沖蝕對(duì)射流管伺服閥前置級(jí)工作特性的影響

孟令康， 朱玉川， 丁建軍， 林 文， 陸 軍， 俞曉冰

(1.南京航空航天大學(xué) 機(jī)電學(xué)院， 江蘇 南京 210016；2.中國船舶集團(tuán)有限公司 第七○四研究所， 上海 200031)

引言

電液伺服閥作為液壓伺服控制系統(tǒng)的核心元件，其性能直接影響整個(gè)系統(tǒng)的控制精度和響應(yīng)速度[1-3]。隨著電液伺服閥服役時(shí)間的增加，攜帶污染顆粒的油液必然會(huì)對(duì)其內(nèi)部元件產(chǎn)生沖蝕[4]。訚耀保等[5]利用Fluent仿真軟件， 建立了射流管伺服閥前置級(jí)可視化沖蝕仿真模型，仿真結(jié)果表明，當(dāng)噴嘴處于中位時(shí)，前置級(jí)的劈尖沖蝕最嚴(yán)重。冀宏等[6]將流體動(dòng)力學(xué)與沖蝕理論相結(jié)合，研究了偏轉(zhuǎn)板位移、V形導(dǎo)流窗口夾角以及偏轉(zhuǎn)板厚度對(duì)射流偏轉(zhuǎn)板伺服閥前置級(jí)沖蝕的影響，研究結(jié)果表明，隨著偏轉(zhuǎn)板位移、V形導(dǎo)流窗口夾角以及偏轉(zhuǎn)板厚度的增大，前置級(jí)的沖蝕率逐漸減小。孫宇航等[7]基于有限元仿真軟件，分析了當(dāng)節(jié)流邊形狀為銳邊、圓角、倒角以及圓弧時(shí)，滑閥的沖蝕情況，研究結(jié)果表明，圓角節(jié)流邊對(duì)減小滑閥的沖蝕率效果最好。

電液伺服閥內(nèi)部元件在沖蝕后，其工作性能必然會(huì)受到影響。張坤等[8-9]利用AMESim仿真軟件，研究了滑閥沖蝕對(duì)整閥工作性能的影響，研究結(jié)果表明，滑閥沖蝕后整閥的內(nèi)泄漏量增大。褚淵博等[10]通過有限元仿真軟件，分析了射流管伺服閥前置級(jí)沖蝕對(duì)整閥階躍響應(yīng)特性的影響，研究結(jié)果表明，隨著劈尖沖蝕寬度的增大，伺服閥的系統(tǒng)調(diào)節(jié)時(shí)間變長以及穩(wěn)態(tài)誤差增加。張碩文等[11]利用CFD仿真軟件，分析了射流偏轉(zhuǎn)板前置級(jí)沖蝕對(duì)前置級(jí)零位特性的影響，分析結(jié)果表明，沖蝕會(huì)導(dǎo)致前置級(jí)零位壓力增益和零位流量增益減小。但是，目前關(guān)于前置級(jí)沖蝕對(duì)射流管伺服閥前置級(jí)工作特性的影響研究鮮有報(bào)道。

本研究以射流管伺服閥的前置級(jí)為研究對(duì)象，建立前置級(jí)沖蝕仿真模型，預(yù)測前置級(jí)沖蝕部位并分析沖蝕量，通過分析前置級(jí)沖蝕后的實(shí)物，建立沖蝕后的前置級(jí)三維模型，并進(jìn)一步研究沖蝕對(duì)前置級(jí)工作特性的影響。

1 射流管伺服閥前置級(jí)的結(jié)構(gòu)和工作原理

射流管伺服閥的前置級(jí)主要由射流管、噴嘴以及接收器組成，其結(jié)構(gòu)如圖1所示。射流管伺服閥的前置級(jí)主要是基于流體動(dòng)能和壓力能相互轉(zhuǎn)換和傳遞進(jìn)行工作。射流管中的高壓油液流經(jīng)噴嘴后壓力能轉(zhuǎn)換為動(dòng)能， 接著當(dāng)油液進(jìn)入接收孔時(shí)， 其動(dòng)能又重新轉(zhuǎn)換為壓力能，推動(dòng)閥芯運(yùn)動(dòng)。當(dāng)噴嘴處于中位時(shí)，左右接收孔的接收動(dòng)能相同，閥芯處于平衡狀態(tài)；當(dāng)噴嘴向右偏移時(shí)，右接收孔的接收動(dòng)能大于左接收孔的接收動(dòng)能，經(jīng)過能量轉(zhuǎn)換后右接收孔的壓力能大于左接收孔的壓力能，并推動(dòng)閥芯向左移動(dòng)；當(dāng)噴嘴向左偏移時(shí)，閥芯將向右移動(dòng)。

