偏轉(zhuǎn)板射流式伺服閥前置級液動力計算方法研究

延皓，康碩，王鳳聚，李長春，黃靜

（北京交通大學(xué)機(jī)械與電子控制工程學(xué)院，北京100044）

偏轉(zhuǎn)板射流式伺服閥前置級液動力計算方法研究

延皓，康碩，王鳳聚，李長春，黃靜

（北京交通大學(xué)機(jī)械與電子控制工程學(xué)院，北京100044）

針對偏轉(zhuǎn)板射流式伺服閥前置級液動力的計算與檢測問題，提出了基于矩形噴口和接收器的前置級節(jié)流模型，推導(dǎo)得出了液動力簡化計算公式。從射流角度出發(fā)，建立了伺服閥前置級的二維流場模型，提出了兩種基于仿真離散數(shù)據(jù)的穩(wěn)態(tài)液動力的計算方法，即動量定理法和壓力差法，進(jìn)行了某型伺服閥的液動力計算。設(shè)計了前置級液動力的自動化測試系統(tǒng)，實(shí)現(xiàn)了對液動力的測量。仿真與試驗(yàn)表明，理論公式、基于離散數(shù)據(jù)的數(shù)值計算以及試驗(yàn)結(jié)果基本一致，從而為此類伺服閥的開發(fā)與優(yōu)化提供了可行的方法和技術(shù)。

流體傳動與控制；偏轉(zhuǎn)板射流式伺服閥；前置級液動力；節(jié)流模型；流場仿真；測試系統(tǒng)

0 引言

偏轉(zhuǎn)板射流式伺服閥，由力矩馬達(dá)、偏轉(zhuǎn)板射流前置級、功率滑閥三部分組成，是由射流管伺服閥發(fā)展演變而來的［1-2］。偏轉(zhuǎn)板射流伺服閥多應(yīng)用于高可靠性、高溫及高壓場合下，在軍工和工業(yè)上均有廣泛的用途。

相對于國內(nèi)外對滑閥與噴嘴擋板閥液動力特性長期大量的研究，目前對于偏轉(zhuǎn)射流伺服閥的液動力特性，尚沒有可供借鑒的成熟理論，無法進(jìn)行精確的理論分析計算。楊月花對不同幾何形狀接收口的前置級流場分布進(jìn)行了分析［3］，并根據(jù)可視化實(shí)驗(yàn)結(jié)果對流場分布情況進(jìn)行了比對；王傳禮等［4］提出了偏轉(zhuǎn)板線性化流量方程，并對閥的動態(tài)特性進(jìn)行了仿真驗(yàn)證；訚耀保等推導(dǎo)得出了接收口、供油壓力等因素對壓力特性的影響規(guī)律［5-6］，并基于數(shù)值模擬結(jié)果，分析了入口壓力、接收器恢復(fù)壓力以及兩接收器通道夾角等參數(shù)變化對伺服閥前置級流場特性的影響［7］；SHANG等［8］優(yōu)化了射流盤接收器入口寬度、射流盤厚度等關(guān)鍵參數(shù)，以改善偏導(dǎo)閥穩(wěn)態(tài)性能。綜上所述，目前關(guān)于偏轉(zhuǎn)板射流式伺服閥的研究相對較少，主要是流場與整閥動態(tài)特性的分析，對射流噴口和接收口均假設(shè)為圓形而與實(shí)際元件不符，同時缺乏對前置級液動力的建模分析，也沒有給出針對此類閥前置級液動力特性的可行測試方案［9］。

本文以某型偏轉(zhuǎn)板射流式力反饋兩級伺服閥為研究對象，提出了基于矩形噴口和接收口的前置級的節(jié)流模型，得出了液動力的近似計算公式；并對前置級液動力作用下的射流流場進(jìn)行了二維建模，提出了動量定理法和壓力差法，計算了不同工況下的液動力值和壓力特性；同時，設(shè)計了專用的自動化測試系統(tǒng)，實(shí)現(xiàn)了前置級液動力的測試。

