傅俊勇，夏 忠，郭加利

(1. 上海航天控制技術(shù)研究所，上海 201109；2. 上海伺服系統(tǒng)工程技術(shù)研究中心，上海 201109)

0 引 言

伺服機(jī)構(gòu)在國外稱為推力矢量控制系統(tǒng)，是運(yùn)載火箭控制系統(tǒng)中的執(zhí)行機(jī)構(gòu)，按照箭上控制計(jì)算機(jī)實(shí)時(shí)輸出的擺角信號，控制火箭發(fā)動機(jī)的擺角，從而產(chǎn)生對箭體的操縱力，實(shí)現(xiàn)對火箭飛行姿態(tài)和飛行彈道的控制。運(yùn)載火箭的伺服機(jī)構(gòu)有多種形式，目前普遍采用電液伺服機(jī)構(gòu)[1-2]，電液伺服機(jī)構(gòu)依然是中國后續(xù)運(yùn)載火箭推力矢量控制系統(tǒng)的主要發(fā)展方向[2]。伺服機(jī)構(gòu)的性能直接影響飛行成敗和入軌精度，因此電液伺服機(jī)構(gòu)的運(yùn)動特性一直是研究重點(diǎn)。

對運(yùn)載火箭伺服機(jī)構(gòu)運(yùn)動特性的研究主要集中在伺服機(jī)構(gòu)工作時(shí)的控制性能。文獻(xiàn)[3]介紹了一種雙發(fā)動機(jī)用推力矢量控制系統(tǒng)工作時(shí)的運(yùn)動學(xué)特性及控制特性，采用安裝在發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)軸處的角度傳感器實(shí)現(xiàn)了位置閉環(huán)。文獻(xiàn)[4]對電液推力矢量控制系統(tǒng)進(jìn)行了建模和仿真，按此方法分析了75 t推力發(fā)動機(jī)的控制特性，并利用動壓反饋改善了系統(tǒng)的性能。文獻(xiàn)[5]介紹了數(shù)字樣機(jī)的概念及其在運(yùn)載火箭伺服機(jī)構(gòu)設(shè)計(jì)中的作用，并利用ADAMS軟件對伺服機(jī)構(gòu)工作后的運(yùn)動軌跡進(jìn)行了仿真。文獻(xiàn)[6]對某推力矢量控制系統(tǒng)呈現(xiàn)出的雙諧振峰特性建立了模型，分析了多種算法，發(fā)現(xiàn)雙限波補(bǔ)償算法能有效抑制諧振峰，有較好的動態(tài)特性。其他有關(guān)電液伺服機(jī)構(gòu)的研究也是主要關(guān)注其工作后的性能。文獻(xiàn)[7]詳細(xì)介紹了液壓元件及典型電液控制系統(tǒng)的原理、組成和性能。文獻(xiàn)[8]基于李雅普諾夫方法設(shè)計(jì)了參數(shù)自適應(yīng)算法，提高了力控制電液伺服系統(tǒng)的動態(tài)響應(yīng)和精度。文獻(xiàn)[9]利用硬件在環(huán)技術(shù)構(gòu)建了電液伺服機(jī)構(gòu)的故障吸收和故障診斷及重構(gòu)的測試平臺，對正常情況下和故障情況下的伺服機(jī)構(gòu)進(jìn)行了性能測試。文獻(xiàn)[10]通過在線參數(shù)辨識構(gòu)建了模型參考自適應(yīng)控制器，設(shè)計(jì)了自適應(yīng)加權(quán)遞推最小二乘算法并進(jìn)行了仿真和試驗(yàn)，能有效抑制負(fù)載擾動、提高了電液伺服系統(tǒng)的控制精度。文獻(xiàn)[11]利用基于LuGre摩擦模型建立的觀測器進(jìn)行摩擦補(bǔ)償，設(shè)計(jì)了動態(tài)面自適應(yīng)算法抑制參數(shù)不確定，通過仿真和試驗(yàn)證明跟蹤效果優(yōu)于反演控制和PI控制。文獻(xiàn)[12]建立了電液伺服系統(tǒng)的模型，分析了振動、溫度等極端環(huán)境對伺服機(jī)構(gòu)工作后控制特性的影響。