1.射流管 2.噴嘴 3.接收器圖1 射流管伺服閥前置級(jí)的結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Schematic diagram of pre-stage of jet pipe servo valve

2 射流管伺服閥前置級(jí)沖蝕仿真

2.1 仿真環(huán)境設(shè)置

利用UG三維軟件提取射流管伺服閥前置級(jí)的流場仿真模型如圖2所示，其主要的結(jié)構(gòu)參數(shù)如表1所示。射流管伺服閥前置級(jí)流場復(fù)雜，在有限元仿真軟件中可以采用標(biāo)準(zhǔn)的k-ε湍流模型和標(biāo)準(zhǔn)的壁面函數(shù)模型計(jì)算前置級(jí)的流場。

圖2 前置級(jí)流場仿真模型Fig.2 Flow field simulation model of pre-stage

表1 前置級(jí)主要結(jié)構(gòu)參數(shù)Tab.1 Main structural parameters of pre-stage

油液中單位質(zhì)量的污染顆粒在多種作用力下運(yùn)動(dòng)[12]，其運(yùn)動(dòng)方程可以表示為：

(1)

式中，v—— 顆粒的速度，m·s-1

Fd,Fg,Fa—— 作用在顆粒上的曳力、重力以及附加力，N

伴隨油液高速運(yùn)動(dòng)的顆粒撞擊前置級(jí)的壁面并反彈回流場中，顆粒與壁面撞擊前后的法向和切向反彈系數(shù)模型為[13]：

en=0.993-1.76α+1.56α2-0.49α3

(2)

et=0.998-1.66α+2.11α2-0.67α3

(3)

式中，en,et—— 顆粒法向、切向速度分量在反彈前后的恢復(fù)比值

α—— 顆粒與壁面碰撞的夾角，(°)

Fluent軟件中計(jì)算沖蝕率所采用的模型是EDWARDS J K等[14]通過實(shí)驗(yàn)總結(jié)出的沖蝕率計(jì)算公式：

(4)

式中，Re—— 沖蝕率，kg·m-2·s-1

n—— 顆粒數(shù)

mp—— 顆粒質(zhì)量流率，kg·s-1

dp—— 顆粒直徑，m

C(dp) —— 顆粒的直徑函數(shù)，取經(jīng)驗(yàn)常數(shù)

1.8×10-9

f(α) —— 沖擊角分段線性函數(shù)，具體數(shù)值如表2所示

v—— 顆粒的速度，m·s-1

b(v) —— 顆粒相對(duì)速度函數(shù)，取常數(shù)0.2[5]

Af—— 被沖擊壁面的單元面積，m2

表2 沖擊角函數(shù)Tab.2 Function of impact angle

在Fluent軟件中完成前置級(jí)的沖蝕仿真模型參數(shù)設(shè)置后，將前置級(jí)進(jìn)口邊界條件設(shè)為壓力進(jìn)口，進(jìn)口壓力為7 MPa；出口邊界條件設(shè)為壓力出口，出口壓力為0 MPa。流體介質(zhì)按照YH-10航空液壓油的參數(shù)設(shè)置，密度為850 kg·m-3，動(dòng)力黏度為0.0391 Pa·s。顆粒物簡化為球形鐵屑，密度為7860 kg·m-3，直徑為5 μm，質(zhì)量流率參考GJB 420—2006的7級(jí)清潔度要求，為1.78×10-7kg·s-1。

