Waiting
Login processing...

Trial ends in Request Full Access Tell Your Colleague About Jove
JoVE Journal Engineering
Click here for the English version

Engineering

En modellerings- og simuleringsmetode for foreløpig utforming av en elektrovariabel forskyvningspumpe

Published: June 1, 2022 doi: 10.3791/63593
Automatic Translation
1, 2, 3, 1, 1
1School of Mechanical Engineering and Automation, Beihang University, 2Beijing Institute of Precision Mechatronics and Controls, 3Innovative Hydraulics and Automation, Tampere University

Summary

En simuleringsmodell som spesifikt støtter den foreløpige utformingen av en elektrovariabel forskyvningspumpe (EVDP), utvikles og delvis verifiseres av eksperimenter. Kontrollytelsen, levetiden, påliteligheten, etc., kan alle evalueres ved hjelp av den foreslåtte modellen, som dekker de viktigste ytelseskravene under EVDP foreløpig designoppgave.

Abstract

Elektrohydrostatiske aktuatorer (EHAer) har blitt betydelig forsket på i akademia, og deres anvendelser på ulike industrifelt utvides. EHA med variabel hastighet har nå prioritert EHA med variabel forskyvning, men kjøremotoren og tilhørende elektronikk støter på problemer når den brukes i høyeffektsapplikasjoner: lavdynamikk, høy termisk spredning, høy pris, etc. Derfor er det vurdert en EHA med variabel forskyvning utstyrt med en elektrovariabel forskyvningspumpe (EVDP). EVDP i seg selv er et mekatronisk system som integrerer en stempelpumpe, en kuleskrue, en girkasse og en permanent magnetsynkronmotor (PMSM). Følgelig må EVDP undersøkes for å sikre ytelsen på systemnivå når den brukes i en EHA. I tillegg til den tidligere forskningen på de tekniske parametrene til EVDP, er det nødvendig med en dedikert designmetode for ytterligere å redusere kostnadene ved å bruke EVDP og utforske ytelsespotensialet. Her er en simuleringsbasert EVDP foreløpig designmetode valgt for å designe en 37 kW EVDP. For det første utvides en tidligere foreslått tverrfaglig modell av EVDP ved å forbedre parametergenereringen, inkludert EVDP-levetid, pålitelighet, kontrollmodeller, etc. For det andre er den foreslåtte modellen delvis verifisert ved hjelp av en nedbegradert prototype. For det tredje simuleres EVDP på systemnivå, støttet av den foreslåtte modellen. EVDP-ytelsen evalueres i henhold til de angitte designkravene. Temperatur, båndbredde og nøyaktighet, pålitelighet og levetid, etc., er alle spådd for EVDP. Simuleringsresultatene viser EVDP's anvendbarhet i EHA med variabel forskyvning. Den foreslåtte modellerings- og simuleringsmetoden kan brukes til å evaluere ulike EVDP-ytelser og svare på generelle designkrav. Metoden kan også støtte løsning av de foreløpige designutfordringene når det gjelder begrenset informasjon og robusthet. Derfor er den foreslåtte metoden egnet for realisering av den simuleringsbaserte EVDP foreløpige designmetoden.

Introduction

Elektrohydrostatiske aktuatorer (EHAer) får økende interesse for bruksområder som industrielle presser, store mobile maskiner, kranmanipulatorer og primærflykontroll på grunn av deres kombinasjon av fordelene med både elektriske aktuatorer og hydrauliske aktuatorer1. To grunnleggende typer EHAer kan identifiseres: EHAer med variabel hastighet og EHAer med variabel forskyvning2. For tiden er EHA med variabel hastighet mer populær enn EHA med variabel forskyvning på grunn av høyere effektivitet og enkelhet. Men sammen med det høyere effektnivået til EHA, som er nødvendig i tunge kjøretøy, for eksempel tunge lanseringskjøretøy3 og ubåter4, har kjøremotoren og tilhørende elektronikk av variabelhastighet EHA problemer knyttet til lav dynamikk, høy termisk spredning, høy pris, etc. Derfor blir EHA med variabel forskyvning revurdert for disse høyeffektsapplikasjonene (>30 kW), da kontrollen realiseres via en laveffektsenhet som regulerer pumpeforskyvningen.

En stor bekymring som forhindrer at EHA med variabel forskyvning blir prioritert, er den tungvinte pumpeforskyvningskontrollenheten, som i seg selv er et komplett ventilstyrt hydraulisk system. Den elektrovariable forskyvningspumpen (EVDP) er foreslått for å løse dette problemet ved hjelp av en kompakt elektrisk forskyvningskontrollenhet. Denne utformingen forbedrer kompaktiteten, effektiviteten, etc., til EHA med variabel forskyvning, som løser den forrige svakheten til en viss grad. Derfor kan bruk av EHAer med variabel forskyvning for høyeffektsapplikasjoner forenkles ved hjelp av den nylig foreslåtte EVDP. Imidlertid er kompleksiteten til EVDP betydelig større sammenlignet med den konvensjonelle hydraulisk styrte variabelforskyvningspumpen da den integrerer komponenter fra flere nye disipliner. Følgelig har det dukket opp spesifikke EVDP-baserte forskningsaktiviteter. Vår forskningsgruppe startet EVDP-forskningen5 og har fortsatt å utvikle den6. Liu utviklet EVDP for EHA-applikasjoner og utførte eksperimentelle tester7. Noen hydrauliske selskaper tilbyr også EVDP-produkter. I tillegg til forskningen på de tekniske komponentene i EVDP, er designmetoden for å svare på reelle applikasjonskrav også viktig for å forbedre EVDP-kompetansen ved å ytterligere redusere kostnadene ved å bruke EVDPer og utforske deres ytelsespotensial. Derfor er en spesifikk EVDP foreløpig designmetode nødvendig for å optimalisere avveininger i ytelsen på systemnivå ved å analysere de koblede disiplinene. Den simuleringsbaserte foreløpige utformingen er av interesse for denne typen tverrfaglig kobling av mekatroniske produkter8.

Selv om det ikke er foreslått noen spesifikke simuleringsmodeller for EVDP foreløpig design på grunn av at det er et nylig foreslått konsept, er det investert mye forskning i relaterte mekatroniske produkter. En dynamisk EHA-modell er bygget for å optimalisere vekt-, effektivitets- og kontrollytelsen i foreløpig design9, men levetiden, påliteligheten, termiske egenskaper, etc., var ikke involvert, noe som er viktige ytelsesindekser som bør vurderes i foreløpig design. En annen dynamisk EHA-modell har også blitt brukt til å optimalisere kostnads-, effektivitets- og kontrollytelse10, og en termisk modell ble senere utviklet for å evaluere de termiske egenskapene til den optimaliserte EHA11, men påliteligheten og levetiden ble ikke vurdert. En omfattende elektromekanisk aktuator (EMA) foreløpig designmetode er presentert12. Det er foreslått spesifikke modeller med ulike funksjoner som kan analysere ulike egenskaper for denne metoden, og pålitelighets- og levetidsmodeller er også utviklet13. Den mekaniske styrken, kraftevnen, termisk ytelse, etc., kunne herved evalueres, men kontrollytelsen var ikke involvert. En annen EMA foreløpig designmetode benyttet en dynamisk EMA-modell og tilhørende komponentstørrelsesmodeller14. Kostnaden, vekten, utmattelsestiden, kraftkapasiteten, fysiske begrensninger, etc., var involvert i simuleringsanalysen, men pålitelighet og kontrollytelse var ikke inkludert. En dynamisk modell ble foreslått for optimaliseringsdesign av et hydraulisk hybriddrivtog15. Kraftkapasiteten, effektiviteten, kontrollen osv., kunne simuleres, men påliteligheten og levetiden ble ikke vurdert. Modeller for å analysere et EHA-basert flykontrollaktiveringssystem er foreslått, der enkle kraftoverføringsligninger og vektfunksjoner ble brukt16. Med tanke på at modellene ble brukt til analyser på kjøretøynivå og oppdragsnivå, var den begrensede attributtdekningen av modellene hensiktsmessig. Som en viktig del av EHA har servomotorer tiltrukket seg egen oppmerksomhet når det gjelder modellering og design, og resultatene er også lærerike for EHA-modellutvikling. Termiske nettverk, vektmodeller, etc., kan også vurderes for EHA-modellering 17,18,19. Den gjennomgåtte litteraturen indikerer at selv med tanke på resultatene fra produkter relatert til EVDP, analyserer de utviklede modellene ikke alle de innflytelsesrike ytelsesattributtene til produktene for den foreløpige designen. Kontrollytelsen, termisk ytelse, pålitelighet og levetid er egenskapene som har blitt mest neglisjert i konstruksjonen av modellene. Derfor foreslår dette dokumentet en modellpakke som er i stand til å analysere alle de mest innflytelsesrike ytelsesattributtene for EVDP foreløpig design. Simuleringsanalysen presenteres også for bedre å illustrere modellfunksjonene. Dette dokumentet er en utvidelse av en tidligere publikasjon20, da det forbedrer parametergenereringen, involverer levetidsmodellen, pålitelighetsmodellen og kontrollmodellen, optimaliserer beregningskostnadene, validerer modellen og utfører grundig simuleringsanalyse, etc.

