电液伺服加载系统

2024-08-20

电液伺服加载系统（共7篇）

电液伺服加载系统篇1

1 引言

为了检测游梁式抽油机的性能指标, 有必要对抽油机进行加载试验, 电液伺服加载系统的参数能够方便地进行改变, 是一种有效的加载试验系统[1]。抽油机伺服加载系统, 是一个典型的位置扰动型施力系统, 其加载过程受被加载体运动的影响[2]。为了减少抽油机运动位置和加载力之间的相互干扰, 现有文献多采用顺馈控制, 补偿位置扰动对系统加载力输出的干扰, 但顺馈控制在实际应用中难以做到完全补偿。由于伺服加载系统建立精确数学模型比较困难, 基于模型的控制方法[3,4], 在应用中消除位置干扰的效果受限。

本文在分析抽油机加载系统原理的基础上, 考虑悬点位置和加载力之间的干扰, 通过一个模糊-PID切换控制系统来补偿悬点位置干扰下加载力精确模拟问题, 从而提高了抽油机加载系统整体的控制精度。

2 抽油机伺服加载系统模型分析

抽油机电液伺服加载系统的原理如图1。

首先由位移传感器检测抽油机悬点位移, 经由A/D转换器、力函数发生器, 把悬点位移转换为加载力, 此力为加载液压缸的输入信号。输入加载力信号通过D/A转换器、伺服放大器进入伺服阀, 驱动加载液压缸产生输出力。当力传感器检测到的实际输出力与给定输入力有偏差时, 误差信号通过D/A转换器、伺服放大器进入伺服阀, 控制加载液压缸, 实现对给定加载力的闭环反馈控制[5]。

3 模糊-PID切换控制系统设计

本文采用模糊-PID切换控制系统, 控制原理如图2所示。PID控制和模糊控制结合, 在输出加载力和输入设定值之间偏差较大时以模糊控制为主, 在偏差较小时进行PID控制;两种控制的输出信号Ufuzzy和UPID利用模糊方法进行切换, 实现两种控制切换的平稳性[6,7,8]。图中KE、KEC和KU为模糊控制输入偏差信号、偏差变化率信号和输出信号Ufuzzy的系数。

3.1 设计模糊控制

模糊控制系统中, 输入量为液压缸加载力的偏差e及其变化率ec, 输出量为Ufuzzy。

设偏差语言变量|e|, 偏差变化率语言变量|ec|的论域为{B, M, S, Z}={0, 3, 6, 10}, 隶属函数为高斯y=gaussmf (x) 。输出变量的语言变量论域为{VB, B, M, S}={0, 0.5, 1.0, 1.5}, 隶属函数取为三角形隶属函数y=trimf (x) 。

根据经验得到表1的模糊控制规则。

3.2 设计模糊-PID切换方案

对于K时刻的模糊切换输入变量E (K) 和EC (K) 的隶属度函数如图3所示。模糊控制的输出用w表示, PID控制的输出用1-w表示, 则模糊切换输出变量w的隶属度函数如图4所示。

根据模糊切换输入、输出隶属度函数及经验, 设计模糊切换规则为:

If E is PB or NB then w is P;If E is NM, and EC is not (NM or NB) , then w is M;If E is PM, and EC is not (PM or PB) , then w is M;If E is O then w is O

则模糊-PID切换系统输出为

U (k) =w·Ufuzzy+ (1-w) UPID

4 实验验证

为验证模糊-PID切换控制系统对抽油机电液伺服加载系统的有效性, 在伺服加载实验台上进行实验研究。输入为阶跃力信号, 大小为0.15×105N, 位置干扰为10sin (10πt) (mm) 。加载系统在PID控制和在模糊-PID切换控制系统作用下的阶跃响应曲线如图5所示, 图中曲线1为PID控制输出, 曲线2为模糊-PID切换控制输出。

实验表明, 模糊-PID切换控制系统, 最大振荡幅度为0.1×105N, 系统输出趋于稳定。在上升阶段, 模糊-PID切换控制系统比普通PID控制平稳。实验中, PID控制参数确定为kp=0.69, ki=0.06, kd=0.06;模糊控制参数确定为KE=1.8, KEC=7和KU=1.4。

5 结论

模糊-PID切换控制系统, 补偿了悬点位置干扰下加载力精确模拟问题, 提高了抽油机加载系统整体的控制精度。

摘要：文中设计一种模糊-PID切换控制系统来解决抽油机伺服加载系统悬点位置干扰下加载力精确模拟问题。在加载力输出偏差较大时, 系统采用模糊控制, 以快速抑制超调;在加载力输出偏差较小时, 系统采用PID控制, 以保证稳态输出。并采用模糊方式避免两种控制切换时的扰动。实验证明该控制系统提高了抽油机加载系统整体的控制精度。

关键词：抽油机,电液伺服加载系统,模糊-PID切换控制系统,模糊切换

参考文献

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[4]JOSEPH K, ROGER F.Experimental modelling and control of a servo-hydraulic force control system[J].International Journal of Fluid Power, 2010, 11 (1) :7-19.

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[8]刘红波, 李少远.一种基于模糊切换的模糊复合控制器及其应用[J].控制与决策, 2003, 18 (5) :615-618.

电液伺服加载系统篇2

结构静力试验是研究复杂工程构件静特性的重要手段, 是校核产品设计静强度、刚度、稳定性, 鉴定产品可靠性的有效途径, 并为产品结构设计和产品结构优化提供可靠的静强度数据和最准确的资料。对于形状和受力都较复杂的构件, 结构静力试验是产品结构研发必不可少的也是唯一简单而有效的途径。试验结果对产品的计算机模型的建立以及二次开发起到重要的指导作用。因此, 目前许多领域, 包括土木、汽车、船舶、航空、航天领域的大型结构件的研发过程中, 都需要对构件进行结构静力试验, 保证产品的品质和可靠性, 避免产品的实际参数达不到设计要求。

1 电液伺服系统

液压加载根据液压流体力学原理, 利用液压元件组成的压力和方向控制回路, 将一定压力的油液输入液压缸, 由液压缸内的活塞把分布的油压转变为集中力, 最后经活塞杆输出。

电—液伺服系统的分类方法很多, 可以从不同角度分类, 如位置控制、速度控制、力控制等;阀控系统、泵控系统;大功率系统、小功率系统;开环控制系统、闭环控制系统等。根据输入信号的形式不同, 又可分为模拟伺服系统和数字伺服系统两类。图1为电液位置伺服系统:

电—液伺服系统综合了电气和液压两方面的优点, 具有控制精度高、响应速度快、输出功率大、信号处理灵活、易于实现各种参量的反馈等优点。因此, 在负载质量大又要求响应速度快的场合最为适合, 其应用已遍及国民经济的各个领域, 比如飞机与船舶舵机的控制、雷达与火炮的控制、机床工作台的位置控制、板带轧机的板厚控制、电炉冶炼的电极位置控制、各种飞机的模拟台控制、发电机转速的控制、材料试验机及其他实验机的压力控制等等。在油源设备提供一定压力油液的情况下, 计算机调整输入到液压缸内的油液流量, 由此控制试验载荷或位移。根据这一设计思想, 依据被控参量开发了两个液压加载分系统:力控制系统和位移控制系统, 以满足不同的试验需求。

