射流管電液伺服閥滑閥沖蝕磨損特性分析

孟令康， 朱玉川， 王玉文， 丁建軍， 陸 軍

(1.南京航空航天大學(xué) 機(jī)電學(xué)院， 江蘇 南京 210016； 2.中國(guó)船舶集團(tuán)有限公司 第七〇四研究所， 上海 200031)

引言

射流管伺服閥因其抗污然性強(qiáng)、服役時(shí)間長(zhǎng)以及可靠性高等優(yōu)勢(shì)，被廣泛運(yùn)用于航空航天等領(lǐng)域[1]。但是，由于射流管伺服閥對(duì)油液清潔度要求不高，油液中的污染顆粒會(huì)隨著高速運(yùn)動(dòng)的液體對(duì)伺服閥內(nèi)部元件進(jìn)行沖蝕，導(dǎo)致元件表面磨損[2]。褚淵博等[3]通過(guò)建立射流管伺服閥前置級(jí)可視化沖蝕磨損仿真模型，分析得到當(dāng)噴嘴處于中位時(shí)，前置級(jí)的劈尖處沖蝕磨損率最大，并且隨噴嘴位移的增大而減小。訚耀保等[4]將計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)與沖蝕磨損理論相結(jié)合， 研究了射流管伺服閥前置級(jí)接收器的夾角對(duì)前置級(jí)沖蝕磨損率的影響， 結(jié)果表明，當(dāng)接收器的夾角在40°～50°時(shí)，前置級(jí)的沖蝕磨損率最大。張坤等[5]基于CFD仿真軟件建立了電液伺服閥滑閥的沖蝕磨損仿真模型，分析得到滑閥沖蝕磨損的主要部位是在閥套和閥芯的控制邊銳緣附近，而且沖蝕磨損率與閥口開(kāi)度為非線性關(guān)系。孫飛等[6]利用有限元仿真軟件，分析了顆粒物濃度、閥口開(kāi)度以及顆粒物直徑對(duì)滑閥閥口沖蝕磨損的影響，結(jié)果表明，隨著顆粒物濃度和直徑的增大，閥口的沖蝕磨損率增大；隨著閥口開(kāi)度的增大，閥口的沖蝕磨損率減小。孫宇航等[7]利用Fluent仿真軟件，研究了具有銳邊、圓角、倒角以及圓弧節(jié)流邊的滑閥沖蝕磨損情況，分析得到，當(dāng)滑閥的節(jié)流邊為圓角時(shí)，滑閥的沖蝕磨損率最小。射流管伺服閥在工作一段時(shí)間后，由于內(nèi)部元件的磨損會(huì)出現(xiàn)零位泄漏增大、分辨率降低以及零位壓力增益減小等現(xiàn)象，從而影響伺服閥的工作性能[8]。

本研究針對(duì)射流管伺服閥滑閥的沖蝕磨損，建立滑閥的沖蝕磨損可視化模型，仿真預(yù)測(cè)滑閥不同部位的沖蝕磨損分布情況。利用AMESim仿真軟件，分析滑閥沖蝕磨損前后伺服閥工作性能的變化。

1 射流管電液伺服閥的結(jié)構(gòu)和工作原理

圖1為某型號(hào)射流管伺服閥結(jié)構(gòu)示意圖。其主要由電-機(jī)轉(zhuǎn)換器永磁力矩馬達(dá)、液壓放大器射流管閥以及功率放大器滑閥組成，滑閥的閥芯端部裝有位移傳感器，將測(cè)得的閥芯位移信號(hào)轉(zhuǎn)換為電信號(hào)反饋到伺服放大器，并與外部輸入的指令電信號(hào)比較，構(gòu)成閥芯位移的電反饋回路。另外，P為進(jìn)油口，T為回油口；A，B為工作負(fù)載口。當(dāng)外部無(wú)輸入指令電信號(hào)時(shí)，射流管伺服閥不工作；當(dāng)外部輸入相應(yīng)的指令電信號(hào)時(shí)，指令電信號(hào)與位移傳感器反饋的電信號(hào)作差，兩者的偏差信號(hào)經(jīng)過(guò)伺服放大器轉(zhuǎn)換產(chǎn)生相應(yīng)的控制電流輸入到力矩馬達(dá)，產(chǎn)生電磁力矩，使得銜鐵組件旋轉(zhuǎn)。射流管偏離中位，左右接受孔的恢復(fù)壓力不再相等，滑閥左右兩端產(chǎn)生壓差驅(qū)動(dòng)閥芯運(yùn)動(dòng)，輸出相應(yīng)的流量。

