配流盤三角形節流槽抗空化結構改進研究

孫澤剛，鐘宏民，李 濤

（四川輕化工大學機械工程學院，四川 自貢 643000）

1 引言

軸向柱塞泵是液壓系統的動力源，是液壓系統的心臟，因此軸向柱塞泵的性能對整個液壓系統運行穩定性有決定性作用。軸向柱塞泵主要性能指標是出口流量的穩定性、振動、噪聲、容積效率等，而空化是影響柱塞泵性能的主要因素之一。

針對軸向柱塞泵空化的研究已成為近年熱點，國內外學者進行了較多相關的研究，并取得了一定的研究成果。文獻[1]仿真分析海水軸向柱塞泵柱塞腔的空化，發現泵的入口壓力對柱塞腔的空化影響明顯，研究結果表明增加軸向柱塞泵的入口壓力可在一定程度上降低柱塞腔的空化面積。文獻[2-4]分析了高壓軸向柱塞泵的空蝕特性，提出一種空蝕的評價方法。通過CFD 仿真分析，提出軸向柱塞泵空蝕的破壞不僅取決于配流盤減壓槽附件的結構，還取決于進入柱塞腔流體的速度方向，并指出可改變配流盤節流槽結構，使得流體在節流槽出口的射流角在（35～65）°之間時，柱塞泵空蝕破壞減弱。后經進一步研究發現配流盤減壓槽附近的阻尼孔對減壓槽出口的射流角大小沒有影響。文獻[5]研究了配流盤結構對柱塞腔壓力影響，認為配流盤節流槽及其過流面積對氣蝕影響較大，且可提高入口壓力來減少泵發生空化的程度。文獻[6]利用Pumplinx 泵用軟件仿真分析了多排式軸向柱塞泵的泵內流體動力特性和空化預測，提出加大入口壓力、增大入口水力半徑及改善泵入口流道等能抑制柱塞泵空化的幾種方案，為以后柱塞泵抗空化研究奠定基礎。文獻[7]為揭示軸向柱塞泵吸油時工作腔內的氣穴現象，利用AMSim 建立柱塞腔吸油模型，以柱塞腔內無氣泡析出為目標函數，應用遺傳算法對吸油短板進行優化，獲得吸油短孔直徑的臨界值及腔內壓力與空氣析出變化曲線，通過CFD仿真軟件對優化后柱塞腔的動態流場進行仿真計算，并驗證了優化結果。文獻[8-9]通過數值及實驗研究的方法研究了柱塞泵空化對泵流量脈動的影響，對柱塞泵空化的形成原因進行了說明，但沒有提出具體抑制空化的措施。文獻[10]在軸向柱塞泵缸體及配流盤的結構設計中考慮了空化的影響，沒有深入研究缸體及配流盤結構參數對泵空化的影響。文獻[11]在考慮了柱塞泵各種泄漏量的前提下，建立了柱塞腔壓力與缸體轉角之間的數學模型，并在此基礎上進行配流盤結構優化研究，防止柱塞腔壓力低于飽和蒸汽壓，從而增加柱塞泵的抗空化性能的目的。文獻[12-13]為減小斜盤式軸向柱塞泵的壓力脈動和空化的影響，考慮了流體可壓縮性及慣性的作用，對配流盤的腰形孔的開孔角度進行數學建模分析，提出了開孔角的最佳角度，但沒有從節流槽的結構上分析節流槽對泵空化的影響。隨后N.P.Mandal 為進一步減少軸向柱塞泵的壓力脈動及柱塞腔的空化，提出采用壓力補償器的方法。這種方式對減少泵的沖擊有很好的優勢，但對減小整個泵運轉時的脈動及空化作用不明顯，且泵的結構會變得很復雜。文獻[14]對柱塞泵的柱塞腔、配流盤及缸體與配流盤接觸部分進行空化仿真分析研究，發現缸體的轉速，泵的入口壓力及配流盤結構對柱塞泵空化均有影響。關于柱塞本身的結構對柱塞穩定性及空化的影響的學者較少，很多學者對柱塞的研究主要是針對其受力的研究居多，而文獻[15]研究了柱塞泵柱塞上柱塞槽對泵穩定性及柱塞腔空化的影響，研究結果表明帶有柱塞槽的柱塞泵有利于泵的穩定，有利于抑制泵的空化。上述研究成果在抑制柱塞泵空化領域中已取得了突出的研究成果，在前人研究的基礎上，針對柱塞泵在預升（卸）壓階段配流盤三角形節流槽，進行其抗空化的結構優化改進研究。