1 偏轉(zhuǎn)板射流式伺服閥前置級建模

偏轉(zhuǎn)板射流式伺服閥由力矩馬達(dá)、偏轉(zhuǎn)板、射流盤、滑閥、反饋桿組成，結(jié)構(gòu)如圖1所示。

圖1 偏轉(zhuǎn)板射流式伺服閥結(jié)構(gòu)原理圖Fig.1 Structure diagram of jet deflector servo valve

伺服閥前置級的核心部分為射流盤和偏轉(zhuǎn)板，二者位置關(guān)系如圖2所示。偏流板在射流盤中沿x軸方向的運(yùn)動為主要偏移方向。

圖2 前置級偏轉(zhuǎn)板偏移示意圖Fig.2 Schematic diagram of pilot stage deflection offsets

假定閥匹配對稱，閥口處流動為紊流，供油壓力恒定，溫度和密度均為常數(shù)且不考慮管道動態(tài)損失，其流量方程為

式中:Cd為流量系數(shù)；A3（xf）、A4（xf）、A5（xf）、A6（xf）分別為射流盤兩接收口處的各節(jié)流面積；Q3、Q4、Q5、Q6分別為通過各節(jié)流口的流量；p3、p4分別是射流盤兩接收口內(nèi)壓力，如圖3所示。

圖3 偏轉(zhuǎn)板射流式前置級液流示意圖Fig.3 Schematic diagram of pilot stage flow in jet deflector

根據(jù)偏轉(zhuǎn)板射流閥前置級的實(shí)際結(jié)構(gòu)，有偏轉(zhuǎn)板射流出口與射流盤兩接收口的相對位置截面，如圖4所示。

圖4中，b、c分別為射流盤兩接收口長度與寬度，e為兩接收口之間距離，B為偏轉(zhuǎn)板射流口寬度，xf為偏轉(zhuǎn)板偏轉(zhuǎn)位移；QL為負(fù)載流量。根據(jù)幾何關(guān)系，各節(jié)流口面積表達(dá)式為

圖4 偏轉(zhuǎn)板射流式伺服閥前置級過流面積示意圖Fig.4 Schematic diagram of flow area in jet deflector pilot stage

式中:A3（0）、A4（0）、A5（0）、A6（0）為偏轉(zhuǎn)板中位時各節(jié)流口的面積。偏轉(zhuǎn)板中位時各節(jié)流口的初始面積計算為

將（9）式與（10）式代入（5）式～（8）式中，得到各節(jié)流口面積關(guān)于偏轉(zhuǎn)板位移xf的表達(dá)式為

由（11）式和（12）式可知，當(dāng)接收口和壓力噴口機(jī)械參數(shù)確定時，A3（xf）、A4（xf）可由偏轉(zhuǎn)板位移xf線性表示，且A3與A4面積變化范圍為0～Bb.將（11）式和（12）式代入到（1）式、（2）式中，可得到

分析系統(tǒng)處于平衡狀態(tài)時的前置級穩(wěn)態(tài)液動力作用情況，如圖5所示。在控制面內(nèi)對液流應(yīng)用動量定理，則偏轉(zhuǎn)板對液流的作用力可表示為

圖5 前置級液動力分析圖Fig.5 Chart of fluid force in jet deflector pilot stage

由于液動力為反作用力，故有X軸方向與Y軸方向的分力為

由圖2所示，Y軸方向?yàn)槠D(zhuǎn)板的次要運(yùn)動方向，故忽略該向分力的影響。分析X軸方向的液動力，如圖5所示，假設(shè)流經(jīng)偏轉(zhuǎn)板的液流呈現(xiàn)簡單的流動形式，則有射流盤處液流對偏轉(zhuǎn)板的X方向液動力為

式中:v為通過噴射口的平均流速；Q、Q3、Q4、Q5、Q6為通過各節(jié)流斷面的流量；v3、v4為通過兩個接收口斷面的液流各自的平均流速；θ為液流通過左側(cè)接收口斷面處的射角；β為液流通過右側(cè)接收口處射角。由Qi=Aivi，有

