康碩，延皓，李長春，王鳳聚，王書銘

(北京交通大學 機械與電子控制工程學院，北京 100044)

偏導射流式伺服閥前置級流場建模及特性分析

康碩，延皓，李長春，王鳳聚，王書銘

(北京交通大學 機械與電子控制工程學院，北京 100044)

針對偏導射流式伺服閥前置級的復雜結(jié)構(gòu)對其內(nèi)部流場及特性的影響，本文提出了一種基于附壁射流理論的前置級流場模型，對油液在射流盤內(nèi)的整個流動過程進行了完整的分析計算，得出了表征射流附壁特性的理論表達式，并基于實際的偏導射流伺服閥前置級結(jié)構(gòu)尺寸，推導了前置級壓力增益的理論計算公式。計算了前置級射流流場的附壁特性，并建立流場二維網(wǎng)格模型，對其附壁現(xiàn)象進行了數(shù)值模擬與分析對比；對影響前置級壓力增益的因素進行了仿真驗證；設計了壓力增益測試試驗，能夠間接測得前置級的壓力增益值。結(jié)果表明，理論計算、數(shù)值模擬及試驗測試三者結(jié)論一致，證明了應用附壁射流理論對前置級流場進行建模的合理性，確定了影響此類伺服閥前置級壓力增益的關鍵結(jié)構(gòu)參數(shù)為：射流盤接收器入口間距、偏轉(zhuǎn)板導流槽側(cè)壁傾角以及偏轉(zhuǎn)板距射流盤噴口側(cè)的間距，為此類伺服閥的結(jié)構(gòu)優(yōu)化及性能改善提供了技術支撐。

偏導射流式伺服閥； 前置級流場； 附壁射流理論； 前置級壓力增益； 附壁特性； 數(shù)值模擬； 壓力增益測試試驗； 關鍵結(jié)構(gòu)參數(shù)

偏導射流式伺服閥由力矩馬達、偏導射流前置級及功率滑閥三部分組成，從射流管伺服閥發(fā)展而來[1-2]，具有抗污染能力強、動態(tài)性能好、可靠性高等優(yōu)點，在航空、航天及工業(yè)領域中均有廣泛應用。

相對于國內(nèi)外對滑閥與噴嘴擋板閥的長期研究，目前針對偏導射流式伺服閥的研究較少，尚沒有可供借鑒的成熟理論。王傳禮等建立了偏導射流前置級的節(jié)流模型，推導了其線性化流量方程[3]；訚耀保等總結(jié)了供油壓力、接收器通道夾角等因素對閥壓力特性的影響，并提出了改善前置級氣穴現(xiàn)象的方法[4-5]；楊月花對不同幾何形狀的前置級流場進行了數(shù)值模擬及可視化試驗驗證，得出了在射流盤兩接收器入口間使用平劈結(jié)構(gòu)更易導流的結(jié)論[6]；江林秋提出了基于紊動沖擊射流理論對偏轉(zhuǎn)射流前置級流場進行分析的創(chuàng)新思路，優(yōu)化了前置級結(jié)構(gòu)參數(shù)[7]；SANGIAH等提出了一類基于雙壓電晶片的新型偏轉(zhuǎn)射流式伺服閥，改善了此類閥的性能[8]；ZHU等設計了一種應用超磁致伸縮材料驅(qū)動偏轉(zhuǎn)板位移的新型偏轉(zhuǎn)射流式伺服閥，該結(jié)構(gòu)的應用使此類閥具有更快的響應速度[9]。

但在上述研究中，前置級模型均基于射流管閥結(jié)構(gòu)進行推導，與實際的偏導閥結(jié)構(gòu)不符；僅應用節(jié)流理論對形狀微小復雜的紊動射流流場進行簡化分析，無法準確表征該流場的復雜狀態(tài)變化，得出的某些結(jié)論與流場實際現(xiàn)象不符，也未對影響前置級流場狀態(tài)及閥特性的因素進行探討。本文以某型偏導射流式力反饋伺服閥為研究對象，基于文獻[7]的分析方法，結(jié)合附壁射流理論與偏導射流式伺服閥的實際尺寸結(jié)構(gòu)，將油液由射流盤口流入至最終回油的完整運動過程分四個流動階段進行分析計算，量化油液在射流盤V型槽中的附壁特性，并在文獻[3-5]的基礎上，推導前置級壓力增益理論表達式，由此建立精確的偏導射流式前置級流場模型，用以表征流體的復雜狀態(tài)變化；應用Matlab與Fluent分別對流場附壁特性及前置級壓力特性進行仿真計算與數(shù)值模擬，并設計可間接獲得前置級壓力增益的試驗方法，用以驗證理論模型的正確性，獲得影響前置級內(nèi)部流場與壓力增益變化的關鍵結(jié)構(gòu)參數(shù)。

