何沛恒，鄧 斌，楊 帆，王 奇

(1.西南交通大學(xué)先進(jìn)驅(qū)動(dòng)節(jié)能技術(shù)教育部工程研究中心，四川成都 610031；2.西南科技大學(xué)制造過程測試技術(shù)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，四川綿陽 621010)

引言

在液壓系統(tǒng)的實(shí)際應(yīng)用中，存在液壓電磁換向閥不能長期供電以及管路油液對溫升敏感等工況[1]，此時(shí)傳統(tǒng)電磁換向閥便不再適用，需設(shè)計(jì)一種能在換向位穩(wěn)定保持，在需要時(shí)可靠換向的裝置。較為理想的方案便是采用基于永磁體的多穩(wěn)態(tài)電磁換向機(jī)構(gòu)，但該機(jī)構(gòu)會(huì)使得閥口關(guān)閉速度過快[2]，導(dǎo)致管路內(nèi)部產(chǎn)生液壓沖擊，威脅液壓系統(tǒng)。

緩解液壓沖擊的措施主要有：增大管徑和縮短管長[3]，減小流速[4]，采用橡膠管道[5]，增設(shè)蓄能器[6]或安全閥[7]，延長閥口關(guān)閉時(shí)間等。前幾種主要針對結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化，而延長關(guān)閉時(shí)間方案具有更廣的適應(yīng)性，是更具前景的研究方向。方益奇等[8]對變阻尼氣彈簧進(jìn)行了設(shè)計(jì)研究，但因氣體可壓縮性，變阻尼控制難度較大；胡琴等[9]研究了變阻尼節(jié)流孔在電磁閥上的應(yīng)用，取得了一定效果；陳占江等[10]提出了一種雙壓簧變阻尼摩擦器，但線性可調(diào)區(qū)間較短，仍有優(yōu)化空間；MAEMORI K等[11]研究了電流變阻尼裝置的緩沖性能，但其成本較高，商業(yè)化難度較大；楊志超等[12]提出了一種基于磁流變阻尼技術(shù)的緩解方案，論證了其應(yīng)用可行性。

磁流變液(Magnetorheological Fluid，MRF)是20世紀(jì)50年代提出的第四代智能材料，也是目前研究熱度較高的一種。利用磁流變液受磁場控制的變剪切力性質(zhì)而研發(fā)的磁流變阻尼裝置[13](Magnetorheological Damping Device，MRD)可以較好地對輸出軸進(jìn)行變阻尼控制，通過人為控制，緩和閥口關(guān)閉過快引發(fā)管路液壓沖擊的問題。在國外，美國Lord公司和德國BASF公司較早地發(fā)現(xiàn)了磁流變液的潛在市場并紛紛開展研究工作，多國研究人員通過不斷努力，對磁流變液的制備、成分、溫升、阻尼等有了較為成熟的理論體系和相應(yīng)研究成果；目前為止，已有商業(yè)化的磁流變液產(chǎn)品流通于市場[14]。在我國，磁流變液的認(rèn)知和研究始于1990年后，隨著國家對于其重視程度和投入的不斷提升，我國科研人員也逐步掌握了磁流變液的制備工藝[15]和性質(zhì)機(jī)理[16]。在相關(guān)學(xué)者的努力下，實(shí)現(xiàn)了從理論研究到實(shí)際工程應(yīng)用的長足進(jìn)步[17]。

以三位四通液壓換向閥為載體，設(shè)計(jì)研究一種具備多穩(wěn)態(tài)電磁換向和磁流變阻尼功能的新型液壓換向閥可以較好地解決能源受限、管路油液對溫升敏感以及管路液壓沖擊等液壓系統(tǒng)問題，具有一定的創(chuàng)新性和工程實(shí)際意義。