文獻(xiàn)檢索表明對伺服機(jī)構(gòu)運(yùn)動特性的研究，集中在伺服機(jī)構(gòu)工作后作為施力裝置分析其驅(qū)動火箭發(fā)動機(jī)或其他負(fù)載的控制特性上，沒有涉及伺服機(jī)構(gòu)不工作時(shí)被動受力狀態(tài)下的特性分析。但伺服機(jī)構(gòu)安裝到火箭上后真正處于工作狀態(tài)下的時(shí)間很少，處于非工作狀態(tài)反而是常態(tài)。此時(shí)火箭發(fā)動機(jī)若受到外力如用手推動發(fā)動機(jī)，則與其連接的伺服機(jī)構(gòu)就會變成受力方從而產(chǎn)生被動運(yùn)動。2018年我國某次火箭發(fā)射前的檢查過程中，操作人員無意觸碰到發(fā)動機(jī)噴管發(fā)現(xiàn)能運(yùn)動，因?qū)Υ饲闆r無預(yù)案就作為問題上報(bào)，導(dǎo)致發(fā)射流程暫停。在火箭飛行過程中也存在伺服機(jī)構(gòu)在非工作狀態(tài)下受力的情況，如一級火箭飛行時(shí)尚未工作的上級伺服機(jī)構(gòu)以及火箭發(fā)動機(jī)關(guān)機(jī)滑行時(shí)暫時(shí)停止工作的伺服機(jī)構(gòu)等。此時(shí)非工作狀態(tài)的伺服機(jī)構(gòu)可能會在飛行過載的作用下被發(fā)動機(jī)噴管帶動而產(chǎn)生被動運(yùn)動，以至于對飛行姿態(tài)產(chǎn)生干擾。因此有必要對非工作時(shí)伺服機(jī)構(gòu)在外力作用下的運(yùn)動特性進(jìn)行分析，從而避免對發(fā)射流程或火箭飛行造成不良影響。

本文首先根據(jù)實(shí)際安裝結(jié)構(gòu)形式分析伺服機(jī)構(gòu)在裝箭后非工作狀態(tài)下的受力情況及運(yùn)動狀態(tài)；其次對電液伺服閥滑閥在非工作狀態(tài)下所處的隨機(jī)位置進(jìn)行分類，并構(gòu)建伺服機(jī)構(gòu)內(nèi)部液體的流動回路；然后計(jì)算在外力作用下伺服機(jī)構(gòu)的相關(guān)液壓和運(yùn)動參數(shù)，并采用多臺伺服機(jī)構(gòu)安裝到火箭發(fā)動機(jī)上進(jìn)行了多次試驗(yàn)；最后進(jìn)行了總結(jié)。

1 非工作狀態(tài)時(shí)電液伺服機(jī)構(gòu)運(yùn)動狀態(tài)

伺服機(jī)構(gòu)裝箭后，一端與火箭發(fā)動機(jī)機(jī)架相連，另一端與火箭發(fā)動機(jī)噴管相連，伺服機(jī)構(gòu)可推動火箭發(fā)動機(jī)繞其旋轉(zhuǎn)中心運(yùn)動。為便于分析，將火箭發(fā)動機(jī)簡化為集中質(zhì)量，忽略伺服機(jī)構(gòu)自身質(zhì)量，忽略剛度影響，當(dāng)發(fā)動機(jī)擺角很小時(shí)可將旋轉(zhuǎn)運(yùn)動簡化為直線運(yùn)動，則火箭發(fā)動機(jī)和伺服機(jī)構(gòu)組成的伺服系統(tǒng)簡化模型如圖1所示。

圖1 伺服系統(tǒng)簡化模型Fig.1 Simple model of servo system

伺服機(jī)構(gòu)未啟動時(shí)處于非工作狀態(tài)，無外力作用時(shí)伺服機(jī)構(gòu)靜止，內(nèi)部壓力均為油箱壓力。當(dāng)受到外力時(shí)，若外力大于摩擦力則伺服機(jī)構(gòu)可能會發(fā)生運(yùn)動。因外力是屬于小值的干擾力，相對動態(tài)過程其穩(wěn)態(tài)過程更值得關(guān)注，本文主要分析穩(wěn)態(tài)下的伺服機(jī)構(gòu)運(yùn)動特性。

