孟飛,陶剛,張美榮,陳慧巖

(1.北京理工大學(xué)機(jī)械與車輛學(xué)院,北京 100081;2.內(nèi)蒙古第一機(jī)械集團(tuán)有限公司車輛工程研究院,內(nèi)蒙古包頭 014030）

自動(dòng)變速器比例電磁閥優(yōu)化設(shè)計(jì)與分析

孟飛1,陶剛1,張美榮2,陳慧巖1

(1.北京理工大學(xué)機(jī)械與車輛學(xué)院,北京 100081;2.內(nèi)蒙古第一機(jī)械集團(tuán)有限公司車輛工程研究院,內(nèi)蒙古包頭 014030）

以自動(dòng)變速器用比例電磁閥為研究對(duì)象,研究了比例電磁閥關(guān)鍵參數(shù)的設(shè)計(jì)及其優(yōu)化方法。在結(jié)構(gòu)分析的基礎(chǔ)上,分析了其工作原理,將比例電磁閥分為電磁、機(jī)械和流體三部分。建立了比例電磁閥閥芯動(dòng)力學(xué)方程,分析了影響電磁閥動(dòng)態(tài)響應(yīng)時(shí)間及油壓動(dòng)態(tài)輸出的因素。對(duì)比例電磁閥的電磁鐵部分進(jìn)行了優(yōu)化設(shè)計(jì),確定了電磁力和輸入電流之間的關(guān)系后;采用遺傳算法的優(yōu)化方式,以比例電磁閥閥芯質(zhì)量、彈簧剛度、彈簧的預(yù)壓縮量和阻尼系數(shù)為優(yōu)化設(shè)計(jì)參數(shù),比例電磁閥油壓輸出的響應(yīng)時(shí)間及超調(diào)量為優(yōu)化目標(biāo),對(duì)比例電磁閥進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)與分析;設(shè)計(jì)中通過改變遺傳算法的種群范圍、遺傳代數(shù)、交叉率及變異率,得到了多種比例電磁閥的結(jié)構(gòu)方案,并進(jìn)行了部分試驗(yàn)驗(yàn)證。研究結(jié)果表明:通過優(yōu)化方法可以得出比例電磁閥的優(yōu)化設(shè)計(jì)參數(shù),優(yōu)化后的比例電閥輸出油壓動(dòng)態(tài)響應(yīng)時(shí)間提高了12.5%,油壓超調(diào)降低了50%,能夠滿足自動(dòng)變速器電液換擋控制系統(tǒng)綜合要求。

控制科學(xué)與技術(shù);自動(dòng)變速器;比例電磁閥;優(yōu)化設(shè)計(jì);遺傳算法

0 引言

在自動(dòng)變速器電液換擋控制系統(tǒng)中,通過對(duì)電磁閥的精確控制可以實(shí)現(xiàn)離合器壓力的控制。比例電磁閥作為電液換擋控制回路中的先導(dǎo)控制元件,其動(dòng)態(tài)特性對(duì)電液換擋控制的換擋品質(zhì)有著重要的影響[1]。比例電磁閥的電磁力與通電電流呈近似線性關(guān)系,并能在有效的工作行程范圍內(nèi)保持不變,可以有效提高電磁閥輸出壓力的精度。因此,比例電磁閥的設(shè)計(jì)與制造是影響換擋品質(zhì)的關(guān)鍵。

結(jié)合液力機(jī)械自動(dòng)變速器中換擋過程實(shí)時(shí)性要求高的特點(diǎn),同時(shí)考慮換擋過程中安全性的要求,即輸入壓力過高時(shí),比例電磁閥能夠自動(dòng)溢流以實(shí)現(xiàn)離合器腔壓力的準(zhǔn)確性[2]。本文介紹了一種比例減壓/溢流閥的結(jié)構(gòu),具有閥芯運(yùn)動(dòng)速度快、閥芯行程小的特點(diǎn),滿足換擋控制提出的高精度、低成本和抗污染的綜合要求。為液力機(jī)械自動(dòng)變速器的運(yùn)動(dòng)控制提供基本的硬件支持。