進(jìn)一步簡化，假設(shè)偏導(dǎo)板在中位附近小范圍工作，則A5≈A6，cos θ≈cos β，由（3）式、（4）式、（15）式和（16）式即可推導(dǎo)得出

（22）式即為基于動量定理的液動力理論近似計算公式。由（22）式可知，前置級液動力為關(guān)于液流出射角、射流盤壓力噴口尺寸、接收口尺寸、兩接收口距離、接收口壓力差以及偏轉(zhuǎn)板位移的函數(shù)。上述結(jié)論為后續(xù)基于數(shù)值模擬仿真數(shù)據(jù)的液動力計算方法的提出提供了理論支撐。

2 基于流場網(wǎng)格離散數(shù)據(jù)的液動力計算

2.1 偏轉(zhuǎn)射流前置級流場數(shù)值模擬

以某型偏轉(zhuǎn)射流力反饋伺服閥的偏轉(zhuǎn)板及射流盤為原型，機(jī)械尺寸圖如圖6所示。

圖6 某型射流盤機(jī)械尺寸圖Fig.6 Dimensions of jet deflector valve pilot stage

由于射流盤為一薄片，平均厚度僅為0.6 mm，整個射流過程只發(fā)生在射流盤的薄層片狀結(jié)構(gòu)內(nèi)，故可近似看作平面射流運(yùn)動。基于此，考慮對前置級流場進(jìn)行二維建模。在Gambit中建立偏轉(zhuǎn)板偏移量分別為0～0.12 mm等間隔共8種工況，建立二維網(wǎng)格模型。

為保證粘性流體的模擬精度，盡量采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格對前置級流體部分進(jìn)行劃分。由于偏轉(zhuǎn)板導(dǎo)流槽內(nèi)部及射流盤接收口處存在能量轉(zhuǎn)化，故須對此處的網(wǎng)格進(jìn)行加密處理，且須保證沿控制體各邊界處的網(wǎng)格均被劃分為與該邊界平行的正方形。其他部分的網(wǎng)格則可粗略劃分。得到0.02 mm偏移時的網(wǎng)格劃分結(jié)果如圖7所示。

在Fluent中進(jìn)行流場仿真。采用湍流連續(xù)性方程、雷諾方程［10］及湍流標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型［11］構(gòu)成封閉方程，建立偏轉(zhuǎn)射流前置級的流場模型，采用SIMPLE算法，求解解耦后的Navier-Stokes方程，動量方程采用1階迎風(fēng)格式求解。

圖7 某型偏導(dǎo)閥前置級的網(wǎng)格劃分Fig.7 Mesh of jet deflector valve pilot stage

2.2 偏轉(zhuǎn)射流前置級液動力計算方法

2.2.1 前置級液動力動量定理計算法

如圖8所示，選取由邊界9、邊界10、偏轉(zhuǎn)板左側(cè)壁以及右側(cè)壁組成的封閉控制體CV作為研究對象。上邊界9和下邊界10處有液流進(jìn)出，左、右側(cè)壁邊界處無液流進(jìn)出。

圖8 前置級控制體及液流進(jìn)出示意圖Fig.8 Schematic diagram of flows and control volume in pilot stage

由Fluent數(shù)值模擬得到偏轉(zhuǎn)板中位時邊界9和邊界10處的絕對速度散點(diǎn)圖如圖9所示。

圖9 邊界9和邊界10的絕對速度散點(diǎn)圖Fig.9 Velocity magnitude scatter diagram of lines 9 and 10

由于網(wǎng)格劃分的離散計算性質(zhì)，可從仿真數(shù)據(jù)中獲得邊界9和邊界10處各離散點(diǎn)的液流速度矢量，再根據(jù)動量定理，可推得x方向液動力的表達(dá)式［12］為式中:vx和vy分別為通過邊界9和邊界10進(jìn)出的液流速度在x軸和y軸上的分量絕對值；Ai和Aj分別為沿邊界9、邊界10的網(wǎng)格平均面積；N1為上邊界9、下邊界10處沿射流盤厚度方向上的網(wǎng)格個數(shù)。

