訚耀保, 郭 銳, 李雙路

(同濟(jì)大學(xué)機(jī)械與能源工程學(xué)院, 上海 201804)

引言

液壓滑閥由于功率密度大,控制性能好,常作為電液伺服閥、比例閥的功率放大級(jí)使用,廣泛應(yīng)用于航空航天、艦船等領(lǐng)域。功率級(jí)滑閥作為精密偶件,對(duì)伺服閥乃至整機(jī)的服役性能具有重要影響,實(shí)際服役過(guò)程中,沖蝕磨損會(huì)改變滑閥的節(jié)流輪廓,易造成滑閥控制性能的下降。

沖蝕磨損是指液壓油中的固體顆粒物以一定速度和角度連續(xù)撞擊靶材(如閥芯、閥套),使靶材表面材料流失的現(xiàn)象。文獻(xiàn)[1]綜述了沖蝕磨損理論,其中,Finnie提出塑性材料磨損的微切削理論,認(rèn)為顆粒在低沖擊角時(shí)會(huì)微切削靶材,使壁面材料發(fā)生脫落,但此理論在高沖擊角下的磨損誤差較大;Bitter引入變形磨損進(jìn)一步發(fā)展了磨損理論,認(rèn)為當(dāng)顆粒撞擊力超過(guò)靶材的屈服強(qiáng)度時(shí),會(huì)引起靶材的塑性變形,總的磨損率為切削磨損和變形磨損的代數(shù)和。文獻(xiàn)[2]討論了各類(lèi)沖蝕模型,并指出應(yīng)考慮顆粒的尺寸效應(yīng)和流體黏度對(duì)沖蝕的影響;OKA Y I等[3-4]基于實(shí)驗(yàn)研究指出,歸一化的沖擊角函數(shù)可作為基本方程,有效參數(shù)為靶材硬度和顆粒性質(zhì)。在眾多模型中,EDWARDS J K[6]基于碳鋼沖蝕的磨損模型,精度較高,廣泛應(yīng)用于氣固、液固的磨損預(yù)測(cè)。

沖蝕磨損造成閥口形貌形性的變化。在磨損形貌上,VAUGHAN N等[6]通過(guò)加速磨損實(shí)驗(yàn)研究滑閥磨損輪廓,發(fā)現(xiàn)節(jié)流邊的磨損輪廓與1/4規(guī)則磨損圓弧存在差別;李雙路等[7]引入顆粒撞擊閥口的概率,建立磨損輪廓預(yù)測(cè)模型并得到閥口形貌的演化規(guī)律;YIN Yaobao等[8]進(jìn)一步考慮湍流渦及擠壓油膜效應(yīng),建立了滑閥磨損的理論模型,并分析了顆粒尺寸、壓差和閥口開(kāi)度等因素對(duì)磨損的影響。但上述研究大多都集中靜態(tài)磨損輪廓,未考慮輪廓的動(dòng)態(tài)變化。在閥性能演化規(guī)律方面,文獻(xiàn)[9-11]基于磨損圓弧的假設(shè)前提分析了滑閥磨損退化過(guò)程,發(fā)現(xiàn)閥壓力增益不斷下降而流量增益持續(xù)上升;文獻(xiàn)[12]研究了類(lèi)金剛石薄膜涂層的影響,結(jié)果表明,帶涂層的閥芯磨損明顯低于普通閥芯,其泄漏量幾乎不變。此外,沖蝕磨損也會(huì)改變伺服閥射流前置級(jí)的形貌,進(jìn)而使閥的性能衰退[13-15]。

本研究通過(guò)滑閥沖蝕磨損的數(shù)值模擬,研究滑閥進(jìn)出口壓差、閥口開(kāi)度及油液流向等因素對(duì)滑閥磨損的影響;以動(dòng)網(wǎng)格模擬節(jié)流輪廓的磨損變化,得到節(jié)流邊的動(dòng)態(tài)磨損輪廓,為滑閥全壽命周期磨損特性與故障預(yù)測(cè)提供參考。

1 滑閥工作原理及沖蝕機(jī)理

如圖1所示為伺服閥的滑閥結(jié)構(gòu),采用零開(kāi)口全周邊形式,圖示閥芯處于左位,高壓油液從P口進(jìn)入負(fù)載A腔,負(fù)載B腔流出的油液經(jīng)T口流回油箱;閥芯切換至右位時(shí),P口和負(fù)載B腔相連,高壓油液進(jìn)入負(fù)載B腔,負(fù)載A腔的回油從T口流回油箱,因此,滑閥通過(guò)閥芯和閥套的相對(duì)位移,實(shí)現(xiàn)對(duì)液壓油的節(jié)流控制。