1.力矩馬達(dá) 2.中間過(guò)渡體 3.先導(dǎo)閥體4.滑閥組件 5.位移傳感器 6.伺服放大器圖1 射流管伺服閥結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Schematic structure of jet pipe servo valve

2 射流管電液伺服閥AMESim建模

2.1 力矩馬達(dá)建模

力矩馬達(dá)主要由磁路組件和銜鐵組件組成。當(dāng)控制線圈輸入電流時(shí)，其產(chǎn)生的控制磁通與永磁體產(chǎn)生的極化磁通相互疊加產(chǎn)生電磁力。銜鐵在電磁力的作用下發(fā)生旋轉(zhuǎn)，其產(chǎn)生的電磁力矩為：

Td=Kti+Kmθ

(1)

式中，Td—— 銜鐵受到的電磁力矩，N·m

Kt—— 力矩馬達(dá)電磁力矩常數(shù)，N·m/A

Km—— 力矩馬達(dá)磁彈簧剛度，N·m/rad

θ—— 銜鐵旋轉(zhuǎn)角度，rad

銜鐵組件的動(dòng)態(tài)力矩平衡方程為：

(2)

式中，Ja—— 銜鐵組件的轉(zhuǎn)動(dòng)慣量，N·m·s2/rad

Ba—— 銜鐵組件的阻尼系數(shù)，N·m·s/rad

Kf—— 支撐桿的剛度，N·m/rad

將式(1)帶入式(2)中，并進(jìn)行拉普拉斯變換得到控制電流與銜鐵旋轉(zhuǎn)角度的關(guān)系：

(3)

2.2 射流管閥建模

射流管閥主要由射流管、噴嘴以及接收器組成。其作用主要是實(shí)現(xiàn)流經(jīng)前置級(jí)油液的能量轉(zhuǎn)換，推動(dòng)閥芯位移。由于銜鐵的旋轉(zhuǎn)角度非常小，所以噴嘴的位移與銜鐵旋轉(zhuǎn)角度存在如下關(guān)系：

xj=lθ

(4)

式中，xj—— 噴嘴位移，m

l—— 噴嘴旋轉(zhuǎn)半徑，m

當(dāng)射流噴嘴向右偏轉(zhuǎn)時(shí)，射流管閥左右接收孔的恢復(fù)壓力可以分別表示為[9]：

(5)

(6)

式中，p1，p2—— 射流管閥左右接收孔的恢復(fù)壓力，MPa

A1，A2—— 左右接收孔的通流面積，m2

Ar—— 左右接收孔的面積，m2

ψ—— 射流型系數(shù)

λ—— 射流噴嘴到接受面的相對(duì)距離

Cdj—— 射流噴嘴的流量系數(shù)

ps—— 供油壓力，MPa

θr—— 左右接收孔軸線夾角的一半，(°)

qL—— 左右接收孔的負(fù)載流量，L/min

Cd—— 左右接收孔的流量系數(shù)

ρ—— 油液密度，kg/m3

基于以上射流管閥數(shù)學(xué)模型，利用AMESim軟件中二次開(kāi)發(fā)模塊AMESet，建立射流管閥仿真模型[10]，如圖2所示。其中1，2接口代表左右接收孔的恢復(fù)壓力和負(fù)載流量；3接口代表噴嘴的位移；4接口代表供油壓力。

