吳書豪,張曉俊,梁義維,宋子龍

(太原理工大學 機械與運載工程學院,山西 太原 030024)

0 引 言

由于地下煤礦的特殊環(huán)境,煤礦機械設(shè)備的工況十分惡劣。在這種工況下,液壓油易被污染。

液壓油液的污染顆粒主要由環(huán)境中的固體顆粒以及閥芯與閥套或閥體之間的摩擦產(chǎn)生的細小金屬磨屑組成,這些污染顆粒對于煤礦機械設(shè)備液壓閥的正常工作影響很大。

崔振、何荷香、李方俊等人[1-3]對伺服閥的壽命試驗和閥性能影響進行了研究,發(fā)現(xiàn)油液污染是導致伺服閥精度下降的主要原因。

液體流動過程中,顆?？梢詫﹂y體和閥芯在閥口銳邊處產(chǎn)生沖蝕磨損。目前,國內(nèi)外學者對滑閥的沖蝕磨損和閥結(jié)構(gòu)的改進研究已取得了一系列成果。

孫飛、丁礦、鐘林等人[4-6]分析了固液兩相流的沖蝕磨損特性,得出磨損速率與顆粒濃度呈線性正相關(guān)的結(jié)論,即當顆粒濃度不變時,磨損速率隨著顆粒直徑的增大而增大,且對某一直徑顆粒十分敏感;固體顆粒的空間分布特征依賴于流體的性質(zhì)。孫宇航[7]對滑閥不同形式的節(jié)流邊進行了沖蝕磨損的研究,得出了不同形式節(jié)流邊磨損速率不同的結(jié)論,即當節(jié)流邊為圓角形式時,沖蝕磨損速率較小。林建忠等人[8]針對帶有固體顆粒的近壁流場,提出了在壁面上開槽的方法,以此來降低固體顆粒對壁面的沖蝕磨損;并得出了結(jié)論,即在一定的溝槽高度下,當溝槽寬度與溝槽間距離相等時,顆粒對壁面沖蝕磨損的程度最小。張坤、LIU Xin-qiang等人[9,10]通過離散相(DPM)進行了固液兩相流的CFD仿真分析,得出了伺服閥沖蝕磨損區(qū)域的遷移路徑為閥口控制銳邊、閥芯端面、閥桿;其中,閥口控制銳邊始終為沖蝕磨損最大的區(qū)域。HAUGEN K[11]通過對28種不同材料進行侵蝕磨損測試,結(jié)果發(fā)現(xiàn),通過選擇適當?shù)牟牧峡梢燥@著提高閥的壽命,降低液體流動過程中對閥的侵蝕和磨損。MAZUR Z[12]通過改變閥門入口的幾何形狀,優(yōu)化了顆粒軌跡和沖擊角,從而降低了閥門的侵蝕率。

綜上所述,學者們對于滑閥的沖蝕磨損已做了大量的研究。目前,學者們對閥芯的優(yōu)化研究主要是采取對閥芯取倒角、圓角、凹弧等方式,且對上述倒角、圓角、凹弧等各種結(jié)構(gòu)的尺寸也做了研究和分析。

筆者針對滑閥閥芯取倒角時的結(jié)構(gòu)進行研究,即當?shù)菇菍挾瘸叽缫欢?但倒角角度不同時,對滑閥閥芯銳邊的沖蝕磨損改善情況進行分析;利用CFD結(jié)合Edwards模型,取不同閥芯臺肩倒角角度時,針對滑閥油液外流(P-B)閥芯銳邊的沖蝕磨損進行分析和探究。

1 二維模型及網(wǎng)格

1.1 二維模型

筆者運用CAD軟件繪制滑閥的二維結(jié)構(gòu)圖。

滑閥二維結(jié)構(gòu)圖如圖1所示。

圖1 滑閥的二維模型

二維模型結(jié)構(gòu)尺寸如表1所示。

表1 二維模型結(jié)構(gòu)尺寸

流域及其網(wǎng)格劃分后的三維模型如圖2所示。

圖2 流域和流域網(wǎng)格

研究中忽略閥套與閥芯之間的間隙。

筆者使用UG進行三維建模,將得到后的滑閥三維模型導入到Fluent前處理軟件SpaceClaim中的SCDM模塊,對閥內(nèi)進行流體填充,以此獲得閥內(nèi)流體的流域三維模型;

在獲得流域的三維模型后,由于流域的三維模型是對稱的,為了減小仿真運算過程中的計算量,對其做對稱處理;