非工作狀態(tài)時(shí)伺服閥的高壓油路壓力Ps和低壓油路壓力Pt相等，均是油箱壓力。當(dāng)發(fā)動機(jī)受到如圖1所示向右的外力產(chǎn)生勻速運(yùn)動時(shí)，根據(jù)受力平衡可得

Fl-Ff-(P2-P1)A=0

(1)

式中：Fl為外力,Ff為摩擦力,P1為伺服機(jī)構(gòu)左腔壓力,P2為伺服機(jī)構(gòu)右腔壓力,A為伺服機(jī)構(gòu)有效面積。

忽略油液的壓縮性和泄漏，分3種情況討論：

情況1：油液不能夠正常流出油缸右腔。則油缸相當(dāng)于一個(gè)無法運(yùn)動的剛體，因此發(fā)動機(jī)和伺服機(jī)構(gòu)將不能運(yùn)動。

此時(shí)P1=Pt，P2由式(1)給出。

情況2：油液能夠正常流出油缸右腔，且油液能正常流入油缸左腔。根據(jù)油缸運(yùn)動特性,有：

(2)

(3)

式中：Q1為油缸左腔流量,Q2為油缸右腔流量,x為發(fā)動機(jī)位移。

假定液體流動處于薄壁小孔節(jié)流狀態(tài)，則有[13]：

(4)

(5)

式中：Cd為閥口流量系數(shù),W為閥口寬度,xv1為閥口左端開度,xv2為閥口右端開度,ρ為油液密度。

由式(1)～式(5)可以求得：

(6)

(7)

(8)

按同樣的方法可分析受向左的外力時(shí)的三種運(yùn)動狀態(tài)。

2 非工作狀態(tài)時(shí)伺服閥內(nèi)部微觀狀態(tài)

圖2為航天常用的噴嘴擋板力反饋伺服閥示意圖。當(dāng)滑閥處于零位時(shí)，剛好封死通往油缸左右兩腔的油路，即伺服閥不輸出流量。當(dāng)有電流輸入時(shí)，銜鐵的受力平衡受到破壞產(chǎn)生偏轉(zhuǎn)，帶動擋板運(yùn)動，使得噴嘴和擋板之間的間隙發(fā)生改變，從而導(dǎo)致滑閥兩端產(chǎn)生壓差，壓差的變化就推動滑閥運(yùn)動，伺服閥閥口打開，高壓油液通過伺服閥流到油缸的一腔，同時(shí)油缸另一腔的油液通過伺服閥流回油箱。滑閥運(yùn)動的同時(shí)帶動反饋桿運(yùn)動，反饋桿帶動擋板向銜鐵扭轉(zhuǎn)的相反方向運(yùn)動，當(dāng)各力平衡時(shí)，滑閥就處于某一穩(wěn)定位置，此時(shí)輸出恒定的流量，油缸以勻速運(yùn)動。

圖2 伺服閥示意圖Fig.2 Schematic diagram of servo valve

伺服閥零位調(diào)試時(shí)應(yīng)保證在工作壓力、無電流輸入條件下，調(diào)整各零部件的相對關(guān)系，使得滑閥在液壓力、磁力、機(jī)械力處于平衡狀態(tài)時(shí)，滑閥剛好封住閥體通往伺服機(jī)構(gòu)的四個(gè)開口(圖2中A,B,C,D)。理論上滑閥處于最佳零位時(shí)，滑閥兩端的液壓力大小相等、方向相反、合力為零，銜鐵四個(gè)氣隙產(chǎn)生的磁力也是大小相等、方向相反、合力為零，管彈簧和反饋桿處于自由狀態(tài)、合力也為零。即液壓零位、電氣零位和機(jī)械零位重合。但由于伺服閥各零件存在制造誤差且難以做到完全對稱，液壓力、磁力、機(jī)械力很難都為零，調(diào)試時(shí)只是在液壓力、磁力和機(jī)械力之間取得相對合成最佳，使得總的合成零位滿足技術(shù)指標(biāo)要求。所以伺服閥的實(shí)際零位是一個(gè)在伺服閥通油且無輸入電流時(shí)的合成零位。當(dāng)伺服機(jī)構(gòu)處于非工作狀態(tài)時(shí)，伺服閥內(nèi)部的液壓力消失了，但機(jī)械力和磁力沒有發(fā)生變化，則不能保證滑閥依然處于調(diào)試時(shí)的零位。若因液壓力消失產(chǎn)生的不平衡力不足以克服滑閥摩擦力，則滑閥依然可以維持在調(diào)試時(shí)的零位；若因液壓力消失產(chǎn)生的不平衡力足以克服滑閥摩擦力，則滑閥將運(yùn)動到零位附近的某一位置，在此位置上機(jī)械力和磁力重新取得平衡。