由于采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格對控制體進(jìn)行了均勻劃分，故沿控制體各邊界處的網(wǎng)格均可看作面積相等的小正方形，即Ai=Aj=A，故（23）式可改寫為

這樣，可以定義σm為動量守恒意義下的廣義液動應(yīng)力，N1A為受到液動力作用的廣義面積，負(fù)號表示液動力阻礙偏轉(zhuǎn)板的位移。

2.2.2 前置級液動力壓力差計算法

對射流盤導(dǎo)流槽兩斜邊的靜態(tài)壓力場進(jìn)行仿真，得到偏轉(zhuǎn)板偏移時的壓力場散點(diǎn)圖，如圖10所示。

圖10 偏轉(zhuǎn)板偏移時兩斜邊靜態(tài)壓力場散點(diǎn)圖Fig.10 Static pressure scatter diagram of two bevel edges with offset

液流在射流盤內(nèi)部產(chǎn)生的橫向穩(wěn)態(tài)液動力為偏轉(zhuǎn)板導(dǎo)流槽左、右側(cè)壁分別所受的液流壓力的矢量和。通過仿真獲取斜邊邊界處各離散點(diǎn)的壓力數(shù)據(jù)，分別與其法向網(wǎng)格面積相乘并累加，即可計算出橫向穩(wěn)態(tài)液動力，計算公式可表示為

式中:Am和An分別為沿左、右側(cè)壁邊界的網(wǎng)格平均面積；Prm和Pln分別為沿偏轉(zhuǎn)板左側(cè)壁和右側(cè)壁邊界每個網(wǎng)格對應(yīng)的離散壓力值；N2為兩側(cè)邊界沿射流盤厚度方向上的網(wǎng)格個數(shù)。

同理，考慮沿邊界處的網(wǎng)格均勻劃分，則有Am=An=A，（25）式可改寫為

式中:定義σp為壓強(qiáng)意義下的廣義液動應(yīng)力；N2A為廣義受力面積。

上述所提出的兩種方法結(jié)合了Fluent和Gambit的離散計算特性和導(dǎo)出數(shù)據(jù)功能，均可用于穩(wěn)態(tài)液動力的求解。下面基于此對不同偏移、不同供油壓力等條件下的偏轉(zhuǎn)板液動力進(jìn)行仿真計算。

2.3 前置級液動力仿真計算結(jié)果分析

在Fluent中設(shè)置如下參數(shù):油液密度849 kg/m3，運(yùn)動粘度為0.008 49 kg/（m·s），其余參數(shù)默認(rèn)，網(wǎng)格平均面積為A=6.6×10-9m2.

仿真入口處壓強(qiáng)分別為21 MPa、19 MPa、17 MPa、15 MPa時不同偏移的液流速度及壓力。21 MPa時的速度矢量圖如圖11所示。

圖11 21 MPa下不同偏移時的液流速度矢量圖Fig.11 Velocity vector fields at different offsets of 21 MPa

將不同供油壓力下的邊界9和邊界10離散速度矢量，以及偏轉(zhuǎn)板導(dǎo)流槽左、右側(cè)壁邊界處離散靜態(tài)壓力值寫入data文件。根據(jù)2.2節(jié)中提出的兩種液動力計算方法，分別進(jìn)行如下具體仿真計算。

2.3.1 動量定理法計算結(jié)果

利用由Fluent導(dǎo)出的data數(shù)據(jù)文件，可獲得邊界9和邊界10處各點(diǎn)得離散速度矢量值，由（24）式計算出偏轉(zhuǎn)板在不同偏移量和不同入口壓力下的前置級橫向穩(wěn)態(tài)液動力值，統(tǒng)計結(jié)果如表1所示。

表1 前置級橫向穩(wěn)態(tài)液動力統(tǒng)計（動量定理法）Tab.1 The statistics of lateral steady-state fluid force using momentum theoremN

由動量定理法計算的穩(wěn)態(tài)液動力曲線如圖12所示。

圖12 動量定理橫向穩(wěn)態(tài)液動力圖Fig.12 Lateral steady-state fluid force graph with the momentum theorem