1 電磁閥結(jié)構(gòu)及數(shù)學(xué)模型分析

1.1 基本結(jié)構(gòu)及工作原理

如圖1所示,該比例電磁閥主要包括比例電磁鐵、閥芯和液壓流體部分。其中比例電磁閥的電磁力與通電電流呈近似線性關(guān)系,圖1中虛線部分為磁路的歷程示意圖;在液橋部分,進(jìn)油口設(shè)計(jì)成球閥,排油口設(shè)計(jì)成噴嘴擋板閥,圖1中實(shí)線為流體流動(dòng)示意圖;閥芯與球閥鋼球和噴嘴擋板相連接。

當(dāng)比例電磁閥繞組通電,電流逐漸增大時(shí),銜鐵所受電磁力不斷增大,電磁力開始逐漸大于電磁閥右端鋼球所受液壓力與閥芯靜摩擦力的總和,電磁鐵推動(dòng)閥芯移動(dòng),閥芯推動(dòng)鋼球,此時(shí)球閥完全打開,進(jìn)油口油液進(jìn)入電磁閥油腔內(nèi)部,輸出口開始是流量輸出,進(jìn)而轉(zhuǎn)化為壓力輸出,同時(shí)排油口開口量不斷減小,流量隨閥芯位移變化,輸出口端的油壓呈現(xiàn)油壓不斷增長的趨勢。根據(jù)流體的流量、壓力之間的關(guān)系式可知,通過不斷調(diào)整排油口的開度,就可以控制排油口的流量,進(jìn)而可以控制輸出端的壓力。

圖1 比例電磁閥基本結(jié)構(gòu)Fig.1 Structure of proportional solenoid valve

電磁閥進(jìn)油口油壓不斷增大時(shí),排油口處的油壓也隨之增大,作用在閥芯排油口處的端面,閥芯受力大于電磁力的作用,閥芯左移,則排油口的開口增大,起到溢流的作用。通過調(diào)整左端的調(diào)整彈簧,可以調(diào)整不同的溢流壓力值。

通過以上工作原理分析可知,初始設(shè)計(jì)時(shí)閥芯所受彈簧力小于作用在球閥的液壓力和閥芯所受靜摩擦力總和,保證在沒有給電磁閥通電時(shí),電磁閥保持關(guān)閉狀態(tài),電磁閥通電之后,較小的電磁力就能推動(dòng)閥芯移動(dòng),通過較小的閥芯位移能夠使電磁閥打開,加快了電磁閥響應(yīng)速度。由此可知,在液壓流體部分結(jié)構(gòu)一定的情況下,電磁力的設(shè)計(jì)既要滿足比例電磁閥工作區(qū)域內(nèi)電磁鐵推力相對(duì)于閥芯位移近似水平的特性關(guān)系,還要使電磁力較小以滿足電磁閥溢流的功能。

1.2 閥芯運(yùn)動(dòng)方程

閥芯移動(dòng)簡化成為一維質(zhì)量-彈簧-阻尼系統(tǒng),則閥芯運(yùn)動(dòng)平衡方程為

式中:x為閥芯位移;Fm為電磁力;Ff為流體作用在閥芯及其運(yùn)動(dòng)件上的合力;ks為彈簧剛度系數(shù);kvis為

式中:dv-e為閥芯外徑;μs為油液動(dòng)力粘度;de-p為閥芯與閥套之間間隙;lvis為粘性摩擦長度。

1.3 液壓部分分析

文中所研究的比例電磁閥已知液壓部分的結(jié)構(gòu)參數(shù),由圖1可知,液壓部分中輸入部分為球閥,排油口為噴嘴擋板閥,分別對(duì)球閥和噴嘴擋板閥進(jìn)行建模分析。

通過球閥的流量粘性阻尼系數(shù),可由(2)式計(jì)算[3]