1 新型液壓換向閥方案

如圖1所示的新型液壓換向閥方案，位于中部的三位四通換向閥一側(cè)與三穩(wěn)態(tài)電磁換向機(jī)構(gòu)連接，機(jī)構(gòu)的換向軸與閥芯同軸線串聯(lián)，另一側(cè)與磁流變阻尼裝置連接，閥芯與裝置動(dòng)鐵芯同樣同軸線串聯(lián)。換向閥與二者通過端面法蘭以螺紋連接，結(jié)合O形密封圈進(jìn)行端面靜密封。

圖1 新型換向閥三維模型

為使得三位四通換向閥與三穩(wěn)態(tài)電磁換向機(jī)構(gòu)互相適應(yīng)并滿足國標(biāo)要求，設(shè)計(jì)定義：閥芯行程8 mm，最大開口量2 mm，閥芯活塞直徑16 mm，閥芯活塞桿直徑10 mm，閥口通徑10 mm，端面接口尺寸限界為74 mm×74 mm。

如圖2所示，在雙穩(wěn)態(tài)換向機(jī)構(gòu)的基礎(chǔ)上，增設(shè)一套與之運(yùn)動(dòng)軸共面但與軸線垂直的換位機(jī)構(gòu)，換向桿從第一穩(wěn)態(tài)在換向機(jī)構(gòu)驅(qū)動(dòng)下沿引導(dǎo)槽運(yùn)動(dòng)至中位(第二穩(wěn)態(tài))后，換位機(jī)構(gòu)驅(qū)動(dòng)換向桿至引導(dǎo)槽另一側(cè)(仍為第二穩(wěn)態(tài))，進(jìn)而換向機(jī)構(gòu)可驅(qū)動(dòng)換向桿向第三穩(wěn)態(tài)側(cè)運(yùn)動(dòng)，實(shí)現(xiàn)三個(gè)穩(wěn)態(tài)之間的相互切換以及穩(wěn)態(tài)自保持。穩(wěn)態(tài)保持通過永磁體產(chǎn)生的磁場和中位保持機(jī)構(gòu)實(shí)現(xiàn)，換向和換位過程通過2組電磁線圈短時(shí)通電實(shí)現(xiàn)，可大大降低電源通電時(shí)間，避免了線圈長期通電發(fā)熱導(dǎo)致的系統(tǒng)溫升和較大能耗。

考慮到平行于MRF剪切方向的磁場對磁流變效應(yīng)作用較小而垂直方向的作用較大[18]，因此磁流變阻尼裝置應(yīng)盡量使磁場方向垂直于MRF剪切方向；同時(shí)，為充分利用磁場，采用內(nèi)繞型“剪切-閥”式磁流變阻尼裝置[19]更具備性價(jià)比。同時(shí)，裝置還需外置1個(gè)蓄能器給其內(nèi)部磁流變液一定預(yù)載壓力以保證液體的充分填充。

該制式裝置的阻尼力Fvd計(jì)算公式[19]如下式，其主要由速度相關(guān)的粘滯阻尼力和磁場強(qiáng)度相關(guān)的庫倫阻尼力組成：

(1)

式中,η—— 與磁場強(qiáng)度無關(guān)的磁流變液屈服后黏度

l—— MRD活塞產(chǎn)生法向磁場的有效長度

D—— MRD活塞的外徑

d—— MRD芯軸的外徑，即活塞內(nèi)徑

h—— MRD活塞與殼體之間的MRF通道厚度

圖2 新型換向閥剖面圖及關(guān)鍵參數(shù)

