振动环境下电液伺服阀特性研究

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同济大学机械工程学院硕士学位论文

振动环境下电液伺服阀特性研究

申请学位级别：硕士专业：机械电子工程

20090301

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摘要

电液伺服阀是电液伺服系统的核心元件，在航天工业中应用十分广泛。火

箭、导弹等飞行器的控制系统多采用电液伺服系统，电液伺服阀很大程度上决定了伺服系统的性能和航天器飞行任务的成败。如何提高电液伺服阀的可靠性至关重要。飞行器飞行过程中不可避免地会遭遇到振动、冲击、离心等恶劣工况，本文研究了力反馈式两级电液伺服阀在振动等各种工况下的分析方法。

本文介绍了电液伺服阀的发展背景，国内外各研究机构、主要生产单位的

电液伺服阀研究和应用现状，重点分析了航天领域电液伺服阀工作的极限环境和振动环境下容易出现的故障。

本文将平动式牵连运动分析方法引入到电液伺服阀分析过程中，分析振动、

冲击工况下电液伺服阀阀芯、衔铁挡板组件等部件所受的加速度，得出振动环境下各部件的受力情况，得到了振动环境下的电液伺服阀数学模型。通过数学计算和仿真，得出了电液伺服阀各结构参数和工作条件对伺服阀特征点位移的影响、特征频率。

提出了电液伺服阀设计时可考虑的制振措施，如降低衔铁挡板组件质量、

减小衔铁挡板组件质心与弹簧管旋转中心的距离和增大弹簧管刚度等关键措施。

本文将转动式牵连运动方法引入到电液伺服阀分析过程中，分析离心条件下电液伺服阀阀芯、衔铁挡板组件等部件所受的加速度，得出离心环境下各部件的受力情况，得到了离心环境下的电液伺服阀数学模型。通过数学分析和计算，得出电液伺服阀的特征点位移偏移量与离心加速度之间的关系。

提出了电液伺服阀在整机布置时的耐振布置方案，如采用主阀芯与离心运动角速度垂直可以减小离心环境对电液伺服阀性能的影响。

关键词：电液伺服阀，振动，冲击，离心，牵连运动，抗振

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Ａｂｓｔｒａｃｔ

ＡＢＳＴＲＡＣＴ

Ａｓｋｅｙｕｎｉｔｓｏｆｅｌｅｃｔｒｏ—ｈｙａｒａｕｌｉｃ ^{ｓｅｒｖｏ} ｓｙｓｔｅｍｓ，ｅｌｅｃｔｒｏ—ｈｙｄｒａｕｌｉｃｓｅｒｖｏｖａｌｖｅｓ

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Ａｂｓｔｒａｃｔ

ｉｎｆｌｕｅｎｃｅｓｏｆｃｅｎｔｒｉｆｕｇａｌａｃｃｅｌｅｒａｔｉｏｎｏｎｆｅａｔｕｒｅｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔｓ^{ａｌｅ}^{ｏｂｔａｉｎｅｄ．}

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Ｋｅｙ

Ｗｏｒｄｓ：Ｅｌｅｃｔｒｏ—ｈｙｄｒａｕｌｉｃ

ｓｅｒｖｏｖａｌｖｅ，ｖｉｂｒａｔｉｏｎａｎｄ

ｓｈｏｃｋ，ｃｅｎｔｒｉｆｕｇａｌ，ｔｒａｎｓｐｏｒｔ

ｍｏｔｉｏｎ，ａｎｔｉ・ｖｉｂｒａｔｉｏｎ

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学位论文版权使用授权书

本人完全了解同济大学关于收集、保存、使用学位论文的规定，

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学位论文作者签名：李收胡

泸。７年弓月２－ｏＥｔ

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同济大学学位论文原创性声明

本人郑重声明：所呈交的学位论文，是本人在导师指导下，进行研究工作所取得的成果。除文中已经注明引用的内容外，本学位论文的研究成果不包含任何他人创作的、已公开发表或者没有公开发表的作品的内容。对本论文所涉及的研究工作做出贡献的其他个人和集体，均已在文中以明确方式标明。本学位论文原创性声明的法律责任

由本人承担。

学位论文作者签名：

李长明

２－Ｑ ^ｏ７年弓月乙。曰

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第１章引言

１．１引言

第１章绪论

电液伺服阀发端于上世纪５０年代，是结合了机械、电子和液压技术的高度精密部件，其工作的好坏影响甚至决定整个电液伺服系统的性能，是电液伺服系统中的关键元件。由于其体积小，重量轻，控制精度高，响应速度快等一系列优点，在航空航天系统中得到了极为广泛的应用Ｉｌ’２Ｊ。

目前，在导弹舵面控制与火箭的姿态控制中，液压舵机（电液伺服机构，

由电液伺服阀控缸组成的液压执行机构）因精度高、响应快，在中、大功率的导弹和液体运载火箭控制系统中得到普遍应用。例如，导弹液压舵机由燃气发生器带动燃气涡轮驱动液压泵，提供弹上液压能源；电液伺服机构接受自动驾驶仪发送来的信号，控制舵面偏转从而控制导弹的飞行方向，使导弹按一定轨道稳定飞行或者将导弹引向目标。同理，运载火箭姿控系统控制火箭飞行时的绕质心运动（俯仰、偏转和滚动），以保证火箭按规定的姿态飞行。

在导弹和火箭的发射和飞行过程中都不可避免地要遭遇各种振动、冲击、

离心等工况。这就要求液压伺服系统不但必须承受得起飞行器发射和发动机工作时的振动、冲击、离心等极限环境的考核，还必须在飞行负载变化及全弹箭耦合与星箭耦合振动、随机振动、分离冲击、俯仰、偏航和滚动时正常工作。

所以确保液压伺服系统的正常工作，对于发射和飞行成功极其重要，故对其可

靠性要求极高。例如，分配到伺服子系统，单机的可靠性指标要求接近ｏ．９９９９［３１

^ｏ电液伺服阀在振动、冲击、离心等恶劣环境下工作如何一直是导弹舵面控制与火箭等的姿态控制中很棘手的问题。由于航天研究涉及国防保密问题，关

于此类的研究报道尚不多见。 ^’

本课题将以某型号力反馈式两级电液伺服阀作为研究对象，利用ＭＡＴＬＡＢ／Ｓｉｍｕｌｉｎｋ分析电液伺服阀在各振动工况下的性能，并在此基础上取得相应的制振措施。本课题得到了国家自然科学基金的支持。

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第１章引言

１．２电液伺服阀概述

１．２．１电液伺服阀的发展历史

电液伺服阀的发展源于液压控制技术的发展。最早可追溯到公元前２４０年，

当时一位古埃及人发明了人类历史上第一个液压伺服系统——水钟。在随后漫

长的历史阶段，液压控制技术一直裹足不前。至二战前夕，随着工业发展，液

压控制技术突飞猛进，许多控制阀基本原理被发现。例如Ａｓｋａｎｉａ调节器公司及Ａｓｋａｎｉａ－Ｗｅｒｋｅ发明并申请了射流管阀的专利【４】，如图１．１所示。Ｆｏｘｂｏｒｏ发明了喷嘴挡板阀并获得专利【５】，如图１．２所示。如今这两种结构多数处于伺服阀的前置