Den konvensjonelle hydrauliske kontrollenheten til en stempelpumpe med variabel forskyvning erstattes med en elektrisk aktuator for å forbedre kompaktiteten og redusere varmespredningen, som vist i figur 1. Den elektriske aktuatoren består av en kuleskrue, en girkasse og en permanent magnetsynkronmotor (PMSM). Den elektriske aktuatoren kobler til swashplaten via en bar for å regulere pumpeforskyvningen. Når den påføres i EHAer, lukkes EVDP-overføringsplatens rotasjonsposisjon med lukket sløyfe ved å modulere PMSM. Den elektriske aktuatoren er integrert med stempelpumpen i et gjensidig tilfelle for å danne en integrert komponent. Denne utformingen senker den elektriske aktuatoren i arbeidsfluidet og styrker herved flerdomenekoblingseffektene.

Siden EVDP er et typisk mekatronisk produkt med flere domener, spiller den foreløpige designen en viktig rolle i å optimalisere avveininger i ytelsen på systemnivå og skissere komponentdesignkravene. Prosessen er illustrert i figur 2 basert på den simuleringsbaserte designordningen10,12. Trinn 1 analyserer først den valgte EVDP-arkitekturen, som i figur 1, og avslutter designparametrene basert på de angitte ytelseskravene. Deretter blir designoppgaven vanligvis forvandlet til et optimaliseringsproblem for å utforske ytelsesoptimaliseringen til EVDP. Dette gjøres ved å konvertere designparametrene til optimaliseringsvariabler og konvertere ytelseskravene til mål og begrensninger. Det er verdt å merke seg at designparametrene må klassifiseres i aktive, drevne og empiriske kategorier. Bare de aktive parameterne brukes som optimaliseringsvariabler på grunn av uavhengighetsfunksjonene. De to andre kategoriene genereres automatisk ved estimering fra de aktive parameterne. Derfor utvikler trinn 2 estimeringsmodellene til de drevne og empiriske parametrene. Disse estimeringsverktøyene brukes i hver gjentakelse av optimaliseringen, så vel som i trinn 5 for å formulere alle nødvendige simuleringsparametere. Trinn 3 bygger beregningsmodellene for hvert optimaliseringsmål eller hver begrensning, noe som gjenspeiler den nødvendige ytelsen. Disse modellene skal være beregningseffektive; Ellers vil optimaliseringsberegningskostnaden være uakseptabel. Trinn 4 utfører optimaliseringsberegningen, som vanligvis er multi-objektiv og tverrfaglig. Den omhandler også parameterusikkerhet i den foreløpige designfasen. Trinn 5 konstruerer en overordnet modell av den designede EVDP og bruker den til å validere optimaliseringsresultatene ved å simulere EVDP under typiske driftssykluser. Denne modellen er det ultimate verktøyet for å evaluere de foreløpige designresultatene. Derfor bør denne modellen ha den høyeste troskapen og involvere alle de innflytelsesrike egenskapene i en tett koblingsstil. Til slutt oppnås de foreløpige ytelsesresultatene for utformingen og dimensjonsresultatene på systemnivå.

Dette dokumentet fokuserer på systemmodellerings- og simuleringsmetoden til EVDP, som innebærer å gjennomføre parameteranalysen i trinn 1 og fullføre trinn 2 og 5. For det første er designparametrene avledet basert på EVDP-arkitekturen og designkravene, og de er klassifisert i tre underkategorier. For det andre utvikles estimeringsmodellene for de ikke-aktive parametrene basert på skaleringslover, komponentkataloger, empiriske funksjoner, etc. For det tredje er den overordnede modellen til EVDP konstruert ved hjelp av tverrfaglige koblingsligninger og ekstra levetids- og pålitelighetsundermodeller, og modellen er delvis verifisert av eksperimenter. Til slutt importeres de tidligere størrelsesresultatene til den konstruerte modellen for å utføre simuleringsanalyse under typiske driftssykluser. Ytelsen på systemnivå utledes basert på simuleringsresultatene. Parameterfølsomheten og robustheten til designet evalueres også. Som et resultat utvikler dette papiret en spesifikk modellerings- og simuleringsmetode for EVDP foreløpig design. EVDP's ytelse for anvendelse i EHA er omfattende spådd. Den foreslåtte metoden står som et praktisk verktøy for å utvikle EVDPer og EHAer med variabel forskyvning for bruksområder med høy effekt. Metoden kan også refereres til for å utvikle simuleringsverktøy for andre typer mekatroniske produkter. EVDP i dette papiret refererer til den elektromekanisk styrte variabelforskyvningspumpen, men den elektrohydraulisk styrte variabelforskyvningspumpen er utenfor dette papirets omfang.

Subscription Required. Please recommend JoVE to your librarian.

Protocol

MERK: Matlab og Simcenter Amesim (referert til som systemsimuleringsplattform heretter) ble brukt i denne protokollen og er oppført i materialtabellen. Den foreslåtte protokollen er imidlertid ikke begrenset til implementering i disse to programmene.

1. Velge og klassifisere EVDP-designparametrene (trinn 1 i figur 2).

  1. Demonter arkitekturen til EVDP i figur 1 i en stempelpumpeenhet, en kuleskrue, en girkasse, en PMSM og en kontroller. Kontroller ytelseskravene til EVDP.
    MERK: Spesielt i dette dokumentet omfattet kravene strømkapasitet, kontrollytelse, termisk ytelse, levetid, pålitelighet, effektivitet og vekt.
  2. Oppsummer størrelsesparameterne og spesifikasjonene til komponentene i EVDP. Analyser parametrene og spesifikasjonene, og velg de som er relatert til de angitte EVDP-ytelseskravene.
    MERK: De valgte komponentparametrene og spesifikasjonene er designparametrene i EVDP foreløpig design, som vist i tabell 1. Tabell 1 inneholder også parameterklassifiseringsresultatene som ble oppnådd gjennom trinn 1.3.
  3. Klassifisere designparametrene i aktive, drevne og empiriske kategorier21, som oppført i tabell 120.
    1. Tilordne de uavhengige parameterne eller spesifikasjonene som er mest representative for hver komponent, til den aktive kategorien.
    2. Tilordne parameterne som kan avledes fra de aktive parameterne, til den drevne kategorien.
    3. Tilordne de andre parameterne som beregnes ved hjelp av empiriske funksjoner, til den empiriske kategorien.
      MERK: De termiske motstandene er gruppen av parametere for termisk nettverksmodellering. Hver termiske bane er tildelt med termisk motstand. Mengden og verdiene til de termiske parametrene bestemmes endelig av termisk nettverksarkitektur.

2. Utvikle estimeringsmodellene for de drevne og empiriske parametrene (trinn 2 i figur 2).

MERK: Utfør estimeringsmodellene til de drevne og empiriske parametrene ved hjelp av Matlab basert på følgende metoder. Et individuelt skript er bygget for hver drevne eller empiriske parameter.