根據(jù)滑閥重疊量不同，伺服閥表現(xiàn)出不同的特性，其中零開口伺服閥特性相對最好[14-15]。航天用伺服閥理論上是零開口伺服閥，實(shí)際上為減少零位泄漏，一般采用非常小的正重疊滑閥設(shè)計(jì)，確保在零位時(shí)A,B,C,D四個(gè)開口都處于關(guān)閉狀態(tài)，這樣可以有較好的綜合性能。因滑閥左右凸肩無法做到絕對對稱，設(shè)當(dāng)滑閥處于理論零位時(shí)，左凸肩遮蓋閥口比右凸肩遮蓋閥口略大，則當(dāng)伺服閥處于非工作狀態(tài)時(shí)各閥口狀態(tài)有5種組合，見圖3。

設(shè)當(dāng)滑閥處于理論零位時(shí)，左凸肩處比閥口每邊大4 μm、右凸肩處比閥口每邊大2 μm。則在滑閥向左偏離理論零位4 μm以上時(shí)處于偏左狀態(tài)(狀態(tài)1)，此時(shí)A口和C口關(guān)閉,B口和D口打開；在滑閥向左偏離理論零位2～4 μm時(shí)處于稍偏左狀態(tài)(狀態(tài)2)，此時(shí)A口、B口和C口關(guān)閉,D口打開；在滑閥偏離理論零位±2 μm內(nèi)處于零位狀態(tài)(狀態(tài)3)，此時(shí)A口、B口、C口和D口均關(guān)閉；在滑閥向右偏離理論零位2 μm～4 μm時(shí)處于稍偏右狀態(tài)(狀態(tài)4)，此時(shí)A口、B口和D口關(guān)閉,C口打開；在滑閥向右偏離理論零位4 μm以上時(shí)處于偏右狀態(tài)(狀態(tài)5)，此時(shí)A口和C口打開,B口和D口關(guān)閉。

圖3 非工作狀態(tài)時(shí)滑閥位置及開口示意圖Fig.3 Position and opening diagram of slide valve in non-working condition

3 非工作狀態(tài)時(shí)液壓伺服機(jī)構(gòu)運(yùn)動分析

3.1 參數(shù)設(shè)定

假設(shè)某伺服機(jī)構(gòu)相關(guān)參數(shù)如表1所示。

3.2 滑閥偏左狀態(tài)分析

當(dāng)伺服閥滑閥處于偏左狀態(tài)(圖3中狀態(tài)1)時(shí)，給發(fā)動機(jī)施加如圖1所示向右的外力。此時(shí)油缸左腔通過B開口連通伺服機(jī)構(gòu)的低壓回路，油液可正常流入；右腔通過D開口連通伺服機(jī)構(gòu)的高壓回路。從圖1可以看出,高壓回路有單向閥、溢流閥等和油箱隔開，因此油液不能正常流出。此狀態(tài)對應(yīng)本文第2節(jié)中的情況1，發(fā)動機(jī)無法運(yùn)動，此時(shí)右腔壓力P2大于左腔壓力P1。