级，控制功率级的滑阀结构，此类组合应用十分广泛。此间德国Ｓｉｅｍｅｎｓ公司发

明了一种具有永磁马达及接收机械及电信号两种输入的双输入阀，并开创性地

使用在航空领域。

在二战末期，伺服阀阀芯由螺线管直接驱动，属于单级开环控制。随着控制理论的成熟和军事需要，伺服阀发展迅速。１９４６年，英国Ｔｉｎｓｉｅｙ获得了两级阀的专利；Ｒａｙｔｈｅｏｎ和Ｂｅｌｌ航空发明了带反馈的两级阀；ＭＩＴ用力矩马达替代了螺线管，使得伺服阀控制部分消耗的功率更小，而且线性度更好。１９５０年，Ｗ．Ｃ．

Ｍｏｏｇ第一个发明了单喷嘴两级伺服阀，如图１．３所示。１９５３－－１９５５年间，Ｔ．Ｈ．

Ｃａｒｓｏｎ发明了机械反馈式两级伺服阀，如图１．４所示；ｗ．Ｃ．Ｍｏｏｇ发明了双喷嘴两级伺服蝌６Ｊ；Ｗｏｌｐｉｎ发明了干式力矩马达，消除了原来浸在油液内的力矩马达

由油液污染带来的可靠性问题。１９５７年，Ｒ．Ａｔｃｈｌｅｙ禾Ｕ用Ａｓｋａｎｉａ射流管原理研制了两级射流管伺服阀，如图１．５所示；并于１９５９年研制了三级电反馈伺服阀【７１。

２０世纪６０年代的伺服阀大多数为具有反馈及力矩马达的两级伺服阀。第二级对第一级反馈形成闭环控制；采用干式力矩马达；前置级对功率级的压力恢

复通常可达到５０％；第一级的机械对称结构减小了温度、压力变化对零位的影响。

同时直动型两级闭环控制伺服阀也已出现。当时的伺服阀主要用于军事领域，

随着太空时代的到来，伺服阀被广泛用于航天领域，并研制出高可靠性的多余

度伺服阀等尖端产品。Ｍｏｏｇ公司在１９６３年推出了工业用途的７３系列伺服阀产品。

随后，更多的工业用途伺服阀出现了。它们具有较大的体积，方便制造；阀体多采用铝材（有时为钢材）；独立的第一级，方便调整与维修；主要用在１４ＭＰａ以下的低压场合；逐渐系列化、标准化。Ｍｏｏｇ德国公司主要集中在高压场合，

２

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第１章引言

一般工作压力在２１ＭＰａ，有的达到３５ＭＰａ。

同时比例阀逐渐发展起来。其特点为低成本，控制精度虽比不上伺服阀，

但通过先进的控制技术和先进的电子装置以弥补其不足，使其性能和功效逼近伺服阀。１９７３年，Ｍｏｏｇ公司把某些伺服阀转换成工业场合的比例阀标准接Ｅｌ。

Ｂｏｓｃｈ研制出了射流管先导级式电反馈型伺服阀，如图１．６所示。１９７４年，Ｍｏｏｇ公司将功率级滑阀与带有电反馈的两级先导装置相结合，推出了低成本、大流量的三级电反馈比例伺服阀【６】，如图１．７所示。Ｖｉｃｋｅｒｓ公司则研制了压力补偿的ＫＧ型比例阀。Ｒｅｘｒｏｔｈ、Ｂｏｓｃｈ及其它公司研制了用两个线圈分别控制阀芯两方向运动的比例阀等等。８０年代之前，伺服阀力马达的磁性材料多为镍铝合金，

其输出力有限。之后，随着稀土合金磁性材料在力马达上的应用，其输出的力有了大幅提高。Ｍｏｏｇ公司将其与单级滑阀相结合，推出了直接驱动式比例伺服阀（ＤＤＶ），如图１．８所示。该种阀抗污染能力更强，抗液动力能力也更强【７Ｊ。

图１．１射流管阀

Ｆｉｇｕｒｅ１．１ＪｅｔＰｉｐｅＶａｌｖｅ

图１．２喷嘴挡板阀Ｆｉｇｕｒｅ ^１．２Ｎｏｚｚｌｅ・Ｆｌａｐｐｅｒ^{Ｖａｌｖｅ}

３

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ＰｏＲＴＰＲＥｇｇＵＲＥ

阳ＲＴ

图１．３单喷嘴两级伺服剐４Ｉ

Ｆｉｇｕｒｅ１．３ＳｉｎｇｌｅＮｏｚｚｌｅＴｗｏ—・ｓｔａｇｅＳｅｒｖｏ・・ｖａｌｖｅ

图１．４机械反馈式两级伺Ｊ］民Ｎｔ５１

Ｆｉｇｕｒｅ１．４ＭｅｃｈａｎｉｃａｌＦｅｅｄｂａｃｋＴｗｏ・－ｓｔａｇｅＳｅｒｖｏ・・ｖａｌｖｅ

４

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第１章引言

图１．５射流管式伺服阀【５】

Ｆｉｇｕｒｅ１．５ＪｅｔＰｉｐｅＳｅｒｖｏ－ｖａｌｖｅ

６０ｎｖｅｒｔｅｒ

图１．６射流管先导级式电反馈型伺服阀【４】

Ｆｉｇｕｒｅ２．６Ｓｅｒｖｏ—ｖａｌｖｅｗｉｔｈＯｎ－ｂｏａｒｄＥｌｅｃｔｒｉｃａｌＦｅｅｄｂａｃｋ

５

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第１章引言

图１．７电反馈式比例伺服剐４】

Ｆｉｇｕｒｅ１．７ＰｒｏｐｏｒｔｉｏｎａｌＳｅｒｖｏ－ｖａｌｖｅｗｉｔｈＯｎ－ｂｏａｒｄＥｌｅｃｔｒｉｃａｌＦｅｅｄｂａｃｋ

ＩｔｔａｇｒａｌａｄＥｌｅｃｌｒｏｎｉｃｓＬｉｎｅａｒＦｏｒｃｅＭｉ］ｔｏｒＳｐｒｉｎｇ

图１．８电反馈式比例伺服阀‘５１

Ｆｉｇｕｒｅ１．８ＤｉｒｅｃｔＤｒｉｖｅＶａｌｖｅ

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第１章引言

１．２．２电液伺服阀在航空航天领域的研究与应用进展

电液伺服阀的研究与应用前沿似乎总是离不开航天技术的发展。火箭、导弹、载人飞船等飞行器发射是一项复杂且有高风险的系统工程，导弹或火箭液压能源及伺服机构技术难度大，可靠性和安全性要求极高，例如ＣＺ．２Ｆ火箭的可靠性指标要求为０．９７，对航天员的安全性要求为０．９９７［ｓ，９ｌ，分配到伺服子系统时，单机的可靠性指标要求接近０．９９９９。