国内现有的应用于结构静力试验的系统, 在试验力精度, 位移传感器分辨率, 响应速度和活塞行程上很难达到用户需求, 美国MTS公司的伺服加载系统能够达到和超过用户要求, 但是其价格是国内相同系统的几倍甚至几十倍, 基于这种情况, 采用美国NI公司的Lab VIEW编程软件即图形化语言作为开发平台, 开发了一套数据采集、信号处理及仪器控制的虚拟仪器应用程序, 配以伺服放大器、MOOG的直动式伺服控制阀、及作动器, 形成了一套性能优良的位移、力闭环控制系统。该系统可以进行负载0~500 k N的试件的静态试验。其试验力精度≤±1%, 位移传感器分辨率可达到0.01 mm, 活塞的最大行程可达500 mm, 控制精确、操作简单、响应速度快、控制稳定, 达到了预期的设计标准, 是一个可靠的实验平台。

2 虚拟仪器伺服系统

利用美国NI公司的Lab VIEW编程软件作为平台开发伺服控制系统软件, 该软件主要功能为数据采集并实时的显示波形型号, 可实时显示力-位移, 力-时间, 位移-时间曲线, 并通过采集的数据及控制参数发出控制信号, 数据的采集与控制信号的发出通过研华工控机A/D和D/A转换, 计算机运行伺服系统控制软件, 通过伺服放大器控制伺服阀, 从而实现对作动器活塞位置的位移闭环反馈控制。作动器活塞位置使用深圳联诚世纪的RP/RH非接触式位移传感器, 其分辨率可达16位D/A或满量程的0.001 5%。

本系统如图2所示, 主要由以下部分构成:

1) 主机:对试样进行加载的工作装置, 本系统为作动器。

2) 控制柜:启动、停止油泵电机, 对异常情况报警的操作装置。

3) 油源:对液压系统提供油液和动力, 通过作动器对试样加载的动力装置。

4) 控制系统:控制试验按照需求逐步进行, 并对试验数据进行采集、放大、显示、处理和打印的装置。

该软件可以实现位移的手动控制, 闭环控制以及自动程控, 具有多种试验力、位移梯级加载、保载控制, 数据的采集、记录、显示、实时保存以及采集频率的设定等功能, 采集的数据通过实时处理可以显示其当前值, 历史值及峰值, 还能设定试验保护参数, 软件界面清晰美观, 操作简单, 使用方便。控制程序流程如图3。

该系统主要用于结构教学试验, 也可以在加载框架内进行建筑结构的弯曲、压缩、拉伸等性能试验。试验对象包括柱、梁、框架等。还可以将系统中的油缸在加载框架内组合使用, 以实现多点协调加载功能, 测试结构在复杂受力情况下的力学性能。图4为伺服控制系统界面。

3 结论

本系统根据实际情况选择了液压辅助控制系统的硬件配置, 基于Lab VIEW平台开发了伺服控制系统软件, 大大简化了源程序的开发。由于Lab VIEW所具备的强大功能使传统的信号发生器及其他硬件设备可以省略, 而且精度更好、成本更低、试验系统性能更稳定。该系统充分考虑了结构试验系统的各种特征, 功能齐全、界面美观、操作简便、此软件可以快捷、方便、直观地实现试验要求的各种操作, 人机对话灵活、友好。

摘要：结构静力试验是研究复杂工程构件静特性的重要手段, 是校核产品设计静强度、刚度、稳定性, 鉴定产品可靠性的有效途径, 并为产品结构设计和产品结构优化提供可靠的静强度数据和最准确的资料。电液伺服控制加载系统是土木工程结构试验中理想而不可缺少的试验加载设备。基于LabVIEW研制与开发的伺服控制加载系统省略传统的信号发生器等硬件设备, 其精度更高, 性能更稳定, 操作简单且能根据试验要求做进一步扩展和优化。

关键词：LabVIEW,虚拟仪器,电液伺服,结构静力试验

参考文献

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[2]强一于, 军琪, 刘煦.液压位置伺服系统模糊自适应PID控制算法研究[J].工业控制计算机, 2010 (12) :58-60.

[3]王汉军.电液伺服加载系统控制方法的改进研究[J].计算机仿真, 2009 (11) :327-363.

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[5]雷振山, 魏丽, 赵晨光, 等.LabVIEW高级编程与虚拟仪器工程应用[M].北京:中国铁道出版社, 2009.

[6]陶永华.新型PID控制及其应用[M].北京:机械工业出版社, 2002.

电液伺服系统的清洁度控制篇3

电液伺服系统故障有70%～80%是由油液污染导致的,要保证系统正常、可靠地运行,必须要保持系统的清洁。油液的污染指的是混杂在油液中的各种有害物质,主要有颗粒状固体杂质、水、空气等。对于电液伺服系统,液压油液的清洁度要求更高,一般要求清洁度指标要优于美国NAS1638污染等级标准中的6级,液压油液中的各种有害物质,如固体颗粒和纤维将会影响伺服系统的工作性能及使用寿命。本文将对污染产生的原因和危害进行分析,并介绍液压元件和系统的清洗方法。

1 污染物的来源与危害

液压油液的污染物有多种来源,但它们的形成可以大致归结为3种情况:残留物的污染、再生污染和外部引入的污染。残留物的污染主要来自于油箱制造过程残留的焊渣、铁屑、灰尘等;软管在制造过程残留的胶皮等;管接头在加工过程中产生的毛刺、铁屑等。再生污染主要来自液压系统在工作过程中所产生的金属颗粒、密封圈磨损颗粒、气泡及油液变质后的胶状物等。外部引入的污染主要来自周围环境中的污染物,如油箱通气孔放气及注油孔注油,拆卸软管和伺服阀暴露在空气中侵入系统所造成的液压油污染。

液压油液中的污染物易造成伺服阀卡死和磨损。卡死是指伺服阀的阀芯被油液里的杂质挡住,致使摩擦力增大,无法驱动阀芯运动或运动缓慢。磨损是指伺服阀阀口的棱边不再保持尖锐,引起伺服阀的内泄漏增大,影响伺服阀的工作特性。

2 电液伺服系统的清洗

管路系统是电液伺服系统的重要组成部分,在加工、装配和拆卸等过程的每一个工艺环节中都不可避免地残留有污染物。将清洁度不符合要求的元件装入系统后,在系统油液冲刷和机械振动等作用下,管路系统内部固有的污染物会从粘附的表面脱落而进入油液中,使系统受到污染,因此电液伺服系统装配前必须采取清洗措施。清洗的对象主要有软管、管接头、油箱等,油泵和阀在出厂前已经充分清洗,对系统产生污染的影响不大。

软管、管接头和油箱清洗方法如下:将软管浸入干净的航空汽油中,并用干净的丝绸布通过软管内壁进行清洗,再用洁净的高压空气吹干净,完成后及时包扎好软管接头,防止二次污染。管接头在装配前首先应去除毛刺、用清洗剂脱脂、酸洗、中和,然后用洁净的高压空气吹干净,再使用超声波清洗、干燥后涂清洁液压油,用塑料薄膜封装接口。油箱加工完成后应对油箱的内表面进行喷砂处理,并将油箱开口处及时封装。在油箱内部安装磁棒,用以吸附油箱内的微小铁屑。清洗时,首先用丝绸布反复手工清洗,不能用棉纱或棉布来擦洗油箱,对于油箱死角处的焊渣及铁屑等,可用胶泥团或面粉团粘取。清洗完毕后,再进行酸洗,以彻底去除表面氧化物。