1 偏導射流式伺服閥工作原理

偏轉(zhuǎn)射流式伺服閥的結(jié)構(gòu)如圖1所示。其中，偏導射流前置級為伺服閥的核心部件，由偏轉(zhuǎn)板與射流盤構(gòu)成。射流盤為圓形薄片，其上設計加工有“大”字形孔，孔各端分別為供油口、回油口以及接收器，供油口與油源相連，兩接收器分別與滑閥左、右兩腔相連；偏轉(zhuǎn)板為一開有V型導流槽的薄片，插入射流盤噴口與接收器之間的通道內(nèi)。偏導閥工作時，偏轉(zhuǎn)板沿X方向發(fā)生偏移，通過其V型導流槽將油液導入不同的接收器中，進而在滑閥閥芯兩端產(chǎn)生壓差，實現(xiàn)控制滑閥閥芯換向的功能。

2 偏導射流前置級建模及特性分析

假設油液為不可壓縮粘性流體。在偏導射流前置級的流場中選取四個截面，如圖2所示，分析各截面處的油液流速及壓力。其中，射流盤入口截面積為As，伺服閥供油壓力為ps，液流進入射流盤的初始流速為us，射流盤入口處漸縮傾角為β；截面0、1、2分別為虛擬射流起始點所在面、射流與偏轉(zhuǎn)板導流槽側(cè)壁碰撞點所在面以及偏轉(zhuǎn)板噴口所在面，對應截面積分別為A0、A1、A2，油液到達相應截面的壓力與流速設為pi和ui(i=0,1,2)；截面3為偏轉(zhuǎn)板中位時進入射流盤兩接收器的液流流速零點所在面，左、右側(cè)截面積分別為A4 m和A3 m，壓力分別為p4 m和p3 m，稱為恢復壓力。

圖1 偏導射流式伺服閥結(jié)構(gòu)原理圖Fig.1 Structural schematics of deflector jet servo valve

圖2 偏導射流前置級壓力截面Fig.2 Definition of pressure sections in deflector jet pilot stage

2.1 前置級流場射流初始段分析

如圖2所示，油液進入射流盤，并流至截面0處，根據(jù)理想伯努利方程[10]有

(1)

(2)

取Δp=16 MPa，經(jīng)計算可知，射流盤壓力噴口處的雷諾數(shù)為3 066.6，遠大于射流臨界雷諾數(shù)[11]，前置級流場中的射流為紊動射流。

2.2 前置級流場附壁特性

分析油液由截面0流至截面1的過程。射流發(fā)生在薄片狀結(jié)構(gòu)的射流盤內(nèi)，且上下裝有密封蓋板，故可將其近似看作二維射流。當油液射入偏轉(zhuǎn)板V型槽的有限空間內(nèi)時，與側(cè)壁發(fā)生干涉，并對周圍的流體產(chǎn)生卷吸作用，最終附著于一側(cè)壁面繼續(xù)流動，稱為射流的附壁效應?；谖墨I[12-13]中的假設條件，對前置級射流流場附壁特性進行描述。

前置級流場的附壁射流示意圖如圖3所示。其中，射流盤噴口寬度為a，射流盤噴口與偏轉(zhuǎn)板側(cè)壁延長線交點B的間距為d，稱為位差；假定虛擬射流初始點位于O處，距噴口邊緣s0，偏轉(zhuǎn)板側(cè)壁傾角為α。根據(jù)假設條件，可設附壁狀態(tài)下的射流中心線O1A的曲率半徑為R，圓心位于點O′，射流與偏轉(zhuǎn)板側(cè)壁面的碰撞角為θ，射流下邊緣流線與側(cè)壁碰撞于點C，定義為碰撞點；射流中心線弧長為sc，射流中心線到射流邊界線垂向距離為yc。同時設射流初始動量為J，與偏轉(zhuǎn)板碰撞后，C點右側(cè)油液沿偏轉(zhuǎn)板側(cè)壁繼續(xù)流至向偏轉(zhuǎn)板噴口處，此部分動量為J1；C點左側(cè)油液回流至低壓渦流區(qū)O1ABO1，此部分動量為J2。

圖3 前置級附壁射流幾何模型Fig.3 Geometry model of the wall attached jet in pilot stage

2.2.1 虛擬初始射流點位置計算

考慮有限寬度的射流盤噴口，采用Goertler二維自由紊動射流模型描述前置級射流流場的主體段，則流場的速度分布可表示為

(3)

(4)