为了满足此类苛刻的要求，我国的航天科技人员在技术难度大、预研基础薄弱、无工程实用化的产品的背景下，经反复论证提出了“多数表决，故障吸

收”三余度伺服控制系统方案【３，８，９，１０１，应用于载人航天运载火箭——Ｃ压≈Ｆ上，

保证了神舟五号的发射成功，一举突破了少数几个航空航天大国对余度伺服控制技术的封锁。其内容如下ｐ】：

ａ）利用电液伺服系统原有特点，在各组成环节增强完善基础上，使伺服阀前置级、活塞位置传感器及电子伺服放大器等低功率薄弱环节三冗余化，利用伺服阀芯位置反馈、活塞位置反馈以及伺服阀前置级所具有的饱和特性，进行流量综合，实现“多数表决、故障吸收”三余度方案。在ｌＯｋＷ级和０．５ｋＷ级两个差别显著的功率级别上实现了液压能源自足式完全整体型伺服系统的三余度化。

ｂ）设置了动压微分装置和动压反馈喷嘴，使动压校正余度化，提高了动压

特性的可靠性。 ^。

ｃ）反馈电位计采用了多重并联工作方式，使电刷开路造成系统开环的严重故障降低到几乎不可能发生。

ｄ）伺服阀、反馈电位计等关键器件的电气接点采用双点双线连接，提高了信号传输的可靠性。

经初步估算，一级三余度伺服机构系统的可靠度为０．９９９８，二级为０．９９９７，

相对其非余度原型号，可靠性提高一个数量级【３Ｊ。

此外运载火箭的高可靠性和高安全性指标要体现在各零部件的高可靠性上，只有高可靠性的零部件才能保证火箭的飞行成功和安全性的实现。如何提高运载火箭控制系统关键器件（含各种液压阀）的任务可靠性，是未来五年至十年的重要任务之一。

７

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第ｌ章引言

１．２．３国内外电液伺服阀的研究现状

（１）在加工工艺改进方面，国内部分高校与研究所采用了新型的加工设备和工艺来提高伺服阀的加工精度及能力。如在阀芯阀套配磨方法上，文献［１１］

研究了智能化、全自动的配磨系统。改变了传统的气动配磨模式，采用液压油

作为测量介质，更直接地反映了所测滑阀副的实际情况，提高了测量结果的准

确性与精度。在力矩马达的焊接方面，中船重工第七Ｏ四研究所与德国厂家合作，采用了世界最先进的焊接工艺取得了良好的效果。智能化的伺服阀力矩马

达弹性元件测量装置也已经研制出，解决了原有手动测量法中存在的测量精度低、操作复杂、效率低等问题。

（２）在新型结构的设计方面，２０世纪９０年代，直动型电液伺服阀获得了较大的发展。形成系列产品的有Ｍｏｏｇ公司的Ｄ６３３、Ｄ６３４系列【１２＇１３，１４】、Ｅａｔｏｎ．Ｖｉｃｋｅｒｓ公司的ＬＦＤＣ５Ｖ型、德国Ｂｏｓｃｈ公司的ＮＣｌ０型、日本三菱与ＫＹＢ株式会社合作开

发的ＭＫ型及Ｍｏｏｇ公司与俄罗期沃斯霍得工厂合作研制的直动阀【ｌ

５】等。即利用一个大功率的力矩马达直接拖动阀芯，由高精度的阀芯位移传感器作为反馈。

其特点是无前置级，提高了抗污染能力。国内的火箭技术研究院第十八研究所、

北京机床研究所等也研制出了相关产品的样机。此外，Ｐａｒｋｅｒ公司开发了以“音圈驱动”技术为基础的ＤＦｐｌｕｓ控制阀。此种阀线性度相当好、频率响应高，可达

４００Ｈｚ［Ｉｓ］。从发展趋势来看，直动型电液伺服阀在某些行业有替代传统伺服阀特

别是喷嘴挡板式伺服阀的趋向，如能减轻其重量、减小其体积，在航空、航天

等军工行业亦具有极大的发展潜力。

（３）在新材料的利用方面，德国有关公司用红宝石材料制作喷嘴档板，防止因气蚀造成档板和喷嘴的损伤；用红宝石制作机械反馈杆头部的小球，防止小球和阀芯小槽之间的磨损，使阀失控，产生尖叫。上海航天控制工程研究所、

航空六。九所、中船重工第七Ｏ四研究所等单位均采用新材料研制了能以航空

煤油、柴油为介质的耐腐蚀伺服阀。密封圈的材料也进行了更替，使伺服阀耐高压、耐腐蚀的性能得到了提高。此外还有压电元件、超磁致伸缩材料及形状记忆合金等的利用。例如：压电元件方面主要为压电陶瓷、电致伸缩材料等。

比较典型的有同本ＴＯＫＩＮ公司的叠堆型压电伸缩陶瓷等【１３】。目前压电式电．机械转换器的研制比较成熟并已得到较广泛的应用。它具有频率响应快的特点，伺服阀频宽甚至能达到上千赫兹，但亦有滞坏大、易漂移等缺点，制约了压电元

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第１章引言

件在电液伺服阀上的进一步应用。超磁致伸缩材料与传统的磁致伸缩材料相比，

具有应变大、能量密度高、响应速度快、输出力大等特点。把超磁致转换器与

电液伺服阀阀芯相连，通过电流驱动超磁致转换器的伸缩，带动阀芯产生位移。

该种阀频率响应较高、精度较高、结构紧凑。目前，在该领域，美国、瑞典和

日本等国处于领先水平【７】，已经由实验室研制阶段逐步进入市场开发阶段。今后

还需解决超磁致伸缩材料的热变形、磁晶各向异性、材料腐蚀性及制造工艺、

参数匹配等方面的问题。形状记忆合金具有形状记忆效应：即高温定型后冷却变形，将其加热到一定温度之上后会恢复高温下的形状。在电液伺服阀阀芯两端加一组由形状记忆合金绕制的执行器，通过加热和冷却使其伸长或收缩，驱动阀芯移动，同时可以反馈来提高伺服阀的性能。形状记忆合金虽变形量大，

但其响应速度较慢，且变形不连续，限制了其应用范卧１３Ｊ。

（４）在与电子技术的结合方面，ＭＯＯＧ公司在２００３年推出了与微控制器结合的电液伺服阀，集成了微控制器的电液比例阀和电液伺服阀已经投入使用，

在外负载改变或工况改变时可以自由改变伺服阀的输入信号，从而使系统取得

更好的工作性能。此外还实现了远程在线控制、故障自诊断等先进的功能Ｉｌ引。

国内部分高校对于电液伺服阀的检测和故障诊断进行了研究【１６’１７，１８，１９１。

文献［２０］研究了离心力作用下的电液伺服阀，试验对象为单喷嘴挡板式电液伺服阀和双喷嘴挡板式电液伺服阀。对单喷嘴挡板电液伺服阀而言，离心力既影响挡板所受的液动力大小，又影响挡板所受力的负刚度。对双喷嘴挡板电液伺服阀而言，离心力影响双喷嘴挡板所受的液动力大小和转动力矩大小，从而影响双喷嘴挡板伺服阀的零漂。文中的理论分析表明，零漂电流与离心加速

度呈线性关系，但离心力不影响挡板所受液动力的负刚度。离心力对伺服阀二

级阀芯（滑阀）的影响很小。离心力对双喷嘴挡板伺服阀的影响可以用反向电压法来克服。

近年来国内流体传动与控制的基础研究方面尚未直接涉及导弹与火箭振动

环境下电液伺服阀的特性。或许出于保密原因，国外的研究只是提到了对力矩马达的要求：在某些使用情况下，要求它抗振、抗冲击、不受环境温度和压力

等影响【２１１。

目前国内企业电液伺服阀的常规性能试验和例行环境试验中，根据国家标准，对于电液伺服阀在振动环境下的要求，是对振动、冲击、离心等工况分别提出单项要求，主流手段是在非工作状态下将液压能源和电液伺服系统进行整