电液伺服系统完成装配后,必然会在系统中留有污染物。比如装配管接头和软管等螺纹零件上的镀层,毛刺和附着物由于相互摩擦而产生的脱落物;系统装配或油液加注时引入的外部污染物,如油液中溶解的空气、灰尘等。所以电液伺服系统在装配完成后需立即进行全面的清洗,以消除装配过程中侵入系统的污染物。电液伺服系统的清洗可按下述步骤进行:

(1)系统清洗前,不安装敏感元件(伺服阀),并将其连接管路短接,同时需注意在油泵进油口处安装粗滤,在油液进入敏感元件前安装精滤,精滤的滤芯精度与系统要求精度密切相关,要求达到NAS10级系统选用精度20μm的滤芯,要求达到NAS8级系统选用精度10μm的滤芯,要求达到NAS7级系统选用精度3μm～5μm滤芯,要求达到NAS6级系统选用精度1μm～3μm的滤芯。

(2)系统油箱注油后采用间歇冲击式管路过滤清洗,即开停电机交替进行,清洗方法为:启动电机驱动油泵,使油液在管路系统内部循环,使得所有油路都通过油液冲洗,要求电机每工作15min停机15min,油温不得超过60℃,累计冲洗时间不少于8h。

(3)完成上述过程后,进行动态取样。取样点在伺服阀、伺服缸的入口处。取样过程为:待冲洗完成后,停车后立即取样。用自动颗粒计数器检验油液清洁度,应优于美国NAS1638污染等级标准中的6级。

(4)如果多次清洗依然达不到清洁度要求,需放掉油箱以及管路系统内的油液,拆下并更换系统上的滤器及油泵进油口粗滤器,更换过程中应封闭好管路,防止污染物进入系统。

(5)重复上述过程直至油液清洁度满足要求。注意:在清洗过程中,如果滤器报警输出,必须更换新的滤芯。

电液伺服系统冲洗过程中还应该注意:(1)冲洗过程中,油箱、管路要封闭,避免空气中的污染物进入系统;(2)向油箱中注油使用滤油车,滤除油液中大的颗粒污染物;(3)在冲洗过程中应定期排出油液中的空气,因为油液中的空气可以使系统刚性下降,反应迟钝,破坏液压元器件,导致系统压力波动,从而产生振动、冲击;(4)在冲洗过程中要定期排出水蒸汽,油液中的水分由于油温的升高会蒸发出来,在油箱排气口上应有蒸汽逸出;(5)冲洗过程中系统的最佳工作油温为35℃～45℃,油温不得超过60℃,以免加速油液的氧化变质。

3 结束语

电液伺服系统的污染出现在整个装配过程中,装配前必须对软管、管接头和油箱进行严格的清洗,装配完成后应立即进行系统冲洗。经过严格的冲洗后,可减少敏感元件(伺服阀)被污染物卡死的概率,缩短系统的调试时间,减少不必要的拆卸过程。但是,系统的污染控制是一个不断进行的过程,不可能一劳永逸,在系统的运行期间还要定期检测油液状态,以保证油液控制在系统允许的清洁度范围内。

参考文献

[1]夏志新.液压系统污染控制[M].北京:机械工业出版社,1992.

[2]雷天觉.液压工程手册[M].北京:机械工业出版社,1990.

电液伺服加载系统篇4

TZ 100KN电液伺服综合试验机是一种拉压双向动静试验系统, 主要用于测试各种金属材料、高强度非金属、复合材料及部件, 如汽车板簧、门锁、链条等, 在常温下的动静力学性能, 可对被测试件施加规则波形和任意波形试验, 其负荷、位移 (变形) 两种状况任意转换。试件装夹、横梁升降、锁紧均为液压驱动、操作方便, 安全可靠。随着电子技术、虚拟仪器仪表技术、总线技术的快速发展, 原系统的硬件、软件功能已经跟不上科技发展的步伐, 应用现有的技术成果和先进经验对其进行技术升级改造, 使设备更能满足具体要求, 尤其在我国产品更新换代缓慢的条件下, 具有较大的意义。

1 存在的问题

原系统使用年限已久, 计算机、信号调制电路、伺服阀驱动器、控制电路、油源系统出现不同程度老化;负荷传感器及其信号调制电路出现问题, 致使负荷测量不准确;试验操作界面不友好, 参数设定不直观、不方便, 试验时操作繁琐, 且其程序为16位程序, 不利于升级和修改;液压源采用调压回路和旁路分油的方式实现输出压力调节, 耗电量大。

2 系统设计

由于出现上述问题, 该试验系统已无法正常使用, 为了恢复系统功能, 延长系统寿命, 对原系统进行下列技术升级改造 (如图1所示) , 系统由高压油源 (变频器和液压泵等) 、检测变送装置 (位移、负荷传感器和位移、负荷变送器) 、控制器 (PLC) 、执行机构 (伺服阀及其驱动器) 以及操作界面 (上位机) 组成。

Lab VIEW是虚拟仪器领域中最具有代表性的图形化编程开发平台, 它广泛地被工业界、学术界和研究实验室所接受, 视为一个标准的数据采集和仪器控制软件。上位机采用基于Lab VIEW开发的人机界面, 通过RS232与PLC进行通讯, 实时监测和显示油源系统以及PLC的状态, 完成数据记录、数据分析、数据保存、参数设置、报表统计、打印等功能。

3 系统工作原理

电液伺服综合试验系统有位移控制和负荷控制两种方式, 位移控制系统位移跟随设定变化, 负荷控制系统负荷跟随设定变化。控制算法为PID控制算法, 比例系数、积分增益、微分增益三个参数可调。将位移、负荷传感器信号以及伺服阀控制信号转化成标准电流信号, PLC按一定的时间间隔采集位移、负荷、压力信号, 并对数据进行运算、存储, PLC根据上位机的操作, 载入不同类型的试验 (包括静态位移试验、静态负荷试验、动态负荷试验、动态位移试验) , 位移、负荷PID控制运算输出通过DA模块变成0~10V信号后做为伺服放大器的输入, 伺服放大器在将其转换成-40m A~40m A的控制信号, 控制电液伺服阀中高压油的流量, 从而改变油缸的位置和负荷;压力PID控制运算输出通过DA模块变成0~10V信号后做为变频器是频率设定, 控制液压泵的转速, 从而调整油源系统的出口压力, 控制程序流程图如图2所示。

基于Lab VIEW开发的电液伺服综合试验系统, 操作界面程序部分采用了生产者/消费者的设计模式, 该设计模式要求有一个队列, 生产者以事件驱动方式生成队列中的项, 消费者根据队列中的元素异步执行代码。本系统程序中, 数据通讯和部分需要重复使用的功能, 使用了这一设计模式来设计。

生产者就是一个定时循环结构和一个用户事件结构, 消费者就事件处理器。定时循环中的代码产生周期性事件, 比如数据采集、数据记录和通讯侦测;用户事件结构产生用户进行操作时触发的事件, 比如数据处理、参数设置等等;指令队列处理器包含了多条指令, 每条指令都有不同的功能, 它们主要实现与PLC通讯和显示界面的更新 (如图3所示) 。

4 电液伺服综合试验机信息化管理系统

本信息化管理系统用于微机控制电液伺服综合试验机, 进行各种金属及非金属的试验, 按照相应标准完成实时测量与显示、实时控制及数据处理、结果输出等各种功能 (部分功能如下图4、图5、图6所示) , 具有以下主要特点:

(1) 分权限管理, 不同级别的操作者有不同的操作权限, 可操作的菜单等内容也不同, 有效的保护了系统;

(2) 实时测量与显示试验力及峰值、位移、变形等各信号;

(3) 实现了负荷-变形, 负荷-位移等多种试验曲线的实时屏幕显示, 可随时切换观察, 曲线的放大与缩小非常方便;

(4) 具备试验参数的计算机存储、设定、加载等功能, 调零、标定等操作都从软件上进行, 各参数可方便的进行存储和调入;

(5) 试验数据以文本文件存贮, 以方便用户查询, 以及利用任何通用商业报表、字处理软件对试验数据进行再处理, 同时方便联网传递数据;

(6) 可记录、保存试验全过程的数据曲线, 并具有演示功能, 实现试验曲线再现, 还可以进行曲线叠加对比, 便于对比分析;

(7) 可按用户要求格式打印试验报告, 用户可以自己选择报告输出基本信息和试验结果及试验曲线的内容, 满足各种需要;

(8) 具备过载保护自动停机功能, 并可以自动判断试样断裂, 自动停机。

5 结语

我们设计的这套基于PLC和Lab VIEW的电液伺服综合试验系统, 能够对电液伺服综合试验机性能及工艺参数进行高速实时的数据采集, 并将数据及时地送入计算机进行分析、处理, 最后将结果形象地显示在计算机屏幕上。系统升级改造交付厂家使用以来, 显现出以下优点:人机界面友好、程序结构清晰、易于阅读与维护、数据准确、参数设置简单、操作方便, 企业投入少量的资金对原有设备进行技术改造, 使旧设备再生并获得巨大的经济效益, 同时可使旧设备升值, 该系统适用性好、可移植性强, 具有很好的推广应用前景。

参考文献

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[3]王春行.液压伺服控制系统[M].机械工业出版社, 1989.

电液伺服加载系统篇5

电液系统因其具有响应速度快和输出功率大等优点,在汽车、冶金及工程机械等领域中得到了广泛应用。电液系统在本质上具有强非线性、系统参数不确定及时变、受外负载干扰等特点[1],因此需要对其采取恰当的控制策略才能发挥其高精度的伺服能力。为获得较好的控制性能,近年来结合非线性理论与自适应技术的控制方法在电液控制系统中得到了越来越多的应用,如状态反馈精确线性化方法[2]、自适应反步法[3]、滑模变结构控制[4]等。但精确反馈控制需要知道系统的精确模型,这在电液伺服系统中很难做到。反步法存在“计算膨胀”问题,故使得基于该方法的控制器难以实现。

滑模变结构控制(sliding mode control, SMC)具有较强的抗干扰能力,将SMC技术应用于电液伺服系统时能获得良好的控制效果[5,6,7]。但输入控制量的抖振问题一直是SMC应用到工程实践时难以克服的主要障碍。为有效降低输入高频颤抖,应采用具有可变边界层和可变控制增益调节机制的控制方案,该方案既能有效消除抖振,又能提高跟踪精度[8,9,10]。本文针对一类典型的具有不确定参数的非线性电液伺服系统,提出一种带自适应参数调节律的滑模变结构控制方法,将伺服系统的非线性、不确定性和外部干扰的影响都视作系统不确定项,在设计时控制器无需知道不确定性及外加干扰的上下界。

1 电液伺服系统模型

控制对象为四通阀控制的对称液压缸位置跟踪系统,该系统包括一个双出杆液压缸、一个伺服阀及负载系统,如图1所示。由orifice定律可得系统的流量方程[1]:

QL=kqxv-kcpL (1)

$k_{q} = k_{v} c_{d} w \sqrt{p_{s} - sgn (x_{v}) p_{L}} / \sqrt{ρ}$

xv=kaU

式中,QL为负载流量;kq为阀的流量增益;xv为伺服阀为阀芯位移;U为阀控制电压;ka为阀位移的输入电压放大系数;kc为阀的流量压力系数;ps和pL分别为油源压力和负载压力;kv为阀增益;cd为流量系数;w为阀的面积梯度;ρ为油液密度。

伺服系统的力平衡方程和流量方程可以写为

$\begin{array}{l} A p_{L} = m \ddot{x} + B_{L} \dot{x} + k_{s} x + F_{f} \\ Q_{L} = A \dot{x} + k_{c e} p_{L} + \frac{V_{t}}{4 Κ} \frac{d p_{L}}{d t} \end{array}} (2)$

式中,A为液压缸活塞面积;m为负载质量;BL为液压缸黏性阻尼系数;x、 $\dot{x}$ 和 $\ddot{x}$ 分别为活塞的位移、速度和加速度;ks为弹簧刚度;Ff为外负载;kce为液压缸总泄漏系数;Vt为液压缸两腔总容积;K为体积模量。

取状态变量 $x = [x_{1} x_{2} x_{3}]^{Τ} = [x \dot{x} \ddot{x}]^{Τ}$ ,得系统状态方程:

$\begin{array}{l} \dot{x}_{1} = x_{2} \\ \dot{x}_{2} = x_{3} \\ \dot{x}_{3} = f (x) + g u - d \end{array}} (3)$

$f (x) = - \sum_{i = 1}^{3} a_{i} x_{i}$

a1=ksβ1/m

a2=ks/m+BLβ1/m+A2α/m

a3=βL/m+β1α=4K/VT

β1=α(kce+kt) g=Aαkqka/m

$d = \frac{1}{m} \frac{d F_{f}}{d t} + \frac{β_{1}}{m} F_{f}$

伺服阀阀口的压力流量特性使系统呈现出强非线性,系统的流量系数、泄漏系数、由伺服阀窗口形状引起的放大器非线性增益等参数具有明显的不确定性,且随着工作状态、温度等的变化而缓慢变化;外负载Ff也可能发生变化。因此,系统参数a1、a2、a3、g、d均是不确定的。

为了进行自校正滑模控制律的设计,引入下列假设:①系统状态变量均可测,且都有界,期望信号xd、 $\dot{x}_{d}$ 、 $\ddot{x}_{d}$ 存在;②ai=ai0+Δai,g=g0+Δg,其中ai0、g0为系统的标称参数,Δai、Δg为未知界的不确定部分;③f(x)、g和d均有界。

2 滑模变结构控制器的设计

将式(3)改写为一般状态方程:

$\dot{x} = f (x) + g (x) u (4)$

其中,u为控制输入;f(x)、g(x)为时变函数,f(x)=f0(x)+Δf(x),g(x)=g0(x)+Δg(x)。f0(x)=[x2x3f0]T和g0(x)=[0 0g0]T为系统参数取标称值时的已知确定部分。Δf(x)=[0 0 (Δf0-d)]T和Δg(x)=[0 0 Δg0]T为由伺服系统建模误差、参数摄动而引起的未知不确定部分,可见Δf(x)、Δg(x)包含有系统的非线性、不确定性和外负载的影响。

定义期望状态向量xd=[x1dx2dx3d]T,跟踪误差e=[e1e2e3]T=x-xd。本文控制器设计的目标为:在不确定部分Δf(x)、Δg(x)及其上下界等信息都未知的情况下,使用滑模变结构方法来选择合适的控制量u,使得状态x1能跟踪期望状态x1d,即使得e1→0。