v—— MRD活塞的運(yùn)動(dòng)速度

τ0(H) —— MRF隨磁場強(qiáng)度變化的剪切屈服應(yīng)力

綜上，新型換向閥結(jié)構(gòu)如圖2所示。

在圖2中，粗實(shí)線部分為移動(dòng)部件，該部件在虛線部分內(nèi)沿軸線往復(fù)運(yùn)動(dòng)，三穩(wěn)態(tài)電磁線圈提供移動(dòng)部件的換向力，MRD通過電磁線圈與MRF作用向移動(dòng)部件提供可調(diào)阻尼力，其余部件分別提供了不同性質(zhì)的恒值阻力(包括液壓卡緊力、閥芯粘滯阻力、動(dòng)密封阻力、穩(wěn)態(tài)液動(dòng)力、移動(dòng)部件摩擦阻力等)和速度相關(guān)的阻尼力(包括瞬態(tài)液動(dòng)力、MRD粘滯阻尼力等)，所有力共同作用在閥芯上并獲得人為可控的換向速度，進(jìn)而改變閥口的通斷過程，以緩解閥口因開合過快而導(dǎo)致管路液壓沖擊的問題。

2 換向閥液壓沖擊

液壓系統(tǒng)管路通道突然關(guān)閉，靠近閥口處液流立即停止運(yùn)動(dòng)，其動(dòng)能在極短時(shí)間內(nèi)轉(zhuǎn)變?yōu)閴毫δ?，較遠(yuǎn)處液流依次變化，在管路內(nèi)形成高壓沖擊波并急劇交替升降的現(xiàn)象稱為液壓沖擊，如圖3所示。液壓沖擊所產(chǎn)生的壓力峰值最高可達(dá)額定工作壓力的3至4倍以上，輕則使得儀器精度下降，重則導(dǎo)致管路破裂、元器件及儀表嚴(yán)重?fù)p壞。

圖3 閥口突然關(guān)閉導(dǎo)致液壓沖擊

在理想模型中，由伯努利方程和能量守恒定理[20]得：

(2)

式中，Δpmax—— 液壓沖擊時(shí)壓力的相對升高值

K′ —— 考慮管壁彈性后液流的等效體積模量

c—— 壓力沖擊波在管內(nèi)傳播速度，其取值范圍[21]一般約為：c∈[890，1270]m/s

ρ—— 液流流體密度，常用液壓油密度一般約為[22]：ρ=9.026×102kg/m3

圖4 新型三位四通換向閥AMESim仿真模型

以該新型液壓換向閥為例，可計(jì)算產(chǎn)生液壓沖擊時(shí)管路內(nèi)的最大壓力為：

(3)

同時(shí)，可計(jì)算管道內(nèi)沖擊波動(dòng)壓力最低值[6]為：

=22.335 MPa

(4)

其中，pg為液壓換向閥額定壓力。

利用能量法計(jì)算的液壓沖擊值為沖擊過程的平均值，即管路內(nèi)每個(gè)液流微元的動(dòng)能轉(zhuǎn)化為壓力能且壓升處處相等。但實(shí)際情況是，壓力沖擊波在管路內(nèi)往復(fù)運(yùn)動(dòng)、相互疊加，并因阻尼作用(包括流體內(nèi)摩擦、流體與管內(nèi)壁間摩擦等)在管路內(nèi)形成指數(shù)型衰減的壓力振蕩[23]。對于液壓沖擊瞬態(tài)規(guī)律的理論計(jì)算方法，目前主要采用分段集中參數(shù)模型，通過鍵合圖法輔以特征線法進(jìn)行計(jì)算[24]，還需考慮動(dòng)摩擦液阻的作用[25]，由此求解出瞬態(tài)壓力變換規(guī)律。

同時(shí)，以該新型三位四通換向閥結(jié)構(gòu)和額定工況為例，通過AMESim建立仿真模型如圖4所示。

在模型中，由于閥芯與閥體結(jié)構(gòu)尺寸的特殊性，需要利用HCD模塊進(jìn)行底層建模而非直接在液壓元件庫調(diào)用三位四通換向閥，設(shè)置其參數(shù)與前文數(shù)據(jù)完全相同。通過信號(hào)輸入并轉(zhuǎn)換為閥芯的位移，可模擬閥芯的快速換向的情形。