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第１章引言

机的振动、冲击、离心等环境试验考核。近年来，为提高可靠性，国内部分单

位陆续开始进行工作状态试验考核，如上海航天控制工程研究所已对研制的电液伺服阀进行通油、通电和高低温试验，振动筛选试验，同时抽取一定数量的

液压阀模拟极限环境进行振动、冲击、离心等试验，积累了一批宝贵的极限工

况可靠性数据，从工程上摸索出了一些在极限环境下如何保持液压阀工作性能的经验。但仍然缺乏振动环境下电液伺服阀性能分析的基础理论。

１．３本文主要研究内容

本文以航天领域广泛使用的力反馈式两级电液伺服阀为研究对象，如

ＭＯ（０３１型两级电液伺服阀，分析了其在振动、冲击、离心环境下的工作性能。

首先，简单叙述了力反馈式两级电液伺服阀的结构、工作原理及理想环境下的数学模型。分析了飞行器飞行过程中的极限环境和振动环境下容易出现的故

障。

然后研究了振动和冲击环境下电液伺服阀的服役性能，针对振动、冲击环境，将平动式牵连运动分析方法引入到电液伺服阀分析过程中。分析了振动、

冲击工况下电液伺服阀阀芯、衔铁挡板组件等部件所受的加速度，得出振动环境下各部件的受力情况。修正理想工况下电液伺服阀数学模型后得到振动环境

下的电液伺服阀数学模型。通过数学计算和仿真，得出电液伺服阀各结构参数

和工作条件对伺服阀特征点位移的影响、特征频率，进而取得了电液伺服阀的

制振措施。

针对离心环境，将转动式牵连运动方法引入到电液伺服阀分析过程中。分

析了离心条件下电液伺服阀阀芯、衔铁挡板组件等部件所受的加速度，得出离

心环境下各部件的受力情况。修Ｊ下理想工况下电液伺服阀数学模型后得到离心环境下的电液伺服阀数学模型。通过数学分析和计算，得出电液伺服阀的特征点位移偏移量与离心加速度之间的关系，以及在工程上如何布置电液伺服阀以减小离心环境对其性能影响等关键技术。

本文取得的分析方法和研究结果，包括振动和冲击分析方法、离心动力学方法等，对于研究和开发新型耐振电液伺服阀以及未来更加苛刻环境下飞行器

的研制具有帮助作用。

１０

(17)

第２章力反馈式两级电液伺服阀的工作原理与数学模型

第２章力反馈式两级电液伺服阀及其数学模型

力反馈式双喷嘴挡板两级电液伺服阀，由于其良好的品质，如线性度好，

温度零漂小，压力零漂小等特性，因而在导弹伺服系统中应用最为广泛【１１。本章将介绍力反馈式两级电液伺服阀的结构与工作原理及其数学模型，可作为振动条件下特性分析的基础。

２．１力反馈式两级电液伺服阀

５６

—

１．永久磁铁２、４．上、下导磁体３一衔铁５．挡板６．喷嘴７．固定节流孔８．过滤网９．滑阀阀芯１０．阀体１１．反馈杆１２．弹簧管１３．线圈

图２．１力反馈式两级电液伺服阀

Ｆｉｇｕｒｅ２．１ＦｏｒｃｅＦｅｅｄｂａｃｋＤｏｕｂｌｅＮｏｚｚｌｅ－ｆｌａｐｐｅｒＥｌｅｃｔｒｏ－ｈｙｄｒａｕｌｉｃＳｅｒｖｏ—ｖａｌｖｅ

力反馈式两级电液伺服阀的结构原理如图２．１所示。其第一级液压放大器为双喷嘴挡板阀，由永磁动铁式力矩马达控制，第二级液压放大器为四通圆柱滑阀，阀芯位移通过反馈弹簧杆与力矩马达的衔铁挡板组件相连接，构成滑阀位移力反馈回路。电液伺服阀工作原理如下【２２Ｊ：当无控制电流输入时，衔铁由弹簧管支承在上、下导磁体中间位置，挡板位于两喷嘴中间位置，滑阀阀芯在反馈杆小球的约束下处于中位，电液伺服阀无输出。

(18)

如图２．２所示，当输入控制电流时，衔铁产生偏转角ｐ，例如顺时针，则衔

铁挡板组件同样绕弹簧管转动中心顺时针偏转角口，此时弹簧管、反馈杆产生变形，挡板偏离中位。由于喷嘴挡板阀左边问隙减小而右边间隙增大，则滑阀阀芯左端控制压力增大而右端控制压力相应减小，从而形成压力差。该压力差产

生的力推动滑阀阀芯右移，而阀芯通过带动反馈杆端部小球右移使得反馈杆进

一步变形。当反馈杆和弹簧管变形产生的力矩和控制电流与永磁体产生的电磁力矩相平衡时，衔铁挡板组件处于一个平衡位置。同时，在反馈杆端部右移进

一步变形时，挡板也向中位偏转，使得挡板偏移量减小，从而使得滑阀阀芯左

端控制压力减小而右端控制压力相应增大，即该压力差变小，当该压力差产生

的力与滑阀的液动力和反馈杆变形对阀芯产生的反作用力之和相平衡时，阀芯

停止运动。经过下述即将进行的数学推导可知，该阀芯位移与输入的控制电流

成比例。当负载压差一定时，阀的输出流量与控制电流也成正比。该阀为流量控制阀。以下分析的结构参数参照ＭＯＯＧ３ｌ型力反馈式两级电液伺服阀［２３ｌ。

Ｉ＿荆

图２．２力反馈式两级电液伺服阀ｊ１：作原理图

Ｆｉｇｕｒｅ２．２ＦｏｒｃｅＦｅｅｄｂａｃｋＥｌｅｃｔｒｏ・－ｈｙｄｒａｕｌｉｃＳｅｒｖｏ・－ｖａｌｖｅＯｐｅｒａｔｉｏｎ

１２

(19)

２．２力反馈式两级电液伺服阀数学模型

２．２．１永磁动铁式力矩马达

图２．３力矩马达

Ｆｉｇｕｒｅ２．３ＴｏｒｑｕｅＭｏｔｏｒ

（１）工作原理

如图２．３所示，极化永磁式力矩马达由直流放大电路、控制线圈、永磁体、

导磁体、弹簧管以及衔铁挡板反馈杆组件所组成。

由图可知，控制线圈的绕向、安装方式和连接方式保证了电流ｆ，，ｉｚ所产生的磁通恰恰相反。在两控制线圈内的控制电流ｄｉ＝ｉｔ一如所产生的磁通之差称为

控制磁通晚，其方向随控制电流４ｆ方向变化。由永磁体所产生的磁通称为固定磁通嚷，其方向不变。在工作气隙①②③④处的磁通由控制磁通晚与固定磁通吼之和或之差组成，从而造成磁通量不同，使得衔铁在气隙处受到吸力。该吸