圖2 射流管閥AMESet模型Fig.2 AMESet model of jet pipe valve

2.3 滑閥組件建模

根據(jù)滑閥的結(jié)構(gòu)，使用AMESim液壓元件設(shè)計(jì)庫(kù)中的子模型搭建滑閥組件的仿真模型，如圖3所示。

圖3 滑閥組件AMESim模型Fig.3 AMESim model of spool valve assembly

3 沖蝕磨損理論模型

3.1 固體顆粒運(yùn)動(dòng)模型

在實(shí)際工作當(dāng)中，油液中的單位質(zhì)量污染顆粒主要在受到曳力、重力和附加力的作用下而運(yùn)動(dòng)[11]，其運(yùn)動(dòng)方程為：

(7)

式中，v—— 顆粒的速度，m/s

FD—— 顆粒所受曳力，N

Fg—— 顆粒所受的重力，N

Fx—— 顆粒所受的附加力(附加質(zhì)量力和升力)，N

顆粒隨著油液一起高速運(yùn)動(dòng)，與滑閥壁面發(fā)生碰撞并反彈回流場(chǎng)。在此過(guò)程中存在著能量的轉(zhuǎn)換和損失。選用GRANT G等[12]提出的固體顆粒與壁面碰撞前后的法向和切向動(dòng)量變化率的反彈系數(shù)：

(8)

(9)

式中，en，et—— 顆粒法向和切向的反彈系數(shù)

vn1，vn2—— 顆粒與壁面碰撞前后的法向速度分量，m/s

vt1，vt2—— 顆粒與壁面碰撞前后的切向速度分量，m/s

α—— 顆粒與壁面碰撞前的運(yùn)動(dòng)軌跡與壁面的夾角，(°)

3.2 沖蝕磨損率模型

采用EDWARDS J K等[13]從砂粒沖擊碳鋼和鋁材表面實(shí)驗(yàn)中總結(jié)出的沖蝕模型來(lái)計(jì)算滑閥沖蝕磨損率：

(10)

式中，Re—— 沖蝕磨損率，kg/(m2·s)

n—— 顆粒數(shù)

dp—— 顆粒直徑，m

C(dp) —— 顆粒的直徑函數(shù)，根據(jù)經(jīng)驗(yàn)值取1.8×

10-9

f(α) —— 沖擊角的分段線性函數(shù)，如圖4所示

b(v) —— 顆粒相對(duì)速度函數(shù)，一般取常數(shù)0.2～0.4

Af—— 被沖擊壁面的面積，m2

圖4 沖擊角分段線性函數(shù)Fig.4 Piecewise linear function of impinging angle

4 滑閥沖蝕磨損數(shù)值模擬

4.1 仿真參數(shù)設(shè)置

由于滑閥結(jié)構(gòu)對(duì)稱，本研究只提取當(dāng)閥芯向右移動(dòng)0.2 mm時(shí)滑閥的右半部分流道，如圖5所示。仿真以標(biāo)準(zhǔn)的k-ε湍流模型方程為基礎(chǔ)，采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)模型處理壁面邊界，選擇Simple算法。設(shè)置滑閥進(jìn)口邊界條件為壓力進(jìn)口，大小為7 MPa；出口邊界條件為壓力出口，大小為0 MPa。另外，流體介質(zhì)為YH-10航空液壓油，其密度為850 kg/m3，動(dòng)力黏度為0.0391 Pa·s。射流管伺服閥的過(guò)濾精度為10～20 μm，因此污染顆粒的尺寸分布在0～10 μm。顆粒為鐵屑，密度為7860 kg/m3，假設(shè)其形狀為球形，平均直徑大小為5 μm。污染顆粒物的數(shù)目參考GJB 420—2006的7級(jí)清潔度要求，其質(zhì)量流率為1.78e-7 kg/s。