2 配流盤三角形節流槽結構及空化機理

軸向柱塞泵三角形節流槽結構，如圖1 所示。軸向柱塞泵運行時，柱塞腔會經過兩個特殊區域，吸-排油過渡區域（預升壓）及排-吸油過渡區域（預卸壓），此時節流槽兩端會出現高壓差，流體會高速通過節流槽，流體的壓力會急劇下降，發生空化。在預升壓、預卸壓階段，配流盤節流槽發生的空化程度是不相同的，這主要是由于當柱塞腔通過預升壓時，此時配流盤出口流體壓力遠高于柱塞腔內部流體壓力，配流盤出口流體會高速倒灌入柱塞腔，但此時流體是向節流槽收縮方向流動。而柱塞腔通過預卸壓區時，流體是向節流槽漸擴方向流動。由于收縮形節流槽的抗空化性能優于漸擴性節流槽，所以預升壓時節流槽的空化程度小于預卸壓時。

圖1 軸向柱塞泵配流盤節流槽Fig.1 Throttling Groove of Axial Piston Pump

3 配流盤節流槽空化仿真

3.1 配流盤節流槽空化仿真模型

為加快計算速度，需要簡化計算模型。由于研究對象是配流盤節流槽在預升（卸）壓瞬時的空化，因此只需要建立缸體腰形孔與配流盤三角形節流槽及配流盤腰形孔的流道幾何模型。軸向柱塞泵缸體腰形孔與配流盤節流槽接觸瞬時的流道幾何模型及網格劃分圖，如圖2 所示。仿真模型是在流體連續運動的方程及雷諾方程基礎上，湍流模型采用RNG k-ε 模型，計算用Simple 算法。入口壓力設置為20MPa，出口為一個標準大氣壓。液壓油密度：870kg/m3，動力粘度：0.026Pa·S。

圖2 配流盤節流槽空化仿真模型Fig.2 Caviation Simulation Model of Valve Plate Throttling Groove

圖3 D=60°θ=5°不同入口壓力時三角形節流槽與配流盤腰形孔氣體體積分數平均值變化線圖Fig 3 Change Curves of Mean Value of Gas Volume Fraction of Valve Plate Triangular Throttling Groove and its Kidney Shape Hole when D=60°，θ=5°， and Inlet Pressure is Different

3.2 入口壓力對節流槽空化影響

結構參數為D=60°，θ=5°的配流盤節流槽與配流盤腰形孔流體氣體體積分數平均值隨入口壓力的變化線圖，如圖3 所示。從圖中很清楚地顯示節流槽在高壓差時節流槽流體空化程度遠高于低壓差時節流槽流體的空化，且高壓差時節流槽空化泡會脫離，進入配流盤腰形孔，從而對配流盤腰形孔壁造成空蝕破壞，再有產生的氣泡又被吸入另一柱塞腔中，從而減小柱塞泵的容積效率。

3.3 配流盤三角形節流槽結構參數對空化的影響

不同D 值及θ 值時，節流槽空化程度的曲線圖，如圖4、圖5所示。

圖4 θ=4°不同D 值時三角形節流槽與配流盤腰形孔氣體體積分數平均值變化線圖Fig.4 Change Curves of Mean Value of Gas Volume Fraction of Valve Plate Triangular Throttling Groove and its KidneyShape Hole when θ=4°，and Value of D is Different

圖5 D=55°不同θ 值時三角形節流槽與配流盤腰形孔氣體體積分數平均值變化線圖Fig.5 Change Curves of Mean Value of Gas Volume Fraction of Valve Plate Triangular Throttling Groove and its KidneyShape Hole when D=55°， and Value of θ is Different

從線圖的變化趨勢可看出，隨著D 及θ 地增加配流盤節流槽及腰形孔流體氣體體積分數平均值（αV）均有不同程度的增加，但增加的梯度不一樣。很明顯，θ 的變化對αV的影響比D 值的影響大，這是因為θ 值較小時節流槽的深度h 值就較小，流體的壓力恢復速度較快。但θ 值的微小變化會造成h 值呈較大梯度的增加，這樣節流槽的縱向空間增大迅速，流體壓力恢復速度減小促使了空化的發展。而D 值的變化只會造成節流槽橫向空間的增加，但增加空間的梯度較小，對流體的壓力恢復速度的影響較小。