利用參考文獻(xiàn)[25]中分段集中參數(shù)模型計(jì)算所得的結(jié)果同AMESim仿真結(jié)果進(jìn)行對比，結(jié)果顯示瞬態(tài)理論計(jì)算與仿真結(jié)果基本吻合，如圖5所示。

圖5 分段集中參數(shù)模型與AMESim仿真結(jié)果

另外，以控制變量法對不同管路長度進(jìn)行液壓沖擊分析，振蕩曲線如圖6所示。

圖6 管路長度對液壓沖擊振蕩衰減的影響

如圖6所示，隨著管路長度的增加，液壓沖擊峰值逐漸減小，振蕩圓頻率隨之增加。該規(guī)律得到了吳凡等[26]在論文中的驗(yàn)證，說明液壓沖擊的本質(zhì)原因是管路內(nèi)壓力沖擊波的疊加作用，且壓力振蕩在阻尼的作用下呈指數(shù)衰減。

取AMESim中各個(gè)管路長度模型所仿真出的壓力波動(dòng)數(shù)據(jù)，求相對額定工作壓力31.5 MPa的絕對差值并取平均值，結(jié)果如表1所示。

表1 AMESim不同管路長度相對壓力變化均值

由表1可知，當(dāng)管路長度較短時(shí)，AMESim仿真均值以較小誤差稍小于能量法的理論均值9.73 MPa，原因在于AMESim軟件在模型解算時(shí)考慮了阻尼能量損耗的因素；但隨著管長的增加，仿真均值明顯小于能量法均值，原因在于管路過長，阻尼能量損耗占比變多，此時(shí)未考慮能耗的能量法必然失真。

至此，通過定量分析證明了能量法、分段集中參數(shù)模型、AMESim仿真模型三者的計(jì)算結(jié)果相近且差異可解釋。在AMESim的說明文件中，開發(fā)公司LMS也對此部分仿真進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證，結(jié)果表明仿真結(jié)果與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)誤差較小，如圖7所示，因此仿真結(jié)果可靠可信。

圖7 LMS公司AMESim仿真與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對比

以管路直徑10 mm、管長1 m為不變參數(shù)，計(jì)算管路液壓沖擊峰值及其波動(dòng)規(guī)律，后續(xù)變阻尼控制仿真同樣采用此參數(shù)，結(jié)果如圖8所示。

仿真開始時(shí)，P口閥芯打開，使得P口流向A口或B口，A口或B口在較小的壓力波動(dòng)后穩(wěn)定于負(fù)載壓力，此時(shí)P口壓力與負(fù)載相等；當(dāng)輸入換向信號(hào)時(shí)，突然的換向?qū)е翽口迅速關(guān)閉，恒壓源輸出管路產(chǎn)生壓力沖擊，峰值86.63 MPa，在一段時(shí)間的壓力振蕩后，P口壓力穩(wěn)定于恒壓源壓力并不再變化。

圖8 換向閥液壓沖擊仿真結(jié)果

3 新型液壓換向閥仿真驗(yàn)證

本研究目標(biāo)是以新型三穩(wěn)態(tài)電磁換向閥為載體，研究閥芯在多穩(wěn)態(tài)換向機(jī)構(gòu)與磁流變阻尼裝置的共同作用下，閥芯換向速度對液壓沖擊的緩解效果。故而，仿真模型可以有針對性地進(jìn)行簡化，僅搭建完成一次換向過程的“新型換向閥”模型。因此換向性能可針對換向力、變阻尼力、換向時(shí)間、管路壓力波動(dòng)等關(guān)鍵參數(shù)進(jìn)行分析。

3.1 無MRD裝置時(shí)的換向性能

前文對換向時(shí)間t=0的極限工況進(jìn)行了換向性能分析，得到了液壓沖擊的峰值及波動(dòng)規(guī)律，也需考察無MRD時(shí)，三位四通換向閥僅在三穩(wěn)態(tài)電磁換向機(jī)構(gòu)的驅(qū)動(dòng)下液壓管路的液壓沖擊規(guī)律。