式中:Cb-v為球閥流量系數(shù);Δp為通過球閥時(shí)壓差;ρ為油液密度;Ab-v為球閥過流面積。

球閥受力計(jì)算公式為

式中:psup為輸入壓力;pcon為輸出口壓力;db為鋼球直徑;d′v-e為近鋼球端閥芯直徑;do為球閥通流口處直徑。

噴嘴擋板閥流量計(jì)算公式為

式中:Cf為噴嘴擋板的流量系數(shù);Af為噴嘴環(huán)形的面積。

噴嘴擋板閥受力計(jì)算公式[3]為

式中:dn為噴嘴外徑;xmax為閥芯最大位移。

根據(jù)(3)式～(6)式和表1中所列參數(shù)可以計(jì)算輸入油壓0.7 MPa時(shí)球閥和噴嘴擋板閥的受力和流量。

表1 液壓部分結(jié)構(gòu)參數(shù)值Tab.1 Structure parameters of hydraulic component

鋼球和噴嘴擋板在電磁閥由關(guān)閉至完全打開時(shí)的受力如圖2所示。

圖2 球閥及噴嘴擋板受力Fig.2 Hydraulic forces acting on ball and nozzle flapper

由圖2可知:關(guān)閉狀態(tài)時(shí),鋼球受力最大為1.05 N,噴嘴擋板受力最小為 0;當(dāng)閥完全打開時(shí),鋼球受力減小至0.18 N,噴嘴擋板增大至3.6 N;受力為負(fù)值表示受力方向與電磁閥運(yùn)動(dòng)方向相反。

2 比例電磁鐵參數(shù)化設(shè)計(jì)與分析

比例電磁鐵設(shè)計(jì)及理論分析主要有磁路和磁場分析方法。磁路分析法對(duì)簡單形狀磁鐵的磁路分析是有效的,但對(duì)復(fù)雜形狀的磁路分析,此方法的缺點(diǎn)是精度較差,優(yōu)點(diǎn)是簡單、實(shí)用;磁場分割分析法的優(yōu)點(diǎn)是精度高,缺點(diǎn)是計(jì)算工作量大,邊界條件不易確定,一般要在計(jì)算機(jī)上才能實(shí)現(xiàn)[4]。文中通過電磁場分析軟件Ansoft Maxwell對(duì)比例電磁鐵進(jìn)行參數(shù)化設(shè)計(jì)研究。

2.1 電磁力計(jì)算模型

忽略位移電流和磁滯效應(yīng),可以由Maxwell基本方程得出電磁力計(jì)算模型[4]

式中:W為磁場中的總能量;i為電磁閥線圈的驅(qū)動(dòng)電流。

當(dāng)電磁閥的結(jié)構(gòu)參數(shù)確定后,電磁閥工作時(shí)所產(chǎn)生的力只與線圈所加的電流i和閥芯位移x造成的氣隙有關(guān)。

2.2 電磁力參數(shù)化設(shè)計(jì)

為了使電磁力與電流呈比例關(guān)系,與電磁閥閥芯位移無關(guān),需要將電磁閥結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)成錐形周邊的盆型極靴結(jié)構(gòu)[4]。因此,盆口尺寸及幾何形狀,需要經(jīng)過優(yōu)化設(shè)計(jì)才能決定。圖3所示為圖1中A部分的放大圖,圖3中1、2分別為經(jīng)過主氣隙和盆型極靴的磁路,由于電磁場作用,經(jīng)過磁路1的磁通產(chǎn)生端面力F1,經(jīng)過磁路2的磁通則產(chǎn)生附加軸向力F2,二者疊加就得到了整個(gè)比例電磁鐵的輸出力。

圖3 電磁閥極靴放大圖Fig.3 Enlarged drawing of pole piece

圖3中,結(jié)構(gòu)尺寸a、b為主要的優(yōu)化尺寸,L為端面氣隙尺寸。設(shè)計(jì)中給定如表2設(shè)定的參數(shù),線圈匝數(shù)500,電阻5.2 Ω,閥芯位移范圍0～0.2 mm,驅(qū)動(dòng)電流0～1 000 mA.計(jì)算時(shí)間30 ms,計(jì)算步長10 μs.

表2 電磁部分結(jié)構(gòu)參數(shù)值Tab.2 Structure parameters of electromagnet

2.3 電磁力計(jì)算結(jié)果分析

如圖4所示,在電磁閥驅(qū)動(dòng)電流為300 mA、結(jié)構(gòu)尺寸b為0.90 mm時(shí)不同的結(jié)構(gòu)尺寸a對(duì)電磁力輸出的影響。

由圖4可以看出,隨著位移的增大,在不同尺寸下,電磁力增長的比例基本一致,隨著尺寸a的增大,電磁閥在位移相等時(shí)的電磁力在逐漸增大,在增大至0.250 mm時(shí)的電磁力已經(jīng)基本上和0.400 mm時(shí)的電磁力基本相等,因此,下步計(jì)算時(shí),為保證電磁力輸出最大,選取a=0.250 mm.