將對稱處理后的流域三維模型導入前處理軟件ICEM中進行網(wǎng)格劃分,網(wǎng)格采用六面體和四面體的混合網(wǎng)格。

1.2 網(wǎng)格無關(guān)性檢驗

在仿真中,筆者分別試用了不同網(wǎng)格數(shù)量密度對其進行網(wǎng)格無關(guān)性驗證,并依次選取網(wǎng)格數(shù)量為82 490、142 512、276 420、389 188、664 469進行仿真分析,使用最大沖蝕磨損速率作為檢驗參數(shù)。

通過對比仿真結(jié)果發(fā)現(xiàn),與網(wǎng)格數(shù)目為276 420、389 188、66 446時相比,當網(wǎng)格數(shù)目為142 512時,其沖蝕磨損速率值相差不到1%。因此,仿真中選用網(wǎng)格數(shù)目為142 512作為后續(xù)仿真使用。

2 沖蝕磨損模型

液流流過閥口會對閥口處的控制銳邊造成一定的沖蝕磨損。

針對由于沖蝕磨損造成的閥芯表面材料損失,筆者此處采用EDWARDS J K等人[13]通過大量試驗得到的計算模型,即Edwards模型:

(1)

式中:Rerosion—單元壁面面積在單位時間內(nèi)的磨損量;NP—單位時間內(nèi)固體顆粒撞擊單元面積的顆粒數(shù)量;mp—進口處的顆粒質(zhì)量流;dp—顆粒的直徑;Aface—單元壁面面積;v—顆粒運動速度;b(v)—速度的相對函數(shù);C(dp)—顆粒直徑函數(shù);f(θ)—沖擊角函數(shù)。

筆者根據(jù)經(jīng)驗以及試驗,確定此次研究對C(dp)的取值為1.8e-09;b(v)取值為26;f(θ)的取值為線性分段值。

沖擊角函數(shù)數(shù)值如表2所示。

表2 沖擊角函數(shù)

顆粒與壁面碰撞后會反彈發(fā)生動量的變化,其變化量由恢復系數(shù)決定。

筆者使用GRANT G等人[14]通過砂粒沖擊碳鋼所得的顆粒沖擊前后的速度反彈恢復系數(shù)經(jīng)驗公式如下:

eN=0.993-1.76θ+1.56θ2-0.49θ3

(2)

eT=0.998-1.67θ+2.11θ2-0.67θ3

(3)

式中:eN,eT—分別表示法向和切向恢復系數(shù);θ—固體顆粒與壁面形成的碰撞角度值。

3 邊界條件和仿真分析

3.1 邊界條件

筆者采用流量入口與壓力出口作為流場邊界條件?？紤]到試驗采用的電液比例閥最大允許流量為40 L/min,因此,筆者在仿真中采用流量進口大小分別為10 L/min、20 L/min、30 L/min、40 L/min的4個流量;出口壓力均為0.1 MPa;液壓油密度為840 kg/m3,動力粘度為0.012 Pa·s。

仿真過程中,用離散相(DPM)模型模擬顆粒在流體中的運動。離散相(DPM)不考慮顆粒在流體中的相互碰撞;因此,該模型要求流體中污染顆粒的體積分數(shù)不能超過總體積分數(shù)的10%,但質(zhì)量流是允許超過10%的。

結(jié)合離散相(DPM)模型和實際工況,以及后期試驗準備加入液壓油中充當污染物的顆粒,筆者設(shè)定了仿真中的顆粒參數(shù)。其中,顆粒的質(zhì)量流設(shè)定為1.0e-05 kg/s,顆粒密度為2 400 kg/m3。

其中,假定顆粒直徑均勻且均為10 μm,顆粒隨油液一起以相同的速度從進口進入。

考慮顆粒的運動具有一定的隨機性,因此,筆者在仿真條件中還采用了隨機游走模型(discrete random walk mobility)。

3.2 常規(guī)閥芯仿真分析

通過Fluent仿真得到液壓油外流時閥內(nèi)沖蝕磨損云圖,如圖3所示。

圖3 閥內(nèi)沖蝕磨損云圖

由圖3可知:滑閥內(nèi)的沖蝕磨損主要發(fā)生在閥口的銳邊處。

閥內(nèi)顆粒的運動軌跡如圖4所示。

圖4 閥內(nèi)顆粒運動軌跡

一般情況下,由于液壓元件具有良好密封性,侵入液壓油中的污染物顆粒較小,其自身重量可忽略不計;因此,再結(jié)合圖4閥內(nèi)顆粒的運動軌跡圖,筆者將閥口處顆粒的運動方向與油液的運動方向近似視為一致。

閥內(nèi)速度矢量云圖如圖5所示。

圖5 閥內(nèi)速度矢量云圖

分析圖(4,5)可知:

當液壓油和顆粒經(jīng)過閥口處時,通流面積突變縮小;

再根據(jù)伯努利方程可知:

液壓油和顆粒在通過閥口處時的速度變大,顆粒與閥芯和閥體的碰撞更加劇烈,導致閥口銳邊處相對其他區(qū)域磨損更嚴重。

不同開口度下閥芯和沉割槽銳邊的沖蝕磨損數(shù)據(jù)如圖6所示。

圖6 不同開口度下閥芯和沉割槽銳邊的沖蝕磨損

接下來,筆者對圖3閥內(nèi)沖蝕磨損云圖做進一步分析。

圖3(a,b)中,沖蝕磨損云圖分別為閥芯銳邊和沉割槽銳邊分別對應的沖蝕磨損速率云圖;以流量40 L/min,開口度0.1 mm～0.6 mm時的閥芯和沉割槽銳邊的沖蝕磨損速率統(tǒng)計數(shù)據(jù)為例,得到圖6不同開口度下,閥芯和沉割槽銳邊的沖蝕磨損。

通過圖6可知:

(1)內(nèi)流時,閥芯銳邊的沖蝕磨損速率大于沉割槽的銳邊;

(2)隨著閥口開度的逐漸增加,二者的差距不斷縮小;當開口度達到0.4 mm時,兩銳邊的沖蝕磨損速率接近相同,但閥芯銳邊的沖蝕磨損依然高于沉割槽銳邊。

筆者針對上述閥芯和沉割槽銳邊沖蝕磨損速率的不同,對閥口處的射流角和沖擊角進行了分析。

閥口處射流角α與沖擊角θ的結(jié)構(gòu)關(guān)系如圖7所示。

圖7 液壓油外流時射流角與沖擊角

(4)

式中:X—閥口開度;u—閥芯與沉割槽之間的配合間隙;α—射流角。

筆者通過圖7和式(4)射流角與開口度X、配合間隙的關(guān)系式[15],對該現(xiàn)象進行理論分析:實際情況中,配合間隙u是要遠小于開口度X的,據(jù)此可知射流角α通常在60°～70°。

根據(jù)圖7可知,顆粒與閥芯的沖擊角互余,因此沖擊角θ的范圍為20°～30°,沉割槽的沖擊角與射流角一致在60°～70°。

由沖蝕磨損式(3)可知,Rerosion與沖擊角函數(shù)f(θ)成正比。

根據(jù)沖擊角函數(shù)f(θ)與θ對應的表2值可知,沖擊角函數(shù)f(θ)在60°～70°時的取值為0.4至0.5之間,在20°～30°時的取值為0.8至1。

因此,液壓油外流時,閥芯銳邊的磨損大于沉割槽銳邊。仿真結(jié)果與理論推導一致。

3.3 閥芯結(jié)構(gòu)改進與仿真分析

常規(guī)閥芯[16,17]的閥芯臺肩倒角為90°。結(jié)構(gòu)改進后的閥芯臺肩倒角分別為45°、60°、75°。

閥芯臺肩倒角結(jié)構(gòu)如圖8所示。

圖8 閥芯臺肩倒角結(jié)構(gòu)

為了獲得閥芯取4種不同角度臺肩倒角對閥芯銳邊沖蝕磨損速率的情況,筆者用Fluent對其分別進行了仿真分析。

仿真中使用了10 L/min、20 L/min、30 L/min、40 L/min等4個流量,分別對應0.1 mm～0.6 mm 6個開口度進行仿真。

開口度0.3 mm,流量40 L/min時,沖蝕磨損速率云圖如圖9所示。

圖9 開口度0.3 mm流量40 L/min時沖蝕磨損速率云圖

開口度0.6 mm,流量40 L/min時,沖蝕磨損速率云圖如圖10所示。

圖10 開口度0.6 mm流量40 L/min時沖蝕磨損速率云圖

筆者以20 L/min為例進行數(shù)據(jù)統(tǒng)計,得到不同臺肩倒角20 L/min時,沖蝕磨損速率如圖11所示。

圖11 不同臺肩倒角20 L/min時沖蝕磨損速率

以40 L/min為例進行數(shù)據(jù)統(tǒng)計,得到不同臺肩倒角40 L/min時,沖蝕磨損速率如圖12所示。

圖12 不同臺肩倒角40 L/min時沖蝕磨損速率

通過圖11和圖12的數(shù)據(jù)分析可知:

(1)當閥芯臺肩倒角為45°時,閥芯沖擊磨損速率相對于常規(guī)閥芯更大;

(2)當臺肩倒角倒取為60°和75°時,閥芯銳邊的沖蝕磨損速率減小,且臺肩倒角取60°時,閥芯銳邊沖蝕磨損速率最低。

閥口開度與過流面積的關(guān)系如圖13所示。

圖13 閥口開度與過流面積

閥口處通流面積為:

Sβ=2πRXsinβ

(5)