2.2 沖蝕仿真結(jié)果分析

當(dāng)噴嘴處于中位時(shí)，通過仿真得到單個(gè)顆粒在前置級(jí)的運(yùn)動(dòng)軌跡，如圖3所示。從單個(gè)顆粒運(yùn)動(dòng)軌跡可以發(fā)現(xiàn)，高速運(yùn)動(dòng)的顆粒從噴嘴射出后與劈尖碰撞，然后流經(jīng)接收孔并從出口流出。劈尖在高速運(yùn)動(dòng)顆粒的沖擊下必然會(huì)發(fā)生沖蝕。

圖3 單個(gè)顆粒運(yùn)動(dòng)軌跡Fig.3 Moving trajectory of single particle

圖4為前置級(jí)沖蝕率的分布云圖?？梢园l(fā)現(xiàn)，前置級(jí)的沖蝕主要分布在劈尖附近，且沿著劈尖的中心向接收孔圓周擴(kuò)散。

圖4 前置級(jí)沖蝕率云圖Fig.4 Erosion rate distribution diagram of pre-stage

前置級(jí)的沖蝕率在劈尖中心的數(shù)值最大為1.81×10-8kg·m-2·s-1，且隨著向外擴(kuò)散其數(shù)值逐漸減小。通過圖3和圖4可以說明，顆粒對(duì)前置級(jí)劈尖的沖蝕最為嚴(yán)重。

為了進(jìn)一步研究噴嘴位移對(duì)前置級(jí)劈尖最大沖蝕率的影響，通過仿真得到當(dāng)噴嘴向右位移為0～0.16 mm時(shí)劈尖的最大沖蝕率，噴嘴位移與劈尖最大沖蝕率的關(guān)系如圖5所示?？梢园l(fā)現(xiàn)，隨著噴嘴位移的逐漸增大，劈尖的最大沖蝕率逐漸減小，這是因?yàn)殡S著噴嘴向右位移，從噴嘴射出的油液大多直接進(jìn)入右接收孔，而劈尖受到的沖擊動(dòng)能減小。

2.3 沖蝕實(shí)物與仿真對(duì)比

某型號(hào)射流管伺服閥在鋼廠應(yīng)用3年(每年300天，每天24 h)后內(nèi)泄漏增大，該閥被返廠拆卸維修。該型號(hào)射流管伺服閥前置級(jí)接收器的沖蝕實(shí)物與沖蝕仿真對(duì)比，如圖6所示。從圖6a中可以發(fā)現(xiàn)， 接收器的劈尖沖蝕最為嚴(yán)重，劈尖縱向沖蝕長度達(dá)到了0.39 mm，而且劈尖寬度也由初始的0.02 mm變成0.12 mm；劈尖周圍的接收孔圓周邊也發(fā)生了沖蝕，但相對(duì)于劈尖的沖蝕較小。對(duì)比圖6a和圖6b可以發(fā)現(xiàn)，由仿真得到的前置級(jí)沖蝕位置與實(shí)物基本吻合。

圖5 噴嘴位移與劈尖最大沖蝕率關(guān)系Fig.5 Relationship between nozzle displacement and maximum wedge erosion rate

圖6 接收器沖蝕實(shí)物圖與仿真圖Fig.6 Physical and simulation diagram of erosion receiver

圖7為劈尖沖蝕后的結(jié)構(gòu)變化示意圖，劈尖在沖蝕后材料剝落，導(dǎo)致劈尖寬度增大、高度減小。圖中e為劈尖的初始寬度；h為劈尖沖蝕高度；θr為左右接收孔夾角θ的1/2；em為劈尖沖蝕后的寬度。

圖7 劈尖沖蝕示意圖Fig.7 Schematic diagram of wedge erosion

劈尖沖蝕后的寬度em與沖蝕高度h之間的數(shù)學(xué)關(guān)系為：

em=e+2htanθr

(5)

根據(jù)圖6a可知，劈尖沖蝕后的實(shí)際寬度變?yōu)?.12 mm，利用式(5)可以反推劈尖沖蝕的實(shí)際高度為0.19 mm。本研究取噴嘴處于中位時(shí)由仿真得到的劈尖中心最大沖蝕率Remax為1.81×10-8kg·m-2·s-1，進(jìn)行劈尖最大沖蝕理論高度的計(jì)算[5]：