首先设计滑模切换函数。定义如下函数:

S=CT·e (5)

C=[c1c2c3]T

选择正系数ci使得多项式c3s2+c2s+c1满足Hurwitz稳定性条件,并确保CTg0(x)≠0和|(CTg0(x))-1CTΔg(x)|≤1成立。C的选择决定了跟踪误差的衰减速率,在C确定后,滑模的误差动态性便可由上述多项式形成的方程(c3s2+c2s+c1)e1=0确定。

接着,再设计合适的控制量u使得切换函数S趋近于零。选择控制输入量u使得下列条件得到满足:

$S \dot{S} < 0 (6)$

若式(6)成立,则由S→0可得e1→0。定义如下的控制输入:

$u = - (C^{Τ} g_{0} (x))^{- 1} (C^{Τ} f_{0} (x) - C^{Τ} \dot{x}_{d} + β sgn (S)) (7)$

其中,滑模切换增益β满足下列不等式:

$β > \frac{| C^{Τ} Δ f (x) + (C^{Τ} g_{0} (x))^{- 1} C^{Τ} Δ g (x) C^{Τ} (\dot{x}_{d} - f_{0} (x)) |}{1 - | (C^{Τ} g_{0} (x))^{- 1} C^{Τ} Δ g (x) |} (8)$

对于式(4)所表示的不确定系统,选取式(5)中定义的滑模切换函数,在式(7)、式(8)的控制律作用下,则式(6)得到满足且系统的跟踪误差将渐近减小。在上述控制量的作用下系统进入滑动模态的可达性证明如下:

对切换函数S求导数并将控制量代入得

$\begin{array}{l} \dot{S} = C^{Τ} (\dot{x} - \dot{x}_{d}) = C^{Τ} Δ f (x) + C^{Τ} f_{0} (x) + C^{Τ} g_{0} (x) u + \\ C^{Τ} Δ g (x) u - C^{Τ} \dot{x}_{d} = φ (x) - β (1 + η (x)) sgn (S) (9) \end{array}$

$\begin{array}{l} φ (x) = C^{Τ} Δ f (x) + C^{Τ} Δ g (x) (C^{Τ} g_{0} (x))^{- 1} \cdot \\ (C^{Τ} \dot{x}_{d} - C^{Τ} f_{0} (x)) \end{array}$

η(x)=CTΔg(x)(CTg0(x))-1

r(x)=β(1-|η(x)|)-|φ(x)|

此时,由前面C值选择应满足的条件有|η(x)|<1;由式(8)可推得r(x)>0,则ξ(x)≥1。考虑这些条件后,式(9)两边同时乘以S,并化简可得

$\begin{array}{l} S \dot{S} = S φ (x) - S β (1 + η (x)) sgn (S) < \\ - | S | ξ (x) r (x) < - | S | r (x) (10) \end{array}$

ξ(x)=(1+η(x))/(1-|η(x)|)

式(10)意味着S可在有限时间内到达零,r(x)越大,所需的到达时间越短,系统进入滑模状态过程越快。在滑模状态下,误差动态方程的所有根均具有负实部,则跟踪误差将渐近减小并收敛到零,从而保证控制器的稳定性。

3 参数自校正控制器的设计

由于常规滑模控制中存在强烈的控制量抖振,故实际控制方案中常采用边界层技术来减小这种抖动。边界层的厚度和控制增益经常被设置为常数,这不利于稳定的精确跟踪。为此,本节将给出一种既能减小抖振又能确保高精度跟踪的参数自校正滑模控制方法,该方法使用可变的边界层厚度和可变的控制增益。

考虑如下的控制量:

$u = - (C^{Τ} g_{0} (x))^{- 1} (C^{Τ} f_{0} (x) + \hat{β} ϕ (\hat{ε}, S)) (11)$

其中,ϕ( $\hat{ε}$ ,S)为双极性sigmoid连续函数,即 $ϕ (\hat{ε}, S) = (1 - e^{- \hat{ε} S}) / (1 + e^{- \hat{ε} S})$ ; $\hat{β}$ 和 $\hat{ε}$ 为待调节参数,其目标值为理想的控制增益βd和边界层厚度参数εd, $\hat{ε}$ 决定了函数在零点附近的陡峭程度。调节 $\hat{β}$ 和 $\hat{ε}$ 趋近于βd和εd,从而使得跟踪误差e1→0。

设计如下的参数自校正律:

$\dot{\hat{ε}} = μ e_{1} C^{Τ} g_{0} (x) sgn (\partial x_{1} / \partial u) S (12)$

$\dot{\hat{β}} = γ e_{1} C^{Τ} g_{0} (x) sgn (\partial x_{1} / \partial u) ϕ (\hat{ε}, S) (13)$

式中,γ和μ为表示调节速率的正常数。

对于式(4)代表的系统,选取式(5)中定义的滑模切换函数,在式(11)的控制律及式(12)、式(13)的自校正律作用下,系统(式(4))是稳定的,且输入抖振和稳态误差将最终消除。上述带参数自校正律的控制输入作用下的系统稳定性证明如下:

选择稳定函数V=0.5e $_{1}^{2}$ ,依据求导的链式法则,可得V对时间的导数:

$\frac{d V}{d t} = \frac{\partial V}{\partial e_{1}} \frac{\partial e_{1}}{\partial x_{1}} \frac{\partial x_{1}}{\partial u} (\frac{\partial u}{\partial \hat{β}} \frac{\partial \hat{β}}{\partial t} + \frac{\partial u}{\partial \hat{ε}} \frac{\partial \hat{ε}}{\partial t}) (14)$

将式(11)代入式(14),则式(14)右边第一项、第二项可分别进一步化为

$\begin{array}{l} \dot{V}_{1} = \frac{\partial V}{\partial e_{1}} \frac{\partial e_{1}}{\partial x_{1}} \frac{\partial x_{1}}{\partial u} \frac{\partial u}{\partial \hat{β}} \frac{\partial \hat{β}}{\partial t} = \\ - e_{1} \frac{\partial x_{1}}{\partial u} (C^{Τ} g_{0} (x))^{- 1} \frac{1 - e^{- \hat{ε} S}}{1 + e^{- \hat{ε} S}} \dot{\hat{β}} (15) \end{array}$

$\begin{array}{l} \dot{V}_{2} = \frac{\partial V}{\partial e_{1}} \frac{\partial e_{1}}{\partial x_{1}} \frac{\partial x_{1}}{\partial u} \frac{\partial u}{\partial \hat{ε}} \frac{\partial \hat{ε}}{\partial t} = \\ - e_{1} \frac{\partial x_{1}}{\partial u} (C^{Τ} g_{0} (x))^{- 1} \hat{β} \frac{2 S e^{- \hat{ε} S}}{(1 + e^{- \hat{ε} S})^{2}} \dot{\hat{ε}} (16) \end{array}$

分别将式(12)、式(13)代入式(15)和式(16),进一步化简得到

$\dot{V}_{1} = - γ e_{1}^{2} | \frac{\partial x_{1}}{\partial u} | (\frac{1 - e^{- \hat{ε} S}}{1 + e^{- \hat{ε} S}})^{2} \leq 0 (17)$

$\dot{V}_{2} = - μ e_{1}^{2} | \frac{\partial x_{1}}{\partial u} | \frac{2 e^{- \hat{ε} S}}{(1 + e^{- \hat{ε} S})^{2}} \hat{β} S^{2} \leq 0 (18)$