式中：um為射流軸線流速，y為射流橫向坐標，x為射流軸向坐標，s為自噴口起沿射流中心線的曲線坐標，σ為射流擴散系數(shù)。設虛擬射流起始點O處流速為u0，則位于射流盤噴口的油液出射流量為

(5)

(6)

2.2.2 碰撞點動量計算

射流未附壁前，不受外力作用，故保持動量守恒，根據(jù)沖量定理可得

(7)

經(jīng)碰撞后，油液的順流動量J1和回流動量J2可分別表示為

(8)

(9)

將式(3)、(4)分別代入式(8)、(9)中，得到碰撞點C處沿偏轉(zhuǎn)板側(cè)壁的順流與回流動量分別為

(10)

(11)

2.2.3 射流碰撞角計算

射流流線上任一點處的流量可表示為

(12)

(13)

而附壁位差d隨偏轉(zhuǎn)板偏移而變化，且受偏轉(zhuǎn)板相對于射流盤噴口側(cè)間距變化的影響，如圖4所示。其中，偏轉(zhuǎn)板上側(cè)距射流盤噴口側(cè)的初始距離為h0，此時中位位差為d0，劈距為H。伺服閥工作引起的偏轉(zhuǎn)板偏移量為Δx，對閥組裝調(diào)試引起的偏轉(zhuǎn)板與射流盤噴口側(cè)間距變化為Δh，位差寫為

(14)

由圖3中的幾何關系，有

(15)

(16)

綜合式(13)～(16)，得到射流碰撞角θ所應滿足的等式：

(17)

式中：d0/a、Δx/a及Δh/(atanα)定義為中位位差、偏轉(zhuǎn)板位移量及安裝間距變化量的無量綱表達式。綜上可知，前置級射流碰撞角僅與射流盤噴口寬度、中位位差、偏轉(zhuǎn)板偏移量、側(cè)壁傾角及偏轉(zhuǎn)板相對射流盤噴口側(cè)的安裝間距有關，與射流初始動量大小無關。

圖4 偏轉(zhuǎn)板位置偏移示意圖Fig.4 Schematic diagram of deflector offsets

2.2.4 射流碰撞距離計算

由式(6)、(7)、(10)、(11)與(13)可得，碰撞處射流中心線到射流內(nèi)邊界的垂直距離為

(18)

根據(jù)圖3中幾何關系有

(19)

(20)

由式(14)、(16)、(18)～(20)，可得射流的碰撞距離為

(21)

由式(21)可知，碰撞距離受碰撞角θ、側(cè)壁傾角α、射流盤噴嘴寬度a、偏轉(zhuǎn)板偏移量Δx及其安裝間距Δh等參數(shù)的影響。能夠改變射流碰撞角的前置級尺寸結(jié)構(gòu)變化，亦會影響碰撞距離，但與射流初始動量大小無關。

2.3 前置級壓力特性分析

射流與偏轉(zhuǎn)板側(cè)壁碰撞后，部分油液沿側(cè)壁繼續(xù)向下流動至偏轉(zhuǎn)板噴口，即由截面1流至截面2，如圖2所示。忽略勢能影響，考慮偏轉(zhuǎn)板V型導流槽的方形漸縮損失水頭[10]，由伯努利方程可表示為

(22)

式中：ζ2為偏轉(zhuǎn)板側(cè)壁的摩擦系數(shù)。結(jié)合式(3)、(4)、(6)、(13)與(22)，即可求得偏轉(zhuǎn)板噴口壓力p2。

分析油液從截面2流至截面3的過程。前置級液流分布如圖5所示。其中，Q3和Q4為進入射流盤兩接收器的流量，Q5和Q6為流經(jīng)偏轉(zhuǎn)板與射流盤間縫隙的流量，p3和p4為射流盤兩接收器入口壓力，xf為偏轉(zhuǎn)板位移。

圖5 偏轉(zhuǎn)射流前置級液流分布示意圖Fig.5 Schematic diagram of the flow distribution in pilot stage

假定閥匹配對稱，供油壓力恒定，溫度和密度均為常數(shù)，則流入射流盤兩接收器及偏轉(zhuǎn)板與射流盤兩側(cè)縫隙的流量計算如下

(23)

(24)

(25)

(26)

式中：Cd為流量系數(shù)，A3(xf)、A4(xf)、A5(xf)、A6(xf)分別為油液流經(jīng)射流盤兩接收器入口及兩側(cè)偏轉(zhuǎn)板-射流盤間隙的對應節(jié)流面積，隨偏轉(zhuǎn)板位移而變化?；谇爸眉墝嶋H結(jié)構(gòu)，有偏轉(zhuǎn)板噴口與射流盤接收器入口的相對位置截面圖如圖6所示。其中，b和c分別為射流盤兩接收器入口的長與寬，e為射流盤兩接收器的入口間距，B為偏轉(zhuǎn)板噴口寬度，QL為負載流量。根據(jù)圖6幾何關系，當偏轉(zhuǎn)板向左偏移(向左為正)時，各節(jié)流面積計算如下：