由圖12可知，液流在控制體射流和出流的方向始終變化。偏移量一定時，入口壓力越大，穩(wěn)態(tài)液動力越大。入口壓力一定時，隨偏轉(zhuǎn)板向右偏移距離的增大，穩(wěn)態(tài)液動力大小整體呈現(xiàn)先逐漸增加、后逐漸減小的趨勢，且始終阻礙偏轉(zhuǎn)板偏移作用。

2.3.2 壓力差法計算結(jié)果

根據(jù)仿真導(dǎo)出的data數(shù)據(jù)文件中的偏轉(zhuǎn)板導(dǎo)流槽左、右側(cè)壁邊界處各點(diǎn)靜態(tài)壓力的離散值，由（26）式可計算出不同偏移和不同壓力下的前置級橫向穩(wěn)態(tài)液動力值，統(tǒng)計結(jié)果如表2所示。

表2 前置級橫向穩(wěn)態(tài)液動力統(tǒng)計（壓力差法）Tab.2 The statistics of lateral steady-state fluid force using differential pressure methodN

由壓力差法計算的穩(wěn)態(tài)液動力曲線如圖13所示。

圖13 壓力差法下穩(wěn)態(tài)液動力圖Fig.13 Lateral steady-state fluid force graph using differential pressure method

2.3.3 液動力計算結(jié)果對比分析

表3為上述兩種方法對液動力計算結(jié)果的對比。

由表3可知:當(dāng)偏移量達(dá)到極端位置0.12 mm時，采用上述兩種方法分別計算得出的穩(wěn)態(tài)液動力值存在較大誤差；而當(dāng)偏移量處于0～0.1 mm范圍內(nèi)時，兩種算法得出的計算結(jié)果則基本一致。而實(shí)際中，前置級通常在零位附近工作，偏移范圍處于0～0.05 mm內(nèi)，故上述兩種方法計算得到的液動力值得到相互印證，并具有實(shí)際意義。

表3 兩種方法計算結(jié)果的相對偏差Tab.3 Relative errors of steady-state fluid force%

當(dāng)前置級在零位附近工作時，試驗(yàn)表明兩接收口壓力差通常與偏轉(zhuǎn)板偏移量呈線性關(guān)系，可記為p3-p4=K1xf，K1為壓力增益系數(shù)。結(jié)合第1節(jié)中（22）式則可得出如下結(jié)論:液動力是關(guān)于偏轉(zhuǎn)板偏移量的二次函數(shù)。

由此可見，該結(jié)論與采用基于仿真離散數(shù)據(jù)的壓力差法與動量定理法獲得的液動力曲線一致，證明了基于矩形噴口和接收口節(jié)流特性推導(dǎo)的液動力近似計算公式與仿真結(jié)果的一致性。

3 液動力測試試驗(yàn)設(shè)計與結(jié)果分析

3.1 前置級液動力測試方案設(shè)計

伺服閥前置級液動力測試系統(tǒng)主要由測試試驗(yàn)臺、測試集成模塊、伺服閥試驗(yàn)件、計算機(jī)測控及數(shù)據(jù)分析系統(tǒng)四部分組成，如圖14所示。

圖14 前置級液動力測試系統(tǒng)組成Fig.14 Composition of test system for fluid force in pilot stage

在測試試驗(yàn)臺的裝置中，施力推桿相互垂直的對位安裝于伺服閥銜鐵上方的測試工裝中，可在兩個方向上實(shí)現(xiàn)恒力推動，如圖15所示。

在試驗(yàn)過程中，主控制器通過推桿對銜鐵組件施加角度偏轉(zhuǎn)信號，同時利用激光傳感器以及微力傳感器檢測測試工裝的加工塊偏移量與偏移回復(fù)力，構(gòu)成精確的位置閉環(huán)系統(tǒng)；亦可以通過數(shù)字模擬轉(zhuǎn)換卡，直接對伺服閥線圈輸入控制電流，實(shí)現(xiàn)對伺服閥的控制。測試系統(tǒng)原理如圖16所示。

圖16 前置級液動力測試系統(tǒng)原理圖Fig.16 Schematic diagram of test system for fluid force in pilot stage