由dV/dt<0而V>0,可知V将在有限时间内到达零值,即误差信号将会渐近收敛到零点e1=0。式(14)中dV/dt=0的唯一成立条件是e1=0或S=0,此时误差都会为零。由于使用了双极性连续函数以取代开关切换量,故抖振现象将会得到有效消除。

4 仿真与试验分析

考虑某四通阀控制对称液压缸位置跟踪系统,如式(1)所述,未考虑弹性负载,各参数的标称值为A=10.2×10-4m2,m=10kg,BL=0,α=4.515×1012N/m5,kv=0.01m3/2Pa1/2/s,ps=3MPa,ka=4×10-4m/V,β1=1.0,γ=αcdwρ-0.5=1.354×108N/(m5/2·kg1/2)。

令函数 $f_{0} (x) = [x_{2} x_{3} - 46 989.8 x_{2} - x_{3}]^{Τ} ‚ g_{0} (x) = [0 0 0.055 243 2 \sqrt{3 \times 10^{6} - sgn (u) p_{L}}]^{Τ}$ ,参数Δai为标称值的50%,控制增益Δg(x)为标称值的-20%,则包含伺服系统建模误差、参数变化和外负载的不确定性 $Δ f (x) = (0, 0, - 23 494.5 x_{2} - 0.5 x_{3} + 0.1 (\dot{F}_{f} + F_{f}))^{Τ} ‚ Δ g (x) = - 0.2 g_{0} (x)$ 。外负载Ff=Ff1+Ff2包含两种类型,其中正弦干扰Ff1=100(1+sint)N,Ff2为t=2.5s时施加的200N冲激负载。

使用三种控制方法(本文提出的参数自校正滑模控制方法、变厚度滑模控制、常规滑模控制)对该电液伺服系统进行位置跟踪控制。期望跟踪轨迹为:①阶跃信号x1d=40mm,初始状态x(0)=[0 0 0]T;②正弦跟踪x1d(t)=50sint(mm),初始状态x(0)=[50 0 0]T。

从图2可见,参数自校正滑模控制响应迅速、调整时间短,且几乎无超调,稳态时跟踪误差近似为零;变厚度滑模控制和常规滑模控制有明显的超调,调整时间较长,表1列出了各种方法性能的具体数值;变厚度滑模控制在给定参数变化和外负载干扰下的稳态误差产生了零值附近的抖动现象。图3为三种控制方法的量纲一控制量输入,相比较于常规滑模控制,本文方法的输入抖振现象不明显,基本达到了消除抖振的目的。由于突加外负载的影响,控制量在t=2.5s时有明显的阶跃变化。值得注意的是,由于对期望输出阶跃变化的要求,因此初始时刻的控制量较大且存在短暂的调整过程,这可以通过设置较小的调节参数初值来解决,但会带来较长的调整时间。

从图4可见,参数自校正滑模控制具有跟踪迅速、跟踪时间短的明显优势,稳态时跟踪误差近似为零;变厚度滑模控制和常规滑模控制跟踪时间较长,且在给定参数变化和外负载干扰下的稳态误差产生了零值附近的抖动,误差明显大于参数自校正滑模控制方法,这主要是由于控制器参数的在线调节可有效克服系统的不确定性。但当参数和外负载的不确定性过大时,参数自校正滑模方法的稳态跟踪误差将不再近似为零,这一点在实际仿真中也得到了体现。

为验证本文控制方法的有效性,针对电液位置跟踪系统进行了试验研究,系统公称参数值和控制器参数如前所述。试验系统包括液压动力单元、双动液压缸、Moog A076-585型伺服阀及计算机控制电路。伺服阀输入电压范围为[-10V,+10V]。控制电路包括计算机接口和16位DA/AD数据获取卡,MITUTUYO-AT2型光编码器(分辨率为40脉冲/mm)输出位置传感器的数据,正弦位置跟踪结果及跟踪误差如图5所示。从图5可见位置跟踪良好,稳态误差小于0.4mm,且低于文献[11]中变厚度滑模控制的误差值,从而验证了本文控制方法有效性。

5 结论

(1)针对一类具有未知不确定项的非线性电液伺服系统跟踪控制,基于Lyapunov稳定性方法,在无需不确定项上下界等信息的情况下,设计出的控制器能使伺服系统实现滑模控制,且具有良好的鲁棒性与跟踪性能。

(2)为减少控制电压U的抖动并改善跟踪性能,采用式(11)确定的控制量,同时自适应调节控制增益和边界层厚度参数。

(3)相比较于常规滑模控制和变厚度滑模控制,参数直接自校正滑模控制方法基本消除了控制量的高频抖动,稳态跟踪误差小,且跟踪速度快,能增强电液系统对参数不确定和外负载干扰的鲁棒性。

摘要：提出一种用于电液伺服系统位置跟踪的参数自校正滑模变结构控制方案。该方案引入参数可调的双极性sigmoid函数来替代符号函数,从而能有效地减轻输入控制量的高频抖振,同时能获得比使用饱和函数时更小的跟踪误差。基于李雅普诺夫稳定性理论,推导出sigmoid函数的切换增益与边界层厚度两个参数的自校正规律,计算出合适的非线性控制量,证明了位置跟踪误差将在有限时间内收敛到零。仿真与试验结果证明了该方案的可行性及有效性。

关键词：电液伺服系统,滑模变结构控制,抖振消除,边界层调节

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电液伺服加载系统篇6

随着电力电子技术、电机控制技术、计算机技术和传感器技术的发展,交流伺服控制技术已逐步取代了传统的直流控制技术,越来越多地应用到各种工业控制领域中。现代制造行业的迅速崛起,对伺服控制系统的控制性能提出了更高的要求[1,2,3]。要求提高伺服系统的移动速度、跟随精度和定位精度。而提高伺服控制系统的动态性能主要有以下两个途径:一是采用高性能的伺服电动机和测量装置[4,5,6,7],提高伺服控制系统的硬件性能;二是采用新的控制策略[8,9,10],提高软件系统的性能。本设计采用了性价比较高的单片机控制器取代传统的运算放大器实现信号的处理,智能控制器具有很强的数据采集、处理、记忆、存储及通信等功能,具有较高的精度、较好的人机界面和故障诊断能力。

1电液伺服控制系统的硬件设计

硬件电路由ATmega16L控制器及其最小系统、信号检测模块、PWM输出缓冲模块、驱动电路、RS 485通信模块、液晶显示及按键模块组成。其中,ATmega16L控制器最小系统包括单片机复位电路、电源配置电路、时钟电路等。图1为控制器硬件组成结构框图。

1.1 ATmega16L控制器及其最小系统电路设计

本系统给定阀门开度指令信号,通过检测位置和转速信号形成闭环系统,输出PWM控制信号,通过驱动电路和控制主电路开关管,进而控制电机的转速和阀门的开度。位置和转速信号的输入要用到ADC转换模块。

1.2 阀门位置信号采集电路设计

在阀门智能控制系统中,通过控制液体的流量和压力等参数来控制阀门开度值。调节管道系统中介质的流量,从而使控制参数符合要求。远程控制中心送来的设定信号可以是标准的DC 4～20 mA的电流信号,也可以是1～5 V的电压信号。键盘设定的0～100%的开度百分比,智能电液执行机构控制器通过状态选择开关键来接收控制信号。