此時(shí)閥芯的動(dòng)力學(xué)方程為：

(5)

(6)

符合實(shí)際工況的2組初始值分別為：

(7)

通過求解該二階常系數(shù)齊次線性微分方程可得閥芯位移與換向時(shí)間之間的函數(shù)關(guān)系，將閥芯位移x=8 mm代入即可求得換向力Fc與換向時(shí)間t之間的函數(shù)關(guān)系。當(dāng)換向力大于97.5 N時(shí)即可實(shí)現(xiàn)設(shè)計(jì)要求所需的換向時(shí)間[tdh]≤0.02 s；由于所設(shè)計(jì)的電磁換向機(jī)構(gòu)所能提供的換向力最大不超過203.76 N，能達(dá)到的最小換向時(shí)間t=0.0126 s。

設(shè)置好相應(yīng)的仿真參數(shù)后，以97.5 N和203.5 N的電磁換向力為代表，分別計(jì)算得出相應(yīng)的仿真結(jié)果如圖10所示。

圖9 無MRD時(shí)AMESim仿真模型

圖10 無MRD時(shí)AMESim仿真結(jié)果

由計(jì)算結(jié)果可知，換向力分別為97.5 N和203.5 N時(shí)換向時(shí)間為0.02 s和0.0128 s，與理論計(jì)算結(jié)果幾乎一致。相比直接換向(換向時(shí)間t=0)導(dǎo)致的液壓沖擊可略有減小，峰值分別為70.13 MPa和77.24 MPa；換向力越小則換向時(shí)間越長，相應(yīng)的壓力沖擊峰值也隨之越小，但沖擊峰值依舊較大。

3.2 MRD電磁線圈斷電時(shí)的換向性能

當(dāng)磁流變阻尼裝置內(nèi)繞線圈未通電時(shí)，如圖11所示，MRD的阻尼力完全由運(yùn)動(dòng)芯軸與殼體之間流動(dòng)的磁流變液的粘滯阻尼力提供，此時(shí)閥芯動(dòng)力學(xué)方程變?yōu)椋?/p>

(8)

方程初值與式(7)相同，當(dāng)換向力Fc大于101.5 N 時(shí)即可實(shí)現(xiàn)設(shè)計(jì)要求所需的換向時(shí)間[tdh]≤0.02 s。由于所設(shè)計(jì)的電磁換向機(jī)構(gòu)所能提供的換向力最大不超過203.76 N，即能達(dá)到的最小換向時(shí)間t=0.0128 s。

由結(jié)果可知，換向力分別為101.5 N和203.5 N時(shí)，換向時(shí)間分別為0.02 s和0.013 s，與理論計(jì)算結(jié)果誤差極小，相比直接換向(換向時(shí)間t=0)，液壓沖擊略有減小，峰值分別為71.10 MPa和78.24 MPa，但與無MRD介入時(shí)差別不大，同樣有換向力越大則換向時(shí)間越短，相應(yīng)壓力沖擊峰值也隨之越大的規(guī)律。

3.3 MRD主動(dòng)控制時(shí)的換向性能

由圖8可知，換向速度極快(t=0)的情況下管路液壓沖擊的峰值會(huì)達(dá)到86.63 MPa，而在設(shè)計(jì)要求的換向時(shí)間([tdh]≤0.02 s)內(nèi)，管路壓力峰值雖相比直接換向有所減緩，但仍保持在70～80 MPa的區(qū)間內(nèi)，相比系統(tǒng)31.5 MPa的額定壓力及其允許的壓力峰值11.8 MPa而言依舊很大。在換向力一定的前提下，磁流變阻尼裝置主動(dòng)控制的介入可以減小閥芯動(dòng)力學(xué)方程齊次項(xiàng)，其換向速度相應(yīng)放緩，換向時(shí)間也因此延長，有利于緩解管路的液壓沖擊，從理論層面說明了變阻尼主動(dòng)控制的必要性和積極作用。