  1. Beregn pumpe- og motordrevne parametere fra de aktive parametrene ved hjelp av skaleringslovene22,23.
    MERK: Pumpe- og motordrevne parametere er for det meste geometri- eller vektrelaterte, som vanligvis oppfyller kravet til material- og geometri likheter for bruk av skaleringslover.
    1. Definer skaleringsforholdet for én vilkårlig komponentparameter x som:
      Equation 1(1)
      der x er den aktuelle parameteren, og xref er den tilsvarende parameteren for en referansekomponent. Relater de aktive og drevne parameterne til komponentens karakteristiske dimensjon som:
      Equation 2(2)
      der Y* er skaleringsforholdet for én aktiv eller drevet parameter, l* er skaleringsforholdet for komponentens karakteristiske dimensjon, og α er koeffisienten for skaleringsforholdet.
    2. Relater hver drevet parameter for komponenten til den aktive parameteren ved å kombinere den respektive ligningen (2) for den spesifikke drevet parameteren og de aktive parameterne.
      MERK: Noen eksemplifiserte resultater er 22,23:
      Equation 3(3)
      der symbolene på ligningene refererer til tabell 1. Se materialtabellen for detaljer om stempelpumpen og motoren som brukes i denne protokollen.
  2. Beregn de drevne parametrene for girkassen og kuleskruen fra de aktive parametrene ved hjelp av komponentkataloger.
    MERK: De aktive parametrene til girkassen og kuleskruen er diskrete verdier. Kontinuerlig variasjon av de aktive parametrene er ikke mulig på grunn av mekanismebegrensninger eller høye kostnader. Derfor er det å bruke off-the-shelf girkasser eller kuleskruer å foretrekke.
    1. Beregn de drevne parametrene til girkassen ved å trekke ut de parametrene fra girkassedataarket som best samsvarer med det definerte forholdet og det nominelle dreiemomentet. Spesielt i dette papiret ble girhodet (Materialbord) brukt til å bygge girkassebiblioteket i Matlab-programvaren. Bruk det nominelle dreiemomentet før det definerte forholdet for å matche girkassen basert på porteføljeorganisasjonsmetoden til det angitte girhodet (Materialtabellen).
    2. Beregn de drevne parametrene for kuleskruen ved å trekke ut disse parametrene fra kuleskruedataarket som passer best til den definerte ledningen og nominell belastning. Spesielt i dette papiret ble kuleskruen (Materialbord) brukt til å bygge kuleskruebiblioteket i Matlab. Bruk den nominelle belastningen før den definerte ledningen for å matche kuleskruen basert på porteføljeorganisasjonsmetoden til den angitte kuleskruen (Materialbord).
  3. Beregn pumpen, girkassen og kuleskruens effektivitet ved empiriske funksjoner.
    MERK: Effektivitetsparametrene leveres ikke av pumpens dataark, girkassen og kuleskruen, så de estimeres ved en empirisk funksjonsbasert metode.
    1. Anta at pumpevolumeffektiviteten og pumpens mekaniske effektivitet på det nominelle arbeidspunktet er henholdsvis 0,95 og 0,90. Bruk disse to verdiene til å tilpasse de empiriske funksjonene til lekkasjen og viskøs friksjon på det nominelle arbeidspunktet, som i ligning (4) og ligning (5)24. Deretter utlede koeffisientene, Epv og Epm av de empiriske funksjonene. Som et resultat, bruk de avledede empiriske funksjonene for å simulere effektivitetsegenskapene under fulle arbeidsforhold:
      Equation 4(4)
      Equation 5(5)
      der Δp er pumpetrykkforskjellen, Tpo er temperaturen på oljen i pumpen, Dp er den umiddelbare pumpeforskyvningen, og Sp er pumpehastigheten.
      MERK: Effektivitetsdataene på det nominelle arbeidspunktet til hyllepumpene kan fås fra produsenten, selv om det ikke var tilfelle i dette papiret. Deretter kan effektivitetsdataene brukes i stedet for de antatte dataene for å forbedre gjengivelsen. De avledede koeffisientene, som er under det nominelle arbeidspunktet, reguleres ytterligere i henhold til de umiddelbare arbeidsforholdene (dvs. forskyvningen og temperaturen).
    2. Bruk girkassens eller kuleskruens maksimale effektivitetsdata for å passe til viskøse friksjonsfunksjonen under maksimal belastning og maksimal hastighet, som i ligningen (6). Deretter avledes den viskøse friksjonskoeffisienten f. Som et resultat kan du modellere den umiddelbare girkassen eller kuleskrueeffektiviteten som i ligningen (7):
      Equation 6(6)
      Equation 7(7)
      der Emax, Smax og Fmax er maksimal effektivitet, maksimal hastighet og maksimal kraft på girkassen eller kuleskruen oppnådd fra henholdsvis dataarket; E, S og F er umiddelbar effektivitet, øyeblikkelig hastighet og den umiddelbare kraften til girkassen eller kuleskruen under simuleringen, henholdsvis; og f er den viskøse friksjonskoeffisienten til girkassen eller kuleskruen.
      MERK: Anta at den maksimale effektiviteten til kuleskruen er 0,90 på grunn av fravær av effektivitetsrelaterte data. Oppdater effektivitetsfunksjonen til kuleskruen når effektivitetsrelaterte data blir tilgjengelige.
  4. Beregn parametrene for termisk motstand. Beregn termiske motstander for den termiske nettverksmodellen utviklet i trinn 3.3. empiriske funksjoner fra termodynamikkteori. Klassifiser termiske motstander i to typer: tvungen konveksjon og ledning.
    MERK: Definer den termiske motstanden mellom EVDP-skallet og miljøet som en konstant verdi. Dette skyldes at det nåværende stadiet undersøker de termiske egenskapene inne i pumpen, mens den detaljerte varmespredningsytelsen til skallet er fokus for den fremtidige termiske designen.
    1. Beregn den termiske ledningsmotstanden mellom de faste delene ved hjelp av ligning (8), som er basert på skaleringsloven23:
      Equation 8(8)
      der Rsst er den termiske motstanden mellom to faste deler, og Tmn er det nominelle dreiemomentet til servomotoren.
      MERK: Ligningen (8) brukes bare til å estimere termisk motstand fra viklingsskallets termiske ledning, da det er den eneste solide kontakten i termisk nettverksmodell.
    2. Beregn den termiske motstanden til den tvungne konveksjonen mellom en fast del og en flytende del ved hjelp av ligning (9)25,26:
      Equation 9(9)
      hvor Rsft er termisk motstand mellom en solid del og en flytende del; λf er væskeens termiske ledningsevne; La er den karakteristiske lengden på varmevekslingen; CRe og m er koeffisienter avhengig av Reynolds-nummeret Re; Pr er Prandtl-nummeret. og At er varmevekslingsområdet.
      MERK: La og andre strukturelle dimensjoner er estimert basert på skaleringslover, og væskehastigheten over varmeutvekslingsområdet beregnes umiddelbart ut fra pumpestrømmens simuleringsresultater.

3. Bygge systemsimuleringsmodellen (trinn 5 i figur 2).

MERK: Bygg en tverrfaglig koblingsmodell av EVDP som kan undersøke dens fulle ytelse. Modellarkitekturen er vist i figur 3, og modellen utføres i samsimuleringsmiljøet basert på Matlab og systemsimuleringsplattformen. For det første, bygg den individuelle klumpede modellen til hver komponent eller disiplin. Monter deretter komponent-/disiplinmodellene i henhold til figur 3.

  1. Bygg vektmodellen til EVDP i Matlab.
    1. Beregn vekten av EVDP ved å legge sammen vektene til hver komponent, som er hentet fra vektestimeringsmodellene i trinn 2.
  2. Utfør dynamisk klumpet parametermodellering av EVDP i systemsimuleringsplattformen.
    1. Bygg den elektromagnetiske bevegelsesmodellen til servomotoren, bevegelsesmodellen til den mekaniske transmisjonen, den hydrauliske bevegelsesmodellen til stempelpumpeenheten og lastmomentmodellen til vaskeplaten, som tidligere beskrevet20.
    2. Modeller systemtapene som i ligning (10):
      Equation 10 (10)
      hvor QmCu er kobbertapet av servomotoren; Qmr er rotortapet til servomotoren; Qpv og Qpm er henholdsvis volumetrisk tap og mekanisk tap av pumpen; Qg er girkassetapet; Qs er kuleskruetapet; im er servomotorstrømmen; Sm er servomotorhastigheten; Δp er pumpetrykkforskjellen; Tpo er temperaturen på oljen i pumpen; Dp er pumpeforskyvningen; Sp er pumpehastigheten; fg er girkassens viskøse friksjonskoeffisient; Ss er girkassens inngangshastighet; og Ts er dreiemomentet til kuleskruen.
    3. Modeller væskeegenskapene som i ligningen (11). Identifiser koeffisientene ved å tilpasse det flytende dataarket til Formel (11):
      Equation 11 (11)
      der henholdsvis ρf og ρf0 er henholdsvis øyeblikkelig og referansetetthet; Cp og Cp0 er henholdsvis den umiddelbare og referansespesifikke varmen; μf og μf0 er henholdsvis øyeblikkelig og referanse absolutt viskositet; λf og λf0 er henholdsvis øyeblikkelig og referanse termisk ledningsevne; pi er øyeblikkelig trykk på den ith væske noden; Ti er øyeblikkelig temperatur på den ith væske noden; p0 og T0 er referansetrykket og temperaturen til væskeegenskapene; og m,n, bm,n, cm,n og dm,n er koeffisientene.
    4. Modeller trykkdynamikken i væskevolumene som i ligning (12)27,28. Modeller åpningen som i ligningen (4):
      Equation 12(12)
      hvor p er trykket i væskevolumet; B er væske bulk modulus; ρ er væsketettheten; V er væskevolumet; Equation 13 og Equation 14 er den innkommende og utgående massestrømningshastigheten til væskevolumet, henholdsvis; αp er væskeens volumetriske ekspansjonskoeffisient; og T er temperaturen på væskevolumet.
    5. Modeller kontrolleren ved hjelp av en PID-kontroller med trippel sløyfe, som i figur 46. Juster kontrollparametrene gjennom flere simuleringsforsøk når simuleringsmodellen og andre simuleringsparametere er klare. Juster kontrollparameterne fra den indre løkken til den ytre løkken ved å øke forsterkningsverdiene gradvis.
    6. Tilsett en roterende fjær- og spjeldmodell mellom drivhastighetskilden og rotoren til pumpen. Tilsett en lineær fjær- og spjeldmodell mellom inngangshastigheten og lastmassen på kuleskruen.
      MERK: Dette trinnet muliggjør ligningsårsak i stempelpumpeenhetsmodellen og kuleskruemodellen. Sett fjærstivheten og spjeldklassifiseringen til konstante verdier som kan drive effekten av disse to blokkene uvitende.
  3. Utfør termisk modellering av EVDP i systemsimuleringsplattformen.
    1. Angi et termisk nettverk for EVDP20. Tilsett den termiske belastningen i ligningen (10), bortsett fra Qpv, til de tilsvarende termiske nodene.
    2. Modeller de termiske motstandene for solid-solid varmeveksling og solid-fluid varmeveksling ved hjelp av parameterfunksjonene i trinn 2.4. Modeller varmevekslingen av væskevæskenoder ved å bytte ut de eksterne entalpistrømningshastighetene (se trinn 3.3.4.) 29.
      MERK: En referanse termisk utvekslingsstruktur og dimensjonene til EVDP er nødvendige for å oppnå parametrene i ligning (9) basert på skaleringslover. Den brukte EVDP termiske utvekslingsstrukturen er avbildet i figur 5.
    3. Modeller temperaturdynamikken til de faste termiske nodene som i ligning (13):
      Equation 15(13)
      der Equation 16, m og cp er henholdsvis varmemengden, massen og den spesifikke varmen til den faste noden.
    4. Modeller temperaturdynamikken til væskevolumene som i ligning (14)27,28:
      Equation 17(14)
      hvor p, m, cp og αp er henholdsvis trykket, massen, den spesifikke varmen og den volumetriske ekspansjonskoeffisienten til væskenoden; V og h er henholdsvis volumene og entalpien til væskenoden; Equation 13 og hi er massestrømningshastighet og entalpi av den innkommende strømmen, henholdsvis; Equation 16 er varme valutakursen; og Ws er akselarbeidet til væskenoden.
    5. Modeller temperaturdynamikken til åpningene som i ligningen (15). Dette bestemmer også varmebelastningseffektene av Qpv. Modeller åpningene som en ideell entalpioverføringsnode, som overfører den innkommende entalpien direkte til den utgående entalpien.
      Equation 18(15)
      der αp, ρ og cp er henholdsvis volumetrisk ekspansjonskoeffisient, tetthet og væskens spesifikke varme.
    6. Modeller entalpioverføringene inne i pumpen som i ligning (16):
      Equation 19(16)
      hvor dmhut og dmhi er henholdsvis utgående og innkommende entalpy strømningshastighet; og Dp, Δp og Sp er henholdsvis forskyvningen, trykkforskjellen og pumpens hastighet.
  4. For levetids- og pålitelighetsmodellering stiller du inn kuleskruen og stempelpumpeenheten som levetids- og pålitelighetskritiske komponenter. Bruk den minste verdien av den evaluerte levetiden/påliteligheten til disse to komponentene som EVDP-levetid/pålitelighetsytelse. Utfør modellene ved hjelp av Matlab-skriptene.
    1. Bruk utmattingstiden til kuleskruen som levetid. Bruk slitestyrken til stempelpumpeenheten som levetid. Modeller kuleskruen og stempelpumpeenhetens levetid som i ligning (17) og ligning (18)13,30:
      Equation 20(17)
      Equation 21(18)
      hvor Fampi og Fbetyr atjeg er lastkraftamplituden og gjennomsnittlig belastning på kuleskruen avledet fra lastsimuleringsresultatene til kuleskruen ved hjelp av regnstrømtelling; Fmax er den maksimale tillatte lastkraften til kuleskruen; Δpmeani er pumpens gjennomsnittlige belastningstrykk avledet fra belastningstrykksimuleringsresultatene til pumpen ved hjelp av regnstrømtelling; Sp er pumpehastigheten; m er antallet av de forskjellige syklusene som telles. ni er mengden av den ith syklusen; Ni er mengden av ith syklus som kan gå tom for komponent levetid; Tcyc er driftssyklusvarigheten, hvorfra m-syklusene identifiseres; og p, α og β er de eksperimentelle konstantene.
      MERK: Ni oppnås ved å tilpasse den tilhørende belastningsbelastningen, Equation 22til den lineære S-N-kurven, som er etablert ved hjelp av maksimal belastningsdata og nominelle levetidsdata for den spesifikke komponenten. S-N-kurven for logglogg kan forbedres når flere levetidsdata blir tilgjengelige.
    2. Anta at påliteligheten til kuleskruen og pumpen som tilsvarer levetiden er 0,90. Definer påliteligheten som beregnet ved den 50 000t.t arbeidstimen. Modeller kuleskruen og stempelpumpeenhetens pålitelighet som i ligning (19)13:
      Equation 23(19)
      der Rref er referansepåliteligheten ved referanselevetiden Lh,10 og Lh,10 spec er den angitte arbeidstiden for å evaluere påliteligheten.
  5. Sett sammen modellen.
    1. Plasser alle nødvendige ligninger (introdusert fra trinn 3.1-3.4) for hver node i figur 3 sammen for å danne modellblokken for hver node. Avslutt inndata- og utdatavariablene for hver node.
      MERK: Ta den teoretiske stempelpumpenoden som et eksempel; det innebærer fem ligninger: drivmomentet med tanke på mekaniske tap, utgangsstrømmen uten å vurdere lekkasje (lekkasje modelleres separat av åpningene), forskyvningsvariasjonen i henhold til forskyvningskontrollbevegelsen, entalpitransporten og lastmomentet som produseres av vaskeplaten. De avledede inngangene er kjørehastigheten, trykket og temperaturen ved de to portene og vaskeplateforskyvningen. De avledede utgangene er akselvinkelen, lastmomentet til drivakselen, utgangsstrømmen, utgangsentalpien og lastmomentet som produseres av vaskeplaten.
    2. Definer innganger og utganger for den generelle EVDP-modellen og utfør årsaksanalysen av alle nodene. Legg til ekstra noder når det er nødvendig for å sikre at alle nodene er årsakssammenkoblet. Deretter kobler du alle nodene for å danne den overordnede modellen til EVDP, som i figur 3.
      MERK: De tre væskebanenodene og to indre portnoder i figur 3 ble lagt til for å sikre kompatibiliteten til den totale modellårsaken. De er modellert som åpningene (Formel [4]).