力产生的旋转力矩使得衔铁挡板组件同时绕弹簧管旋转中心旋转，从而输出力矩。

１３

(20)

（２）电路分析

力矩马达通常由一个单边直流输入和推挽直流输出的直流放大器供电。在没有输入电压信号时，电源晚在两控制线圈中建立空载电流而，其所产生的磁通恰好相互抵消，马达无力矩输出。输入电压信号吃后，经直流放大器（增益疋）放大，推挽输出大小相等、极性相反的ｅＪ，ｅ２，即

ｑ＝吃＝Ｋｅ气 ^{（２－１）}

使得一个控制线圈电流增大ｉ，另一控制线圈减小ｉ。即ｉｌ＝ＩＯ＋ｉ，如确一ｆ，

则输入力矩马达的信号电流为

Ａｉ＝‘一之＝２／ ^{（２—２）}

差动电路两回路方程分别为：

Ｅｂ＋ｅＩ＝（ｉＩ＋ｉ２）Ｚｂ＋ｉｌ（Ｒｏ圳＋Ｎ等

^{（２－３）}

Ｅｂ－ｅ２＝（ｉｌ＋ｉ２）Ｚｂ＋ｉ２（见＋Ｒｅ）一Ｎ等

^{（２．４）}

式中，Ｚ：ｒ直流放大器公共边阻抗；

尺广直流放大器内阻，２００ｆ２；

尺广＿每个控制线圈的内阻，１０００【２：

Ⅳ三≥——衔铁中磁通变化在控制线圈（相当于电感）中产生的反电势。

打ＬＩＪ

由式（２—３）一（２－４）得

盱铲（ｉＩ－ｉ：凇。岖）＋２Ⅳ等

^{（２－５）}

由磁路分析可知：

中。哦嘞：等

１４

(21)

西．：旦垃

。２Ｒ譬‘

根据设计原则，总是要求‘／ｇ＜１／３【２３＇２４’２５１，故可以略去它的平方项。

毛＝ａＯ（２－６）

则：

①。２爪ＮｇＡｉ＋２①ｇ（ａｇ）秒

（２・７）

将（２．１）、（２—７）代入式（２．５）式可得

印ｇ＝ＴＲ口＋Ｒｃ岍百Ｎ２，ｉｄＡｉ俐①ｇ詈。警

令

厶＝等＾圳①号

式中，￡。－每个控制线圈的电感系数，０．６５１５Ｈ；

纷一每个线圈的反电动势常数，２．７８４Ｖ／（ｒａｄ／ｓ）；

则：

即ｇ＝半．△ｆ心ｉｄＡｉ岷面ｄＯ

^{（２－８）}

变换得：

百ｄＡｉ＝扣旷‘半＊吒争 ^协９，

（３）磁路分析

如图２．４为力矩马达的磁路等效图，假定磁性材料和非工作气隙的磁阻可以忽略不计，只考虑工作气隙①②③④的磁阻。衔铁处于中位时ｊ每个工作气隙

的磁阻

驴者 ^协１０）

式中，ｇ——衔铁在平衡位置时每个气隙的长度，０．２５×１０。ｍｌ

∥广空气磁导率，４兀×１０～Ｈ／ｍ；

(22)

笙！童查反馈式两级电液伺服阀的工作原理与数学模趔

—————————————————————————二二∑二二二ｒ二—＝二＝＝：＝：！：三三

Ａｒ＿极面的面积，８．ＩｘｌＯ石ｍ２：

则：赔２．４５６ｘ１０７Ｈ。１

图２．４磁路等效图

Ｆｉｇｕｒｅ２．４ＭａｇｎｅｔＲｏｕｔｅｏｆＴｏｒｑｕｅＭｏｔｏｒ

如图２．２所示，衔铁顺时针旋转口角，衔铁在气隙处偏离中位的线位移量为

石ｇ，口角很／Ｊ［２６，２７］，满足：

％２ ^ａＯ

式中，卜弹簧管旋转中心到气隙中心的垂线距离，１４．５×１０。３ｍ：

衔铁偏离中位后，各处工作气隙的磁阻分别为：

耻妒嚣２者”年蹦１立）（２－１１）／ａ０Ａ

^１ ^ｇ ^ｌｒｌｏ^Ａ^ｇ、 ^ｇ^‘ ^ｇ^Ｖ ^ｇ^。

Ｒ２＝Ｒ４＝堕：ｇ＜ｌ＋皇）：Ｒ窖（１＋立）（２－１２）

／ａ０Ａｇ／ａｏＡｇｇ。 ^８、ｇ’

’

式中，Ｒｔ、Ｒｒ气隙①、③的磁阻，Ｈ～；

。

成，足ｒ气隙②、④的磁阻，Ｈ一：

出等效磁路图及磁路欧姆定律可知：

中①＝①③，①②＝中④

Ｍｏ＋脚＝ＯｏＲＪ＋①③马＝２０①Ｒｌ

１６

(23)

Ｍｏ一Ⅳ△ｆ＝ｏ②Ｒ２＋中④Ｒ４＝２０②Ｒ２

得：

中①＝①③：掣

^{（２－１３）}

２Ｒ窖（１一盐）

由②＝①④：掣。

ｇ ^{（２－１４）}

２Ｒ。（１＋皇）

式中，Ｍｒ永磁体磁动势，２９４．７２，４．ｔ：

ｇ

Ｎ－一每个控制线圈的匝数，４０００匝：

晚Ｉ，魄，①恼，哦广—一通过各处工作气隙①②③④的磁通，Ｗｂ：

当Ａｔ＂＝０时，只有永磁体磁动势％提供磁通，取此时衔铁处于中位，气隙

喙＝ｏ时的磁通为固定磁通

中ｇ＝等 ^协㈣

则畛６ｘ１０～Ｉｂ；

当Ｍｏ＝０时，只有控制电流４ｆ提供磁通，

时的磁通为控制磁通

中：—ＮＡ—ｉ

‘

２Ｒ量则

取此时衔铁处于中位，气隙矿０

嘧啥警

％如旷蔷

下面分析力矩马达如何输出力矩，由Ｍａｘ．ｗｉｌｌ公式可知

，：』Ｌ

２‰４

１７

（２．１６）

（２．１７）

（２．１８）

(24)

第２章力反馈式两级电液伺服阀的Ｔ作原理与数学模型

Ｅ母袅 ^协㈣

五吩袅 ^协２０）

Ｔａ＝２ａ（互蚓２者（①亳一①苔）

驴型◆

Ｋｔ＝２Ⅳ中ｇ詈，Ｋｍ＝４月ｓ①；（詈）２

乃＝，。万ｄ２０＋吃一ｄ出Ｏ＋Ｋ。口＋瓦

^{（２・２２）}

１８

(25)

