微非對稱結構燃油伺服閥壓漂特性

鄭樹偉, 陳冬京, 徐殿峰, 張 晉

(1.中國航發(fā)長春控制科技有限公司, 吉林 長春 130102；2.燕山大學 機械工程學院，河北 秦皇島 066004)

引言

偏導射流燃油電液伺服閥具有結構簡單、工作可靠、抗污染能力強及動態(tài)響應好等優(yōu)點，被廣泛應用于航空、航天等領域中[1-2]。

偏導射流電液伺服閥的基礎特性研究是該領域的研究熱點[3]。針對伺服閥的流場特性及結構影響，國內外均有一定研究。針對前置級流場特性主要采用有限元計算的方式進行仿真分析[4-6]。對于偏導射流伺服閥工作壓力的形成機理有理論研究及模型的建立[7]。在結構參數上，劈尖形狀[8]、劈尖寬度[9]、 射流口、接收孔以及V形槽等[10]參數的影響均有所研究。進出油口阻尼孔大小、射流口寬度及閥口結構對前置級壓力特性也有一定影響[11-13]。

與普通電液伺服閥相比，燃油電液伺服閥工作環(huán)境惡劣，零漂現象更為嚴重，其前置級結構對流場特性的影響亟需研究?；谀晨钊加碗娨核欧y的結構及尺寸參數，建立流場有限元模型并進行不同結構的仿真計算，探究不同回油壓力下前置級結構非對稱性對內部流場的影響，并通過PIV技術將流場可視化，驗證仿真結果。

1 理論分析

1.1 前置級工作原理

燃油電液伺服閥的原理如圖1所示。

1.銜鐵 2.彈簧管 3.偏轉板 4.反饋桿5.閥芯 6.射流盤 7.V形槽圖1 偏轉板射流伺服閥原理圖

前置級為偏導射流式，由射流盤和偏轉板兩部分組成，前置級結構示意圖如圖2所示。偏轉板位于反饋桿上，反饋桿的末端小球插在滑閥級閥芯中部。無控制電流輸入時，偏轉板處于中位，左右接收孔恢復壓力相等，閥芯無位移；當電流輸入時，銜鐵帶動反饋桿發(fā)生偏轉，反饋桿上偏轉板位置發(fā)生變化，從而使左右接收孔內恢復壓力不同，閥芯兩端產生壓差，導致閥芯位移，相對應的產生一定流量。

圖2 前置級結構示意圖

1.2 結構參數

射流盤與偏轉板組件作為偏轉板射流伺服閥的前置級，其主要功能是將偏轉板的偏轉位移信號轉換為液壓信號，進而來驅動閥芯運動。通過分析前置級的相關影響參數，建立前置級數學模型，得到銜鐵轉角與接收孔恢復壓力的對應關系。

圖3為偏轉板射流伺服閥的前置級流動示意圖。噴嘴噴出的油液通過偏轉板后，一部分經回油通道流出，另一部分則流入兩接收孔內，其中進入接收孔內部的油液在沖擊作用下會有一部分返回。

圖3 前置級流動示意圖

由圖3知，當偏轉板處于零位時，則初始狀態(tài)下接收孔的有效進油寬度x0為：

(1)

式中,JW—— 二次射流口寬度，0.16 mm

SW—— 劈尖寬度，0.1 mm

根據伯努利方程可知，通過節(jié)流孔的油液流量Q為：

(2)

式中，Cdf—— 油液流量系數，0.67

A—— 節(jié)流孔窗口面積

ρ—— 液體密度，778 kg/m3

Δp—— 節(jié)流孔兩側油液壓差

將前置級中油液的流動通道近似成節(jié)流孔流動，忽略流動過程中的沿程能量損失，當偏轉板向左偏移時，可得左接收孔的流入流量Qp1和流出流量Qp2分別為：

(3)

(4)

式中,d—— 偏轉板厚度，0.51 mm

xj—— 偏轉板位移，mm

ps—— 偏轉板入口壓力，2.2 MPa

pa—— 左接收孔壓力即閥芯左端對應壓力，MPa

RW—— 接收孔進油寬度，0.29 mm

pr—— 出油口壓力，0 MPa

那么，左接收孔的凈流量Qpa為：

Qpa=Qp1-Qp2

(5)

