高温对电液伺服阀力矩马达振动特性的影响

夏 天,李 磊,张 晋

(南京工程学院机械工程学院, 江苏 南京 211167)

电液伺服阀以其优异的性能在航空航天、冶金化工和船舶制造等领域中得到越来越广泛的运用[1].在电流信号的驱动下,电液伺服阀中的力矩马达产生电磁力矩驱动主滑阀的开闭,实现主阀流量的高精度控制,因其不易损坏、经久耐用,在自动控制领域起到了不可替代的作用[2-3].

电液伺服阀工作时,腔内的流体紊流、涡流以及气穴产生的激励脉冲被喷嘴挡板组件共振效应放大,诱发力矩马达产生啸叫,极大削弱了伺服阀的可靠性[4].产生啸叫现象的根本原因是流体动能激发衔铁组件振动产生的机械噪声,伴随着高频噪声,会导致油压不稳,甚至弹簧管部件疲劳破裂、液压油泄露、控制失效.因此,研究和改良电液伺服阀就显得尤为重要[5].

纵观电液伺服阀的发展历程,其原理并未发生本质的改变[6].对电液伺服阀系统的改进主要体现在改进结构、使用新材料以及改变测试方法等方面.目前我国对力矩马达振动特性的研究较少,本文采用有限元方法,分析在不同温度下某型号伺服阀力矩马达组件表现出的振动特性,包括固有频率、模态位移图,为研究伺服阀在高温下振动规律以及有效抑制振动提供参考依据[7-8].

1 电液伺服阀的工作原理

电液伺服控制是以电液伺服阀为核心部件的高精度控制系统.力矩马达在接收到模拟电信号后,会对电流变化实时响应,改变输出力矩,进而控制主滑阀流量[9-10].电液伺服阀结构分为力矩马达组件、前置级和功率级主阀三部分,结构图如图1所示.工作时,力矩马达衔铁部分被输入电流磁化,受磁钢产生的磁场影响偏转,将电信号转化为力矩信号.挡板随力矩马达转动而偏转,导致前置级两喷口压力不等,阀芯便开始移动、接通主阀油路.同时,油压对力矩马达存在反作用力,使得力矩马达保持在一个稳定的位置不动.通过改变电流的方式可以精确调节伺服阀主阀输出的流量.

图1 电液伺服阀结构图

2 力矩马达的有限元模型

2.1 力矩马达弹性材料的弹性模量

弹簧管对衔铁起弹性支承作用,受力时可作微小的弯转运动,起到将电气和液压部件分隔开的作用.当线圈通电时,衔铁、线圈受电磁力影响开始转动,弹簧管部件随力矩马达转动发生弹性变形,保持与阀体紧密接触.变形导致弹簧管产生与电磁力矩方向相反的反抗力矩.反馈杆和弹簧管的弹性模量会随温度升高而线性降低,弹簧管的刚度和尺寸也会发生变化，导致反抗力矩不稳定,影响电液伺服阀可靠性[11].

金属的弹性模量与温度的线性关系为:

E*=Eo(1-ηΔT)

(1)

式中:Eo为常温下材料的弹性模量;η为弹性模量系数;ΔT为温度差.

令Q=η/α,α为金属材料的线性膨胀系数,代入式(1)得:

E*=Eo(1-QαΔT)

(2)

试验结果表明,多数金属和合金材料的Q值约为25,即:

E*=Eo(1-25αΔT)

(3)

常温下力矩马达组件的详细参数如表1所示.

表1 常温下力矩马达的材料特性

通过查询材料手册得出三种材料的膨胀系数,再由式(3)分别求出各材料在不同温度下的弹性模量,结果如表2所示.

表2 不同温度时材料的弹性模量值

2.2 力矩马达热模态分析

在麦克斯韦力矩作用下,力矩马达的运动方程为:

(4)

式中:Td为输出力矩;Ja为衔铁组件的转动惯量;θ为衔铁偏转角度;Ba为衔铁组件的粘性阻尼系数;Ka为衔铁组件的弹簧管刚度;TL为衔铁组件的负载力矩,包括喷嘴对挡板的液流体产生的负载力矩TL1和反馈杆变形对衔铁挡板的负载力矩TL2.

力矩马达的有限元模型结构动力学方程为:

(5)

式中:M为力矩马达的质量矩阵;C为力矩马达的阻尼矩阵;K为力矩马达的刚度矩阵;σ为力矩马达的结构节点的位移向量;F为力矩马达的结构节点的载荷向量.