式中:X—閥口開度;R—臺肩半徑;β—臺肩倒角角度。

由圖13可知:同一個開口度X情況下,不同的臺肩倒角對應的過流面積不同,式(5)為過流面積大小與閥口開度X的關(guān)系。

由式(5)可知:閥口處的過流面面積隨著臺肩倒角的增大而增大。

流量20 L/min,閥口處最大速度如圖14所示。

圖14 流量20 L/min時閥口處最大速度

流量40 L/min,閥口處最大速度如圖15所示。

圖15 流量40 L/min時閥口處最大速度

結(jié)合圖(14,15)以及式(5)可知:閥芯臺肩倒角越小,過流面面積越小,油液通過閥口處的速度也就越大。

由式(1)可知:速度與Rerosion成正比,閥口液流速度越大,沖蝕磨損速率也就越大。

不同閥芯臺肩倒角閥口處的速度矢量圖如圖16所示。

圖16 不同閥芯臺肩倒角閥口處的速度矢量圖

倒角后主流束與閥口銳邊的沖擊角θ如圖17所示。

圖17 倒角后主流束與閥口銳邊的沖擊角θ

由圖(16,17)可知:

閥芯臺肩倒角的改變也會導致閥口處的主流束與閥芯銳邊的沖擊角改變;閥芯銳邊所對應的沖擊角θ也隨著臺肩倒角增大而增大,且向常規(guī)閥芯沖擊角θ的取值20°～30°靠攏;臺肩倒角越小,相對于閥芯銳邊的沖擊角就會越小,并逐漸向0°靠攏,對應的沖擊角函數(shù)θ也越小(由表2可知),再結(jié)合式(1)可知,Rerosion與沖擊角函數(shù)f(θ)成正比;因此,臺肩倒角越小,閥芯銳邊的沖蝕磨損越小。

綜上所述:臺肩倒角對閥口處的改變有2個方面:主流束與閥芯銳邊的沖擊角和過流面面積。

結(jié)合圖(11,12)閥芯銳邊的最大沖蝕磨損速率可知:在閥芯臺肩倒角為45°時,閥芯銳邊的沖蝕磨損速率相對常規(guī)閥芯來說較大。其原因是臺肩倒角取45°時,閥口處主流束與閥芯銳邊形成的沖擊角很小,對銳邊的沖蝕磨損減小;但倒角使得閥口處的過流面面積減小,導致閥口處的液流速度增大從而使得閥芯銳邊處的沖蝕磨損速率增加,在二者的共同作用下,閥芯銳邊的沖蝕磨損速率上升。

由此可知:當凸肩取45°倒角,主流束與銳邊的沖擊角對銳邊的沖蝕磨損速率的降低,要小于由于閥口過流面面積減小,引起閥口處液流速度增加帶來的沖蝕磨損速率;

而對于60°和75°臺肩倒角,兩種大小的倒角結(jié)構(gòu)降低銳邊沖蝕速率,兩種倒角在沖擊角方面對銳邊沖蝕磨損的改善不如臺肩倒角為45°的閥芯,但過流面面積卻相對增大,在二者的共同作用下,閥芯銳邊沖蝕速率得到降低,且60°時,閥芯銳邊的沖蝕磨損速率降低最為明顯。

4 結(jié)束語

筆者以在液壓油受顆粒污染后的閥芯銳邊的沖蝕磨損為分析背景,采用了基于Edwards的沖蝕理論模型,使用Fluent仿真軟件對閥芯倒角取不同的角度時的沖蝕磨損速率進行了仿真分析;最后,通過多組仿真數(shù)據(jù)對比,分析了不同角度的倒角對閥芯銳邊沖蝕磨損的影響情況。

研究結(jié)論如下:

(1)當液壓油外流(P-B)時,閥口處的最大沖蝕磨損發(fā)生在閥芯銳邊;閥芯銳邊的磨損速率要高于沉割槽的銳邊;

(2)臺肩倒角的存在使得閥口處的主流束與銳邊的沖擊角和過流面面積發(fā)生改變。沖擊角隨著臺肩倒角的減小而減小;過流面面積隨著倒角的減小而增大,進而影響閥口處的液流速度;

(3)不同的臺肩倒角角度會使閥口處的沖蝕磨損速率不同,且存在負優(yōu)化的可能。在45°、60°、75°以及常規(guī)閥芯4種閥口銳邊沖蝕磨損速率的比較中,臺肩倒角取60°閥芯銳邊的沖蝕磨損速率最低。

在后續(xù)的工作中,筆者將研究液壓油內(nèi)流時該閥芯結(jié)構(gòu)對閥芯銳邊沖蝕磨損的影響;同時,增加試驗部分,通過試驗進一步驗證該結(jié)構(gòu)對閥芯銳邊的影響情況。