4. Delvis modellverifisering (trinn 5 i figur 2).

MERK: Bruk en EVDP-prototype og testriggen til å bekrefte modelleringsmetoden i trinn 3. Trinn 4 (modellverifisering) ble utført i dette dokumentet fordi EVDP var nyutviklet, og modellene ble nylig foreslått. EVDP-prototypen som ble brukt i dette papiret, ble nedsenket sammenlignet med den som ble simulert i trinn 5. Modellene som er validert basert på den nedsenkede prototypen, anses som anvendelige for å simulere samme type EVDP i andre størrelser. For fremtidige modellerings- og simuleringsoppgaver under foreløpig utforming av samme type EVDP, kan trinn 4 utelates.

  1. Utfør eksperimentelt oppsett.
    1. Bygg en EVDP-prototype i henhold til skjemaene i figur 1. Tilpass de eksisterende komponentene for å danne underkomponentene til EVDP, for eksempel stempelpumpeenheten, girkassen, kuleskruen og servomotoren.
      MERK: En 7-stempelpumpe med 7,4 ml/rev-forskyvning ble brukt til å bygge prototypen i dette papiret. Maksimal helling av vaskeplaten var 18°. Nominell hastighet var 7000 rev/min, og det nominelle trykket var 21 MPa. Kuleskrueledningen var 1,59 x 10-3 m, og girkasseforholdet var 2,47. EVDP-prototypen vises i figur 6.
    2. Installer EVDP på en testrigg som består av en lastedel og en kontrolldel31, som vist i figur 7. Koble de tre EVDP-portene til den hydrauliske kretsen til lastedelen. Koble EVDP elektriske kabler til kontrolldelen.
  2. Utfør prototypetesting.
    1. Start den ekstra hydrauliske kraften (9) ved å trykke på startknappen på panelet.
    2. Sett forskyvningen av EVDP til 2,5° i tekstboksen til kommandoen for forskyvning ved hjelp av brukergrensesnittet. Energiser modusventilen (10) og juster lastkontrollventilene (12) til 3,5 MPa belastningstrykk ved hjelp av panelet. Les og registrer utgangsflyten til EVDP fra panelet.
    3. Sett EVDP-forskyvningen til henholdsvis -18°, -15°, -12°, -10°, -8°, -5°, -2.5°, 2.5°, 5°, 8°, 10°, 12°, 15° og 18°. Registrer hver utgangsflyt av EVDP under hver settforskyvning, som vist i figur 8A.
    4. Sett EVDP-forskyvningen på 2,5° og juster belastningstrykket til henholdsvis rundt 3,3 MPa, 5 MPa, 8 MPa, 10 MPa, 13 MPa, 15 MPa, 17 MPa, 18 MPa, 19 MPa, 20 MPa og 21 MPa. Registrer utgangsstrømmen til EVDP under hvert trykk. Still inn EVDP-forskyvningen på henholdsvis 5°, 8° og 18°, og gjenta trykkinnstillingen for forskyvningstesten på 2,5° for hver nye forskyvning. Registrer EVDP-utgangsflyten under hvert testpunkt, som vist i figur 8B.
    5. Deaktiver modusventilen (10) ved å trykke på knappen på panelet. Sett kommandoen for feiende frekvensforskyvning (fra 0,02 Hz til 20,5 Hz ved 2,5° amplitude) til EVDP i tekstboksen i brukergrensesnittet. Registrer EVDP-forskyvningsresponsen og utsett dens størrelses- og faseegenskaper, som vist i figur 9A.
  3. Analyser de eksperimentelle resultatene.
    1. Sett de aktive parametrene for EVDP-prototypen til den bygde modellen i trinn 3. Modellen genererer automatisk andre nødvendige simuleringsparametere. Still inn miljøtemperaturen og den første EVDP-temperaturen ved 40 °C. Kjør simuleringsmodellen under samme forhold som i EVDP-prototypetesten i trinn 4.2 og registrer simuleringsresultatene.
    2. Plott inn de eksperimentelle resultatene og simuleringsresultatene for hver tilstandsgruppe i samme figur, som vist i figur 8 og figur 9.
      MERK: Den maksimale strømningssimuleringsfeilen (2,2 l/min) skjedde ved 2,5° forskyvning, som var 4,35% av hele EVDP-strømmen. Simuleringsresultatene av frekvensegenskapene oppnådde god konsistens med de eksperimentelle resultatene under 10 Hz-kommandoer og viste høyere feil over 10 Hz-kommandoer. Simuleringsnøyaktigheten var tilfredsstillende.
      MERK: De høyere feilene i frekvenskarakteristikksimuleringen resulterer over 10 Hz-kommandoer i figur 9A oppstod fra parametergenereringsverktøyene til den foreslåtte modellpakken. Simuleringsresultatene oppnådde god nøyaktighet ved bruk av reelle prototypeparametere, som vist i figur 9B. Parametergenereringsverktøyene resulterte i feil fordi referansekomponentene som ble brukt til å estimere parameterne, ikke var i samme serie som komponentene i prototypen (interne komponenter ble brukt til EVDP-prototypen). Derfor er simuleringsfeilene ikke noe problem når de valgte komponentene er i samme serie som referansekomponentene, men parameterusikkerheter diskuteres også i trinn 5.