右接收孔的流入流量Qp3、流出流量Qp4和凈流出流量Qpb分別為：

(6)

(7)

Qpb=Qp4-Qp3

(8)

式中，pb為右接收孔壓力即閥芯右端對應壓力。

由以上分析可知，前置級的流量方程是非線性的。為分析其動態(tài)性能需要對上述流量方程進行線性化處理。當偏轉板處于零位時，依據設計準則，pa和pb應為一固定值，假定：

pa=pb=σps

(9)

式中，σ為接收孔壓力系數。

忽略出油口壓力pr，由流量連續(xù)性方程可知，負載流量：

QLR=Qpa=Qpb

(10)

將式(5)在xj=0和Qpa=0處泰勒級數展開，忽略高階無窮小項，可得：

(11)

將式(8)進行泰勒級數展開，可得：

(12)

偏轉板實際工作狀態(tài)下的位移相對于射流盤的結構尺寸較小，穩(wěn)態(tài)時偏轉板位移xj<1 μm，忽略偏轉板位移xj，將式(11)與式(12)相加，可得:

(13)

其中：

pLR=pa-pb

(14)

式中,pLR—— 左右兩接收孔壓差即閥芯兩端壓力差

ΔpLR—— 壓差變化量

ΔQLR—— 流量變化量

偏轉射流伺服閥前置級在工作點附近的線性化流量方程可近似為：

QLR=KQRxj-KCRpLR

(15)

式中，KQR為偏轉板射流伺服閥前置級流量增益，

KCR為偏轉板射流伺服閥前置級流量-壓力系數，

QLR為偏轉板射流伺服閥前置級輸出流量。

式(15)為數值計算偏轉板射流伺服閥的前置級流量方程提供了一種估算方案。在符合假設情況下，可根據結構參數估算伺服閥的前置級流量及壓力增益。為獲得精確的偏轉板射流伺服閥前置級的線性化流量方程，將結合Fluent流體仿真軟件對前置級的線性化流量方程進行修正。

2 仿真分析

2.1 前置級流場仿真設置

根據偏導射流式伺服閥的結構尺寸搭建流場有限元模型，其主要尺寸如表1所示。

表1 前置級組件結構參數

通過SolidWorks建立伺服閥前置級流場有限元模型，前置級結構模型如圖4所示，前置級流場模型如圖5所示。前置級組件包括固定盤、噴嘴、定位銷和分流器。

圖4 前置級結構

圖5 前置級流場

利用Gambit軟件對射流偏轉板伺服閥前置級流場進行網格劃分。為得到高質量網格，在保證前置級主要結構參數不變的條件下對流場模型進行簡化。簡化模型結構相對規(guī)則，大部分區(qū)域采用六面體網格劃分法，小部分不規(guī)則區(qū)域采用四面體網格劃分法，對關鍵結構區(qū)域的網格進行加密處理，整體網格數量為300萬，如圖6、圖7所示。

圖6 前置級整體流場網格

圖7 二次射流口區(qū)域網格

由雷諾數可確定流動為湍流，采用標準k-εRNG湍流模型。將進油口設為壓力入口，將回油口設為壓力出口，壓力值見表2。忽略壁面與流體之間的熱交換，設定壁面為無滑移壁面。流體介質為航空3號煤油，密度為778 kg/m3，動力黏度為0.0016 Pa·s。各項殘差設置為10-4，求解算法采用SIMPLE算法。

表2 進、回油壓力設定數值表

2.2 不同結構仿真結果分析

1) 結構對稱

前置級流場流速與壓力分布如圖8、圖9所示。進油口處流體流速較小，接近于0 m/s；當流體流向一次射流口時，由于過流界面縮小而流速增加，速度接近70 m/s，壓力降低；在一次射流口和二次射流口之間，流體速度略有降低，壓力升高；流體經過接收口劈尖后，向兩側繞流，最終從回油口流出。