表1 伺服機(jī)構(gòu)參數(shù)Table 1 Parameters of a servo mechanism

同理給發(fā)動機(jī)施加向左的外力，此時(shí)油缸左腔通過B開口連通伺服機(jī)構(gòu)的低壓回路，油液可正常流出；右腔通過D開口連通伺服機(jī)構(gòu)的高壓回路，油液不能正常流入。此狀態(tài)類似本文第2節(jié)中的情況3，伺服機(jī)構(gòu)和發(fā)動機(jī)將向左運(yùn)動，右腔處于抽真空狀態(tài)，此時(shí)左腔壓力P1大于右腔壓力P2。需要注意的是由于油液是從油缸流入油箱，而航天伺服機(jī)構(gòu)的油箱有一定的壓力，因此該外力需要使得左腔壓力超過油箱壓力才能使得伺服機(jī)構(gòu)和發(fā)動機(jī)運(yùn)動，而不是僅需克服摩擦力。

假定滑閥偏左14 μm，將表1中參數(shù)代入式(1)～(5)，可計(jì)算出伺服機(jī)構(gòu)左、右腔壓力和運(yùn)動速度。

相關(guān)信息匯總見表2，此狀態(tài)下伺服機(jī)構(gòu)單向可動。

表2滑閥偏左時(shí)伺服機(jī)構(gòu)運(yùn)動狀態(tài)Table 2 Movement state of a servo mechanism when slide valve is on the left

3.3 滑閥稍偏左狀態(tài)分析

當(dāng)伺服閥滑閥處于稍偏左狀態(tài)(圖3中狀態(tài)2)時(shí)，給發(fā)動機(jī)施加如圖1所示向右的外力。此時(shí)伺服機(jī)構(gòu)左腔封閉；右腔通過D開口連通伺服機(jī)構(gòu)的高壓回路，油液不能正常流出。此狀態(tài)對應(yīng)本文第2節(jié)中的情況1，發(fā)動機(jī)無法運(yùn)動，此時(shí)右腔壓力P2大于左腔壓力P1。

給發(fā)動機(jī)施加向左的外力，因左腔封閉，油液無法流出，此狀態(tài)類似本文第2節(jié)中的情況1，發(fā)動機(jī)無法運(yùn)動，此時(shí)左腔壓力P1大于右腔壓力P2。

假定滑閥稍偏左4 μm，將表1中參數(shù)代入式(1)，可計(jì)算出伺服機(jī)構(gòu)左、右腔壓力和運(yùn)動速度。相關(guān)信息匯總見表3，此狀態(tài)下，伺服機(jī)構(gòu)雙向無法運(yùn)動。

3.4 滑閥零位狀態(tài)分析

當(dāng)伺服閥滑閥處于零位(圖3中狀態(tài)3)時(shí)，給發(fā)動機(jī)施加如圖1所示向右的外力。此時(shí)伺服機(jī)構(gòu)左右腔均封閉，油液無法正常流動，右腔壓力P2大于左腔壓力，伺服機(jī)構(gòu)和發(fā)動機(jī)無法運(yùn)動。同理當(dāng)施加向左的外力時(shí)也無法運(yùn)動。

表3 滑閥稍偏左時(shí)伺服機(jī)構(gòu)運(yùn)動狀態(tài)Table 3 Movement state of a servo mechanism when slide valve is on the slightly left

假定滑閥處于偏離理論零位范圍內(nèi)±2 μm，將表1中參數(shù)代入式(1)，可計(jì)算出伺服機(jī)構(gòu)左、右腔壓力和運(yùn)動速度。相關(guān)信息匯總見表4，此狀態(tài)下伺服機(jī)構(gòu)雙向無法運(yùn)動。

表4 滑閥零位時(shí)伺服機(jī)構(gòu)運(yùn)動狀態(tài)Table 4 Movement state of a servo mechanism when slide valve is at the zero position

3.5 滑閥其他狀態(tài)分析

同理可分析滑閥稍偏右4 μm及偏右14 μm狀態(tài)(圖3中狀態(tài)4及狀態(tài)5)下的伺服系統(tǒng)運(yùn)動情況，匯總見表5、表6。

表5 滑閥稍偏右時(shí)伺服機(jī)構(gòu)運(yùn)動狀態(tài)Table 5 Movement state of a servo mechanism when slide valve is on the slightly right