根據(jù)方案，換向力越大，與之相匹配的阻尼力也需要更大才得以放緩換向過程，同時(shí)考慮到不同換向力對壓力沖擊峰值的影響較小，故而以換向力為101.5 N時(shí)工況為例，考察主動(dòng)控制的不同恒值阻尼力對換向過程的影響，此時(shí)閥芯的動(dòng)力學(xué)方程為：

圖11 MRD斷電時(shí)AMESim仿真結(jié)果

(9)

(10)

符合實(shí)際工況的2組初始值分別為：

(11)

將閥芯位移x=8 mm代入并求解該微分方程，可求得主動(dòng)控制阻尼力與換向時(shí)間之間的函數(shù)關(guān)系，結(jié)果如圖12所示。

圖12 MRD主動(dòng)控制阻尼力與換向時(shí)間函數(shù)關(guān)系

由圖12可知，隨著主動(dòng)控制阻尼力的增大，換向時(shí)間在前期的放緩效果不明顯，到中后期時(shí)由于不斷逼近電磁換向力，放緩效果得到顯著提升，直至阻尼力約為75.9 N左右時(shí)，使得總的阻力近乎等于換向力，此時(shí)換向過程將異常緩慢，繼續(xù)增大阻尼力則會(huì)超過換向力使其無法換向。

建立如圖13所示的AMESim仿真模型，主動(dòng)控制阻尼力以常值信號(hào)串聯(lián)力輸入模塊表示，與磁流變阻尼自身的粘滯阻尼力相并聯(lián)，構(gòu)成一個(gè)通電狀態(tài)下的磁流變阻尼裝置；通過設(shè)置不同的主動(dòng)控制阻尼力可控制閥芯實(shí)現(xiàn)不同的換向過程，進(jìn)而得到不同的液壓沖擊規(guī)律，仿真結(jié)果如圖14～圖16所示。

由仿真結(jié)果可知：

(1) 對比圖12和圖14，仿真計(jì)算的換向時(shí)間與動(dòng)力學(xué)模型計(jì)算結(jié)果高度吻合，通過仿真驗(yàn)證了動(dòng)力學(xué)模型的可靠性及準(zhǔn)確性；

圖13 MRD主動(dòng)控制仿真模型

圖14 換向時(shí)間與壓力峰值隨阻尼力變化關(guān)系

圖15 壓力波動(dòng)參數(shù)隨阻尼力變化關(guān)系

(2) 從動(dòng)力學(xué)角度分析，阻尼力的增大降低了閥芯動(dòng)力學(xué)方程中二階項(xiàng)的值，閥芯加速度減小，進(jìn)而表現(xiàn)為閥芯運(yùn)動(dòng)速度的減緩、閥口關(guān)閉時(shí)間延長，緩解了管內(nèi)液流速度突變的不利情況。如圖14所示，管路內(nèi)液壓沖擊的峰值壓力從86.63 MPa隨阻尼力增大而下降至最小41.96 MPa，此時(shí)位于換向閥允許的壓力波動(dòng)區(qū)間內(nèi)，同時(shí)壓力峰值出現(xiàn)的時(shí)間也相應(yīng)后移，峰值出現(xiàn)時(shí)間也正好是閥口剛好關(guān)閉的時(shí)間；

圖16 不同主動(dòng)控制阻尼力管路液壓沖擊AMESim仿真結(jié)果

(3) 如圖15所示，隨著主動(dòng)控制阻尼力的增大，管路內(nèi)振蕩的結(jié)束時(shí)間也隨之延后，但振蕩時(shí)長逐步減小，振蕩時(shí)間占比也不斷減小。原因在于：延長了閥口關(guān)閉時(shí)間，振蕩的結(jié)束時(shí)間也會(huì)隨之延后，流速突變得到了緩解，壓力振蕩峰值相應(yīng)地減少，振蕩過程更易于快速進(jìn)入換向閥允許的壓力波動(dòng)區(qū)間，振蕩在換向過程中的占比也隨之降低。

