轉(zhuǎn)角電機采用單向繞組，不需要整流電路，轉(zhuǎn)角限制在±30°內(nèi)。電機轉(zhuǎn)子動力學(xué)方程為

(1)

式中：Jr為電機轉(zhuǎn)動慣量；α為電機轉(zhuǎn)角；Tem為電機輸出力矩；Br為轉(zhuǎn)動阻尼；TL為負(fù)載力矩。

實測電機的輸出電磁力矩Tem和轉(zhuǎn)角α的關(guān)系曲線為拋物線，采用二階函數(shù)模型對該曲線進(jìn)行擬合得

Tem=kti0-kmα2

(2)

式中：kt為電流-力矩系數(shù)；km為轉(zhuǎn)角-力矩系數(shù)；i0為電機輸入電流。

在電機轉(zhuǎn)角較小時，輸入電流與輸出力矩近似呈線性關(guān)系

Tem=kti0

(3)

1.2.2 小球-柱形孔運動轉(zhuǎn)換機構(gòu)

小球-柱形孔運動轉(zhuǎn)換機構(gòu)存在兩處偏心：一是小球球心偏離電機軸線e0；二是小球球心偏離閥芯軸線h0，如圖2所示，建立圖示坐標(biāo)系。電機繞軸線Y的旋轉(zhuǎn)運動通過該轉(zhuǎn)換機構(gòu)傳遞給閥芯，使閥芯產(chǎn)生兩個方向的運動：一是沿X軸線的水平運動xv；二是繞X軸線的轉(zhuǎn)動βv。

由于該壓力伺服閥閥芯位移較小(最大值僅為0.1 mm)，所需的電機轉(zhuǎn)動角度α也較小(小于6°)，則有sinα=α，cosα=1-α2/2，驅(qū)動接口運動學(xué)方程可以簡化為

xv=e0sinα≈e0α

(4)

式中：αx為馬達(dá)轉(zhuǎn)子的任意工作點；kβv為閥芯繞軸線的轉(zhuǎn)角變化系數(shù)。

電機所受的阻力矩為

圖2 運動轉(zhuǎn)換機構(gòu)示意圖Fig.2 Structure diagram of movement conversion mechanism

(5)

式中：Fx為小球?qū)﹂y芯X方向的作用力；Tβ為小球?qū)﹂y芯繞軸線轉(zhuǎn)動的力矩。

1.2.3 正開口滑閥

由圖1可知，滑閥采用二閥肩三通的正開口結(jié)構(gòu)。正常工作時，進(jìn)、回油口處同時節(jié)流，以控制位于進(jìn)、回油口中間的控制腔中的壓力，由閥腔內(nèi)液體流動的連續(xù)性可得控制壓力隨閥口開度變化的表達(dá)式為

(6)

式中：Cd為流量系數(shù)；W為節(jié)流窗口面積梯度，W=πD；D為閥肩直徑；ps為系統(tǒng)壓力；pL為整閥控制壓力；U為正開口滑閥預(yù)開口量；ρ為油液密度；V為負(fù)載容腔體積；E為油液體積彈性模量。

在負(fù)載容腔體積較小(10 mL)時，忽略油液可壓縮性，則控制壓力與閥芯位移的關(guān)系可表示為

(7)

在任意工作點線性化可表示為

pL=kpxv

(8)

式中：kp為控制壓力增益系數(shù)。

閥芯在運動過程中受驅(qū)動力、穩(wěn)態(tài)液動力作用，正開口滑閥穩(wěn)態(tài)液動力可表示為

Fs=2CvCdWcosθ[xv(ps-pL)-(U-xv)pL]

(9)

式中：Cv為流速系數(shù)；θ為射流角。

穩(wěn)態(tài)液動力與滑閥開度有關(guān)，可將其視為彈性力，由式(7)～式(9)，有

(10)

式中：ks為穩(wěn)態(tài)液動力剛度。

正開口滑閥所受驅(qū)動力和驅(qū)動力矩的表達(dá)式為

(11)

式中：m為閥芯質(zhì)量；Bv為閥芯沿軸線滑動阻尼系數(shù)；Jβv為閥芯繞軸線轉(zhuǎn)動的轉(zhuǎn)動慣量；Bβv為閥芯繞軸線轉(zhuǎn)動阻尼系數(shù)。

將式(2)～式(11)代入式(1)可得等效在電機轉(zhuǎn)子上的輸出力矩與電機轉(zhuǎn)角的關(guān)系：

(12)

式中：JM、BM、KM為伺服閥中機械運動部件等效到電機轉(zhuǎn)軸上的轉(zhuǎn)動慣量、阻尼系數(shù)和彈性系數(shù)。

1.2.4 電子控制電路

將實際輸出的控制壓力pL與輸入指令電流i的偏差信號進(jìn)行比例kp、積分ki運算(PI)，輸出電機的控制信號i0。同時小閉環(huán)還反饋電機轉(zhuǎn)角α以增加電機剛度，提高系統(tǒng)的抗擾動性能。壓力反饋系數(shù)及電機轉(zhuǎn)角反饋系數(shù)分別為kf1、kf2。