5. Simuleringsanalyse (trinn 5 i figur 2).

MERK: Utfør simuleringsanalysen av EVDP-designalternativet som tidligere ble oppnådd ved å utføre trinn 3 og 4 (optimaliseringsdesign) i figur 2. Del opp simuleringsprosessen, som vist i figur 10.

  1. Angi aktive parametere og simuleringsinnstillinger.
    1. Bruk et sett med tidligere oppnådde aktive parametere av EVDP for den første simuleringen, hvor EVDP nominell hastighet er 7000 rpm, EVDP nominelt trykk er 28 MPa, maksimal EVDP-forskyvning er 12.3 ml / rev, servomotoren nominell spenning er 28 VDC, servomotorens nominelle dreiemoment er 0,386 Nm, girkassen er utelatt, girkassen er utelatt, kuleskruens nominelle kraft er 5460 N, og kuleskrueledningen er 0,005 m.
    2. Bruk GJB1177-1991 15# luftfartshydraulisk væske som arbeidsfluid i simuleringen. Still miljøet ved en kritisk temperatur på 70 °C. Varmevekslingskoeffisienten mellom EVDP-skallet og miljøet er konstant ved 20 W / m2 / K.
    3. Still inn driftssyklusen20. Legg til en væskevarmeavleder for å samle EVDP-returstrømmen og forsyningsstrømmen til innløpet til EVDP.
      MERK: Varmeavlederen emulerer nedstrømskomponentene i den virkelige applikasjonen. Den inneholder 10 L væske med et 5 m2 varmevekslingsområde, som opprettholder en 50 W / m2 / K varmevekslerkoeffisient med miljøet. Den sterke varmespredningen av væskevarmeavlederen brukes til å spre all EVDP-utgangseffekten, da EVDP-utgangseffekten alle omdannes til varme av lastkontrollventilen.
    4. Sett designparameterne til områder som dekker utformingsområdet for å utføre følsomhetsanalysen. Bruk girkasseforholdet som den eksemplifiserte parameteren i dette papiret. Sett girkasseforholdsområdet som 1-3,5 for å undersøke effekten av å bruke kontinuerlige varierende verdier for girkasseforholdet.
      MERK: Området for girkasseforholdet ble angitt ved å bruke det siste serienummeret som nedre grense og bruke neste serienummer som øvre grense. På denne måten kan effekten av å bruke kontinuerlige varierende verdier i girkasseforholdet analyseres. Siden forholdet 1 (ikke ved hjelp av girkasse) var det optimaliserte girkasseforholdet, eksisterte ikke det siste girkasseforholdet. Den nedre grensen av området måtte være 1 i denne studien. Ratio 3.5 trengte ikke å simuleres igjen fordi det allerede var sammenlignet med forholdet mellom 1 i forrige optimaliseringsdesign og ble forkastet. Til slutt ble forholdet 2 og 3 valgt ut til sensibilitetsanalysen. Endre størrelsen på de andre komponentene til sammenlignbar EVDP-forskyvningskontrollytelse når det nye girkasseforholdet er definert for å sikre en rettferdig sammenligning32.
    5. Sett designparameterne til områder som dekker toleransene for å utføre usikkerhetsanalysen. Bruk servomotormomentet konstant og øyeblikket for treghet av servomotoren som de eksemplifiserte parametrene i dette papiret. Still inn området for servomotormomentet konstant og øyeblikket for treghet av servomotoren som 1 - 20% og 1 + 20% av deres estimerte verdier for å sjekke deres estimeringsfeileffekter på EVDP-frekvensegenskapene33.
  2. Kjør simuleringen.
    1. Angi den dynamiske modellen og termiske modellen som er foreslått i trinn 3 (implementert i systemsimuleringsplattformen) i henhold til trinn 5.1.2. Klikk på Parameter Mode > TFFD3-1 > filnavn for enkle væske karakteristiske data for å importere oljeegenskapsfilen. Klikk på Parameter Mode > THGCV0-1/THGCV0-2 > Temperaturen på væsken for å stille inn miljøtemperaturen ved 70 °C. Klikk på Parameter Mode > THGCV0-1/THGCV0-2 > Konvektiv varmeutvekslingskoeffisient for å stille inn miljøtemperaturen ved (20 W /m2/K) / (50 W/m2/K).
    2. Skriv inn de aktive parameterne i trinn 5.1.1. parameterestimeringsmodellene (implementert ved hjelp av Matlab) foreslått i trinn 2. Klikk på EDITOR > Kjør for å kjøre skriptet for å generere alle nødvendige simuleringsparametere, som vist i tabell 2.
      MERK: Kontrollparametrene er oppnådd som illustrert i trinn 3.2.5. i stedet for å genereres automatisk.
    3. Klikk EDITOR > Kjør i Matlab for å kjøre skriptet for å beregne vekten og aktivere dynamiske og termiske modeller med simuleringsparametrene. Simuleringsresultatene hentes automatisk av dette skriptet.
    4. Klikk EDITOR > Kjør i Matlab for å kjøre skriptet for beregning av EVDP-levetid og pålitelighetsytelse fra de lagrede simuleringsresultatene.
  3. Klikk på Simuleringsmodus i systemsimuleringsplattformen for å sjekke simuleringsresultatene. Utlede andre EVDP-ytelsesresultater fra disse tidsdomenesimuleringsresultatene (f.eks. nøyaktigheten og båndbredden til swashplate-kontrollen, EVDP-arbeidstemperaturen, EVDP-effektiviteten og EVDP-strømnivået).
  4. Klikk Parametermodus i systemsimuleringsplattformen for å angi simuleringsparameterne som er angitt i trinn 5.1.4. og 5.1.5. Klikk EDITOR > Kjør i Matlab for å kjøre skriptet for aktivering av dynamiske og termiske modeller. Klikk på Simuleringsmodus i systemsimuleringsplattformen for å sjekke simuleringsresultatene av sensitiviteten og usikkerhetsanalysene.

Subscription Required. Please recommend JoVE to your librarian.

Representative Results

Denne delen presenterer resultatene fra å utføre alle protokolltrinnene, som utgjør en del av trinn 1, hele trinn 2 og hele trinn 5 av EVDP-foreløpig utformingsmetoden i figur 2. Inndatainformasjonen i protokollen inkluderer EVDP-skjemaene i figur 1, de optimaliserte aktive parametrene (avklart i trinn 5.1.1.) for EVDP fra trinn 4 i figur 2, og EVDP-ytelsessimuleringsoppgavene, som er relatert til EVDP-designkravene. Resultatene av protokollen er de endelige foreløpige designresultatene til EVDP, inkludert verdiene til EVDP-designparametrene og den anslåtte EVDP-ytelsen under disse designparametrene. Spesielt gir parameterestimeringsmodellene som er innebygd i protokollen Trinn 1 og Trinn 2 resultatene av designparametrene. Protokoll trinn 3 og trinn 4 produserer simuleringsmodellen for avsluttende undersøkelse av EVDP. Protokoll trinn 5 forutsier EVDP-ytelsen under de spesifikke designparametrene. Disse er avklart nedenfor i detalj.

Parameterestimeringsresultatene basert på de aktive parameterne i trinn 5.1.1. vises i tabell 2. Disse parameterne var tilstrekkelige til å kjøre simuleringsmodellen som ble foreslått i trinn 3. De vil også bli distribuert til komponentprodusentene som skal brukes som komponentkrav. Deretter ble EVDP-massen oppnådd enkelt ved å legge til de separate komponentvektene sammen, noe som resulterte i 10,82 kg.

Etter å ha utført trinn 5.2.2. ved hjelp av de nevnte parametrene og innstillingene ble de rå dynamiske og termiske simuleringsresultatene oppnådd. Figur 11 presenterer temperaturdynamikken til forskjellige EVDP-deler, som sterkt støtter den termiske ytelsesevalueringen av den valgte EVDP-designen. Resultatene indikerer at den høyeste væsketemperaturen (175 °C) var ved avløpsvolumet, som skisserer fremtidige termiske designkrav. Væsken i lekkasjelinjen (avløp, overføring og motor) viste en temperaturbølge, som for det meste var forårsaket av de forskjellige lekkasjestrømningshastighetene. Derfor bør lekkasjen ikke bare vurderes i effektivitetsdesignet, men også den termiske designen. De faste delene viste en mye langsommere termisk konstant, men de endret ikke EVDP-temperaturen betydelig da den genererte varmen og den faste massen ikke var sammenlignbar med væskesiden.