Ｂ广一衙铁挡板反馈杆组件的阻尼系数，０．０５［２８，２９］；

磁一弹簧管刚度，１０．１８Ｎ・ｍ／ｒａｄ；

孔＿一衔铁运动时所拖动的负载力矩；

变换得：

害＝万１（乃一吃瓦ｄＯ咆毗）（２－２３）

２．２．２喷嘴挡板阀

由于挡板与衔铁刚性连接，则挡板位移为

ｘ，＝，一，（２－２４）

式中，卜弹簧管旋转中心到喷嘴中心线距离，８．０５ｘ１０－３ｍ；

当新≠Ｏ时，由伯努利方程可得，挡板所受液动力为：

局＝￡Ｐ彳Ⅳ一（８刀ｃ善Ｂｘｒｏ）ｘ厂

^{（２—２５）}

式中，丹——挡板所受液动力，Ｎ；

彳ｒ喷嘴孔面积，０．９６２ｘ１０。７ｍ２；

Ｇｒ可变节流孔流量系数，０．６４；

Ｄ广喷嘴挡板阀固定节流孔直径，０．２ｘｌＯ。３ｍ；

Ｄｒ喷嘴挡板阀喷嘴直径，０．３５ｘ１０一ｍ：

砌——挡板在平衡位置时，喷嘴挡板之间的距离，０．０３３７ｘ１０。３ｍ；

挡板所受液动力会对弹簧管旋转中心产生旋转力矩

瓦Ｉ＝局・，．

将（２．２４）、（２．２５）代入（２．２６）式得：

瓦ｌ＝，・￡Ｐ爿Ⅳ一，２・（８７贮当．只ｘ，ｏ）秒

２．２．３双喷嘴挡板阀控制滑阀阀芯

（２．２６）

（２．２７）

对于功率级滑阀，可以将其看作前置双喷嘴挡板阀的负载来看。双喷嘴挡

板阀控制下滑阀阀芯，可以按照阀控缸的模式‘２２，３０－３２］来分析。

如图２．２所示，挡板有位移ｘ，时，双喷嘴挡板阀两负载口有流量Ｑ。、Ｑ：按

１９

(26)

第２章力反馈式两级电液伺服阀的－［作原理与数学模型

照如图所示方向流动，两控制腔压力分别为墨Ｐ、只Ｐ。两喷嘴与回油节流孔之间的回油溢流腔压力为ｅ，容积为ｔ，由于油液受压后体积会压缩，压缩量

△Ｄ：—ｄ—Ｖ：—Ｖ——ｄＰ—

‘ｄｔｐｅ ^ｄｔ

从而使得两负载口有流量０１、Ｑ２不相等。故引入负载流量ＱＬＰ，规定：

Ｑ驴＝－９１（Ｑｌ＋Ｑ２） ^{（２—２８）}

进入左控制腔的流量为：

驴４鲁＋鲁誓（２－２９）

。

驴４百ｄｘＶ一等誓（２－３０）

式中，以一液压油的弹性模数，７ｘ

^{１０８Ｐａ；}

彳，——回油节流孔面积，１．２５７ｘ

^１０’７ｍ２；

Ｄ，——回油节流孔直径，０．４ｘｌＯ—ｍ；

％ｒ双喷嘴挡板阀单个控制腔的容积，０．４７４ｘ

^{１０。７ｍ３：}

巧——回油溢流腔的容积，４ｘｌＯ‘７ｍ３；

由式（２．２８）一（２．３０）三式得

如叫鲁＋篆ｃ警一警，

由于

只Ｐ＝去（只＋％），

昱Ｐ＝去（ｅ一置Ｐ）

ｄＰ、Ｐ一１ｄＰ译．ｄＲＰ

一＝一一＝：一一

^ｄｔ ^２ ^ｄｔ ^ｄｔ

则

如吐鲁＋等百ｄＰＬｐ（２－３１）

变换得：

２０

(27)

百ｄＰｗ＝等（驴４争 ^协３２）

双喷嘴挡板阀的流量方程为：

ＱＬＰ＝ＫｇｏＸ，一Ｋｃｏ％

^{（２＿３３）}

式中，妫广双喷嘴挡板阀流量增益，Ｋ口ｏ＝Ｃ∥ｒｔＤ．Ⅳ√只／ｐ，ｏ．１１０６ｍ２／ｓ；

Ｋｒ双喷嘴挡板阀流量压力系数，Ｋ∞＝％厄）Ⅳ０。／√必，

１．７７５×１０‘１３ｍ４・ｓ＆ｇ；

２．２．４滑阀阀芯受力分析

下面是对滑阀受力情况的分析：

首先，由牛顿第二定律可得

Ｅ强冬＋（Ｂｙ＋Ｂｓａｔ

^。

。）鲁＋巧。‘＋互

^ａｆ ^’

Ｆｔ＝ＰＬＰＡ，

毋ｏ＝（厶一Ｌ２）Ｃｄａ’４Ｐ（Ｐ，一最）

Ｋ，ｏ＝０．４３ａ＇（ｇ一只）

式中，Ｒ一主阀芯的驱动力，Ｎ：

Ｒ一反馈杆变形所产生的力，使挡板回位，Ｎ；

ｍ．一阀芯与阀腔油液质量，２．５４７ｘ１０。３ｋｇ；

曰，一阀芯与阀套ｆ．Ｊ彭ｊ粘性阻尼系数，０．００３４Ｎ／（ｎ∥ｓ）［２２＇３３１；８ｒ阀芯瞬念液动力产生的阻尼系数，Ｎ／（ｍ／ｓ）；

嘭ｒ阀芯稳态液动力的弹性系数，Ｎ／ｍ；

彳，一主阀芯阀肩横截面面积，１．６６２ｘ１０‘５ｍ２；

ｃｄ——．流量系数，０．６１；

ｎ卜阀芯面积梯度，ｔｏ＝７．５ｘ１０一ｍ；

Ｐ液压油密度，８５０ｋ∥ｍ３；

￡广一稳定阻尼长度，５ｘ

^{１０。ｍ；}

２ｌ

（２．３４）

（２．３５）

（２．３６）

（２．３７）

(28)

￡ｒ不稳定阻尼长度，４ｘ

^{１０’３ｍ；}

将（２．３４）式变换得：

争＝去肾（Ｂ，＋Ｂｉｏ）鲁ｔ－－ＫｆｏＸ＂－Ｅ】 ^协３８，

ｆ，＋６

图２．５反馈杆工作图

Ｆｉｇｕｒｅ２．５ＦｅｅｄｂａｃｋＳｐｆｉｎｇｏｐｅｍｔｉ０Ｉｌｓ

由于滑阀阀芯的移动，反馈杆球头受其牵引，反馈杆随之产生挠性变形，

如图２．５所示。该力

Ｅ＝Ｋ，【（，－＋６）口＋ｘ，】

^{（２．３９）}

该力对弹簧管旋转中心也会产生旋转力矩

瓦２＝（，．＋６）・Ｅ

^{（２＿４０）}

将（２．３７）代入上式得

互２＝（，．＋ｂ）・Ｋ，［（，＋ｂ）Ｏ＋‘】

^{（２—４１）}

式中，卜反馈杆刚度，３５００Ｎ／ｍ；

卜喷嘴中心线到阀芯中心线距离，１４ｘ１０～ｍ；

２２

(29)

第３章振动冲击环境下的力反馈式两级电液伺服阀

第３章振动、冲击环境下的电液伺服阀特性分析

飞行器飞行过程中，受到各种环境因素的影响，特别是复杂振动冲击环境的影响。理想情况下，一般电液伺服阀阀体是静止不动的，阀体位移、阀体运动速度、阀体运动加速度均为零。电液伺服阀各部件的运动不受牵连运动的影响。电液伺服阀所在的伺服机构部件受到振动后，电液伺服阀阀体不再静止，