1.3 检测及信号调理电路设计

系统中需要检测的信号包括负载电流、负载电压、主电路母线电压、电机转速信号等。

电流检测采用霍尔电流传感器,霍尔电流传感器是一种利用霍尔效应工作的非接触式传感器,具有精度高、线性好、频带宽、响应快、过载能力强和不损失被测电路能量等诸多优点,并且已经有比较成熟的工业产品。

电流检测的霍尔电流传感器匝比为2 000∶1,传感器送出的弱电流信号经过调理后便可送入控制器中进行运算,由式(1)可得。霍尔输入经过电阻后得到±2.5 V的电压Ui,经过偏移(TL431的输出电压为2.5 V)后在A点得到0～2.5 V的电压UA,经过运算放大器放大后在输出端得到0～2.5 V的电压Uo,可直接送入ATmega16L中进行处理。此处后级运放的倍数可通过电阻匹配实现,所以同种电流可用于多处电流检测中。根据运算放大器虚短、虚断的概念,计算过程如下:

${\begin{cases} \frac{2.5 - U_{A}}{R_{3}} = \frac{U_{A} - U_{i}}{R_{2}} \\ \frac{U_{o} - U_{A}}{R_{6}} = \frac{U_{A} - 0}{R_{5}} \end{cases}$

1.4 驱动电路设计

驱动电路主要作用为将控制输出信号放大并驱动功率晶体管。它输出的脉冲幅值、波形直接影响到功率晶体管的开关特性、整机效率与调节特性。

本设计采用单相电压型桥式逆变电路,功能是将控制板送过来的功率较小的信号放大为能驱动IGBT开通关断的功率较大的信号。对前级控制电路输出的PWM信号进行光耦隔离。

1.5 PWM信号输出缓冲电路

单片机引脚输入电压为0～5 V,为避免测试或使用过程中将单片机引脚烧掉,所以在单片机的PWM输出引脚后可加一级缓冲电路后再送入驱动电路中。这样,一方面避免单片机引脚直接与驱动电路相连,另外一级非门缓冲电路可增加PWM信号的驱动能力。

2电液伺服控制系统的软件设计

软件程序模块主要包括:系统自检及其初始化模块、数据信息采集模块、键盘的操作及其处理模块、(零点、灵敏度、行程)主要参数调节模块、系统监控程序模块等。

2.1 主程序流程图设计与实现

其主要流程分为:单片机控制器内部资源(看门狗、定时器、串行口、A/D转换、I/O口设定、中断向量等)及其外围电路的初始化,数据采集及滤波处理、按键操作处理、参数调整及液晶显示、故障检测、系统过程监控等。主程序流程图如图2所示。

2.2 整定参数调整模块

本智能控制器参数调整模块主要是对控制系统的零点(ZERO)、灵敏度(PROP)、和行程(SPAN)进行设定和调整。对执行机构输出电流“调零”、“调满”或对阀门开度“调大”、“调小”时,传统做法通常采用电位器或基准测量仪器进行校对,传统的方法操作复杂、误差较大、系统抗干扰性较弱。本设计在此基础上进行改进,首先将零点、灵敏度、行程所对应模拟量纲转换为数字量纲,A/D转换器分辨率为10位,即可以得出采样点数为:N=210=1 024。

本智能电液执行机构零点调整范围为全行程的0～20%,其对应数字量纲为0～203,零点调整为一闭环控制调节过程,阀门开度反馈值(BACK)经模/数转换之后,并经过换算处理,之后得到的数值为0～1 023。其位移传感器转角分布图如图3所示。其中ALL-END+ZERO为零点可调范围,0ALL为位移传感器运行行程,当 $| Ζ E R Ο - B A C Κ | \leq Ρ R Ο Ρ$ 时,电动机停止转动。与此同时,实时将零点调整值与阀门的开度反馈值作比较,根据比较结果确定电动机正反转运行状态。图4是设定零点过程流程图。参照零点设定方法对行程进行设定。

2.3 系统监控程序设计

系统监控程序是单片机控制器按照预定的操作方式进行运转的程序。它完成人机对话和远程控制等功能,是单片机系统程序的框架。主要任务为系统自检、初始化、处理键盘命令、处理接口命令、处理条件触发并调度执行模块及完成显示等。系统监控流程图如图5所示。

3控制系统的调试

主控单元的调试是调试核心,其主要为ATmega16L微处理的数据处理。首先编写开环控制程序,然后编写闭环控制智能算法。查看相应的寄存器功能。闭环控制需要输出调试完成后联合模拟试验箱进行调试。显示单元调试通过液晶显示控制系统的各项参数,并且配合按键完成相应的功能。数据输出单元调试主要为D/A功能调试,运放隔离调整电路的调试。通信输出的调试主要观察控制器向上位机输出数据,通过串口调试软件进行观察。

对该执行机构的控制器进行小扰动和大扰动实验,其仿真结果如图6,图7所示。其中实线表示设定信号,虚线表示反馈信号。

主要参数及其调试结果如表1所示。

4结语

本电液伺服控制系统采用性价比较高的ATmega16L微处理器代替传统的模拟仪表,针对阀门运转速度在不同阶段的变化情况,经过阀门位置采集、检测反馈模块及电机驱动、正反转控制模块等,成功地解决了阀门位置定位精准度低这一难题。灵敏度较高、操作灵活、响应速度快、抗干扰性强;有效地克服了突发性的停电或泵停工作、油管或水管、气管内部产生的水锤现象等故障,进而减少水锤冲击。该设计已投入工业现场,运行平稳,达到预期目标。

摘要：针对电液伺服闭环控制过程中,设定信号不断发生变化,电液阀门位置定位精确度较低的难题。采用AT-mega16L作为核心控制器,并配有高精度A/D、D/A转换器,通过对阀门开度控制信号和位置反馈信号进行采集、转换、计算和比较,发出控制信号决定并执行换向阀的换向、交流伺服电动机的起停运转,推动液压缸推杆的伸缩,进而对阀门转角大小、开度百分比进行精确定位。

关键词：单片机微处理器,伺服控制,阀门位置,RS485通信

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电液伺服加载系统篇7

阀控缸液压系统在机械工程上的应用是非常广泛的,由于非对称缸具有结构尺寸小、制造简单、成本低廉、驱动力大等优点,因此在机械工程上的应用也很广泛。但对称阀控制非对称缸过程中存在换向压力突跳、易出现气蚀和超压等问题,所以造成两者的不相容性,如果将其中的对称阀改为非对称阀,这些问题都能够得到很好的解决。

1 非对称阀控制非对称缸系统中负载压力和负载流量的确定

图1为零开口四通滑阀控制非对称缸的原理图。图1中,无杆腔和有杆腔压力分别为p1(Pa)、p2(Pa),流量分别为Q1(m3/s)、Q2(m3/s),有效工作面积分别为A1(m2)、A2(m2),且A2/A1=λ,有效工作容积为V1(m3)、V2(m3);液压缸内泄漏系数为Cip(m5/(N·s)),外泄漏系数为Cop(m5/(N·s));伺服阀阀芯位移为xv(m),活塞杆位移为y(m),负载的弹簧刚度为K(N/m),活塞和负载的黏性阻尼系数为B(N·s/m),作用在活塞上的任意外加负载为FL(N),系统的供油压力为ps(Pa),回油口压力为p0(Pa)(假设p0=0)。