如圖5所示,在電磁閥驅(qū)動(dòng)電流為300 mA、結(jié)構(gòu)尺寸a為0.250 mm時(shí)不同的結(jié)構(gòu)尺寸b對(duì)電磁

圖4 i=300 mA與b=0.90 mm時(shí)結(jié)構(gòu)尺寸a對(duì)電磁力的影響Fig.4 Effect of structure size a on electromagnetic force for i=300 mA and b=0.90 mm

力輸出的影響。隨著尺寸b的增大,電磁閥在位移相等時(shí)的電磁力在逐漸增大,但是隨著位移的增大,在不同尺寸下,電磁力增長的比例逐漸減小,即電磁力趨向于水平。因此選擇b為1.20 mm.

圖5 i=300 mA與a=0.25 mm時(shí)不同結(jié)構(gòu)尺寸b對(duì)電磁力的影響Fig.5 Effect of structure size b on electromagneticforce for i=300 mA and a=0.25 mm

當(dāng)a=0.250 mm、b=1.20 mm時(shí)不同電流驅(qū)動(dòng)時(shí)的電磁力、位移關(guān)系,如圖6所示。

由圖6可看出,在工作區(qū)域內(nèi),電磁力與銜鐵位移基本呈水平力特性關(guān)系,而且電磁力和電流呈比例關(guān)系,當(dāng)驅(qū)動(dòng)電流為1 000 mA時(shí),電磁力最大為25.6 N,根據(jù)前述的電磁閥工作原理可知,該值可以滿足使用需求。

3 比例電磁閥總體優(yōu)化

圖6 電磁力、閥芯位移及電流之間關(guān)系Fig.6 Electromagnetic force versus displacement forvarious constant external currents

比例電磁閥油壓輸出和電磁閥的位移相關(guān),由(1)式可知,在液壓參數(shù)已知的情況下,閥芯的動(dòng)態(tài)響應(yīng)受閥芯質(zhì)量、彈簧剛度、彈簧預(yù)壓縮量、阻尼系數(shù)、電磁力以及液壓力影響。前文分別對(duì)閥所受液壓力和電磁力進(jìn)行了參數(shù)化設(shè)計(jì),得到了在不同電流時(shí)的電磁力輸出值,因此,考量比例電磁閥的動(dòng)態(tài)特性只需要對(duì)閥芯質(zhì)量、彈簧剛度、彈簧預(yù)壓縮量、阻尼系數(shù)4個(gè)變量進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)。

3.1 優(yōu)化目標(biāo)

在一定控制指令下比例電磁閥的階躍響應(yīng)時(shí)間、壓力響應(yīng)超調(diào)量能夠分別表征其快速性和動(dòng)態(tài)特性。結(jié)合電液比例閥高精度的控制特性,綜合考慮壓力階躍響應(yīng)時(shí)間和壓力響應(yīng)超調(diào)量作為優(yōu)化目標(biāo)。因此,優(yōu)化目標(biāo)即為求在電液比例閥固定控制指令下壓力響應(yīng)時(shí)間和壓力超調(diào)量的綜合函數(shù)J的最小值,為了處理不同性質(zhì)的響應(yīng)量在數(shù)量級(jí)上的差異,需要將各目標(biāo)函數(shù)進(jìn)行歸一化,則歸一化后的優(yōu)化目標(biāo)函數(shù)為

3.2 優(yōu)化約束條件

如前文所述,計(jì)算時(shí)選取閥芯質(zhì)量、彈簧剛度、彈簧預(yù)壓縮量、阻尼系數(shù)為優(yōu)化變量,由(2)式可知,阻尼系數(shù)與閥芯外徑、油液動(dòng)力粘度、閥芯與閥套之間間隙和粘性摩擦長度相關(guān)。閥芯與閥套之間間隙與加工制造水平相關(guān),在此不做考慮。同樣油液動(dòng)力粘度也不做考慮。

因此優(yōu)化參數(shù)為

式中:xi為彈簧的初始?jí)嚎s量。

為滿足電磁閥油壓輸出的快速響應(yīng),添加約束使電磁閥的壓力響應(yīng)時(shí)間小于2 ms,即

此比例電磁閥為常閉型電磁閥,在不通電時(shí)需要彈簧預(yù)壓力小于關(guān)閉狀態(tài)下鋼球最大受力值

另外,需要彈簧預(yù)壓力盡可能接近鋼球最大受力值,這樣電磁力較小時(shí)就可以完全把電磁閥打開,提高響應(yīng)速度,考慮到油壓波動(dòng)及彈簧制造誤差,取彈簧預(yù)壓力的90%,則上述條件可以表征為