(27)

(28)

(29)

(30)

負載流量QL與各節(jié)流口流量的關系可表示為

QL=Q3-Q6=Q5-Q4

(31)

當偏轉(zhuǎn)板中位時，負載流量為零，兩接收器入口壓力相等，即p3=p4，由式(23)～(31)可得

(32)

式中：令K=2c/(B-e)，表征偏轉(zhuǎn)板噴口相對于射流盤接收器入口的位置關系。

圖6 偏轉(zhuǎn)板噴口與射流盤接收器入口相對位置截面圖Fig.6 Relative position between the nozzle of deflector and the receiver of the jet plate

當油液進入接收器后，由于末端不通，流速降低，壓力增大至恢復壓力，由伯努利方程有

(33)

(34)

式中：ζ3和ζ4為兩射流盤接收器內(nèi)側(cè)壁的方形漸擴摩擦系數(shù)。負載壓力為兩接收器恢復壓力之差

(35)

負載流量QL為位移xf和負載壓力pL的函數(shù)，在零位處對其進行麥克勞林展開，得

(36)

(37)

式(37)結(jié)合ΔQL=Kq0·Δxf+Kc0·ΔpL，可得前置級壓力增益系數(shù)：

(38)

由式(38)可知，壓力增益系數(shù)受偏轉(zhuǎn)板噴口壓力、射流盤兩接收器入口寬度及間距、偏轉(zhuǎn)板尺寸等結(jié)構(gòu)因素影響，與射流盤厚度無關。當負載流量為零時，由式(36)可得，負載壓力的表達式為

(39)

由式(39)可知，伺服閥負載壓力與偏轉(zhuǎn)板偏移量呈線性關系，且壓力增益系數(shù)越大，對負載壓力的控制靈敏度越高。

3 偏導射流前置級特性仿真驗證

3.1 前置級射流流場附壁特性仿真驗證

3.1.1 前置級流場附壁特性的Matlab仿真計算

基于第2.2節(jié)對附壁射流特性參數(shù)的推導，仿真分析前置級流場附壁特性，所需參數(shù)如表1所示。

表1 附壁特性Matlab仿真參數(shù)

Table 1 The parameters for Matlab simulation of the wall attachment properties

名稱數(shù)值油液密度ρ/(kg·m-3)870中位位差d0/mm025射流盤噴口寬度a/mm015偏轉(zhuǎn)板與射流盤初始間距h0/mm02伺服閥供油壓力ps/MPa21射流盤兩接收器入口間距e/mm01

偏轉(zhuǎn)板處于中位時無附壁現(xiàn)象。由于結(jié)構(gòu)對稱，向左或向右偏移時引起的射流現(xiàn)象亦對稱，故選取偏轉(zhuǎn)板向左偏移的情況進行討論，偏移范圍[0,0.04] mm。仿真得到射流碰撞角θ與碰撞距離xc隨偏轉(zhuǎn)板位移的變化曲線，如圖7、8所示。

圖7 受偏轉(zhuǎn)板位移影響的射流碰撞角變化曲線Fig.7 Jet impact angle variation affected by deflector offsets

圖8 受偏轉(zhuǎn)板位移影響的碰撞距離變化曲線Fig.8 Collision distance variation affected by deflector offsets

由圖7、8可知，偏轉(zhuǎn)板向左偏移，右側(cè)壁位差減小，射流與右側(cè)壁碰撞，碰撞角θ隨偏移量的增大而逐漸增加，變化范圍36°～40°；碰撞距離亦逐漸增大，變化范圍為0.37～0.45 mm。碰撞角和碰撞距離的變化受偏轉(zhuǎn)板位移影響不大，原因在于：1)偏轉(zhuǎn)板可偏移范圍較??；2)偏轉(zhuǎn)板導流槽楔形結(jié)構(gòu)對射流產(chǎn)生約束，壁面與液流之間的干涉作用縮短了可自由射流的行程，抑制了其擴散。

偏轉(zhuǎn)板噴口壓力p2與流速u2關于偏轉(zhuǎn)板偏移量的變化曲線，如9、10所示。

圖9 受偏轉(zhuǎn)板位移影響的偏轉(zhuǎn)板噴口壓力變化曲線Fig.9 Deflector pressure variation affected by deflector offsets