1.1 y>0时的负载压力和负载流量

当活塞杆伸出时(y>0),无杆腔进油,有杆腔回油。由液压缸稳态下的平衡方程可知,p1A1-p2A2=FL。定义此时的负载压力,则:

根据功率匹配原则,输入功率和输出功率必须相等,所以p1Q1-p2Q2=pLQL,又因为Q2=λQ1,所以此时的负载流量为:

1.2 y<0时的负载压力和负载流量

当活塞杆收缩时(y<0)有杆腔进油,无杆腔回油。由液压缸稳态下平衡方程可知p2A2-p1A1=FL。定义此时的负载压力,则:

按照功率匹配原则得出此时的负载流量为:

2 非对称阀控制非对称缸数学模型的建立

以图1所示的理想零开口非对称四通滑阀为例,设阀口1、3的面积梯度为ω1(m),阀口2、4的面积梯度为ω2(m),且。

2.1 伺服阀的流量方程

(1)当xv>0时,进油口的流量为:

其中:Cd为流量系数;ρ为液体的密度,kg/m3。

回油口的流量为:

由式(1)、式(5)、式(6)和Q2=λQ1可得:

(2)当xv<0时,进油口流量为:

回油口流量为:

由式(3)、式(9)、式(10)和Q2=λQ1可得:

根据负载流量的定义可得:

将式(13)、式(14)按泰勒级数展开成线性化方程得:

其中:Kq和K′q分别为活塞杆伸出和收缩时的流量增益系数,m2/s;Kc和K′c分别为活塞杆伸出和收缩时的流量-压力系数,m5/(N·s)。

综上所述伺服阀的统一流量方程为:

2.2 液压缸流量连续性方程

2.2.1 xv>0时液压缸流量连续性方程

当xv>0时,无杆腔进油、有杆腔回油。流入液压缸的流量为:

流出液压缸的流量为:

其中:βe为液体的容积弹性模数,Pa。

由式(2)、式(7)、式(8)和式(18)可得:

其中:Cie为此时的等效泄漏系数,m5/(N·s);Cit为此时的附加泄漏系数,m5/(N·s);Vt为此时的等效容积,m3。

2.2.2 xv<0时液压缸流量连续性方程

当xv<0时,有杆腔进油、无杆腔回油。流入液压缸的流量为:

流出液压缸的流量为:

由式(4)、式(11)、式(12)和式(20)得:

其中:C′ie为此时的等效泄漏系数,m5/(N·s);C′it为此时的附加泄漏系数,m5/(N·s);V′t为此时的等效容积,m3。

综上所述,不管伺服阀阀芯向哪个方向运动,液压缸的流量连续性方程可以统一描述为:

2.3 活塞上的力平衡方程

当xv>0时,作用在活塞上的力为:

其中:m为活塞、油液及负载等效到活塞上的质量,kg。

当xv<0时,作用在活塞上的力为:

综上所述活塞上的力平衡方程统一表述为:

2.4 非对称阀控制非对称缸系统的传递函数

2.4.1 液压缸通用传递函数

对式(17)、式(22)、式(25)进行拉普拉斯变换可得线性化动态方程:

如果将式(26)、式(27)、式(28)的中间变量QL和pL消去,可以得出伺服阀阀芯输入位移xv、油源压力ps和外加负载FL同时作用时液压缸活塞的总输出位移的传递函数为:

其中:Kci为总压力流量系数,m5/(N·s)。

应用式(29)时注意分别代入xv>0和xv<0时的相应系数和有效作用面积。

2.4.2液压缸简化传递函数

通用传递函数中考虑了惯性负载、弹性负载、油的压缩性以及液压缸的泄漏等因素,但在实际应用中一般以惯性负载为主,并且负载的弹簧刚度K=0,总流量压力系数Kci很小,黏性阻尼系数B一般也很小,由于油源压力ps造成的式(29)中的Citps/A那部分附加泄漏很小,也可忽略不计。因此将式(29)简化为:

因此液压缸活塞总输出位移y(s)关于xv(s)的传递函数为:

其中:ωh为液压固有频率,rad/s;ξh为液压阻尼比。

液压缸活塞总输出位移y(s)关于外加负载FL(s)的传递函数为:

2.4.3 位移传感器传递函数

对于电液位置伺服系统,通常采用闭环控制以提高精度和抗干扰能力,因此需要加入位移传感器,进而引入负反馈环节。位移传感器传递函数可简化为比例环节,其传递函数为:

其中:uf为位移传感器的输出电压,V;Kf为位移传感器增益。

2.4.4 信号比较点方程

假设输入电压信号为ur,输出电压为uc,则信号比较点的方程为:uc=ur-uf。

2.4.5 功率放大器传递函数

功率放大器的传递函数可简化为比例环节,即:

其中:I为功率放大器的输出电流,A;Ku为功率放大器放大系数,A/V。

2.4.6 伺服阀传递函数

非对称电液伺服阀阀芯位移与输入电流之间可以简化为二阶环节,即:

其中:Ksv为伺服阀流量增益,m/A;ωsv为伺服阀固有频率,rad/s;ξsv为伺服阀阻尼比,一般取值为0.5~0.7。

综上所述,得到的非对称电液位置伺服阀控制非对称缸系统的方框图如图2所示。

3 实例仿真

3.1 仿真模型主要技术参数

某电液位置伺服阀控制非对称缸系统采用的是CSDY2-40型电液伺服阀。系统的主要技术参数如下:A1=3.12×10-3m2;A2=2.15×10-3m2;液压缸总行程L=0.5 m;Vt=1.972 6×10-3m3,V′t=0.790 8×10-3m3;Cip=5.6×10-13m5/(N·s);Cop=0;Kq=1.092 9m2/s,K′q=0.625 2m2/s;Kc=3.503 4×10-12m5/(N·s),K′c=2.004 1×10-12m5/(N·s);Kci=4.156 4×10-12m5/(N·s),K′ci=2.454 1×10-12m5/(N·s);βe=7×108Pa;油液密度ρ=870kg/m3;Cd=0.61;ps=7×106Pa;m=1 200kg;B=800N·s/m。

3.2 利用MATLAB/Simulink进行仿真

根据以上公式和参数经计算可以得到非对称电液伺服阀控制非对称缸模型仿真图,如图3、图4所示。

利用MATLAB/Simulink进行仿真,得到的仿真结果如图5~图8所示。

4 结论

由图5~图8的仿真曲线表明,建立的非对称电液伺服阀控制非对称缸系统的位移和负载压力传递函数是正确的,将对以后这种控制系统的分析和设计具有一定的指导意义。

摘要：重新定义了非对称阀控制非对称缸系统的负载压力和负载流量,推导出液压缸正、反向运动时的数学模型和传递函数,同时运用MATLAB/Simulink对工程案例进行仿真分析,得出位移响应曲线和负载大小对液压缸位移的影响关系。

关键词：非对称阀,非对称缸,电液伺服阀,仿真分析

参考文献

[1]王秋敏.伺服阀控非对称液压缸同步控制系统仿真研究[D].济南:山东大学,2005:14-21.

[2]王春行.液压控制系统[M].北京:机械工业出版社,2006.

[3]吴博,吴盛林,任好玲.非对称阀控非对称缸系统建模和仿真研究[J].机床与液压,2004(8):73-74.

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