阀内各部件同时受到牵连运动的影响，而变为合成运动，即阀内各部件相对阀体运动，同时阀体相对于绝对坐标系运动。

本章以力反馈式两级电液伺服阀为对象，如ＭＯＯＧ３１型，分析单位阶跃加速度和单位脉冲加速度下的电液伺服阀特性，以及振动环境下电液伺服阀的频率响应特性。

３．１振动、冲击环境下的电液伺服阀数学模型

本章研究的振动信号与主滑阀阀芯运动方向相同，即均为工方向，电液伺服

阀阀体在工方向上作平动。平动式牵连运动的合成运动规律如下所示【３４】：

Ｘｖ＝Ｘｒ＋Ｘ，鲁＝鲁＋尘ｄｔ，万ｄ２ｘｖ＝万ｄ２ｘｒ＋万ｄ２ｘ

式中，‘、鲁、％争——主滑阀阀芯的绝对位移，绝对速度、绝对加速度。

尘拿——主阎芯相对于阀体的位移、速度、加速度。

班２

ｘ、一ｄｘ、一ｄ２ｘ——阀体相对于绝对坐标系的位移、速度、加速度。

^ｄｔｄｔ^２

变换得：

Ｘｒ＝Ｘ，－－Ｘ，鲁＝ｉｘｖ一面ｄｘ，万ｄ２ｘｒ＝万ｄ２Ｘｖ一万ｄ２ｘ

则理想工况下所涉及到的一些数学表达式需要做出相应调整。

２３

(30)

第３章振动冲击环境下的力反馈式两级电液伺服阀式（２－３２）ｎ－Ｊ变为

百ｄＰｕ，＝等（骁一４玛ｄｔ

^{（３－１）}

一＝一●●，．一月一－

^以

_％ｐ～‘

^’ ^７ ^{～＇－＿，}

式（２．３８）可变为

争＝去肾ｃ即驯鲁一巧。‘卅一窘协２，

式（２—３９）可变为

Ｅ＝Ｋ，【（，．＋６）口＋石，】

^{（３－３）}

此外，衔铁挡板组件与弹簧管顶端刚性连接，弹簧管为弹性元件，在伺服

阀阀体振动时，衔铁挡板组件也会受到牵连运动的影响【３４１，如图３．１所示。

图３．１衔铁挡板组件受牵连加速度示意图

Ｆｉｇｕｒｅ３．１Ａｒｍａｔｕｒｅ－ｆｌａｐｐｅｒＧｒｏｕｐＷａｒｅｕｎｄｅｒＴｒａｎｓｐｏｒｔｅｄＡｃｃｅｌｅｒａｔｉｏｎ

衔铁挡板质心与弹簧管旋转中心不重合，相距ｄ，。由牵连加速度ａ，分解得

切向加速度ａ，和法向加速度ａ。。法向加速度与衔铁挡板组件质量所产生的力可

以由弹簧管来平衡：而切向加速度与衔铁挡板组件质量所产生的力垂直于衔铁挡板中心线，该力将产生对弹簧管的附加力矩。由于０相当小，则

ａｆ≈ａ‘

２４

(31)

心。万

ｄ２工

则式（２－２２）可变为

Ｔｄ＋ｍａ窘妒ｊ，ｄ矿２０＋吃警托口＋瓦 ^（３削

由式（２－９）、（２．２１）、（２—２３）、（２．２４）、（２．２５）、（２．２７）、（２．３３）、（３．１）．

（３．４）、（２—４１）组成了振动冲击环境下电液伺服阀的数学模型。根据此数学模

型则可以通过数学计算和仿真来分析振动冲击环境下的电液伺服阀特性。由式

（３．２）、（３．４）可以看出采用加速度形式的振动信号最方便研究。故以下的振动、

冲击信号均采用加速度形式。

３．２单位阶跃加速度环境下电液伺服阀的响应

本节将以ＭＯＯＧ３１型力反馈式电液伺服阀为对象，分析在单位阶跃加速度

环境下，电液伺服阀的负载压力凡、衔铁挡板组件质量ｍ口、主阀芯质量ｍ，、弹簧管刚度如、衔铁挡板组件质心与弹簧管旋转中心的距离以、喷嘴挡板放大器单个控制腔的容积Ｖｏｅ等参数对主滑阀开口量并、挡板偏移量即衔铁偏移量赡

响应的影响。

３．２．１负载压力的影响

本节取电液伺服阀供油压力为额定供油压力２１ＭＰａ，分别选取无负载压力、

轻负载压力７ＭＰａ和负载压力１４ＭＰａ作比较，分析负载压力不同时三处特征点偏移量的变化。

由图３．２可知，单位阶跃加速度环境下，供油压力一定时，负载压力越小，

滑阀偏移量越小。滑阀偏移量迅速增大后（１０ｍｓ）趋于稳定。由图３．３，３．４可知，单位阶跃加速度环境下，供油压力一定时，负载压力越小，挡板与衔铁偏移量有所增大。挡板与衔铁偏移量快速增大后迅速降低（５ｍｓ），然后趋于稳定。

２５

(32)

１．５

芒

÷１

毒蹿趔均０．５匿

Ｏ

００．０１０．０１５０．０２０．０２５

时间ｔｌｓ

图３．２单位阶跃加速度下负载压力变化对阀芯偏移量的影响

Ｆｉｇｕｒｅ３．２ＬｏａｄＰｒｅｓｓｕｒｅＶｓ．ＳｐｏｏｌＤｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔｕｎｄｅｒＵｎｉｔＳｔｅｐＡｃｃｅｌｅｒａｔｉｏｎ

基气

≥

渣毯辎瓤

０．０６

０．０４

０．０２

Ｏ

一０．０２

００．００５０．Ｏｌ０．０１５０．０２０．０２５

时间ｔ／ｓ

图３．３单位阶跃加速度下负载压力对挡板偏移量的影响

Ｆｉｇｕｒｅ３．３ＬｏａｄＰｒｅｓｓｕｒｅＶＳ．ＦｌａｐｐｅｒＤｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔｕｎｄｅｒＵｎｉｔＳｔｅｐＡｃｃｅｌｅｒａｔｉｏｎ

２６

(33)

Ｏ．１２

Ｏ．０９蔗

过

。≥０．０６

桧牮０．０３蟋

辖０

－０．０３

００．Ｏｌ０．０１５ｏ．０２０．０２５

时间ｔ／ｓ

图３．４单位阶跃加速度下负载压力对衔铁偏移量的影响

Ｆｉｇｕｒｅ３．４ＬｏａｄＰｒｅｓｓｕｒｅＶｓ．ＡｒｍａｔｕｒｅＤｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔｕｎｄｅｒＵｎｉｔＳｔｅｐＡｃｃｅｌｅｒａｔｉｏｎ

图３．５平臂式衔铁

Ｆｉｇｕｒｅ３．５ＦｌａｔＡｎｎＡｒｍａｔｕｒｅ

图３．６斜臂式衔铁

Ｆｉｇｕｒｅ３．６ＳｌａｎｔＡｒｍＡｒｍａｔｕｒｅ

２７

(34)