圖5 滑閥流道模型Fig.5 Fluid model of spool valve

4.2 流場(chǎng)速度分布

通過(guò)仿真得到滑閥流場(chǎng)的速度分布云圖，如圖6所示。圖6a為滑閥閥口的局部速度放大云圖；圖6b為滑閥閥口的局部速度矢量圖。從圖6a中可以發(fā)現(xiàn)，滑閥閥口處速度是最大的，其最大速度為137 m/s。這是因?yàn)楫?dāng)油液流經(jīng)狹小的閥口時(shí)，油液的流域突然變窄，油液的壓力能迅速轉(zhuǎn)換為動(dòng)能，從而導(dǎo)致油液流速提高。在閥口處，隨著油液一起高速流動(dòng)的顆粒會(huì)對(duì)閥套和閥芯的控制面刃邊產(chǎn)生磨損。另外，從圖6b可以發(fā)現(xiàn)流經(jīng)閥芯控制面刃邊的流體速度大于流經(jīng)閥套控制面刃邊的流體速度。而且，當(dāng)流出閥口的液體在與閥體壁面碰撞后再一次流經(jīng)閥芯的控制面刃邊，導(dǎo)致閥芯被帶有顆粒的流體二次沖蝕，但此時(shí)流體的速度明顯降低。通過(guò)上述的分析，可以推測(cè)閥芯控制面刃邊的沖蝕磨損將比閥套嚴(yán)重。

圖6 滑閥流場(chǎng)速度分布云圖Fig.6 Velocity distribution diagram of flow field of spool valve

4.3 顆粒運(yùn)動(dòng)軌跡

圖7為油液中單個(gè)顆粒的運(yùn)動(dòng)軌跡圖。顆粒隨著流體從模型入口流入，接著流經(jīng)閥口，最后從出口流出。可以發(fā)現(xiàn)，顆粒在途經(jīng)閥口時(shí)的運(yùn)動(dòng)軌跡靠近閥芯控制面刃邊，這將會(huì)造成閥芯控制面刃邊的沖蝕磨損比閥套嚴(yán)重。

圖7 油液中單個(gè)顆粒軌跡圖Fig.7 Moving trajectory of single particle in oil liquid

4.4 沖蝕磨損分布

利用Fluent仿真軟件中的離散相模型計(jì)算得到閥套與閥芯控制面刃邊沖蝕磨損率的分布云圖，如圖8所示。可以看出，閥芯控制面刃邊的最大沖蝕磨損率以及沖蝕磨損范圍大于閥套，這正如前面分析預(yù)測(cè)的一樣，閥芯控制面刃邊的沖蝕磨損比閥套嚴(yán)重。

圖8 閥套與閥芯的控制面刃邊沖蝕磨損率云圖Fig.8 Erosion rate distribution diagram of valve sleeve and valve core

5 滑閥沖蝕磨損的影響分析

5.1 滑閥沖蝕磨損實(shí)物

射流管伺服閥在服役較長(zhǎng)時(shí)間后，滑閥閥套和閥芯的控制面刃邊在污染顆粒的沖蝕磨損下會(huì)變鈍。圖9為某型號(hào)射流管伺服閥閥芯控制面刃邊的沖蝕磨損實(shí)物圖。可以看出，閥芯控制面刃邊的磨損寬度為0.0396 mm，這表明閥芯在沖蝕磨損后，其控制面刃邊附近的外形輪廓發(fā)生了變化。

圖9 閥芯控制面刃邊的沖蝕磨損實(shí)物圖Fig.9 Picture of sharp edge erosion wear of valve core

由滑閥的沖蝕磨損仿真得到，閥套和閥芯控制面刃邊的最大沖蝕磨損率分別為4.31×10-11kg/(m2·s)和6.42×10-11kg/(m2·s)，兩者相差不是很大。為了簡(jiǎn)化計(jì)算模型，假設(shè)閥套和閥芯的控制面刃邊在沖蝕磨損后，外形輪廓都變?yōu)榘霃较嗟鹊膱A角，如圖10所示。xv為閥芯軸向位移；r為閥套和閥芯磨損的圓角半徑；x1為滑閥磨損后閥芯的等效位移。