設(shè)定的優(yōu)化參數(shù)取值范圍,如表3所示。

表3 優(yōu)化參數(shù)取值范圍Tab.3 Value range of optimization parameters

3.3 遺傳算法優(yōu)化設(shè)置

遺傳算法不但能有效地跳出局部極值點(diǎn)而逐漸趨近全局最優(yōu)點(diǎn),而且基于編碼的遺傳算法具有操作簡單、速度快的特點(diǎn)[5]。因而文中采用該方法對(duì)目標(biāo)函數(shù)進(jìn)行優(yōu)化。遺傳算法優(yōu)化的屬性設(shè)置包括:種群規(guī)模為種群中的個(gè)體數(shù)目;復(fù)制率為每經(jīng)過一次遺傳算法運(yùn)算,種群中的個(gè)體被新個(gè)體取代的百分比;執(zhí)行遺傳算法的最大代數(shù)-算法進(jìn)行復(fù)制的次數(shù);變異概率為代表群體中的離散性參數(shù)進(jìn)行變異的概率;交叉率為介于0～1之間的實(shí)數(shù)。研究中,為考察遺傳算法優(yōu)化過程的精度,設(shè)定了多組遺傳算法全局變量,具體方案如表4所示。

種群進(jìn)化過程如圖7所示,圖中的分散點(diǎn)代表每代種群的目標(biāo)函數(shù)值,隨著逐代進(jìn)化,目標(biāo)函數(shù)值不斷減小,表明找到了電磁閥輸出油壓響應(yīng)時(shí)間短、超調(diào)小的參數(shù)值。優(yōu)化完畢,優(yōu)化后的參數(shù)見表4.

3.4 計(jì)算結(jié)果分析

對(duì)比例電磁閥輸入直流24 V、輸入壓力0.7 MPa的情況下,根據(jù)表4中優(yōu)化的結(jié)果進(jìn)行仿真,各種方案油壓輸出的動(dòng)態(tài)響應(yīng)曲線如圖8所示。由圖8可看出,通過對(duì)優(yōu)化參數(shù)不同的組合,可以得到趨勢基本一致的電磁閥輸出油壓響應(yīng)曲線。隨著壓力響應(yīng)時(shí)間的增加,超調(diào)量在不斷減小。

表4 遺傳算法參數(shù)設(shè)置與優(yōu)化結(jié)果Tab.4 Genetic algorithm parameter setting and optimization results

圖7 遺傳算法種群進(jìn)化過程Fig.7 Evolution of genetic algorithm

圖8 各種方案的電磁閥油壓輸出動(dòng)態(tài)響應(yīng)曲線Fig.8 Dynamic responses of pressures for various schemes

表5中所列為當(dāng)ω=0.8時(shí),在不同的優(yōu)化設(shè)計(jì)方案時(shí),比例電磁閥輸出油壓的響應(yīng)時(shí)間與超調(diào)量的統(tǒng)計(jì)值。

由表4和表5中可以看出,在ω=0.8時(shí),方案3的目標(biāo)函數(shù)值最小,此時(shí)系統(tǒng)響應(yīng)時(shí)間最短,約1.35 ms,但系統(tǒng)超調(diào)量此時(shí)也最大,超調(diào)量為35%.在權(quán)重系數(shù)逐漸減小時(shí),方案3的目標(biāo)函數(shù)增大至所有方案中最大,而方案4目標(biāo)函數(shù)值逐漸減小至所有方案中最小,方案4中電磁閥輸出油壓響應(yīng)時(shí)間為1.75 ms,電磁閥油壓超調(diào)15.4%.由此可看出,權(quán)重系數(shù)的選取對(duì)目標(biāo)函數(shù)中的響應(yīng)時(shí)間項(xiàng)和輸出油壓超調(diào)量項(xiàng)的比重明顯。在滿足快速響應(yīng)的同時(shí),各種方案中的油壓超調(diào)量均大于工程中的5%,在實(shí)際情況中,由于比例電磁閥用于電液換擋回路的先導(dǎo)級(jí)控制,為了保證快速地調(diào)整離合器/制動(dòng)器油缸的油壓值,可在電液回路中加入蓄壓器吸收比例電磁閥輸出油壓尖峰,以實(shí)現(xiàn)離合器/制動(dòng)器油缸中油壓快速、精確的調(diào)整。