故而，在換向時(shí)對磁流變阻尼裝置設(shè)定一個(gè)主動(dòng)控制的恒值阻尼力，可以有效地緩解管路內(nèi)的液壓沖擊問題，阻尼力設(shè)定的越大(即MRD控制線圈電流產(chǎn)生的磁場越大)，閥芯運(yùn)動(dòng)速度越低、換向時(shí)間越長、壓力峰值越低的同時(shí)振蕩時(shí)間也越短。

3.4 MRD閉環(huán)控制可行性分析

由于換向過程較快，閉環(huán)控制若以油壓剛超過換向閥允許的最高壓力(31.5+11.8=43.3 MPa)為標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行響應(yīng)則難以有效控制，極易出現(xiàn)響應(yīng)到位時(shí)閥口已完全關(guān)閉的情況。因此，結(jié)合液壓系統(tǒng)自身油壓波動(dòng)等客觀因素，以超出換向閥額定壓力的5%作為響應(yīng)標(biāo)志(33.075 MPa)，研究此時(shí)閉環(huán)控制的可行性。

如圖17所示，從換向開始(仿真時(shí)間第0.7 s起)至管路首次升壓至1.05倍額定壓力耗時(shí)0.008 s，從換向開始至閥口完全關(guān)閉(此時(shí)管路內(nèi)壓升到振蕩過程的最大值)耗時(shí)0.0098 s，閉環(huán)控制單元的工作總時(shí)長僅為0.0018 s，包括油壓檢測的響應(yīng)時(shí)間、閉環(huán)控制的解算時(shí)間、閉環(huán)控制輸出的響應(yīng)時(shí)間等部分。在不到2 ms的時(shí)間內(nèi)完成一套完整的閉環(huán)控制，對于磁流變阻尼裝置是極難實(shí)現(xiàn)的[28-29]。因此，閉環(huán)控制的可行性不高，不具備足夠的工程實(shí)際； 另外，如若采用超前響應(yīng)的控制策略，則與主動(dòng)控制無異。

圖17 無主動(dòng)控制阻尼力時(shí)管路液壓沖擊規(guī)律

4 結(jié)論

通過設(shè)計(jì)一種新型三穩(wěn)態(tài)電磁換向機(jī)構(gòu)，解決了傳統(tǒng)液壓換向閥對于不能長時(shí)間通電和液壓系統(tǒng)對油液溫升敏感等工況的不適應(yīng)問題。引入磁流變阻尼技術(shù)，在閥芯上串聯(lián)磁流變阻尼裝置，通過人為主動(dòng)控制實(shí)現(xiàn)閥芯換向過程的放緩，進(jìn)而緩解因閥口突然關(guān)閉而引發(fā)的管路內(nèi)液壓沖擊問題。

經(jīng)設(shè)計(jì)計(jì)算和仿真驗(yàn)證，該新型換向閥在101.5 N電磁換向力的前提下，可提供最大約71.8 N的主動(dòng)控制阻尼力，實(shí)現(xiàn)了阻尼力不斷變大的狀態(tài)下管路內(nèi)液壓沖擊峰值從86.63 MPa逐步降至41.96 MPa的預(yù)期效果，雖然換向時(shí)間自0.02 s逐步延長至0.10 s，但極大縮短了振蕩時(shí)間占比，證明了新型閥對液壓沖擊的緩解作用。但受系統(tǒng)自身響應(yīng)能力限制，新型液壓換向閥變阻尼閉環(huán)控制可行性不高，不建議采用。

該新型換向閥思路新穎且密切結(jié)合工程實(shí)際，為液壓系統(tǒng)管路液壓沖擊的緩解技術(shù)提出一種新方案，方案切實(shí)有效，具備實(shí)用價(jià)值和工程實(shí)際意義。