圖10 閥套和閥芯的控制面刃邊磨損后輪廓示意圖Fig.10 Schematic diagram of sharp edge of valve sleeve and valve core after erosion wear

5.2 沖蝕磨損影響分析

為了進(jìn)一步探究滑閥沖蝕磨損后對(duì)射流管伺服閥工作性能的影響，利用射流管伺服閥AMESim模型，仿真得到滑閥磨損前后伺服閥的空載流量特性曲線和壓力特性曲線。其中，滑閥的磨損通過(guò)改變閥套和閥芯控制面刃邊的圓角半徑來(lái)模擬，射流管伺服閥的主要仿真參數(shù)如表1所示。

表1 射流管伺服閥主要仿真參數(shù)Tab.1 Main simulation parameters of jet pipe servo valve

在輸入電流幅值為0.05 A且頻率為0.02 Hz、供油壓力為7 MPa、回油壓力為0 MPa的條件下，設(shè)置滑閥控制面刃邊的圓角半徑r=0 mm模擬正常滑閥，根據(jù)圖9閥芯控制面刃邊磨損的實(shí)際寬度設(shè)置圓角半徑r=0.0396 mm來(lái)模擬滑閥沖蝕磨損。圖11是滑閥磨損前后射流管伺服閥空載流量特性曲線，可以發(fā)現(xiàn)，與正常滑閥相比， 磨損后的伺服閥空載流量增大， 并且最多增大了1.2 L/min，這主要是由于滑閥磨損后，閥口的有效開(kāi)口面積增大。

圖11 射流管伺服閥空載流量特性曲線Fig.11 Unload flow characteristics curve of jet pipe servo valve

在相同的輸入條件下，同樣可以得到滑閥磨損前后射流管伺服閥的壓力特性曲線，如圖12所示，可以發(fā)現(xiàn)，滑閥磨損后伺服閥的壓力特性曲線斜率減小，即零位壓力增益減小。當(dāng)輸入電流為額定電流1%(0.5 mA) 時(shí)，負(fù)載壓降為1.52 MPa，沒(méi)有達(dá)到超過(guò)額定壓力30%(2.1 MPa)的壓力增益指標(biāo)[9]。這主要是因?yàn)榛y磨損后，滑閥零位的有效開(kāi)口面積不再是0，油液會(huì)從磨損后的閥口圓角泄漏到負(fù)載腔。

圖12 射流管伺服閥壓力特性曲線Fig.12 Pressure characteristics curve of jet pipe servo valve

通過(guò)AMESim仿真分析得出：當(dāng)滑閥磨損后，射流管伺服閥的空載流量增大，零位壓力增益減小。伺服閥的壓力增益指標(biāo)不合格，工作性能嚴(yán)重退化，會(huì)降低液壓伺服控制系統(tǒng)的控制精度和響應(yīng)速度。

6 結(jié)論

(1) 通過(guò)建立滑閥可視化沖蝕磨損仿真模型，有效地預(yù)測(cè)了滑閥沖蝕磨損部位，其中滑閥主要沖蝕磨損的部位是閥套和閥芯的控制面刃邊，并且閥芯控制面刃邊的沖蝕磨損比閥套嚴(yán)重；

(2) 滑閥沖蝕磨損后對(duì)射流管伺服閥的工作性能有重要影響，在輸入電流幅值為0.05 A且頻率為0.02 Hz、供油壓力為7 MPa、回油壓力為0 MPa的條件下，當(dāng)滑閥閥套和閥芯的控制面刃邊磨損后(r=0.0396 mm)，伺服閥的空載流量增加，最多增加了1.2 L/min；另外，伺服閥的零位壓力增益也明顯減小。本研究對(duì)射流管伺服閥的故障診斷和結(jié)構(gòu)優(yōu)化具有指導(dǎo)意義。