在Ansys workbench中导入Geometry模块,为了保证良好的网络划分质量,尽量采用结构化网格,各个模块采用hexa dominant划分单元体,模块之间采用bond连接,最小单元尺寸为0.5 mm,对反馈杆和弹簧管局部适当进行加密处理.在边界条件设置中,因弹簧管法兰固定在伺服阀壳体上,故弹簧管底面设置为固定约束(fixed support).反馈杆末端小球与滑阀中位槽零间隙配合,故小球设置为只有压缩的约束(compression only support).图2为振动模型的计算域网格,图3为力矩马达在160 ℃、无阻尼下各阶模态振型云图.

图2 力矩马达网格模型

从图3中可以看出,除二阶模态振型外,发生最大位移的位置均在小球处,可知衔铁末端和反馈杆小球处是最关键的振动部位.

(a) 一阶模态振型

(b) 二阶模态振型

(c) 三阶模态振型

(d) 四阶模态振型

(c) 五阶模态振型

(d) 六阶模态振型

考虑温度对力矩马达组件的弹性模量的影响,将不同温度下的弹性模量导入材料属性中,分析结果如表3所示.

表3 在不同温度、各阶模态振型下衔铁组件的固有频率 Hz

从表3中可知,随着温度的升高,力矩马达的各阶固有频率变小,这是因为金属材料的弹性模量减小导致刚度变低.各阶模态振型固有频率随温度变化的曲线如图4所示.

图4 各阶模态振型固有频率随温度变化图

从图4中可以看出,力矩马达的固有频率随温度上升而线性降低,这与文献[12]对射流管力矩马达在高温下的分析结论相似.

2.3 谐响应分析

通过改变温度,研究不同的温度下的力矩马达的谐响应频谱.

啸叫时,啸叫频率一般大于1 000 Hz,可认为此时挡板和主阀芯的位移为0.衔铁组件在外力作用下发生强烈的被迫振动,力矩马达在电磁力作用下的输出力矩为:

Td=KtΔi+Kmθ

(6)

式中:Kt为衔铁的中位电磁力矩系数;Km为中位磁弹簧刚度;Δi为控制电流;θ为衔铁偏转角度.

作用在衔铁组件上的挡板液动力为:

(7)

式中:PL为喷嘴孔出口处的压差;Cdf为喷嘴的流量系数;AN为喷嘴孔的面积;Ps为伺服阀供油压力;xf0为喷嘴挡板的中位初始间隙;xf为挡板偏离中位距离.

某型号力矩马达的额定电流为10 mA,衔铁中位电磁力矩系数Kt为2.65 N·m/A,中位磁弹簧刚度为7.43 N·m/rad,最大偏转角缝隙为20 μm,衔铁的长度为32.2 mm,通过式(6)可以得出电磁力为1.5 N.在XY平面内,在衔铁两端Y方向上同时施加幅值为1.5 N、频率为0～5 000 Hz的外力.由于供油压力引起的压力脉动导致挡板液动力也呈现小幅度波动变化,其波动频率和液压油源的脉动频率一样.某次静态高温啸叫试验时,供油压力在(21±0.3) MPa波动,升高工作温度,检测到喷嘴腔的压差为0.05 MPa,喷嘴直径为0.4 mm,则计算出油液对挡板的干扰液动力为0.002 N.主阀芯的截面积为32.2 mm2,将此力加载到反馈杆的末端,幅值为1.61 N.根据经验设置衔铁组件在零位液压阻尼比为0.1.根据上述载荷大小和方向进行仿真,衔铁组件的谐响应的载荷如图5所示.

图5 衔铁组件的谐响应的载荷施加图

通过选取反馈杆末端和衔铁末端节点关键部位进行仿真,得到不同温度下衔铁末端的谐响应分析曲线如图6所示,反馈杆末端的谐响应分析曲线如图7所示.

图6 不同温度下衔铁末端振动曲线

图7 不同温度下反馈杆末端的振动曲线

从图6、图7仿真结果可以看出,振动频率在0～2 500 Hz区间时反馈杆存在2处谐振峰,衔铁末端只存在一处谐振峰,共同谐振峰值同时出现在1 350 Hz处.衔铁和反馈杆在高温下的最大谐振峰值较常温略微增大,增大幅值为4.3%.

3 结语

通过数值计算讨论了高温下力矩马达的模态和谐响应分析,得到结论:

1) 随着温度的升高,金属材料弹性模量的减小导致刚度降低,力矩马达的各阶模态振型固有频率与温度呈现线性减小的关系;

2) 通过高温下衔铁组件谐响应分析可知,衔铁和反馈杆在高温下的最大谐振峰值较常温时略微增大,预示着高温诱发的啸叫幅度较常温更大.

温度场、力矩马达固体场和流场存在高度耦合关系.高温诱发的流场气穴、涡流以及流动状态改变作为干扰源如何引起衔铁组件的受迫振动的问题,将在今后作进一步探讨.