(6)

式中，t—— 射流管伺服閥的工作時(shí)間，s

ρ—— 接收器材料(40Cr13)的密度，取

7750 kg·m-3

將劈尖沖蝕理論高度0.17 mm帶入式(5)中,得到劈尖沖蝕后的理論寬度為0.11 mm。通過對(duì)比劈尖實(shí)際沖蝕后的寬度和沖蝕高度，理論計(jì)算得到的劈尖沖蝕后的寬度和沖蝕高度與實(shí)際值基本一致，理論值(寬度0.11 mm，高度0.17 mm)略小于實(shí)際值(寬度0.12 mm，高度0.19 mm)。這主要是因?yàn)樵阡搹S工作環(huán)境中，射流管伺服閥的油液會(huì)隨著服役時(shí)間的增長清潔程度逐漸降低，油液中的污染顆粒數(shù)增多；另外油液中的空氣也會(huì)在高速射流中析出，從而對(duì)劈尖產(chǎn)生氣蝕。

3 沖蝕對(duì)前置級(jí)工作特性影響

劈尖在沖蝕后，其寬度增大、高度減小，這必然會(huì)影響前置級(jí)的工作特性。為了進(jìn)一步研究沖蝕對(duì)前置級(jí)壓力特性和流量特性的影響，對(duì)前置級(jí)接收器三維模型進(jìn)行沖蝕后的結(jié)構(gòu)形狀設(shè)計(jì)，并利用流場仿真軟件仿真得到?jīng)_蝕前后前置級(jí)左右接收孔的壓差和流量。

3.1 劈尖沖蝕后的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

對(duì)比分析前置級(jí)接收器沖蝕實(shí)物與仿真結(jié)果，發(fā)現(xiàn)前置級(jí)沖蝕最為嚴(yán)重的部位是接收器的劈尖。因此，為了簡化模型，本研究只針對(duì)劈尖沖蝕后的結(jié)構(gòu)進(jìn)行設(shè)計(jì)。從圖6a中可以看出，接收器的劈尖在沖蝕后形成了1個(gè)凹坑，為了簡化結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)，將劈尖沖蝕后形成的凹坑等效為1個(gè)球體沖擊形成的半球體形凹坑，則球體的半徑就是劈尖沖蝕的最大高度，而球體的直徑就是劈尖在接收器端面的沖蝕縱向長度。

因此，根據(jù)劈尖實(shí)際沖蝕高度設(shè)球體半徑為0.19 mm，則劈尖沖蝕后的寬度為0.12 mm，劈尖在接收器端面的沖蝕縱向長度為0.38 mm，沖蝕后的劈尖結(jié)構(gòu)形狀如圖8所示。在圖8中，劈尖在接收器端面的沖蝕縱向長度0.38 mm與實(shí)際值0.39 mm相差0.01 mm，兩者相差較小。

3.2 流場仿真模型

當(dāng)前置級(jí)負(fù)載流量為0 L·min-1時(shí)，噴嘴位移與左右接收孔壓差的關(guān)系為前置級(jí)壓力特性； 當(dāng)前置級(jí)無負(fù)載壓力時(shí)，噴嘴位移與接收孔內(nèi)流量的關(guān)系為前置級(jí)流量特性。根據(jù)圖8劈尖沖蝕后的結(jié)構(gòu)形狀，分別提取前置級(jí)壓力特性和流量特性的仿真模型。由于前置級(jí)結(jié)構(gòu)對(duì)稱，本研究只需考慮噴嘴向右位移。前置級(jí)的壓力特性仿真模型如圖2所示，其流量特性仿真模型如圖9所示。

圖8 劈尖沖蝕后的接收器三維模型Fig.8 3D model of receiver after wedge erosion

圖9 前置級(jí)流量特性仿真模型Fig.9 Simulation model of flow characteristics for pre-stage

3.3 工作特性仿真結(jié)果分析

在利用Fluent仿真軟件計(jì)算前置級(jí)沖蝕前后的流場時(shí)，其仿真環(huán)境設(shè)置與前置級(jí)沖蝕的仿真環(huán)境設(shè)置幾乎一樣，唯一不同點(diǎn)在于，進(jìn)行前置級(jí)工作特性仿真時(shí)需要關(guān)閉Fluent仿真軟件中的離散相模塊，其他設(shè)置無需變動(dòng)。