(13)

式中：kpwm為功率放大系數(shù)；Rc為電機電阻；kb為指令電流放大系數(shù)；s為Laplace算子。

1.3 整閥框圖

根據(jù)線性化模型式(1)～式(13)，可得整閥框圖如圖3所示。i為伺服閥輸入指令信號；ui為調(diào)制后的指令信號；u0為輸入電機的電壓信號。

該閥的動態(tài)響應(yīng)測試結(jié)果表明：現(xiàn)有結(jié)構(gòu)和電控方案下，控制壓力超調(diào)量大，響應(yīng)調(diào)整時間長，即該閥穩(wěn)定性較差。由整閥框圖可知，系統(tǒng)響應(yīng)與結(jié)構(gòu)參數(shù)及PI控制方法均有關(guān)系?？赏ㄟ^理論分析獲得結(jié)構(gòu)參數(shù)及控制方法的影響規(guī)律。

圖3 BRDDPSV在任意工作點線性化框圖Fig.3 Block diagram linearized at any operating point of BRDDPSV

2 結(jié)構(gòu)參數(shù)的影響及優(yōu)化

為分析結(jié)構(gòu)參數(shù)對整閥動態(tài)特性的影響，去除PI控制器。由框圖3可知，整閥的傳遞函數(shù)如式(14)所示：它表示無控制器狀態(tài)時，輸出控制壓力和輸入電流之間的關(guān)系

(14)

式中：ωn為該閥的無阻尼自然頻率；ξ為該閥的阻尼比；k為該閥的閉環(huán)增益。

2.1 結(jié)構(gòu)參數(shù)的影響及優(yōu)化

根據(jù)式(14)可以看出，電機轉(zhuǎn)動慣量、滑閥閥芯質(zhì)量的增加將導(dǎo)致整閥的慣量增大，會降低系統(tǒng)響應(yīng)帶寬，使整閥響應(yīng)變慢；而電機力矩系數(shù)的增加，提高了整閥的自然頻率，降低了阻尼比，整閥動態(tài)響應(yīng)變快。

由式(10)可計算得出不同閥芯直徑時的穩(wěn)態(tài)液動力剛度曲線，如圖4所示。由計算結(jié)果可知，滑閥在運動至全行程的一半附近時，液動力會出現(xiàn)負(fù)剛度，不利于閥芯運動的穩(wěn)定。而減小滑閥直徑可以有效減小系統(tǒng)負(fù)向的剛度值。因此，選擇小直徑的閥芯利于削弱液動力對系統(tǒng)穩(wěn)定性的影響。

圖4 閥芯直徑對穩(wěn)態(tài)液動力剛度的影響Fig.4 Effect of spool diameter on steady flow force stiffness

圖5 滑閥預(yù)遮蓋量對壓力增益的影響Fig.5 Effect of sliding valve pre-cover on pressure gain

壓力伺服閥采用正開口滑閥結(jié)構(gòu)，負(fù)遮蓋量的大小直接影響滑閥的壓力增益kp，如圖5所示。從圖5中可以看出，壓力增益kp隨閥口負(fù)遮蓋量的減小而增大。根據(jù)式(14)可知，壓力增益的增加能夠加大整閥的開環(huán)增益，提高控制壓力響應(yīng)的速度，利于改善整閥的響應(yīng)性能。因此，在條件允許下應(yīng)盡量減小正開口滑閥的負(fù)遮蓋量。

2.2 驅(qū)動接口的影響及優(yōu)化

由于安裝或加工誤差，會造成驅(qū)動接口處存在微小的間隙或過盈配合，將造成電機轉(zhuǎn)動過程中的空行程或過大的摩擦力。驅(qū)動接口配合偏差如圖6所示，間隙量記為Δx。

1) 間隙量Δx>0

Δx>0時，會造成電機轉(zhuǎn)動的一段空行程。則電機空轉(zhuǎn)的最大角度為

(15)