表5 比例電磁閥輸出油壓響應(yīng)時(shí)間與超調(diào)量統(tǒng)計(jì)(ω=0.8)Tab.5 Response time and overshoot statistics of proportional solenoid valve output(ω=0.8)

如圖9所示為直流電壓24 V時(shí),根據(jù)方案3的優(yōu)化參數(shù)得到電磁閥油壓階躍響應(yīng)曲線與實(shí)際電磁閥試驗(yàn)對(duì)比圖。通過對(duì)比可以看出,仿真曲線基本上和試驗(yàn)曲線一致,由此可以得出仿真數(shù)據(jù)的正確性。由試驗(yàn)曲線可知,電磁閥油壓建立時(shí)間小于2 ms,油壓穩(wěn)定需要3 ms,油壓超調(diào)20%左右。

4 結(jié)論

圖9 直流24 V電壓驅(qū)動(dòng)下電磁閥油壓輸出仿真與試驗(yàn)動(dòng)態(tài)響應(yīng)曲線對(duì)比圖Fig.9 Dynamic response curves of simulated and test pressures at DC 24 V

針對(duì)液力機(jī)械自動(dòng)變速器,介紹了一種濕式比例電磁閥,具有裝配零件少、結(jié)構(gòu)簡單可靠等特點(diǎn)。通過分析結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)電磁鐵結(jié)構(gòu)進(jìn)行了優(yōu)化設(shè)計(jì)。在得到電磁力和液壓力的基礎(chǔ)上,以提高比例電磁閥輸出油壓的階躍響應(yīng)、減小電磁閥輸出油壓超調(diào)量為目標(biāo),建立了用于液力機(jī)械自動(dòng)變速器的濕式比例電磁閥多目標(biāo)數(shù)學(xué)模型,采用遺傳算法對(duì)比例電磁閥進(jìn)行了優(yōu)化設(shè)計(jì)。實(shí)例計(jì)算表明,所建立的模型準(zhǔn)確、可靠,所采用的算法可行、有效。通過試驗(yàn)驗(yàn)證,仿真結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果非常接近,電磁閥油壓響應(yīng)時(shí)間小于2 ms,油壓穩(wěn)定時(shí)間3 ms,油壓超調(diào)20%,可以證明此優(yōu)化模型的正確性和精確性。這種參數(shù)化的研究方法對(duì)濕式比例電磁閥的設(shè)計(jì)具有一定的指導(dǎo)意義。

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Optimization Design and Analysis
of High Speed Wet Proportional Solenoid Valve

MENG Fei1,TAO Gang1,ZHANG Mei-rong2,CHEN Hui-yan1
(1.School of Mechanical Engineering,Beijing Institute of Technology,Beijing 100081,China;
2.Vehicle Engineering Institute,Inner Mongolia First Machinery Group Corporation,Baotou 014030,Inner Mongolia,China)

The design and optimization method for the key parameters of proportional solenoid valve used for automatic transmissions are explored.The operating principle of valve is investigated based on the structural analysis.The proportional solenoid valve is divided into 3 components,including electro-magnet,mechanical component,and hydraulic component.The mathematical models for the three components are built separately,and the key factors which influence its response time and pressure dynamic output are analyzed.The optimization design of electro-mechanical converter is performed.The relationship between electromagnetic force and input current is determined,and the genetic algorithm is used to optimize and analyze the proportional solenoid valve by taking the valve mass,spring stiffness,initial compression of spring and viscous damping coefficient as optimized parameters,and the response timeand overshoot of output pressure as optimized object.Several structure schemes of proportional solenoid valve are obtained by changing the scope of population,the number of the generation,the crossing-over rate and the mutation rate.The research results show that the dynamic response of output is improved by 12.5%,and the overshoot of output pressure is decreased by 50%after optimization.

control science and technology;automatic transmission;proportional solenoid valve;optimal design;genetic algorithm

U463.22

:A

1000-1093(2014)05-0590-07

10.3969/j.issn.1000-1093.2014.05.003

2013-09-23

國家“863”計(jì)劃項(xiàng)目(2012AA111713)

孟飛(1982—),男,博士研究生。E-mail:bitmf@hotmail.com;陶剛(1977—),男,講師。E-mail:tayicheng@yahoo.com