沖蝕前后的前置級(jí)壓力特性曲線如圖10所示，pL表示前置級(jí)左右接收孔恢復(fù)壓力的壓差，ΔpL表示沖蝕前后前置級(jí)沖左右接收孔壓差的差值。劈尖沖蝕前后的寬度分別為0.02， 0.12 mm。根據(jù)圖10計(jì)算得到，劈尖沖蝕前后前置級(jí)零位壓力增益分別為28.8, 13.5 MPa·mm-1；隨著噴嘴位移的增大，前置級(jí)的壓差逐漸增大，但沖蝕后前置級(jí)的壓差明顯小于沖蝕前前置級(jí)的壓差，當(dāng)噴嘴位移為0.12 mm 時(shí)，兩者的差值達(dá)到了最大0.97 MPa，隨后兩者的差值逐漸減小。這主要是因?yàn)榍爸眉?jí)沖蝕后，劈尖寬度增大導(dǎo)致射流與劈尖撞擊面增大，射流動(dòng)能損失使得轉(zhuǎn)換的壓力能減?。坏S著噴嘴位移的增大，射流與劈尖撞擊面逐漸減小， 射流動(dòng)能損失減小而壓力能上升。

圖10 前置級(jí)壓力特性曲線Fig.10 Pressure characteristic curve of pre-stage

沖蝕前后前置級(jí)流量特性曲線如圖11所示，Q表示前置級(jí)流量，ΔQ表示沖蝕前后前置級(jí)流量的差值。劈尖沖蝕前后的寬度分別為0.02， 0.12 mm，根據(jù)圖11計(jì)算得到，劈尖沖蝕前后前置級(jí)零位流量增益分別為4.3, 2.6 L·min-1·mm-1；隨著噴嘴位移的增大，前置級(jí)的流量逐漸增大，但沖蝕后前置級(jí)的流量明顯小于正常前置級(jí)的流量；當(dāng)噴嘴位移為0.1 mm時(shí)，兩者的差值達(dá)到最大0.1 L·min-1，隨后兩者差值有所減小并趨于穩(wěn)定。這主要是因?yàn)榍爸眉?jí)沖蝕后劈尖寬度增大，導(dǎo)致射流與劈尖撞擊面增大，使得部分射流撞擊劈尖后未能進(jìn)入接收孔，直接從出口流出；但隨著噴嘴位移的增大，噴嘴射流中心與右(左)接收孔中心逐漸重合，射流進(jìn)入接收孔的流量趨于穩(wěn)定。

圖11 前置級(jí)流量特性曲線Fig.11 Flow characteristic curve of pre-stage

通過分析沖蝕前后的前置級(jí)壓力特性和流量特性曲線可以發(fā)現(xiàn)：前置級(jí)沖蝕后，前置級(jí)的零位壓力增益和壓差、零位流量增益和流量都減小，因此，前置級(jí)沖蝕必然會(huì)降低啟動(dòng)主閥芯的速度和伺服閥的靈敏度。

4 結(jié)論

(1) 結(jié)合計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)和沖蝕理論，可以有效預(yù)測前置級(jí)沖蝕部位。前置級(jí)的劈尖是沖蝕最為嚴(yán)重的部位；隨著噴嘴位移的增大，劈尖的最大沖蝕率逐漸減?。粐娮煳灰圃?～0.04 mm時(shí)，劈尖的沖蝕最為顯著；

(2) 劈尖的沖蝕會(huì)影響前置級(jí)的壓力特性和流量特性。在前置級(jí)進(jìn)油壓力為7 MPa，回油壓力為0 MPa的情況下，劈尖寬度從初始的0.02 mm變?yōu)闆_蝕后的0.12 mm，前置級(jí)的零位壓力增益減小了53.1%，壓差最大減小了27.2%；前置級(jí)的零位流量增益減小了39.5%，流量最大減小了24.3%。