液压轴向柱塞泵配流盘气蚀机理

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∗液压轴向柱塞泵配流盘气蚀机理刘晓红于兰英刘桓龙柯坚(西南交通大学新型驱动技术中心成都610031)摘要：对轴向柱塞泵配流盘进行了气蚀试验。在试验条件相同的情况下，减压槽处结构不同的配流盘得到了两种截然不同的气蚀破坏结果。针对试验中两种配流盘的配流过程进行了计算流体动力学(Computationalfluiddynamics，CFD)解析，得到了配流盘不同位置的速度分布，以及压力、速度随缸体转角的变化曲线；得出了配流盘发生气蚀的机理，即气蚀不仅取决于配流盘附近的速度和压力大小，还取决于速度的方向——射流角；提出了通过改变配流盘结构，将油液回冲阶段初期的射流角控制在30°~60°内来减少配流盘上气蚀的方法。根据配流盘气蚀产生的机理将油液回冲阶段初期的射流角控制在30º~48º，经过试验，就气蚀破坏来讲配流盘的寿命延长到了原来的4倍多。关键词：轴向柱塞泵配流盘气蚀计算流体动力学射流角中图分类号：TH137现象。与水中的空化现象不同，油中的气化现象是0前言油的压力下降时，原来溶解在其中的过饱和空气分近来，随着液压技术向高速、高压、大功率方离出来的气泡形成的。当发生气化现象时，经常会向的发展，液压元件中的气化现象已经很难避免。有部分金属表面受到侵蚀，即在金属表面产生气蚀。气化现象引起的元件气蚀，成为妨碍该技术进一步这种侵蚀现象发生的原因，被认为是气泡被流体带发展的因素。到高压区发生溃灭时产生的间断性局部高温高压造[1][4]目前，对气蚀的试验研究比较多。MalkaR等成的。通过试验研究了气蚀与腐蚀的相互关系，[2]Al-BukhaitiMA等通过试验研究了射流角对流体气蚀的影响。液压泵是液压系统的心脏，其配流过程中产生的配流盘气蚀是不容忽视的。实际设计和使用中，人们已经认识到配流过程中气化噪声的危[3]害，但对气化引起配流盘气蚀的研究却很少。国外某公司在对轴向柱塞泵配流盘进行气蚀试验时，两种不同结构的配流盘出现了截然不同的结果。针对上述情况，对液压轴向柱塞泵配流过程进行计算流体动力学(Computationalfluiddynamics，图1配流盘结构简图CFD)解析，得到其压力和速度变化，进而研究液压[5]考虑液体可压缩性，气泡溃灭时内部压强为轴向柱塞泵配流盘气蚀发生的机理。3γpi=p0(R0/R)(1)1配流盘结构和试验结果式中：pi——气泡溃灭时气泡内的压强P0——气泡内的初始压强1.1配流盘几何结构R0——气泡初始半径图1显示了试验用液压轴向柱塞泵配流盘的结R——气泡溃灭时的半径构简图。图中n为缸体绕轴旋转的转速，对应箭头γ——气泡内气体的绝热指数方向为缸体转动的方向。工作过程中，随着缸体绕上式表明，当固体边界附近的气泡溃灭时，半泵轴的转动，柱塞在斜盘作用下不断伸缩，实现吸、径R变得很小，气泡中心靠近气泡边界，可认为最排油过程。大压强pmax就在边界附近，峰值非常大。例如，设1.2气化现象与气蚀4p0=0.1MPa，R0/R=20，γ＝1.4，则pmax=2.91×10在流体中，压力过低(低于其空气分离压或饱和MPa。蒸汽压力)时，就会有气泡形成，这种现象称为气化[6]Hickling与Plesset指出，溃灭压强从溃灭中心向外移动时随距溃灭中心的距离r衰减很快。当∗国家高技术研究发展计划(863计划2006AA09Z2006)资助项目。r/R0=2时，溃灭压强减为20~100MPa。而气泡溃灭20070206收到初稿，200708xx收到修改稿。 1/3时，发生最大压强点的位置rm=4R=1.587R。e因此，流体在固体边界是否会产生气蚀破坏的c关键在于，气泡溃灭过程中的最大压强是否超过材料强度，以及最大压强是否发生在固体边界附近。高压边界n1.3气蚀试验结果试验过程中泵的工作参数见表1。图2显示了低压边界气蚀试验结果。其中，图2a为泵1连续工作500h(a)整体模型网格划分(b)配流盘网格划分后配流盘的气蚀破坏情况，图2b为泵2连续工作2,000h后配流盘的气蚀破坏情况。结合图1和图2可以看出，泵1工作500h后在吸油腔到排油腔过渡区表面产生很深的蚀坑，而泵2工作2,000h后过渡区表面仍很光滑，几乎看不到侵蚀的痕迹。