若Δx=0.05 mm，則Δα=2.05°(e0=1.4 mm)電機轉(zhuǎn)角產(chǎn)生了2.05°的死區(qū)。

由于電機轉(zhuǎn)角的死區(qū)，造成了旋轉(zhuǎn)直驅(qū)閥動態(tài)特性的改變，如圖7所示，為Δx>0時的整閥動態(tài)特性。

圖6 驅(qū)動接口配合偏差Fig.6 Deviation of driven interface

圖7 Δx>0時的整閥動態(tài)特性Fig.7 Valve dynamics at Δx> 0

可見，驅(qū)動接口處的間隙會造成旋轉(zhuǎn)直驅(qū)閥的上升過程死區(qū)增大，同時其額定壓力從8 MPa降低為4.57 MPa。這是由于接口處的間隙造成工作過程中實際推動閥芯的電機轉(zhuǎn)角減小，導(dǎo)致滑閥驅(qū)動力下降，從而造成滑閥位移減小，旋轉(zhuǎn)直驅(qū)閥的控制壓力降低。此外，在驅(qū)動小球越過間隙后，會以一定的速度與柱形孔相碰，將使整閥穩(wěn)定性下降，如圖7中間隙為0.05 mm的階躍響應(yīng)曲線所示。

2) 間隙量Δx<0

Δx<0表示驅(qū)動接口處存在較大的應(yīng)力和摩擦力。這里假設(shè)摩擦力為常數(shù)，設(shè)摩擦力產(chǎn)生的阻力矩Tf′=0.01 N·m。如圖8所示為摩擦力矩對旋轉(zhuǎn)直驅(qū)閥動態(tài)特性的影響。與正間隙不同，當(dāng)存在摩擦力時，閥在階躍響應(yīng)時不存在死區(qū)。這是由于在這種情況下，驅(qū)動小球仍然與柱形孔壁接觸，電機不存在空轉(zhuǎn)。僅僅由于阻力矩增加，驅(qū)動力相對不足，穩(wěn)態(tài)值發(fā)生了變化。

圖8 摩擦力矩對整閥動態(tài)特性的影響Fig.8 Effect of frictional torque on dynamic characteristics of valve

由于穩(wěn)態(tài)值的靜差可通過積分作用消除，通過分析可知，驅(qū)動接口處的間隙容易引發(fā)閥芯運動的不穩(wěn)定，因此，驅(qū)動接口處應(yīng)選擇小過盈配合，即Δx<0。

2.3 控制策略的優(yōu)化

旋轉(zhuǎn)直驅(qū)電液壓力伺服閥通過電機旋轉(zhuǎn)帶動滑閥平動，從而實現(xiàn)壓力控制?？刂撇呗院涂刂茀?shù)的選擇是否合理將直接決定旋轉(zhuǎn)直驅(qū)伺服閥動態(tài)特性是否符合使用預(yù)期要求。

2.3.1 積分分離處理

PID控制器中的積分環(huán)節(jié)的作用是消除穩(wěn)態(tài)值的靜差，保證系統(tǒng)輸出的精度。但對于飛機剎車系統(tǒng)中壓力控制伺服而言，在啟動、停止或大幅度增減設(shè)定值時，系統(tǒng)在短時間內(nèi)輸出有很大的偏差，積分環(huán)節(jié)的累積作用會使系統(tǒng)控制壓力出現(xiàn)大幅變化，即表現(xiàn)出超調(diào)量大的特征。因此，考慮采用積分分離式PI控制，如圖9所示為旋轉(zhuǎn)直驅(qū)伺服閥的控制框圖。

積分分離可認(rèn)為是在積分運算前添加開關(guān)環(huán)節(jié)，在指定閾值條件時啟動或關(guān)閉積分運算[21]。其主要作用是當(dāng)輸入值變化量較大時，即系統(tǒng)輸入的指令值與系統(tǒng)實際輸出值的偏差大于該積分分離閾值時放棄積分，反之，進(jìn)行積分消除靜差。設(shè)e(k)為偏差值，ε為閾值(ε>0)，則積分分離可用分段函數(shù)表示，β為積分項前的系數(shù)：

(16)

圖9 電反饋控制框圖Fig.9 Block diagram of electric feedback control

圖10 帶與不帶積分分離的階躍響應(yīng)曲線(ε=2 mV)Fig.10 Curve of step response with and without integral separation (ε=2 mV)

將上述積分分離式PI控制器加入仿真模型中，可得圖10所示的階躍輸入情況下RDDPV伺服閥動態(tài)響應(yīng)。從圖10中可以看出，無積分作用時，穩(wěn)態(tài)值偏離設(shè)定值，靜差無法消除；持續(xù)積分作用時，雖然穩(wěn)態(tài)值無靜差，響應(yīng)速度較快，但會有較大的壓力超調(diào)。采用積分分離后，合理的積分閾值可以使控制器在壓力超調(diào)處停止積分，避免控制壓力的大幅持續(xù)增加，同時達(dá)到消除穩(wěn)態(tài)值的靜差的目的。

2.3.2 設(shè)置動壓反饋

為了縮短動態(tài)響應(yīng)的調(diào)整時間，考慮增設(shè)動壓反饋校正來進(jìn)一步增大RDDPV伺服閥的阻尼，以提高系統(tǒng)穩(wěn)定性。如圖11所示的電控框圖，在控制壓力的反饋環(huán)節(jié)并聯(lián)加入了控制壓力的微分項(du/dt)。