由圖9～10可知，偏轉(zhuǎn)板處于中位時，其噴口壓力為7.74MPa；隨著偏轉(zhuǎn)板向左偏移，其噴口與左側(cè)射流盤接收器入口的重合面積不斷增加，油液進入射流盤接收器的阻力減小，偏轉(zhuǎn)板噴口壓力以約0.067MPa/0.01mm的速率下降，偏轉(zhuǎn)板噴口處的油液平均流速也隨之減小。

圖10 受偏轉(zhuǎn)板位移影響的偏轉(zhuǎn)板噴口流速變化曲線Fig.10 Deflector fluid velocity variation affected by its offsets

3.1.2 前置級流場附壁特性數(shù)值模擬與驗證

應用Fluent對前置級的附壁特性進行數(shù)值模擬。在Gambit中建立偏轉(zhuǎn)板偏移量為0、0.02、0.04mm時的前置級流場二維網(wǎng)格模型[14]。并在Fluent中設置如下參數(shù)：供油壓力21MPa，油液密度870kg/m3，運動粘度0.008 7kg/ms，其余參數(shù)默認。當偏轉(zhuǎn)板位于中位時，射流無附壁現(xiàn)象。偏轉(zhuǎn)板偏移量為0.02、0.04mm時的油液壓力分布及速度云圖如圖11所示。

由圖11可知，當偏轉(zhuǎn)板向左偏移，右側(cè)位差減小，射流向右側(cè)偏轉(zhuǎn)彎曲，末端與偏轉(zhuǎn)板側(cè)壁碰撞，流跡線形狀近似于弧型，原因在于：射流對其附近的流體具有卷吸作用，位差較小的一側(cè)從其余流體處得到的介質(zhì)補充更快，故該側(cè)壓力小于位差較大的一側(cè)，致使射流向該側(cè)偏轉(zhuǎn)。碰撞后，少部分油液出現(xiàn)回流，并經(jīng)偏轉(zhuǎn)板與射流盤間縫隙流至兩側(cè)回油口，其余依附側(cè)壁繼續(xù)向下流動，射流下端由于受到導流槽楔形側(cè)壁的限制，壓力上升，到達偏轉(zhuǎn)板噴口后再次出射，上述現(xiàn)象與2.2節(jié)中提出的附壁射流模型對射流的描述一致，且側(cè)壁的存在對于改善紊動射流的流向穩(wěn)定性具有顯著效果。

根據(jù)Fluent仿真數(shù)據(jù)，得出隨偏轉(zhuǎn)板偏移，其噴口平均壓力與平均流速、射流碰撞角及碰撞距離的變化，如表2所示。

表2 受偏轉(zhuǎn)板偏移影響的前置級流場附壁特性表

Table 2 Wall attachment characteristics of pilot stage flow distribution affected by deflector offsets

偏移量/mmp2/MPau2/(m·s-1)θ/(°)xc/mm0784157——0027621524003600473314542040

圖11 不同偏轉(zhuǎn)板偏移時的前置級壓力與速度分布云圖Fig.11 Pressure and velocity contours of the flow in pilot stage with different deflector offsets

由表2可知，隨偏移量增大，射流碰撞角小幅增加，碰撞點向下移動，逐漸靠近偏轉(zhuǎn)板噴口，偏轉(zhuǎn)板噴口平均壓力減小，平均流速略有減小。

對比Matlab仿真計算與Fluent數(shù)值模擬結(jié)果，相對誤差如表3所示。

表3 Matlab仿真與Fluent數(shù)值模擬結(jié)果相對誤差

Table 3 Relative errors of results between Matlab and Fluent

偏移量/mm相對誤差/%p2u2θxc0115425——002066256550556004164268690698

由表3可知，偏轉(zhuǎn)板噴口平均壓力與流速計算誤差較小，兩種模型結(jié)果符合較好；而由數(shù)值模擬得出的射流碰撞角與碰撞距離為觀測估計值，故與理論計算結(jié)果相比存在一定誤差，但以上誤差均處于合理范圍內(nèi)，兩種模型所得數(shù)據(jù)基本一致，驗證了基于附壁射流理論的前置級射流模型的合理性。

3.2 前置級結(jié)構(gòu)參數(shù)對伺服閥壓力增益影響

基于2.3節(jié)推導可知，當供油壓力一定時，壓力增益系數(shù)大小僅由前置級尺寸結(jié)構(gòu)決定。根據(jù)不同接收器入口間距e進行仿真，得到壓力增益的變化曲線，如圖12所示。

圖12 接收器入口間距變化對壓力增益系數(shù)的影響Fig.12 Influence of the distance variation between receiver inlets on pressure gain coefficient