Figur 12A illustrerer EVDP-effektiviteten under en full driftssyklus. Under full belastningstilstand (første 3 s) oppnådde EVDP en total effektivitet på rundt 80%, som er definert som utgangsvæskeeffekt / (akselinngangseffekt + servomotorinngangseffekt). Effektiviteten falt betydelig da lasten gikk ned. Dette er fordi EVDP alltid kjører med nominell hastighet, noe som forårsaker kontinuerlige friksjonstap, men de absolutte tapene til EVDP falt (fra 8,4 kW til 2,3 kW) sammen med effektivitetsreduksjonen i figur 12A. Dette er vanlige egenskaper ved de fleste krafttransformasjonsenheter (dvs. delvise belastningsforhold resulterer i lavere effektivitet, men de absolutte tapene reduseres også), slik at de ikke forårsaker bekymring for EVDP-ytelsen. 80% effektivitet i full belastningstilstand for EVDP er i utgangspunktet et tilfredsstillende resultat. Det er også verdt å merke seg at effektivitetsresultatene svingte på 2-3 s. I løpet av denne perioden var kraften til inngangsakselen og den elektromekaniske forskyvningskontrolldelen på et sammenlignbart nivå (1 kW). Videre viste den elektromekaniske forskyvningskontrolldelen rask endring og rekreasjon av strømforbruket innen denne perioden på grunn av EVDP's høye interne trykkdynamikk. Derfor, i henhold til effektivitetsdefinisjonen, svinger effektiviteten i denne perioden betydelig, selv om den er utenfor 0% -100% -området.

Den feiende frekvensresponsen (2,5° amplitude fra 8 Hz til 20 Hz) undersøker EVDP dynamisk ytelse. Som vist i figur 12B fulgte swashplate-hellingen kommandoen godt under det feiende frekvensområdet (-0,3 dB, -43° som den laveste), noe som indikerer mer enn 20 Hz EVDP-båndbredde. Den høye dynamiske ytelsen ble lett oppnådd på grunn av den lave treghetskontrollapparatdesignen til EVDP (dvs. den elektromekaniske kontrollenheten). Dette viser de dynamiske fordelene ved EHA med variabel forskyvning ved bruk av EVDP sammenlignet med EHA med variabel hastighet. EHA med variabel hastighet må dynamisk rotere hovedakselen til motorpumpen med høy treghet, noe som ble funnet å være en stor utfordring i den studerte applikasjonen (35 kW effektnivå).

Til slutt, trinn 5.2.3. og trinn 5.3. transformer råsimuleringsdataene til den projiserte ytelsen til EVDP, i samsvar med spesifikasjonsstilen, som vist i tabell 3. En god kontrollnøyaktighet (0,09 graders feil) ble spådd. Pumpens levetid og pålitelighet ble funnet å være den svakeste, og disse er spesifisert i tabell 3. Deretter ble det tegnet et bilde med full ytelse for den tidligere designede EVDP, som representerer en betydelig utgang av denne foreløpige designen.

Resultatene i tabell 4 ble oppnådd etter å ha simulert innstillingene i trinn 5.1.4. Girkassen ble avvist i den tidligere designede EVDP (girkasseforhold på 1). Denne simuleringen bekreftet at et tilpasset girkasseforhold mellom 1-3,5 (minimum girkasseforhold utenfor hyllen) kan være nyttig. Servomotoren var dimensjonert til en optimal verdi når et nytt girkasseforhold ble brukt. Deretter var en rettferdig sammenligning mellom de forskjellige girkasseforholdene oppnåelig. Resultatene viste at forholdet 2 og 3 kunne oppnå noen nøyaktighets- og vektfordeler, men ikke på et betydelig nivå, så det er ikke nødvendig å velge den tilpassede girkassen, med tanke på at fordelene kanskje ikke kompenserer for kostnadene.

Parameterusikkerhetseffektene av servomotormomentet konstant og treghetsmomentet vises i tabell 5. Usikkerheten på 20 % av disse to parameterne medfører ingen stor variasjon i EVDP-kontrollytelsen. Dette indikerer at 20% toleranse for disse to parametrene er akseptabelt for de endelige servomotorspesifikasjonene; Dette er også en viktig instruksjon for komponentprodusentene. Usikkerhetsanalysen bør også utføres på andre usikre parametere.

Til slutt ble designparametrene og EVDP-ytelsen oppnådd ved å utføre protokollen. Videre forbedrer sensibilitetsanalysen og robusthetsanalysen tilliten og anvendbarheten til designresultatene ytterligere. Disse utgjør de foreløpige designresultatene til EVDP. Den foreslåtte metoden muliggjør en praktisk EVDP foreløpig designmetode ved å utvikle parameterestimeringsmodeller og EVDP-simuleringsmodell med flere domener. Kvaliteten på designresultatene er forbedret og designsyklusen er forkortet. Disse fordelene styrker EVDP sin kompetanse, i tillegg til å gi egne tekniske fordeler.

Figure 1
Figur 1: EVDP-konseptet. (A) Skjemaene som overfører den konvensjonelle variabelforskyvningspumpen til den elektrovariable forskyvningspumpen. (B) En strukturillustrasjon av EVDP. Klikk her for å se en større versjon av denne figuren.

Figure 2
Figur 2: Den foreløpige designprosessen til EVDP. Evdp-arkitekturen og designkravene tas som inndata, og størrelsen på systemnivå og de foreløpige designytelsesresultatene er utgangene. Prosessen består av to hovedtrinn: optimaliseringsdesign og verifisering ved simulering. Parameterestimeringsmodellene støtter på det sterkeste de to trinnene. Klikk her for å se en større versjon av denne figuren.

Figure 3
Figur 3: Evdps tverrfaglige koblingsmodellarkitektur. Denne modellen brukes til den endelige designverifiseringen i den foreløpige utformingen. Fagområdene er kombinert for å evaluere alle de generelle designkravene på et høyt nivå av troskap. Modellen er utviklet i en co-simuleringsplattform ved hjelp av en objektorientert metode. Spesielt innebærer modellen parametergenereringsfunksjonen for å løse utfordringen med parameteroppkjøp. Klikk her for å se en større versjon av denne figuren.

Figure 4
Figur 4: Kontrolleren til EVDP. En trippel loop PID-kontroller brukes til EVDP-forskyvningskontrollen, der den indre sløyfen er servomotorstrømkontrollen, den midterste sløyfen er servomotorhastighetskontrollen, og den ytre sløyfen er EVDP-forskyvningskontrollen. EVDP hovedakselen drives med konstant hastighet. Klikk her for å se en større versjon av denne figuren.

Figure 5
Figur 5: Referansen EVDP termisk utvekslingsstruktur for estimering av parametrene i ligning (9) basert på skaleringslover. (A) Termisk utvekslingsstruktur for de to portene. (B) Termisk utvekslingsstruktur av dreneringsvolumet. (C) Termisk utvekslingsstruktur for pumperotorenheten. EVDPer av forskjellige størrelser refererer alle til de samme termiske utvekslingsstrukturene. Deretter kan de termiske utvekslingsrelaterte dimensjonene til forskjellige EVDP-design beregnes basert på skaleringslover. Termalutvekslingskoeffisientene kan herved beregnes ved hjelp av ligning (9). Klikk her for å se en større versjon av denne figuren.

Figure 6
Figur 6: Den testede prototypen til EVDP. Prototypen er bygget i henhold til skjemaene i figur 1, med parametere på 7,4 ml / rev forskyvning, 7000 rev / min nominell hastighet, 21 MPa nominelt trykk, 1,59 x 10-3 m kuleskrueledning og 2,47 girkasseforhold. Klikk her for å se en større versjon av denne figuren.

Figure 7
Figur 7: Testriggen til EVDP. De svarte linjene er lastedelen av testriggen. De røde linjene er kontrolldelen av testriggen. De blå linjene er EVDP-prototypen. 1. Kjøremotor, 2. Trykksensor, 3. Flowmeter, 4. Trykksensor, 5. Flowmeter, 6. EVDP prototype, 7. Sjekk ventil, 8. Sjekk ventil, 9. Ekstra hydraulisk kraft, 10. Modusventil, 11. Sjekk ventilgruppe, 12. Trykkreguleringsventil. Klikk her for å se en større versjon av denne figuren.

Figure 8
Figur 8: Eksperimentelle og simuleringsresultater av EVDP-strømningsresponsene. (A) Strømningsresponsene under ulike swashplate-hellingsforhold ved konstant 3,5 MPa-belastningstrykk. (B) Strømningsresponsene under ulike strømningsplatehelings- og belastningstrykkforhold. Klikk her for å se en større versjon av denne figuren.

Figure 9
Figur 9: Eksperimentelle og simuleringsresultater av frekvensegenskapene til swashplate-hellingskontrollen. (A) Sammenligningsresultatene når simuleringsmodellen bruker automatisk genererte parametere. (B) Sammenligningsresultatene når simuleringsmodellen bruker de reelle parametrene til prototypen. Resultatene oppnås ved å sette kommandoen for feiende frekvens til EVDP-forskyvningen og transformere tidsdomeneresponsene til størrelses- og faseresponser. Størrelsen og faseresponsene brukes til å illustrere sammenligningsresultatene. Klikk her for å se en større versjon av denne figuren.

Figure 10
Figur 10: Simuleringsanalyseprosess. Dette er et deltrinn i trinn 5 i figur 2. Ulike driftssykluser og simuleringsobjektet (en gruppe aktive parametere) defineres først. Deretter kan den foreslåtte modellen brukes til å kjøre simuleringen. Til slutt er simuleringsresultatene avledet i EVDP-spesifikasjonene. Klikk her for å se en større versjon av denne figuren.

Figure 11
Figur 11: Simuleringsresultatene av EVDP-temperaturen. (A) Væskevolumtemperaturen. (B) Den faste nodetemperaturen. Avløps-, transmisjons- og servomotorvolumene danner lekkasjepassasjen og resulterer i høyere temperaturer. De to portene transporterer væske fra væskevarmeavlederen, så temperaturen er mye lavere. De termiske konstantene til de indre faste delene er ganske store på grunn av deres små varmevekslingskoeffisienter, men de endrer ikke den endelige EVDP-temperaturen mye fordi de er en liten andel av EVDP-massen og tapene. Klikk her for å se en større versjon av denne figuren.