圖8 前置級流場三維流速分布

圖9 前置級流場三維壓力分布

流體在偏轉板厚度方向速度和壓力變化不明顯。

通過對流速分析可知，當偏轉板位于中位時，前置級流場左右區(qū)域流速分布基本對稱；當偏轉板右移時，液流經過二次射流后，流入左側液流減少，流入右側液流增加，前置級流場左右區(qū)域流速分布明顯不對稱；隨著回油壓力pr增加，從一次射流口射流的液流其流速明顯減小。

通過對壓力分布分析可知，當偏轉板位于中位時，兩接收口的恢復壓力相等；當回油壓力升高時，一次射流口處的壓力升高，兩接收口以及兩側回油區(qū)的壓力也會升高；當偏轉板位于右側xj=0.04 mm處時，右側接收口的恢復壓力要比左側接收口的壓力高；當回油壓力升高時，右側接收口的恢復壓力變化不明顯，但左側接收口的恢復壓力會明顯升高。

通過對流線分布分析可知，當偏轉板位于中位時，流體高速射流卷吸周圍低速流動的流體產生漩渦，并且左右區(qū)域的漩渦數量和尺度大致相同；當回油壓力由0 MPa升高至0.2 MPa時，劈尖左右兩側區(qū)域內的漩渦尺度明顯減?。划敾赜蛪毫τ?.2 MPa升高至0.4 MPa 時，劈尖左右兩側區(qū)域內的漩渦尺度變化不明顯；當偏轉板位于右側xj=0.04 mm處時，右側區(qū)域內的漩渦數量要多于左側；當回油壓力升高，流體二次射流經過劈尖后流向右側回油區(qū)時，產生的漩渦尺度增加。

根據Fluent流場仿真結果，繪制偏轉板在不同位移時兩接收口的壓差變化曲線，如圖10所示。

圖10 不同回油壓力時兩接收口壓差曲線

由圖10可知：偏轉板位于中位時，兩接收口壓差為0 MPa；當回油壓力升高，壓力增益(即曲線的斜率)減小。

2) 劈尖非對稱

劈尖結構非對稱分布的示意圖如圖11所示。偏轉板位于中位時，由于劈尖結構非對稱導致前置級左右區(qū)域流場分布非對稱，兩接收口的恢復壓力不相等，導致伺服閥液壓零位發(fā)生偏移。通過Fluent軟件，分析在劈尖結構非對稱時回油壓力對前置級流場流速和壓力分布狀態(tài)的影響規(guī)律。

圖11 劈尖結構非對稱示意圖

當偏轉板位于最大位移處時，回油壓力對流體流速和壓力分布的影響規(guī)律與結構對稱情況下的規(guī)律相似，但流場的分布狀態(tài)不同。

偏轉板位于中位時，左右區(qū)域流速分布基本對稱；當回油壓力升高，射流流速降低。當劈尖結構存在微小非對稱時，流場流速和流線分布規(guī)律與結構對稱的條件下大致相同。

前置級流場整體壓力分布云圖如圖12所示，由于劈尖結構的非對稱，當偏轉板位于中位時，兩接收口的恢復壓力不相等，即壓差不為0。根據仿真結果繪制劈尖非對稱條件下，兩接收口壓差曲線，如圖13所示，偏轉板位于中位時，兩接收口壓差約為0.11 MPa。當回油壓力升高，壓力增益減小，但偏轉板中位時的壓差基本無變化。

圖12 劈尖非對稱前置級流場整體壓力分布云圖

圖13 不同回油壓力時兩接收口壓差曲線

3) 接收口內側邊非對稱

偏轉板位于中位時，由于兩接收口內側邊非對稱，因而兩接收口形狀不相同，如圖14所示。

圖14 接收口內側邊非對稱示意圖

當偏轉板處于中位時，結構非對稱導致流場左右區(qū)域的漩渦數量和尺度不同；當回油壓力升高時，射流核心區(qū)域流速降低，同時一次射流左側回油區(qū)的漩渦逐漸減小。