當(dāng)力傳感器檢測力值時，通過兩個激光傳感器測量同一水平面內(nèi)橫向與縱向上的力矩馬達(dá)偏轉(zhuǎn)位移，獲取偏轉(zhuǎn)位移-力矩馬達(dá)負(fù)載力值曲線，通過是否通油的對比試驗(yàn)，能夠得到液動力-位移曲線。

3.2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

入口壓力分別設(shè)置為15 MPa、17 MPa、19 MPa以及21 MPa，偏轉(zhuǎn)板偏移范圍為0～0.05 mm，偏移量逐漸增大，得到不同工況下的隨偏轉(zhuǎn)板位置偏移的液動力變化曲線如圖17所示。

由圖17可知，當(dāng)入口壓力一定，偏轉(zhuǎn)板在0～0.05 mm范圍內(nèi)偏移時，液動力隨偏移量增加而增大；當(dāng)偏移量一定時，隨著入口壓力的逐漸增大，液動力也呈增大趨勢。試驗(yàn)曲線所描述的液動力上升段，與理論計算及數(shù)值仿真曲線基本一致，證明了理論計算與基于數(shù)值模擬計算方法的可行性。而在零位附近，試驗(yàn)曲線更接近于線性，與理論推導(dǎo)和數(shù)值模擬有所不同，應(yīng)與閥口加工精度有關(guān)，有待進(jìn)一步分析研究。

圖17 偏轉(zhuǎn)板位移與前置級液動力曲線Fig.17 Pilot stage offset vs.steady-state fluid force

4 結(jié)論

1）伺服閥前置級結(jié)構(gòu)復(fù)雜，通過與實(shí)際更一致的矩形噴口和接受口建模和液動力公式推導(dǎo)，確定液動力的大小與液流出射角、噴口尺寸、接收口尺寸、兩接收口距離、接收口壓力差等參數(shù)的函數(shù)關(guān)系，為設(shè)計新型號力矩馬達(dá)和前置級的設(shè)計提供了理論支持。

2）利用有限體積法的基本思想，構(gòu)建了兩種基于結(jié)構(gòu)化映射網(wǎng)格的液動力計算方法。數(shù)值計算、液動力理論公式和試驗(yàn)曲線得到了相互印證，證實(shí)了此類方法的可行性。

3）所提出的液動力測試方案能夠間接測得前置級液動力值，且與仿真計算結(jié)果基本一致，證明了該方案的可行性。同時通過試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，零位附近的液動力存在近似線性的現(xiàn)象。

4）本文的研究結(jié)果對偏導(dǎo)類伺服閥前置級液動力模型建立以及測試系統(tǒng)的設(shè)計具有指導(dǎo)意義或參考價值。

（References）

［1］ 盧長耿，李金良.液壓控制系統(tǒng)的分析與設(shè)計［M］.北京:煤炭工業(yè)出版社，1992. LU Chang-geng，LI Jin-liang.Analysis and design of hydraulic control system［M］.Beijing:China Coal Industry Publishing House，1992.（in Chinese）

［2］ 方群，黃增.電液伺服閥的發(fā)展歷史、研究現(xiàn)狀及發(fā)展趨勢［J］.機(jī)床與液壓，2007，35（11）:162-164. FANG Qun，HUANG Zeng.Developing process，research actuality and trend of electrohydraulic servovalve［J］.Machine Tool& Hydraulics，2007，35（11）:162-164.（in Chinese）

［3］ 楊月花.伺服閥前置級射流流場分析及實(shí)驗(yàn)研究［D］.哈爾濱:哈爾濱工業(yè)大學(xué)，2006. YANG Yue-hua.Analysis and experimental research of prestage jet flow field in hydraulic servo valve［D］.Harbin:Harbin Institute of Technology，2006.（in Chinese）

［4］ 王傳禮，丁凡，李其朋，等.射流盤伺服閥控電液位置系統(tǒng)的動態(tài)特性［J］.重慶大學(xué)學(xué)報，2003，26（11）:11-15. WANG Chuan-li，DING Fan，LI Qi-peng，et al.Dynamic characteristics of electro-hydraulic position system controlled by jet-pan servo valve［J］.Journal of Chongqing University，2003，26（11）: 11-15.（in Chinese）