3.6 滑閥徑向間隙的影響

上述討論均假設(shè)滑閥在徑向方向上間隙為零，實(shí)際必然存在徑向間隙。當(dāng)滑閥存在徑向間隙時(shí)，相當(dāng)于A,B,C,D四個(gè)開口無法完全關(guān)死，存在泄漏通道。若通向高壓路的A口和D口存在泄漏，因高壓路上有單向閥等，因此依然無法讓油液流動，不影響前述分析的結(jié)果。若通向低壓路的B口和C口存在泄漏，則可以直接連通油箱，油液可以流動。

表6 滑閥偏右時(shí)伺服機(jī)構(gòu)運(yùn)動狀態(tài)Table 6 Movement state of servo mechanism when slide valve is on the right

設(shè)間隙為h、滑閥正重疊長度為l，其泄漏流量Q為[16]：

(9)

式中：ΔP為壓差，μ為動力黏度。

則伺服閥處于零位時(shí)，設(shè)徑向間隙為1.5 μm、動力黏度為8.3 ×10-3Pa·s，利用式(1)、(2)、(3)、(9)進(jìn)行計(jì)算，匯總見表7。

表7 考慮徑向間隙滑閥零位時(shí)伺服機(jī)構(gòu)運(yùn)動狀態(tài)Table 7 Movement state of servo mechanism under the zero position of the slide valve considering the radial clearance

從表7可以看出，即使在零位，當(dāng)滑閥存在徑向間隙時(shí)，由于存在泄漏，油缸是可以運(yùn)動的，但運(yùn)動速度很小比前述運(yùn)動速度低一個(gè)數(shù)量級，可以認(rèn)為是基本不動。

當(dāng)滑閥處于其他狀態(tài)時(shí)，若原來就可以運(yùn)動的，此泄漏相當(dāng)于在原來的基礎(chǔ)上增加了一個(gè)泄漏通道，速度要稍高一點(diǎn)。若原來無法運(yùn)動，如圖3狀態(tài)1下外力向右時(shí)，此泄漏可能會使得油缸運(yùn)動，但因滑閥偏左，C口處泄漏通道比零位更長，泄漏量比零位時(shí)更低，速度將更慢，同樣可以認(rèn)為基本不動。因此伺服閥滑閥處的小徑向間隙不影響上述分析結(jié)果。

由式(9)可知，在壓差一定的情況下，泄漏流量和間隙成三次方關(guān)系，因此如果間隙較大則泄漏流量將急劇上升。若間隙達(dá)到3 μm時(shí)，其泄漏量造成的運(yùn)動速度將和表5中的速度基本相當(dāng)。此時(shí)將使圖3狀態(tài)1下油缸雙向可動，只不過向左速度比原來更快、向右也能運(yùn)動但速度要比向左慢。其他狀態(tài)也可以同樣進(jìn)行分析計(jì)算。

綜上，有徑向間隙時(shí)滑閥無法完全封閉油液通道。當(dāng)徑向間隙比較小時(shí)，不影響前面的分析結(jié)果，如伺服機(jī)構(gòu)在滑閥零位時(shí)依然基本無法運(yùn)動；當(dāng)徑向間隙比較大時(shí)，將導(dǎo)致伺服閥無法封閉低壓通道，使得伺服機(jī)構(gòu)在滑閥零位時(shí)也能雙向運(yùn)動。通常航天伺服閥的徑向間隙都很小，一般不會改變前面的分析結(jié)果。

3.7 高壓油路泄漏的影響

從圖1可以看出，伺服機(jī)構(gòu)的高壓油路存在單向閥和溢流閥，理想狀態(tài)下在不工作時(shí)應(yīng)該封閉高壓油路。一般單向閥和溢流閥的泄漏通常都非常小，可以忽略，不影響前面的分析結(jié)果。

如果單向閥或溢流閥存在卡滯故障導(dǎo)致無法關(guān)閉或異常磨損導(dǎo)致泄漏加大，會對分析結(jié)果造成影響。設(shè)滑閥處于偏左狀態(tài)(圖3狀態(tài)1)，假設(shè)泄漏開口遠(yuǎn)大于滑閥開口，則可視為伺服閥高壓口直通油箱，壓力為Pt，適用式(6)～式(8)，計(jì)算結(jié)果見表8，伺服機(jī)構(gòu)的運(yùn)動狀態(tài)從無泄漏的單向可動變?yōu)殡p向可動。其他狀態(tài)也可以同樣進(jìn)行分析。