由圖12可知，當e=0時,射流盤接收器處為尖劈型結(jié)構(gòu)，此時壓力增益最大，隨兩接收器入口間距增大，壓力增益系數(shù)減小，但其變化不呈線性，且壓力增益系數(shù)幾乎不受偏轉(zhuǎn)板位移的影響，可近似為常數(shù)。采用尖劈結(jié)構(gòu)雖能夠獲得較大的壓力增益，但當劈距H較小時，不易獲得射流的穩(wěn)定附壁，將影響整閥響應的快速性，故射流盤接收器入口間宜采用平劈型結(jié)構(gòu)，此處設計間距為e=0.1 mm。偏轉(zhuǎn)板尺寸改變亦對壓力增益產(chǎn)生影響。采用不同偏轉(zhuǎn)板導流槽側(cè)壁傾角的壓力增益曲線如圖13所示。

圖13 偏轉(zhuǎn)板導流槽側(cè)壁傾角變化對壓力增益系數(shù)的影響Fig.13 Influence of the inclination angle variation of deflector flow channel on pressure gain coefficient

由圖13可知，側(cè)壁傾角減小5°，平均壓力增益系數(shù)隨之減小約15～20 MPa/mm；偏轉(zhuǎn)板位移對壓力增益系數(shù)略有影響。這里設計采用的側(cè)壁傾角為α=15°，此時壓力增益為122 MPa/mm。

對伺服閥進行組裝調(diào)試時，會引起偏轉(zhuǎn)板與射流盤噴口所在側(cè)壁的間距h發(fā)生變化，如圖4所示，間距變化量Δh<0表示偏轉(zhuǎn)板靠近射流盤噴口所在側(cè)壁移動，得到壓力增益系數(shù)變化曲線如圖14所示。

圖14 偏轉(zhuǎn)板與射流盤噴口側(cè)間距變化對壓力增益的影響Fig.14 Influence of the distance variation between deflector and jet plate nozzle on pressure gain coefficient

由圖14可知，當偏轉(zhuǎn)板與射流盤處于初始間距h0=0.2 mm時，平均壓力增益為122 MPa/mm，偏轉(zhuǎn)板靠近射流盤噴口所在側(cè)移動，壓力增益隨之增大，但不受偏轉(zhuǎn)板偏移量影響。由此可見，將偏轉(zhuǎn)板靠近射流盤噴口安裝，或減小偏轉(zhuǎn)板與射流盤噴口一側(cè)的設計間距，可相應提高整閥壓力增益。

綜上所述，設計采用適當?shù)那爸眉壗Y(jié)構(gòu)參數(shù)，如接收器入口間距、偏轉(zhuǎn)板側(cè)壁傾角，選取恰當?shù)钠D(zhuǎn)板安裝位置，或縮小偏轉(zhuǎn)板與射流盤噴口側(cè)設計間距，不僅能有效提高伺服閥壓力增益，還能增強射流的附壁穩(wěn)定性，縮短射流方向切換時間，由此提高整閥的響應速度和靈敏度，改善整閥性能。

4 偏導射流前置級壓力增益測試試驗及結(jié)果分析

4.1 前置級壓力測試試驗設計

在射流盤供油口、偏轉(zhuǎn)板噴口及射流盤接收器內(nèi)分別安裝壓力傳感器，用于測定供油壓力ps、偏轉(zhuǎn)板噴口壓力p2及接收器恢復壓力p3m與p4m。

設計偏轉(zhuǎn)板微位移檢測裝置，原理圖如圖15。

圖15 偏轉(zhuǎn)板微位移檢測原理示意圖Fig.15 Diagram of deflector′s micro displacement detection

該裝置用于推動偏轉(zhuǎn)板以實現(xiàn)其精確微位移并檢測該值。將電動推桿垂直安裝于伺服閥銜鐵上方的測試工裝中，可在X與Y向上對力矩馬達上端的機械反饋裝置實施恒力推動。在測試過程中，主控制器為銜鐵組件施加精確的位置信號，使其運動到相應偏轉(zhuǎn)角度，通過兩個激光傳感器測量同一水平面內(nèi)X與Y向的力矩馬達微小位移，并反饋給主控制器，構(gòu)成精確的位置閉環(huán)系統(tǒng)。基于所測力矩馬達位移量，根據(jù)前置級結(jié)構(gòu)參數(shù)可折算得到偏轉(zhuǎn)板的位移。偏轉(zhuǎn)板微位移檢測裝置如圖16所示。

圖16 偏轉(zhuǎn)板微位移檢測裝置Fig.16 Device for micro displacement detection of deflector

根據(jù)上述試驗所測恢復壓力數(shù)據(jù)p3m與p4m，以及對應的偏轉(zhuǎn)板位移量xf，代入式(39)即可間接計算出壓力增益Kp試驗值。綜上，為前置級壓力增益測試的試驗原理。