通过仔细观察和推算发现：泵1配流盘上的蚀坑大概是泵1泵2在缸体转角为13°~16°时形成的。(c)减压槽附近局部网格放大表1泵的工作参数图3网格划分参数值2.2计算条件柱塞数Z/个9因流场随时间变化比较剧烈，需要对轴向柱塞斜盘倾角α/(°)14.3泵进行瞬态分析，在建模过程中对流体状态作了如柱塞窗孔的范围角Ψ0/(°)30配流盘偏转角Φ0/(°)10下假设：①流动介质为40#液压油，其参数如表2所[7]工作压力p1/MPa35示；②流体为可压缩，恒定的牛顿流体（即速度入口压力p2/MPa0梯度变化时，动力粘度μ不变）；③出现真空压力和-1转速n/(r·min)1,800负压时液压油中不会出现空化现象；④通过计算，此模型中的雷诺数Re=33,103，远大于临界雷诺数Recri(2,000~3,000)，模型中主要流动状态是紊流，故边界条件可采用k-ε紊流模型。表2流动介质计算参数(20℃,293K)参数值蚀坑-3常压下密度ρ0/(kg·m)870(a)泵1工作500h(b)泵2工作2,000h动力粘度μ/(Pa·s)0.0261图2试验中配流盘的气蚀情况体积弹性模量K/MPa1,1002网格划分和计算条件液压油密度随压力变化关系为ρ=ρ0.exp(p/K)(2)2.1网格划分为减少计算量，建模时将柱塞数目减少为3个，3解析结果和分析而在气蚀表面附近的区域(柱塞窗孔、减压槽和小孔气蚀是流体中压力突然降低产生的气泡被带到1、2)进行网格局部加密，以增加计算精度。由此，高压区溃灭产生的，因此应该讨论泵腔内气泡的产将整个模型划分为约298,356个网格和320,580个顶生及其溃灭的位置。解析以前比较泵2和泵1的配点(图3)。为实现泵的工作过程，采用移动网格法进流盘，其不同之处是减压槽附近的一个小孔(小孔行CFD仿真。计算过程中，随着柱塞腔内液压油不2)。因此，解析时主要考虑缸体转动过程中缸体与断绕泵的轴心转动，柱塞孔内密闭容积位置和大小配流盘高压腔接通后，油液回冲阶段减压槽附近的不断变化，模拟缸体绕轴的旋转和柱塞的伸缩过程。最低压力、最大速度和速度方向的变化。图3a中n为缸体转速，e为柱塞伸出方向，c为柱3.1柱塞腔与排油腔接通后柱塞腔内的最低压力塞压缩方向，图3b为配流盘网格划分，图3c为泵1和最高速度对气蚀的影响和泵2配流盘减压槽附近的网格划分。与减压槽处流场相关的位置主要有柱塞窗孔、小孔1、小孔2和减压槽。当柱塞腔与小孔1接通并开始出现油液回冲现象时缸体转角为8.15°，与小 孔2及减压槽连通时缸体转角为13.0°，油液回冲阶段结束时缸体转角为17.5°。结合配流盘上的气蚀情况可以初步认为气蚀是在柱塞腔与小孔2及减压槽连通后的液压回冲阶段初期形成的。图4~6分别是上述三个位置在油液回冲阶段的最低压力和最高速度随时间的变化曲线。(a)最低压力(a)最低压力(b)最高速度图6小孔2和减压槽中最低压力与最高速度随缸体转角变化曲线由图4可以看出，两种结构相比，柱塞腔内最低压力和最高速度随缸体转角变化曲线几乎完全重合，仅在柱塞腔开始与小孔2接通时，泵1柱塞腔内最低压力比泵2低一些，最高速度比泵2大一些，但数值相差很小，几乎可以忽略。此时，两种结构(b)最高速度的最低压力均低于液压油的空气分离压力，最高速图4柱塞腔内最低压力与最高速度随缸体转角变化曲线度比较大，满足在柱塞腔内产生气泡的条件。由图5可以看出，小孔1中最低压力和最高速度基本相同，仅在柱塞腔开始与小孔2及减压槽接通时压力和速度峰值有很小的差别。此时，两种泵的最低压力均低于液压油的空气分离压力,最高速度比较大，满足在柱塞腔中产生气泡的条件。由图6可以看出，小孔2和减压槽中最低压力和最高速度差别比较大。差别最大时，相同时间内最高速度的增量泵1比泵2大30m/s，最低压力的减幅泵1比泵2小8MPa，且泵1中低压和高速作(a)最低压力用的时间比较长。但是，最低压力和最高速度都不满足产生气泡的条件。由此可见，在小孔2和减压槽中不会产生气泡，对气蚀影响较大的应该是其中的速度分布。3.2柱塞腔与排油腔接通后小孔2和减压槽中速度分布对气蚀的影响图7为不同缸体转角对应小孔2和减压槽出口处的速度分布，对应的最大速度值见表3。图8为小孔2和减压槽出口处的射流角(速度方向)随缸体(b)最高速度转角的变化。