當回油壓力為0 MPa時，兩接收口的壓力分布明顯不一致；隨著回油壓力的升高，兩接收口的壓力分布趨于一致。

偏轉板不同位移時，兩接收口的壓差如圖15所示。當回油壓力升高時，兩接收口的壓力增益降低；同時，偏轉板零位時兩接收口的壓差明顯減小，由0.020567 MPa減小至0.002691 MPa，變化了0.017876 MPa。

圖15 不同回油壓力時兩接收口壓差曲線

4) 接收口外側邊非對稱

偏轉板位于中位時，由于兩接收口內側邊非對稱，因而兩接收口形狀不相同，如圖16所示。

圖16 接收口外側邊非對稱示意圖

當偏轉板位于中位時，由于兩接收口外側邊非對稱，導致前置級左右區(qū)域流場分布狀態(tài)不同。從圖17可知，右側區(qū)域的漩渦尺度明顯大于左側區(qū)域的漩渦尺度。

圖17 接收口外側邊非對稱前置級流場局部流線和速度云圖

根據仿真結果，偏轉板位于中位時，當回油壓力升高，兩接收口壓差由0.043434 MPa變?yōu)?.036179 MPa，變化了0.007255 MPa。繪制不同回油壓力時兩接收口壓差曲線，如圖18所示。當回油壓力升高，兩接收口壓力增益減小。

圖18 不同回油壓力時兩接收口壓差曲線

5) V形槽非對稱

當V形槽非對稱時，不僅左右區(qū)域幾何尺寸不同，且液流射流角度發(fā)生輕微傾斜，導致左右接收口接收的流體速度及流量不同，其示意圖如圖19所示。

圖19 V形槽非對稱示意圖

由于V形槽非對稱，當偏轉板位于中位時，一次射流口兩側回油區(qū)的漩渦以及二次射流口兩側回油區(qū)的漩渦出現明顯非對稱，如圖20所示，并且，兩接收口區(qū)域的流速分布也非對稱。

圖20 V形槽非對稱前置級流場局部流線和速度云圖

前置級流場壓力分布如圖21所示，當回油壓力升高時，兩接收口的恢復壓力也升高。為了準確觀察兩接收口的壓力變化，利用Fluent仿真計算了偏轉板不同位移時的壓差，繪制不同回油壓力時兩接收口壓差曲線，如圖22所示。

圖21 V形槽非對稱前置級流場整體壓力分布云圖

圖22 不同回油壓力時兩接收口壓差曲線

由圖22可得，由于V形槽射流口傾斜，導致偏轉板中位時，左側接收口接收的流體多于右側，因此左側接收口的恢復壓力要高于右側?；赜蛪毫ι?，壓力增益減小。

6) 前置級仿真結果分析

根據仿真結果，繪制不同回油壓力下偏轉板中位時的壓差值，如圖23所示。

由圖23可知，當偏轉板處于中位，前置級結構對稱時，不同回油壓力下接收口壓差及壓差變化量均為0 MPa，因此當結構對稱時，伺服閥將不產生零偏及壓漂；當結構非對稱時，左右接收口壓差不為0 MPa，此時伺服閥存在初始零偏，需要將伺服閥進行調零處理，其中在劈尖非對稱情況下由于其壓差最大，因此其初始零偏最大。

圖23 不同回油壓力結構參數非對稱壓差

在回油壓力為0 MPa時，對伺服閥進行液壓調零，使偏轉板位于中位時兩接收口的壓差為0 MPa。當回油壓力改變，由于結構非對稱，此時兩接收口壓力不均等變化而產生壓差，此壓差使伺服閥零位又發(fā)生漂移，即壓漂。

進行液壓調零后，各組以回油壓力0 MPa時兩接收口壓差為0 MPa，繪制壓差變化量圖，如圖24所示。

圖24 回油壓力改變對應的接收口壓差變化量

2.3 不同結構參數對射流偏轉板伺服閥壓漂特性影響

1) 伺服閥仿真參數設置

根據技術要求，設置回油壓力為0 MPa時伺服閥仿真模型的零偏電流為6 mA，即輸入6 mA電流時伺服閥流量為0。然后將回油壓力為0.2，0.4 MPa時接收口壓差變化量|Δp|代入伺服閥數學模型，仿真計算出不同回油壓力時各個非對稱結構參數下的零偏：