4.2 前置級壓力測試試驗結(jié)果分析

設置供油壓力為21 MPa，改變伺服閥線圈控制電流，使偏轉(zhuǎn)板由中位偏轉(zhuǎn)至0.04 mm處，測得不同偏移位置時的兩接收器內(nèi)恢復壓力變化如圖17。

圖17 射流盤接收器內(nèi)的恢復壓力變化曲線Fig.17 Recovery pressure variation at the jet plate receivers

由圖17可知，偏轉(zhuǎn)板中位時，兩接收器內(nèi)恢復壓力試驗值均為6.7 MPa，由式(32)～(34)計算可知，恢復壓力理論值為7.14 MPa，誤差為6.16%，此時兩側(cè)無壓差，閥芯靜止；隨偏轉(zhuǎn)板向左位移，左側(cè)恢復壓力近似線性升高，右側(cè)壓力則線性下降，負載壓力表現(xiàn)為偏轉(zhuǎn)板位移的線性函數(shù)，與理論公式(39)一致?；谠囼灁?shù)據(jù)，代入式(39)可得，前置級平均壓力增益試驗值為118 MPa/mm，而根據(jù)理論模型計算得到的壓力增益值為122 MPa/mm，相對誤差為3.28%。分析理論計算的誤差，推斷主要來源于：前置級機構(gòu)的加工誤差及現(xiàn)有射流理論對于分析復雜流態(tài)的局限性等。試驗表明，理論計算結(jié)果與試驗結(jié)果基本一致，基于附壁射流理論建立的流場模型合理，且壓力增益理論表達式正確。

5 結(jié)論

1)提出的基于附壁射流理論的偏導射流前置級流場精確數(shù)學模型，可完整描述射流在前置級有限空間約束下的復雜流動狀態(tài)，為后續(xù)研究前置級內(nèi)部流場影響下的整閥特性變化規(guī)律提供理論支持。

2)基于實際前置級結(jié)構(gòu)推導得出的前置級壓力增益理論表達式，經(jīng)仿真與試驗驗證，具有合理性。由此確定：射流盤接收器入口間距、偏轉(zhuǎn)板側(cè)壁傾角及其相對于射流盤噴口側(cè)的間距，為影響伺服閥壓力增益的關鍵結(jié)構(gòu)參數(shù)，為設計優(yōu)化前置級結(jié)構(gòu)，改善此類伺服閥的整體性能提供了理論依據(jù)。

3)所設計的伺服閥壓力增益測試方案，能夠間接測得前置級壓力增益，且結(jié)論與理論計算、仿真模擬一致，證明了該方案的可行性，為伺服閥的動態(tài)性能檢測提供了工程指導。

本文的研究結(jié)果對于偏導類伺服閥前置級流場精確完整模型的建立、結(jié)構(gòu)改進及特性測試試驗的設計均具有參考價值。而受到前置級微小結(jié)構(gòu)約束的復雜射流形態(tài)，后續(xù)仍需進一步研究與探討。

[1]盧長耿,李金良.液壓控制系統(tǒng)的分析與設計[M].北京：煤炭工業(yè)出版社，1992: 10-45.

[2]方群,黃增.電液伺服閥的發(fā)展歷史、研究現(xiàn)狀及發(fā)展趨勢[J]. 機床與液壓, 2007, 35(11): 162-164. FANG Qun, HUANG Zeng. Developing process, research actuality and trend of electrohydraulic servo valve[J]. Machine tool & hydraulics, 2007, 35(11): 162-164.

[3]王傳禮,丁凡,李其朋,等.射流盤伺服閥控電液位置系統(tǒng)的動態(tài)特性[J]. 重慶大學學報, 2003, 26(11): 11-15. WANG Chuanli, DING Fan, LI Qipeng, et al. Dynamic characteristics of electro-hydraulic position system controlled by jet-pan servo valve[J]. Journal of Chongqing University, 2003, 26(11): 11-15.

[4]訚耀保,張鵬,張陽.偏轉(zhuǎn)板伺服閥壓力特性研究[J]. 流體傳動與控制, 2014, 65(4): 10-15. YIN Yaobao, ZHANG Peng, ZHANG Yang. Analysis of the pressure characteristics of deflector jet servo valve[J]. Fluid power transmission and control, 2014, 65(4): 10-15.

[5]訚耀保,張鵬,岑斌.偏轉(zhuǎn)板射流伺服閥前置級流場分析[J].中國工程機械學報, 2015, 13(2): 1-7. YIN Yaobao, ZHANG Peng, CEN Bin. Prestage flow field analysis on deflector jet servo valves[J]. Chinese journal of construction machinery, 2015, 13(2): 1-7.