从图7，8和表3可以看出，缸体转角图5小孔1中的最低压力与最高速度随缸体转角变化曲线相同时，两种结构的速度不仅数值相差比较大，方向也有很大的区别。泵1的速度方向更接近配流盘表面，容易将气泡带到配流盘表面，气泡在此处遇 到柱塞腔中的高压油溃灭时产生的高温和高压会对配流盘表面产生侵蚀，进而形成试验中看到的蚀坑；泵2不仅速度值比较小，而且方向偏向柱塞腔中央，可以将气泡带入柱塞腔中心偏离配流盘表面的位置。这种情况下，即使气泡遇到高压溃灭，由于高压油的缓冲作用，对配流盘和柱塞腔的侵蚀也会比较弱。可见，泵1配流盘的气蚀是由于射流角过小，使气泡在配流盘表面溃灭而引起的。由此，可将气蚀产生的机理表示为图9。图8减压槽出口速度方向随缸体转角变化曲线图9配流盘气蚀机理示意图(a)Ф1=13.95°(b)Ф1=13.95°因气泡产生到溃灭的时间大概为0.1ms，0.1ms-4-4内缸体转过360°×10n/60=360°×10×1,800/60=1.08°。可见，为减少配流盘表面的气蚀破坏，设计过程中应该将缸体转角为14.0º~16.0º时的射流角控制在30º~60º范围内，最大值要大于40º。4使用效果分析(c)Ф1=15.30°(d)Ф1=15.30°根据上述理论，实际设计时，将小孔2的长度减为原来的1/2(图10)，其他参数不变。图11为CFD解析得到的减压槽出口速度方向随缸体转角的变化曲线。由图11可以看出，缸体转角为14.0°~16.0°时减压槽出口的射流角为30º~48º，在30°~65°范围内，最大值48°>40°，配流盘不容易产生气蚀。(e)Ф1=17.10°(f)Ф1=17.10°泵1泵2-1速度v/(m·s)小孔2图10改进后减压槽附近网格划分(g)图(a)~(f)中颜色代表的速度大小48°图7不同缸体转角时减压槽处的速度分布º)(30°表3图7中的最大速度值/θ缸体转角最高速度图号−1/(°)v/(m•s)射流角(a)178.513.95(b)148.1(c)164.515.30(d)136.2缸体转角Ф1/(º)(e)104.3图11减压槽出口速度方向随缸体转角的变化曲线17.10(f)86.52图12为上述轴向柱塞泵在相同工作条件下，连续运转2,000h后配流盘的气蚀情况。由图12可以 看出，经过2000h后配流盘表面仍很光滑，没有出[4]YOUNGFR.Cavitation[M].NewYork：McGRAW-HILL现气蚀破坏的痕迹。BookCompany,1989.[5]BRUJANEA．Bubbledynamicsinacompressibleshear-thinningliquid[J]．FluidDynamicsResearch，1998(23)：291-318．[6]张林夫，夏维洪.空化与气蚀[M]．江苏：河海大学出版社，1989．ZHANGLinfu,XIAWeihong.Cavitationandcavitateerosion[M].Jiangsu:HohaiUniversityPress,1989.图12使用2000h后配流盘的气蚀情况[7]那成烈.轴向柱塞泵可压缩流体配流原理[M]．北京：由此可见，改进后泵的寿命延长到原来的4倍兵器工业出版社，2003．多，实用效果非常显著。NAChenglie.Porttheoryofcompressiblefluidinaxialplungerpump[M].Beijing:WeaponIndustryPress,2003.5结论CAVITATIONEROSIONMECHANISM⑴判断液压元件是否会产生气蚀和产生气蚀的OFPORTPLATEOFHYDRAULICAXIAL难易程度，不能仅靠最低压力，还必须同时考虑元PLUNGERPUMP件中流体的射流角。试验中的轴向柱塞泵，柱塞腔LIUXiaohongYULanyingLIUHuanlongKEJian与排油腔接通后，油液回冲过程中产生的低压和高(NewDriveTechnologyCenter,SouthwestJiaotong速会在柱塞腔中产生气泡。由于小孔2的作用，泵University,Chengdu610031)2在减压槽处的速度方向发生了很大的变化，使产Abstract:Theportplatesofhydraulicaxialplungerpumps生气泡的两种配流盘结构在气蚀试验中出现截然不havebeentestedforcavitationerosiondamage,then2port同的结果。