(16)

I0—— 無回油壓力時的零偏電流，I0=6 mA

In—— 額定電流，In=30 mA

穩(wěn)態(tài)液動力F與開口度x擬合曲線見圖25，流量系數C與開口度x擬合曲線見圖26。

圖25 穩(wěn)態(tài)液動力擬合曲線

圖26 流量系數擬合曲線

2) 伺服閥壓漂仿真結果及分析

利用Simulink搭建數學模型，模型中伺服閥的固有參數由實物及相關廠家提供，其他參量初選工程經驗值，再由實驗所測數據進行修正，搭建的數學模型如圖27所示。

圖27 伺服閥數學仿真模型

分析不同回油壓力時各個非對稱結構參數下伺服閥的零偏電流值I0以及零偏。4種結構非對稱條件下，伺服閥零偏均小于額定電流In的3%。各個結構參數非對稱時的伺服閥零偏，如圖28所示。

由圖28可知，當回油壓力為0.2 MPa時，接收口外側邊非對稱對伺服閥零偏影響最大，零偏為1.4%；當回油壓力為0.4 MPa時，接收口內側邊非對稱對伺服閥零偏影響最大，零偏為2.67%。

圖28 不同回油壓力各結構非對稱參數對伺服閥零偏影響

3 實驗結果

3.1 實驗裝置

為了獲得不同工況下伺服閥前置級流場分布情況，搭建了伺服閥前置級流場PIV測量試驗臺，如圖29所示。實驗系統(tǒng)主要由潛水泵、可調式節(jié)流閥、伺服閥前置級試驗模型、電磁流量計、變頻調速器、PIV流場測量系統(tǒng)等組成，試驗模型如圖30所示。

圖29 伺服閥前置級流場PIV測量試驗臺

圖30 可視化試驗模型實物

試驗中利用潛水泵為系統(tǒng)提供循環(huán)動力；利用變頻器與可調節(jié)流閥協調控制系統(tǒng)流量；利用電磁流量計測量系統(tǒng)流量并將信號輸出。

3.2 實驗結果

實驗對V形槽中位、右移0.04 mm、上偏0.1 mm和下偏0.1 mm 4種情況下前置級流場進行了測量及分析，PIV實驗原始流場矢量圖及流線圖如圖31所示。

圖31 V形槽中位時PIV測量結果

將PIV測量結果導入到Tecplot軟件中后處理，得到V形槽不同位置時前置級流場云圖如圖32所示?？梢娖涓咚偕淞鲄^(qū)及渦流等液流特性與流場仿真結果一致，驗證了流場仿真的正確性。

圖32 V形槽不同位置時速度云圖

4 結論

偏導射流伺服閥前置級的結構形式對流場特性影響極大。分析前置級結構參數的計算公式，建立前置級數學模型。結合伺服閥尺寸參數，建立前置級流場有限元模型，利用Fluent軟件分析不同回油壓力、不同結構參數非對稱條件下，伺服閥前置級流場流速和壓力分布狀態(tài)，并將Fluent仿真得到的偏轉板不同位移時的前置級兩接收口壓差導入到Simulink伺服閥數學模型中，分析不同回油壓力、不同非對稱結構對伺服閥壓漂的影響，得到如下結論：

(1) 當回油壓力為0.2 MPa時，接收口外側邊非對稱時伺服閥零偏最大，零偏為1.4%；當回油壓力為0.4 MPa時，接收口內側邊非對稱時伺服閥零偏最大，零偏為2.67%。

(2) 為了減小伺服閥的壓漂，一方面需要保證左右接收口內側邊以及外側邊的對稱度；另一方面，需要選擇合適的回油壓力范圍。

通過PIV技術進行了流場可視化實驗，根據實驗得到的流場速度云圖驗證了數學模型及仿真結果。基于簡化后的數學模型可進行非對稱結構下伺服閥壓漂的計算，為偏導射流式伺服閥的前置級設計提供了理論依據。