[6]楊月花.伺服閥前置級射流流場分析及實驗研究[D]. 哈爾濱:哈爾濱工業(yè)大學, 2006. YANG Yuehua. Analysis and experimental research of prestage jet flow field in hydraulic servo valve[D]. Harbin: Harbin Institute of Technology, 2006.

[7]江林秋.新型偏轉(zhuǎn)板射流液壓伺服閥的設計與研究[D].南京:東南大學, 2013. JIANG Linqiu. Design andresearch on a new type of deflection plate jet servo valve[D]. Nanjing: Southeast University, 2013.

[8]SANGIAH D K, PLUMMER A R, BOWEN C R, et al. Modelling and experimental validation of a novel piezohydraulic servovalve[C]//Proceedings of the ASME 2011 Dynamic Systems and Control Conference. Arlington, USA, 2011: 343-350.

[9]ZHU Yuchuan, LI Yuesong. Development of a deflector-jet electrohydraulic servovalve using a giant magnetostrictive material[J]. Smart materials and structures, 2014, 23(11): 1-19.

[10]日本機械學會.流體力學[M].祝寶山,張信榮,王世學譯.北京：北京大學出版社, 2013: 89-107.

[11]董志勇.射流力學[M].北京：科學出版社， 2005: 15-17.

[12]原田正一, 尾崎省太郎. 射流工程學[M]. 陸潤林, 郭秉榮，譯. 北京：科學出版社, 1977: 104-137.

[13]LEVIN S G, MANION F M, Jet attachment distance as a function of adjacent wall offset and angle[J]. Advances in fluidics, 1962(9): 1087-1099.

[14]張仁徽,陳宇里,耿釗.網(wǎng)格尺寸對Delft3D有限元水流場仿真精度影響的分析[J]. 應用科技, 2015, 42(1): 57-61. ZHANG Renhui, CHEN Yuli, GENG Zhao. Influence analysis of the mesh size on the precision of flow field simulation of the Delft3D finite element[J]. Applied science and technology, 2015, 42(1): 57-61.

本文引用格式：

康碩，延皓，李長春，等. 偏導射流式伺服閥前置級流場建模及特性分析[J]. 哈爾濱工程大學學報， 2017， 38(8): 1293 -1302.

KANG Shuo, YAN Hao, LI Changchun, et al. Modeling of the flow distribution and characteristics analysis of the pilot stage in a deflector jet servo valve[J]. Journal of Harbin Engineering University， 2017， 38(8): 1293 -1302.

Modeling of the flow distribution and characteristics analysis of the pilot stage in a deflector jet servo valve

KANG Shuo, YAN Hao, LI Changchun, WANG Fengju, WANG Shuming

(College of Mechanical Electronic and Control Engineering, Beijing JiaoTong University, Beijing 100044, China)

To analyze the influence of a deflector jet servo valve′s structure on the internal flow distribution and its characteristics, a flow distribution model based on wall attachment jet theory was established. The flowage of hydraulic oil in jet plate was analyzed according to the model to obtain the theoretical expressions that describe the oil′s wall attachment characteristics. The theoretical formula of pressure gain was derived based on the actual structure of the pilot stage. Then, the jet characteristics of the pilot stage flow distribution were calculated. Its two-dimensional mesh model was established for numerical simulation to analyze the different wall attachment jet phenomena. Meanwhile, the factors that affect pilot stage pressure gain were simulated and verified. An experiment for testing the pressure gain of the pilot stage was designed to obtain the pilot stage pressure gain indirectly. Result shows that the theoretical expressions are consistent with the simulation and test results, thereby proving the rationality of using wall attachment theory to model the pilot stage flow field. The distance between receiver inlets, the inclination angle of the deflector flow channel, and the distance between the deflector and the jet plate nozzle are confirmed to be the key structural parameters that affect pressure gain, thereby providing technical support for the structure optimization and performance improvement of the deflector jet servo valve.

deflector jet servo valve; pilot stage flow distribution; wall attachment jet theory; pilot stage pressure gain; wall attachment characteristic; numerical simulation; pressure gain test experiment; key structural parameter

2016-05-04.

日期：2017-04-27.

國家國際科技合作專項項目(2012DFG71490).

康碩(1987-), 女, 博士研究生； 延皓(1979-), 男, 副教授，博士生導師.

延皓，E-mail: shuo_kan0@163.com.

10.11990/jheu.201605009

TG156

A

1006-7043(2017)08-1293-10

網(wǎng)絡出版地址：http://www.cnki.net/kcms/detail/23.1390.u.20170427.1510.066.html