動壓反饋的輸入為壓力傳感器的采集信號UpL，反饋至輸入端之后，其傳遞函數(shù)為

G=kf3s

(17)

因此，壓力傳感器的輸出電壓修正為

UpL=kf2(1+kf3s)pL

(18)

式中：kf3為動壓反饋系數(shù)。

將上述動壓反饋模型加入所建仿真模型中，可得圖12所示的階躍輸入情況下RDDPV伺服閥的動態(tài)響應(yīng)?？梢?，動壓反饋將控制壓力的變化率進(jìn)行反饋，避免了控制壓力的大幅波動，有效縮短了系統(tǒng)響應(yīng)的調(diào)整時間，提高了系統(tǒng)的穩(wěn)定性。

圖11 采用動壓反饋校正的電控框圖Fig.11 Block diagram of electric feedback control with dynamic pressure correction

圖12 帶與不帶動壓反饋的階躍響應(yīng)曲線(kf3=0.000 5 mV·MPa/s)Fig.12 Curve of step response with and without dynamic pressure correction (kf3=0.000 5 mV·MPa/s)

3 優(yōu)化驗證實驗

3.1 半物理實驗臺及實驗環(huán)境

為免去調(diào)試電控參數(shù)時頻繁搭建模擬電路的繁瑣過程，本實驗采用半物理仿真平臺進(jìn)行。所謂的半物理即實驗臺架采用硬件結(jié)構(gòu)，而電控部分采用軟件編寫。旋轉(zhuǎn)直驅(qū)壓力伺服閥測試臺架如圖13所示。圖13中右側(cè)的性能測試設(shè)備包括測試PC機和信號發(fā)生器，內(nèi)置伺服閥動態(tài)特性測試軟件；左側(cè)的數(shù)字控制PC為便攜式筆記本；控制PC機通過信號采集、輸出及放大設(shè)備與伺服閥和信號發(fā)生器相連。測試時輸入3.2 mA的階躍電流信號。采用15#液壓油，介質(zhì)溫度為25 ℃±1 ℃。

圖13 BRDDPSV測試臺架Fig.13 Test bench of BRDDPSV

3.2 動態(tài)特性測試結(jié)果

根據(jù)結(jié)構(gòu)和控制策略的分析，優(yōu)化后的參數(shù)選取如表1所示。電控參數(shù)在半物理仿真平臺上進(jìn)行調(diào)試獲得。

根據(jù)表1中優(yōu)化后的結(jié)構(gòu)和電控參數(shù)進(jìn)行階躍響應(yīng)的實驗曲線如圖14所示，階躍響應(yīng)動態(tài)指標(biāo)如表2所示?？梢姡撻y為欠阻尼系統(tǒng)，優(yōu)化前，整閥開啟時的響應(yīng)超調(diào)量大(超調(diào)量約為25%穩(wěn)態(tài)值)、調(diào)整時間較長(約75 ms)，穩(wěn)定性較差。優(yōu)化后，控制壓力階躍響應(yīng)的超調(diào)量明顯降低，約為6.25%穩(wěn)態(tài)值，調(diào)整時間縮至30 ms左右。雖然控制壓力階躍響應(yīng)的上升時間有所增加，但可以控制在20 ms以內(nèi)，基本可以滿足飛機剎車壓力控制閥的使用需求。

表1 BRDDPSV的優(yōu)化參數(shù)Table 1 Optimization parameters of BRDDPSV

圖14 優(yōu)化前后BRDDPSV的階躍響應(yīng)(實驗)Fig.14 Step response of BRDDPSV before and after optimization (experiment)

性能指標(biāo)優(yōu)化前優(yōu)化后上升時間/ms<25820調(diào)整時間/ms<507530控制壓力超調(diào)量/%<10256.25

4 結(jié) 論

1) 提高整閥響應(yīng)穩(wěn)定性和可靠性的措施：消除整閥負(fù)剛度，包括減小閥口負(fù)遮蓋量以提高壓力增益，減小閥芯直徑以減小最大負(fù)剛度值；提高電機抗干擾能力，如提高電機電流-力矩系數(shù)，及在驅(qū)動接口處小球和柱形孔間采用小過盈配合。

2) 優(yōu)化控制方法：采用積分分離式的控制器。理論和實驗表明，適當(dāng)?shù)姆e分分離閾值可以有效降低控制壓力超調(diào)值，使整閥響應(yīng)趨于穩(wěn)定；設(shè)置動壓反饋校正。將控制壓力的變化率反饋到輸入端進(jìn)行控制，這相當(dāng)于在系統(tǒng)中增加了阻尼，整閥的階躍響應(yīng)調(diào)整時間明顯縮短。整閥的上升時間稍有加大，但可以控制到20 ms以內(nèi)。