4 典型產(chǎn)品試驗(yàn)

選取了5臺同一型號的伺服機(jī)構(gòu)依次安裝到同一臺地面試驗(yàn)用火箭發(fā)動機(jī)上進(jìn)行試驗(yàn)。首先起動伺服機(jī)構(gòu)產(chǎn)生高壓油以使伺服閥滑閥產(chǎn)生微運(yùn)動，再關(guān)機(jī)且等待5 min以確保內(nèi)部壓力完全釋放，然后用手左右推動發(fā)動機(jī)噴管，記錄運(yùn)動情況。重復(fù)上述動作，每臺伺服機(jī)構(gòu)累計(jì)測試4次。全部測試情況見表9。

表8 滑閥偏左且高壓路泄漏時(shí)伺服機(jī)構(gòu)運(yùn)動狀態(tài)Table 8 Movement state of a servo mechanism when high pressure loop leakage and slide valve is on the left

從測試結(jié)果看，全部20次測試中出現(xiàn)無法運(yùn)動狀態(tài)4次、單向可動狀態(tài)16次，沒有出現(xiàn)雙向可動狀態(tài)，和理論分析的結(jié)論吻合。

表9 測試匯總Table 9 Test summary

測試中5臺產(chǎn)品發(fā)生狀態(tài)切換的次數(shù)分別是2次、3次、1次、2次、1次。根據(jù)本文第2節(jié)的分析，調(diào)試好的伺服閥在沒有壓力時(shí)，滑閥位置由磁力和機(jī)械力的合力即零位時(shí)液壓力的反力決定。如果伺服閥零偏較大或即使零偏不大但液壓零位較大，無壓力時(shí)滑閥將偏離零位較多，即磁力和機(jī)械力合力偏離零位較大，則多次重復(fù)試驗(yàn)時(shí)溫度、應(yīng)力、摩擦等微小變化不足以使滑閥偏離零位的方向產(chǎn)生切換。反之如液壓力較小則無壓力時(shí)滑閥偏離零位較小，即磁力和機(jī)械力合力偏離零位較小，則多次重復(fù)試驗(yàn)因磁力和機(jī)械力的微小變化就有可能導(dǎo)致滑閥偏離零位的方向產(chǎn)生切換。

測試中5臺伺服機(jī)構(gòu)均出現(xiàn)了狀態(tài)切換，表明在沒有壓力時(shí)伺服閥滑閥偏離理論零位較小，即液壓零位和理論零位的不重合度比較小，伺服閥零位比較好；全部測試中均沒有出現(xiàn)雙向可動的狀態(tài)，說明伺服閥泄漏和高壓路泄漏都很小。

5 結(jié) 論

伺服機(jī)構(gòu)在非工作狀態(tài)受到外力作用時(shí)，其運(yùn)動狀態(tài)和伺服機(jī)構(gòu)內(nèi)部油路的微觀狀態(tài)密切相關(guān)，可表現(xiàn)為無法運(yùn)動、單向可動、雙向可動三種狀態(tài)。通過本文的研究，可獲得以下結(jié)論：

1)伺服閥的零位特性和伺服機(jī)構(gòu)高壓油路的密封性能是影響非工作狀態(tài)下伺服機(jī)構(gòu)運(yùn)動特性的關(guān)鍵因素。

2)裝有零位特性良好的伺服閥且高壓油路密封良好的伺服機(jī)構(gòu)，在外力作用下表現(xiàn)為雙向無法運(yùn)動或只能單向運(yùn)動，在多次重復(fù)測試時(shí)運(yùn)動狀態(tài)很可能發(fā)生切換，即從無法運(yùn)動切換到單向可動或反之。

3)多次測試中只能向一個(gè)方向單向運(yùn)動而不發(fā)生切換的伺服機(jī)構(gòu)，其伺服閥零偏較大或伺服閥零偏不大但液壓零偏較大。

4)雙向都能運(yùn)動的伺服機(jī)構(gòu)，其高壓油路泄漏較大或伺服閥零位泄漏較大。