plates,whichhavesomedifferencenearthepressuredamping⑵设计时可以通过改变射流角度来减少配流盘groove,resultindifferentsolutionsunderthesametesting的气蚀破坏。在高压泵中很难避免气泡的产生，但condition.Aimingtothese2portplates,computationalfluid通过合理设计结构，将射流角控制在30°~60°范围dynamicsanalysisisdonetoobtainvelocitydistribution,the内就可以减少甚至避免气蚀的产生。curvesofminimumpressurevarieswithrotatingangleof⑶按照上述理论设计的配流盘大大延长了轴向cylinder,andwhichofmaximumvelocityvarieswithrotating柱塞泵的使用寿命。设计时，通过改变减压槽处的angleofcylinder.Cavitationerosionmechanismofportplateis结构，将射流角控制在30°~48°；使用过程中，轴obtainedthatcavitationerosionnotonlyliesonthevaluesof向柱塞泵配流盘的寿命达到了2000h以上，延长到pressureandvelocity,butalsoonvelocitydirect(impingement原来的4倍多。angle)aboutpressuredampinggroove.Toreducecavitationerosiondamageonhighpressurepumpportplate，themethodis参考文献presentedthattheimpingementangleshouldberestrictedinthe[1]MALKAR，NEŠIĆS，GULINODA.Erosion-corrosionrangeof30°~60°,duringtheearlystageofoilbackflushing,byandsynergisticeffectsindisturbedliquid-particlechangingthestructureofportplate.Accordingtothiscavitationflow[J]．Wear，2007(262)：791-799．erosionmechanismofportplate,theimpingementangleis[2]AL-BUKHAITIMA,AHMEDSM,BADRANFMF,etrestrictedintherangeof30°~48°duringtheearlystageofoilal.Effectofimpingementangleonslurryerosionbackflushing.Bytesting,ontheaspectofcavitationerosionbehaviourandmechanismsof1017steelanddamage,thelifeofportplatecanbelengthenedmorethan4high-chromiumwhitecastiron[J].Wear，2007(262)：timesoftheinitialone.1187-1198．Keywords:AxialplungerpumpPortplate[3]那成烈，范春行，吴兴利.轴向柱塞泵气穴振动问题研CavitationerosionComputationalfluiddynamics究[J].液压与气动，1992(4)：20-23．ImpingementangleNAChenglie,FANChunxing,WUXingli.Researchon作者简介：刘晓红，女，1978年出生，博士研究生。主要研究方向为液cavitationvibrationofaxialplungerpump[J].Chinese压元件的CFD的研究。Hydraulics&Pneumatics,1992(4):20-23.E-mail：xhliu1@sohu.com