4 配流盤節流槽抗空化結構改進研究

4.1 預卸壓配流盤節流槽抗空化結構改進

結構改進對象為D=60°，θ=6°的三角形節流槽。通過3.3 節的分析結果發現θ 值對節流槽空化的影響最敏感，并得到θ 值越小對三角形節流槽的空化越有抑制性的結論。提出對節流槽結構改進的方案為：在不改變原有節流槽通流面積的條件下，盡量取小的θ 值。根據三角形節流槽過流面積的計算公式：

式中：b—節流槽寬度；x—節流槽開度；—節流槽高度；L—節流槽長度。

為保證在θ=4°時和參數為D=60°，θ=6°的節流槽具有相同的過流面積，此時的三角形節流槽結構參數為D=104.8°，θ=4°。

現對預卸壓三角形節流槽抗空化結構改進后的性能進行仿真驗證，仿真驗證的結果，如圖6 所示。圖中顯示，改進后的結構比原結構氣體體積分數平均值減小了近0.02，具有明顯的空化抑制性能。由此，可以在保證節流槽通流面積的基礎上，通過減小楔形角θ 的辦法在一定程度上抑制配流盤空化。

圖6 結構改進后預卸壓節流槽及腰形孔流體氣體體積分數平均值變化線圖Fig.6 Change Diagram of Average of Gas Volume Fraction of Fluid of Improved Structure of Triangular Throttling Groove and Kidney Shape Hole

4.2 預升壓配流盤節流槽抗空化結構改進

當軸向柱塞泵排油結束時，理論上柱塞腔應和配流盤排油腰形孔相通并進入排油階段，但由于泵排油孔壓力遠高于柱塞腔油壓力，則配流盤排油腰形孔液壓油會倒灌入柱塞腔，造成強烈水擊。為了減小水擊，為此在配流盤腰形排油孔前增加了三角形節流槽，這樣雖然可以減小水擊程度，但流體會高速通過節流槽，流體壓力急劇降低，促使流體氣泡析出，產生空化。

預升壓與預卸壓流體的流動方向剛好相反，則其空化仿真計算模型可以采用預卸壓的計算模型，只不過把原有的計算模型的進、出口進行對調。具體的網格模型，如圖2 所示。

此時液壓油從配流盤腰形孔通過三角形節流槽進入柱塞腔，液壓油反向流經節流槽，從過流面積大的一端流向過流面積小的一端，這樣在節流槽內流體不易發生空化，但當液壓油流出節流槽時，此時的流速最大，壓力劇降，發生空化。所以，在預升壓時空化主要發生在節流槽的出口端。

根據液壓流體力學理論，如單位時間內通過節流槽流體體積相同時，節流槽出口面積越大，則流體的出流速度就越低，流體壓降就會越小，流體產生的氣泡數量就越少。所以，在相同進口過流面積的情況下，增大出口的過流面積可以降低流體在節流槽出口的速度大小，從而減小流體空化的程度。因此針對結構參數D=60°，θ=6°的三角形節流槽，同樣可以用D=104.8°，θ=4°的三角形節流槽進行結構改進。通過仿真分析，設定入口壓力20MPa，缸體腰形孔壓力為一個大氣壓。仿真得到的缸體腰形孔流體氣體體積分數平均值的迭代變化曲線，如圖7 所示。圖7 顯示D=104.8°，θ=4°的節流槽的抗空化性能優于D=60°，θ=6°節流槽。

圖7 結構改進后預升壓缸體腰形孔流體氣體體積分數平均值變化線圖Fig.7 The Change Diagram of the Mean Value of Gas Volume Fraction of the Improved Structure of Cylinder Block Kidney Shape Hole

5 結論

（1）通過三角形節流槽分析結構參數對其空化影響，得到θ值對節流槽空化影響最為敏感的結論。

（2）提出了三角形節流槽抗空化結構改進方案：對于預卸壓時，在不改變原有節流槽通流面積的條件下，盡量取小的θ 值；在預升壓時，相同進口過流面積的情況下，增大出口的過流面積可有效抑制空化的產生。