Figure 12
Figur 12: EVDP-effektiviteten og den dynamiske ytelsen. (A) EVDP-effektiviteten under én driftssyklus. (B) . EVDP svarer på kommandoen for feiefrekvens. Effektiviteten faller sammen med reduksjoner i utgangseffekten. Dette er fordi EVDP alltid kjører med nominell hastighet og herved kontinuerlig sprer en mengde energi, men dette er ikke en bekymring for EVDP-ytelsen fordi de absolutte tapene reduseres sammen med utgangseffekten reduseres. EVDP-swashplate følger 8-20 Hz, 2,5° amplitude feiende frekvenskommando godt (-0,3 dB, -43° som den laveste), noe som indikerer at EVDP-forskyvningskontrollen har en båndbredde større enn 20 Hz. Klikk her for å se en større versjon av denne figuren.

Tabell 1: Klassifiserte designparametere for EVDP. Designparametrene for hver komponent er klassifisert i aktive, drevne og empiriske kategorier. De uavhengige parameterne eller spesifikasjonene som er mest representative for hver komponent, er de aktive parameterne. Parameterne som kan avledes fra de aktive parameterne, er de drevne parameterne. De andre parameterne som beregnes ved hjelp av empiriske funksjoner, er de empiriske parameterne. Denne tabell 1 er en forlengelse av den i Han et al.20. Klikk her for å laste ned denne tabellen.

Tabell 2: Resultatene av parameterestimering basert på de aktive parameterne. v er den umiddelbare væskehastigheten. Noen parametere er modifisert til en mer illustrerende form (for eksempel endres effektiviteten til kuleskruen i den viskøse koeffisienten). Disse parameterne er de foreløpige designresultatene og vil bli distribuert til komponentprodusentene som spesifikasjoner. Klikk her for å laste ned denne tabellen.

Tabell 3: Den utformede ytelsen til EVDP. De rå tidsdomenesimuleringsresultatene er avledet i EVDP-spesifikasjonene, som er hovedutgangen til EVDP foreløpig design. Klikk her for å laste ned denne tabellen.

Tabell 4: EVDP-sensibiliteten til det tilpassede girkasseforholdet. 1 er den opprinnelige designverdien, mens 2 og 3 er de sammenlignede verdiene (tilpassede verdier). Servomotoren må tilpasses en optimal verdi når du bruker et nytt girkasseforhold, slik at sammenligningen mellom forskjellige forhold er rettferdig, men et tilpasset girkasseforhold ble funnet å være unødvendig ettersom fordelene var begrensede. Klikk her for å laste ned denne tabellen.

Tabell 5: Usikkerhetseffektene av servomotormomentet konstant og treghetsmomentet. 20% feil i servomotormomentet konstant og øyeblikket av treghet viser ikke negative effekter på EVDP-kontrollytelsen. Dette indikerer at en toleranse på 20 % av de undersøkte parameterne kan angis for komponentprodusentene. Klikk her for å laste ned denne tabellen.

Subscription Required. Please recommend JoVE to your librarian.

Discussion

Konseptet og andre tekniske komponenter i EVDP har blitt presentert i tidligere publikasjoner 6,31, som viser anvendelsen og fordelene ved EVDP. I stedet for å studere EVDP selv, fortsatte denne artikkelen å studere designmetoden i forhold til fremtidige reelle applikasjonsbehov. En spesifikk designmetode er nødvendig for denne typen svært integrerte og tverrfaglige koblingsprodukter, som krever delikate ytelsesavveininger og optimalisering. Dette dokumentet har foreslått og illustrert en komplett prosess med EVDP-modellering og simulering for foreløpig design. Denne prosessen startet fra et overordnet og praktisk syn på denne oppgaven, som innebærer multi-domene koblingsanalyse og tverrfaglige krav. Også vanskelighetene med anskaffelse av simuleringsparametere er løst av forskjellige parameterestimeringsmodeller. Som et resultat letter metoden en effektiv og optimal foreløpig design av EVDP. Det er verdt å merke seg at simuleringen var det siste verifiseringstrinnet for den foreløpige utformingen av EVDP. Prosessen hadde som mål å verifisere den designede EVDP-ytelsen fra forrige optimalisering (trinn 3 og 4 i figur 2) med et høyt nivå av gjengivelse. Det vil si at EVDP-ytelsen (f.eks. kontrollytelse og vekt) allerede var optimalisert før simuleringsprosessen i dette papiret ble utført.

Designparameteranalysen (trinn 1) avhenger av designerens ekspertise. Det kreves et godt kunnskapsnivå for å relatere komponentytelsen til EVDP-ytelsen. Komponentkatalogene kan bidra til å lære komponentenes filosofi, men designeren er alltid ansvarlig for å være kjent med EVDP. Deretter er det mulig å skaffe seg tilfredsstillende parameteranalyseresultater.

Parameterestimeringen (trinn 2) ble ikke bare brukt til å støtte simuleringen, men også for å formulere komponentspesifikasjonene for komponentprodusenter. Parameterne for hver komponent distribueres til komponentprodusentene for angivelse av komponentkravene. Det er verdt å merke seg at parametrene alltid ledsages av toleranser, som kan defineres ved hjelp av usikkerhetsanalysen. Parameterestimeringsmodellene skal utvikles i henhold til de respektive egenskapene til komponentene. For det første bør komponentene klassifiseres i tilpassede gruppe- og hyllegrupper, som bruker henholdsvis beregningsmodeller og databaser for estimering. For det andre bør det grunnleggende analyseres for å velge hver parameter (f.eks. geometrilikhet, materialytelse, etc.). Deretter kan en riktig estimeringsmodell velges og utvikles.

EVDP-strøm-, kontroll- og termiske egenskaper ble først og fremst klart å oppnå de ønskede funksjonene og ytelsen for å drive EHA med variabel forskyvning. Derfor oppfyller den dynamiske modellen (trinn 3.2.) og termisk modell (trinn 3.3.) de grunnleggende simuleringsbehovene. De ble utviklet på en koblet måte (dvs. en felles modell ble bygget for å involvere de dynamiske egenskapene og termiske egenskapene samtidig). Også objektorientert modellering er å foretrekke på grunn av sin klare arkitektur og gode gjenbrukbarhet, men ytterligere innsats er nødvendig for å overholde kausalitet. Modellering på arkitekturnivå og ligningsnivå er nødvendig ettersom simuleringsmiljøet kan endres avhengig av ulike behov. Dette dokumentet illustrerer lenger utover simuleringsmiljøet, slik at det kan tilpasses spesifikk programvare. Validering av modellen gjennom prototyping og eksperimenter (trinn 4) er gunstig for å bygge mer pålitelige simuleringsmodeller, spesielt når modelleringsobjektet er et nylig foreslått produkt, men som avklart i trinn 4, anses modellene som gjeldende for å simulere samme type EVDP i fremtiden når de er validert.

EVDP-simuleringen i dette dokumentet ble hovedsakelig brukt til å evaluere og analysere det foreløpige designalternativet. Simuleringen skal utføres på en måte som samler alle designresultatene på dette stadiet. Driftssyklusen og miljøet bør defineres ved å vurdere ulike evalueringsformål. I tillegg til ytelsessimuleringen bør også parameterfølsomhet og usikkerhet vurderes. Dermed kan du disponere fullstendige instruksjoner for følgende utformingsaktiviteter. I dette papiret var den høyeste væsketemperaturen som ble oppdaget 175 °C, som støtter den termiske utformingen for å kontrollere væsketemperaturen. Sammen med andre resultater er det tegnet et fullstendig bilde for EVDP-design på systemnivå. Sensibilitetsanalysen fungerte som en dobbeltsjekk av parametervalget i det forrige designalternativet, mens usikkerhetsanalysen for det meste bidro til å definere designtoleransen. Mer grundig sensitivitet og usikkerhetsanalyse er berettiget for å bekrefte de foreløpige designresultatene av parametrene. Avslutningsvis tar den foreslåtte EVDP-modellerings- og simuleringsmetoden de praktiske behovene til EVDP foreløpig design i betraktning, som har blitt delvis neglisjert i tidligere relevant forskning (dvs. involverer alle de generelle kravene og vurderer design robustheten). Dermed kan den levere omfattende designresultater og effektivt støtte fremtidig EVDP foreløpig design. Videre kan den også tilpasses for å designe andre lignende produkter.

Simuleringssaken i dette dokumentet er et designeksempel på en EVDP for fremtidig 35 kW variabelforskyvning EHA. Det viser potensialet til EVDP i høyeffekts EHA-applikasjoner, men dette programmet har ennå ikke startet. Simuleringsresultatene anses som pålitelige på grunn av modellvalideringen basert på en nedsenkt EVDP-prototype i trinn 4. Nøyaktigheten til parameterestimeringsmodellene påvirker designkvaliteten betydelig, da de begge påvirker ytelsesevalueringen og komponentspesifikasjonene. Metamodeller med variabel kraftlov (VPLMer)34 kan vurderes for oppdatering av parameterestimeringsmodellene i dette dokumentet, men VPLMer trenger en stor mengde eksperimentell design, noe som krever mye mer modelleringsforberedelsestid.

Subscription Required. Please recommend JoVE to your librarian.

Disclosures

Forfatterne har ingenting å avsløre.