［5］ 訚耀保，張鵬，張陽.偏轉(zhuǎn)板伺服閥壓力特性研究［J］.流體傳動與控制，2014，65（4）:10-15. YIN Yao-bao，ZHANG Peng，ZHANG Yang.Analysis of the pressure characteristics of deflector jet servo valve［J］.Fluid Power Transmission and Control，2014，65（4）:10-15.（in Chinese）

［6］ 訚耀保，黃偉達(dá)，張曦.電液伺服閥噴嘴擋板閥流場分析［J］.流體傳動與控制，2011，46（3）:1-5. YIN Yao-bao，HUANG Wei-da，ZHANG Xi.On the flow field of nozzle flapper valve of electro-hydraulic servo valve［J］.Fluid Power Transmission and Control，2011，46（3）:1-5.（in Chinese）

［7］ 訚耀保，張鵬，岑斌.偏轉(zhuǎn)板射流伺服閥前置級流場分析［J］.中國工程機(jī)械學(xué)報，2015，13（2）:1-7. YIN Yao-bao，ZHANG Peng，CEN Bin.Prestage flow field analysis on deflector jet servo valves［J］.Chinese Journal of Construction Machinery，2015，13（2）:1-7.（in Chinese）

［8］ Shang Y X，Zhang X S，Hu C W，et al.Optimal design for amplifier of jet deflector servo valve［J］.Hydromechatronics Engingeering，2015，43（3）:11-15.

［9］ 吳鳴嵩.電液流量伺服閥計算機(jī)輔助測試系統(tǒng)的研制［D］.南京:南京理工大學(xué)，2007. WU Ming-song.Research and design of electro-hydraulic servo valve computer-aided test-bed［D］.Nanjing:Nanjing University of Science and Technology，2007.（in Chinese）

［10］ Smith L M，Woodruffs L.Renormalization-group analysis of turbulence［J］.Annual Review of Fluid Mechanics，1998，30（5）: 275-310.

［11］ Choudhury D，Kim S E，F(xiàn)lannery W S.Calculation of turbulent separated flows using a renormalization group based k-ε turbulence model［J］ASME-PUBLICATIONS-FED，1993，149（6）: 177-177.

［12］ 冀宏，傅新，楊華勇.非全周開口滑閥穩(wěn)態(tài)液動力研究［J］.機(jī)械工程學(xué)報，2003，39（6）:13-17. JI Hong，F(xiàn)U Xin，YANG Hua-yong.Study on steady flow force of non-circular opening spool valve［J］.Journal of Mechanical Engineering，2003，39（6）:13-17.（in Chinese）

Research on the Calculation Methods of Fluid Force in Pilot Stage of Jet Deflector Servo Valve

YAN Hao，KANG Shuo，WANG Feng-ju，LI Chang-chun，HUANG Jing
（School of Mechanical，Electronic and Control Engineering，Beijing Jiaotong University，Beijing 100044，China）

In order to analyze the fluid force in the pilot stage of jet deflector servo valve，an orifice model based on the rectangular nozzle and receiver of jet plate in pilot stage is established，and a simplified formula of fluid force is obtained.From the perspective of jet flow field，a two-dimensional internal flow field model of jet deflector pilot stage is established.And the momentum theorem method and the differential pressure method are presented to calculate the steady-state fluid force based on the simulated discrete data.An automatic test system for measuring the fluid force in pilot stage is designed.The results show that the calculated results based on simulated discrete data are basically consistent with the theoretically calculated and experimental results.

fluid drive and control；jet deflector servo valve；pilot stage fluid force；orifice model；flow field simulation；test system

TH137.52

A

1000-1093（2016）07-1258-08

10.3969/j.issn.1000-1093.2016.07.014

2015-11-27

國家國際科技合作專項(xiàng)項(xiàng)目（2012DFG71490）

延皓（1979—），男，教授，博士生導(dǎo)師。E-mail:hyan@bjtu.edu.com