３．２．２衔铁挡板组件质量的影响

衔铁有多种结构，广泛采用的主要有平臂式（如图３．５）和斜臂式（如图３．６）

两种【３５１。平臂式结构工艺性好，加工比较容易；斜臂式结构刚性较好，但是加工比较困难。由于结构的不同，其质量差别较大，等臂长臂宽的两种衔铁后者要比前者轻１／４＂－－１／３。挡板组件也有多种结构，其质量也有所差异。但是相对衔铁质量来说，挡板组件质量较小，两者比例大约１／１０，可以忽略不计。本节将

分析衔铁挡板组件质量变化时，电液伺服阀特征点偏移量的变化情况。以期得

出抗振措施。

由图３．７可知，在单位阶跃加速度环境下，衔铁挡板组件质量越大，主滑阀

偏移量越大。为了提高电液伺服阀的抗振性能，不妨先降低衔铁挡板组件的质量。由图３．８，３．９可知，在单位阶跃加速度环境下，衔铁挡板组件质量越大，

挡板与衔铁的偏移超调量越大。挡板与衔铁偏移量在短时间（５ｍｓ）内快速增大后迅速降低，经过短时间（约１５ｍｓ）后趋于稳定。

誉

＼过蠢斡趟均窒

０

时间ｔ／ｓ

图３．７单位阶跃加速度下衔铁挡板组件质鼙对阀芯偏移量的影响

Ｆｉｇｕｒｅ３．７ＭａｓｓｏｆＡｒｍａｔｕｒｅ—ｆｌａｐｐｅｒＧｒｏｕｐＷａｒｅＶＳ．ＳｐｏｏｌＤｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔＵｎｄｅｒＵｎｉｔＳｔｅｐＡｃｃｅｌｅｒａｔｉｏｎ

３

５

２

５

ｌ

５

Ｏ２

ｌ

Ｏ

(35)

００．００５０．Ｏｌ０．０１５０．０２０．０２５

时间ｔ／ｓ

图３．８单位阶跃加速度下衔铁挡板组件质量对挡板偏移量的影响

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图３．９单位阶跃加速度下衔铁挡板组件质量对衔铁偏移量的影响

Ｆｉｇｕｒｅ３．９ＭａｓｓｏｆＡｒｍａｔｕｒｅ—ｆｌａｐｐｅｒＧｒｏｕｐＷａｒｅｖｓ．Ａｒｍａｔｕｒｅ

Ｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔ

ＵｎｄｅｒＵｎｉｔＳｔｅｐＡｃｃｅｌｅｒａｔｉｏｎ

３．２．３主阀芯质量的影响

本节分析在单位阶跃加速度环境下，滑阀阀芯质量对于电液伺服阀三处特征点偏移量的影响。

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(36)

由图３．１０，３．１１，３．１２可知，在单位阶跃加速度环境下，主滑阀阀芯质量的

变化对于滑阀偏移量孙挡板偏移量协衔铁偏移量坛几乎无影响。其主要原

因是滑阀阀芯处于功率级，属于前置级双喷嘴挡板放大器的控制对象的缘故。

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图３．１０单位阶跃加速度下阀芯质量对主滑阀阀芯偏移量的影响

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图３．１１单位阶跃加速度Ｉ卜．阀芯质量对挡板偏移量的影响

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图３．１２单位阶跃加速度下阀芯质量对衔铁偏移量的影响

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图３．１３单位阶跃加速度下弹簧管刚度对主滑阀阀芯偏移量的影响

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３．２．４弹簧管刚度的影响

弹簧管是力矩马达的重要组成部分，本节将分析其刚度对电液伺服阀特征

偏移量的影响。

由图３．１３可知，在单位阶跃加速度环境下，弹簧管刚度增大时，滑阀阀芯

偏移超调量会降低，过渡时ｌ’日Ｊ缩短，稳定状念下滑阀偏移量会小幅减小。由图

３１

(38)

３．１４，图３．１５可以看出，在单位阶跃加速度环境下，弹簧管刚度增大时，挡板

与衔铁偏移超调量会降低，过渡时间缩短，稳定后三种参数下的挡板偏移量、

衔铁偏移量几乎各自趋于重合。由此可知，弹簧管刚度的变化主要影响滑阀开

口量Ｘｒ、挡板位移弘衔铁位移喙的超调量和过渡时间。

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图３．１４单位阶跃加速度下弹簧管刚度对挡板偏移量的影响

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图３．１５单位阶跃加速度下弹簧管刚度对衔铁位移的影响

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３２

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(39)

３．２．５衔铁挡板组件质心与弹簧管旋转中心距离的影响

由于衔铁质量远大于挡板质量，则衔铁挡板组件质心可以看作是衔铁的质心。对于衔铁而言，不论是采用平臂式结构还是采用斜臂式结构，衔铁都是规则的对称结构，其质心为其几何中心。对于弹簧管而言，也是形状规则的对称结构，其旋转中心为其几何中心。本节分析衔铁挡板组件质心与旋转中心之间距离对电液伺服阀特征点偏移量的影响。

由图３．１６可知，在单位阶跃加速度环境下，减小衔铁挡板组件质心与弹簧管旋转中心之间的距离，可以有效降低主滑阀阀芯的偏移量。达到稳定时‘与ｄ。

近似呈线性关系。由图３．１７、图３．１８可知，在单位阶跃加速度环境下，减小衔铁挡板组件质心与弹簧管旋转中心之问的距离，可以大幅降低挡板和衔铁偏移量的超调量。同时会缩短其过渡时间。

由此可知，通过减小衔铁挡板组件质心与弹簧管旋转中心之间的距离，可以大幅降低滑阀阀芯偏移量、挡板和衔铁偏移量的超调量、缩短其过渡时间等，

有效提高了电液伺服阀的抗振特性。

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图３．１６单位阶跃加速度下衔铁挡板质心与弹簧管旋转中心的距离对阀芯偏移量的影响

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３３

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图３．１７单位阶跃加速度下衔铁挡板质心与弹簧管旋转中心的距离对挡板偏移量的影响

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图３．１８单位阶跃加速度下衔铁挡板质心与弹簧管旋转中心的距离对衔铁偏移量的影响

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３．２．６喷嘴挡板放大器控制腔容积的影响

对于ＭＯＯＧ３ｌ型电液伺服阀而言，

４７．４ｒａｍ３，该容腔内充满了液压油，相当于

３４

单个喷嘴放大器控制腔的容积约为

“液压弹簧”。本节将分析在单位阶跃

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(41)

加速度环境下，其容积大小对电液伺服阀特征点偏移量的影响。

由图３．１９—３．２１可知，在单位阶跃加速度环境下，喷嘴挡板放大器控制腔

容积的变化对于滑阀偏移量籼挡板偏移量弘衔铁偏移量坛几乎没有影响。

其主要原因是控制滑阀阀芯的喷嘴挡板放大器负载压力变化率过小，不能显著压缩控制腔容积内液压油，该容积内的“液压弹簧”没有发挥作用的缘故。

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图３．１９单位阶跃加速度下喷嘴挡板放人器控制腔容积对阀芯偏移量的影响

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图３．２０单位阶跃加速度下喷嘴挡板放人器控制腔容积对挡板偏移量的影响

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３５

振动环境下电液伺服阀特性研究

同济大学机械工程学院 硕士学位论文