Acknowledgments

Forfatterne anerkjenner Beijing Institute of Precision Mechatronics and Controls for å støtte denne forskningen.

Materials

Name Company Catalog Number Comments
Ball screw NSK PSS
EVDP prototype Beijing Institute of Precision Mechatronics and Controls customized 7.4 mL/rev, 7000 rpm, 21 Mpa
EVDP testrig Beijing Institute of Precision Mechatronics and Controls customized Refer to Figure 7, can be adapted upon individual needs. Including Power PMAC controller, ELMO Whistle Driver, etc.
Gearhead Maxon GP
Matlab Mathworks R2020a
Permannet magnet synchronous motor Maxon 393023
Piston pump Bosch Rexroth A10VZO
Simcenter Amesim Siemens 2021.1 system simulation platform

DOWNLOAD MATERIALS LIST

References

  1. Ketelsen, S., Padovani, D., Andersen, T. O., Ebbesen, M. K., Schmidt, L. Classification and review of pump-controlled differential cylinder drives. Energies. 12 (7), 1293 (2019).
  2. Alle, N., Hiremath, S., Makaram, S., Subramaniam, K., Talukdar, A. Review on electro hydrostatic actuator for flight control. International Journal of Fluid Power. 17 (2), 125-145 (2016).
  3. Garrison, M., Steffan, S. Two-fault tolerant electric actuation systems for space applications. 42nd AIAA/ASME/SAE/ASEE Joint Propulsion Conference & Exhibit. , Sacramento, California. (2006).
  4. Smith, S., Irving, J. Electro hydrostatic actuators for control of undersea vehicles. Joint Undersea Warfare Technology Fall Conference. , Groton, Connecticut. (2006).
  5. Gao, B., Fu, Y., Pei, Z., Ma, J. Research on dual-variable integrated electro-hydrostatic actuator. Chinese Journal of Aeronautics. 19 (1), 77-82 (2006).
  6. Yan, X., Yu, L., Pan, J., Fu, J., Fu, Y. Control dynamic performance analysis of a novel integrated electro mechanical hydrostatic actuator. The Proceedings of the 2018 Asia-Pacific International Symposium on Aerospace Technology (APISAT 2018). APISAT 2018. Lecture Notes in Electrical Engineering. 459, Springer. Singapore. 2563-2573 (2018).
  7. Liu, E. The researches of state space modeling method and dynamic properties for double variable electro-hydraulic servo control system. , Xi'an University of Technology. China. Master's Thesis (2015).
  8. Jean-Charles, M. Best practices for model-based and simulation-aided engineering of power transmission and motion control systems. Chinese Journal of Aeronautics. 32 (1), 186-199 (2019).
  9. Xue, L., Wu, S., Xu, Y., Ma, D. A simulation-based multiobjective optimization design method for pump-driven electro-hydrostatic actuators. Processes. 7, 274 (2019).
  10. Andersson, J., Krus, P., Nilsson, K. Optimization as a support for selection and design of aircraft actuation systems. 7th AIAA/USAF/NASA/ISSMO Symposium on Multidisciplinary Analysis and Optimization. , 4887 (1998).
  11. Andersson, J., Krus, P., Nilsson, K., Storck, K. Modelling and simulation of heat generation in electro-hydrostatic actuation systems. Proceedings of the JFPS international symposium on fluid power. The Japan Fluid Power System Society. 314, 537-542 (1999).
  12. Budinger, M., Reysset, A., Halabi, T. E., Vasiliu, C., Mare, J. C. Optimal preliminary design of electromechanical actuators. Proceedings of the Institution of Mechanical Engineers, Part G: Journal of Aerospace Engineering. 228 (9), 1598-1616 (2014).
  13. Liscouët, J., Budinger, M., Mare, J. C. Design for reliability of electromechanical actuators. 5th International Conference on Recent Advances in Aerospace Actuation Systems and Components. , Toulouse, France. 174-182 (2010).
  14. Arriola, D., et al. A model-based method to assist the architecture selection and preliminary design of flight control electro-mechanical actuators. 7th International Conference on Recent Advances in Aerospace Actuation Systems and Components. , Toulouse, France. 166-174 (2016).
  15. Baer, K., Ericson, L., Krus, P. Framework for simulation-based simultaneous system optimization for a series hydraulic hybrid vehicle. International Journal of Fluid Power. , (2018).
  16. Hong, G., Wei, T., Ding, X., Duan, C. Multi-objective optimal design of electro-hydrostatic actuator driving motors for low temperature rise and high power weight ratio. Energies. 11 (5), 1173 (2018).
  17. Sun, X., et al. Multiobjective and multiphysics design optimization of a switched reluctance motor for electric vehicle applications. IEEE Transactions on Energy Conversion. 36 (4), 3294-3304 (2021).
  18. Gerada, D., et al. Holistic electrical machine optimization for system integration. IEEE 3rd International Future Energy Electronics Conference and ECCE Asia (IFEEC 2017-ECCE Asia). IEEE. , 980-985 (2017).
  19. Golovanov, D., Papini, L., Gerada, D., Xu, Z., Gerada, C. Multidomain optimization of high-power-density PM electrical machines for system architecture selection. IEEE Transactions on Industrial Electronics. 65 (7), 5302-5312 (2017).
  20. Han, X., et al. Multidisciplinary model for preliminary design of electro-mechanical servo pump. Scandinavian International Conference on Fluid Power. , Tampereen Yliopisto. 362-374 (2019).
  21. Liscouët, J., Budinger, M., Maré, J. C., Orieux, S. Modelling approach for the simulation-based preliminary design of power transmissions. Mechanism and Machine Theory. 46 (3), 276-289 (2011).
  22. Negoita, G. C., Mare, J. C., Budinger, M., Vasiliu, N. Scaling-laws based hydraulic pumps parameter estimation. UPB Scientific Bulletin, Series D: Mechanical Engineering. 74 (2), 199-208 (2012).
  23. Marc, B., Jonathan, L., Fabien, H., Maré, J. C. Estimation models for the preliminary design of electromechanical actuators. Proceedings of the Institution of Mechanical Engineers, Part G: Journal of Aerospace Engineering. 226 (3), 243-259 (2012).
  24. Kauranne, H. O. J., Kajaste, J. T., Ellman, A. U., Pietola, M. Applicability of pump models for varying operational conditions. ASME International Mechanical Engineering Congress. , 45-54 (2008).
  25. Bergman, T. L., Incropera, F. P., DeWitt, D. P., Lavine, A. S. Fundamentals of Heat and Mass Transfer. , John Wiley & Sons. Danvers, MA. (2011).
  26. Whitaker, S. Forced convection heat transfer correlations for flow in pipes, past flat plates, single cylinders, single spheres, and for flow in packed beds and tube bundles. AIChE Journal. 18 (2), 361-371 (1972).
  27. Li, C., Jiao, Z. Calculation method for thermal-hydraulic system simulation. Journal of Heat Transfer. 130 (8), 1-5 (2008).
  28. Li, C., Jiao, Z. Thermal-hydraulic modeling and simulation of piston pump. Chinese Journal of Aeronautics. 19 (4), 354-358 (2006).
  29. Andersson, J., Krus, P., Nilsson, K. Modelling and simulation of heat generation in electro-hydrostatic actuation systems. Proceedings of the JFPS International Symposium on Fluid Power. 1999 (4), 537-542 (1999).
  30. Pawlus, W., Hansen, M. R., Choux, M., Hovland, G. Mitigation of fatigue damage and vibration severity of electric drivetrains by systematic selection of motion profiles. IEEE/ASME Transactions on Mechatronics. 21 (6), 2870-2880 (2016).
  31. Hu, B., Fu, J., Fu, Y., Zhang, P. Measurement system design for a novel aerospace electrically actuator. Proceedings of 2021 Chinese Intelligent Systems Conference. , Springer. Singapore. 612-620 (2022).
  32. De Giorgi, F., Budinger, M., Hazyuk, I., Reysset, A., Sanchez, F. Reusable surrogate models for the preliminary design of aircraft application systems. AIAA Journal. 59 (7), 1-13 (2021).
  33. Kreitz, T., Arriola, D., Thielecke, F. Virtual performance evaluation for electro-mechanical actuators considering parameter uncertainties. 6th International Conference on Recent Advances in Aerospace Actuation Systems and Components. 2014, Toulouse, France. 136-142 (2014).
  34. Sanchez, F., Budinger, M., Hazyuk, I. Dimensional analysis and surrogate models for the thermal modeling of multiphysics systems. Applied Thermal Engineering. 110, 758-771 (2017).

Tags

Engineering Utgave 184 Elektrovariabel forskyvningspumpe modellering og simulering foreløpig design elektrohydrastatisk aktuator termisk modell levetids- og pålitelighetsmodell simuleringsparametergenerering
En modellerings- og simuleringsmetode for foreløpig utforming av en elektrovariabel forskyvningspumpe
Play Video
PDF DOI DOWNLOAD MATERIALS LIST

Cite this Article

Han, X., Zhang, P., Minav, T., Fu,… More

Han, X., Zhang, P., Minav, T., Fu, Y., Fu, J. A Modeling and Simulation Method for Preliminary Design of an Electro-Variable Displacement Pump. J. Vis. Exp. (184), e63593, doi:10.3791/63593 (2022).

Less
Copy Citation Download Citation Reprints and Permissions
View Video

Get cutting-edge science videos from JoVE sent straight to your inbox every month.

Waiting X
Simple Hit Counter