圖1 零開(kāi)口全周邊四邊滑閥Fig.1 Zero opening full perimeter four-sided slide valve

伺服閥中的滑閥結(jié)構(gòu)常工作于零位附近,此時(shí)閥口開(kāi)度小,節(jié)流口壓力梯度大,圖2為顆粒通過(guò)節(jié)流口的示意圖,虛線(xiàn)為閥芯、閥套節(jié)流邊,圓點(diǎn)為油液中的固體顆粒物。顆粒物在通過(guò)節(jié)流口時(shí),一部分顆粒會(huì)直接通過(guò)節(jié)流口,與閥口壁面未發(fā)生碰撞,但在顆粒進(jìn)入節(jié)流口時(shí),流場(chǎng)中靠近靶材輪廓的那一部分顆粒,會(huì)高速撞擊節(jié)流邊,在顆粒的持續(xù)沖刷下,節(jié)流邊的材料發(fā)生脫落,從而改變節(jié)流輪廓,使滑閥的控制性能退化,甚至失效。

圖2 顆粒通過(guò)節(jié)流口Fig.2 Particles passing through throttle

2 沖蝕理論模型

沖蝕磨損一般用靶材的磨損率表示,即沖蝕磨損率,指靶材在單位時(shí)間內(nèi),單位面積上材料脫落的質(zhì)量。沖蝕磨損率與顆粒數(shù)量成正比,并與顆粒直徑、撞擊速度和撞擊角度有關(guān),可表示為[6]:

(1)

式中,Re—— 平均磨損率

N—— 撞擊靶材的顆粒數(shù)量

mp—— 顆粒質(zhì)量流率

dp—— 顆粒直徑

θ—— 沖擊角

f(θ) —— 沖擊角函數(shù)

C(dp) —— 粒徑函數(shù)

v—— 粒子相對(duì)速度

b(v) —— 粒子相對(duì)速度函數(shù)

S—— 沖蝕面積

由上式可看出,沖蝕磨損率與顆粒數(shù)量有關(guān),在滑閥服役期間,閥口開(kāi)度、進(jìn)出口壓差等因素都會(huì)影響顆粒數(shù)量,而顆粒數(shù)量取決于油液清潔度和進(jìn)口油液流量,是一個(gè)變化的參數(shù)。

利用Fluent離散相進(jìn)行沖蝕模擬,離散相是指懸浮在連續(xù)相中離散分布的第二相(對(duì)應(yīng)油液中的固體顆粒物),離散相沖蝕模擬適用于第二相所占體積分?jǐn)?shù)小于10%的情況,而液壓油在經(jīng)伺服閥入口過(guò)濾后,油液中固體顆粒的體積分?jǐn)?shù)遠(yuǎn)小于10%,滿(mǎn)足離散相模型的體積分?jǐn)?shù)要求。在進(jìn)行沖蝕模擬時(shí),顆粒主要與流場(chǎng)進(jìn)行動(dòng)量和能量交換,重點(diǎn)考慮流場(chǎng)對(duì)顆粒的影響,忽略顆粒與顆粒間的相互作用、顆粒體積分?jǐn)?shù)對(duì)流場(chǎng)的影響。采用歐拉-拉氏坐標(biāo)進(jìn)行沖蝕模擬,將固體顆粒視為離散相,油液視為連續(xù)相,在歐拉坐標(biāo)下求解時(shí)均N-S方程,獲得流場(chǎng)特征;在拉氏坐標(biāo)下求解顆粒的力學(xué)方程,獲得顆粒運(yùn)動(dòng)特征。

顆粒跟隨油液流動(dòng),主要受到曳力、重力及附加力的作用,力學(xué)方程可表示為[6]:

(2)

式中,mp—— 顆粒質(zhì)量

u—— 油液速度

up—— 顆粒速度

ρ—— 油液密度

ρp—— 顆粒密度

g—— 重力加速度

F—— 顆粒所受附加力

τr—— 顆粒弛豫時(shí)間

τr表征顆粒被加速至油液速度的快慢,表達(dá)式為:

(3)

式中,μ—— 油液動(dòng)力黏度

Cd—— 曳力系數(shù)

dp—— 顆粒直徑

Re—— 相對(duì)雷諾數(shù)

Re的表達(dá)式為:

(4)

沖蝕磨損是顆粒與壁面的碰撞所致,當(dāng)顆粒被油液帶動(dòng)撞擊到壁面時(shí),壁面會(huì)將顆粒反彈回流場(chǎng),反彈后的顆粒法向和切向速度減小,顆粒產(chǎn)生了動(dòng)量損失,來(lái)流流場(chǎng)又會(huì)補(bǔ)償顆粒撞擊壁面的能量損失。忽略顆粒碰撞后可能出現(xiàn)的破碎現(xiàn)象,顆粒撞擊的能量損失以反彈系數(shù)描述。根據(jù)以沙粒沖蝕合金鋼的實(shí)驗(yàn),得到顆粒碰撞的反彈系數(shù)分別為[6]:

0.024θ3+0.027θ4

(5)

0.028θ4-0.022θ5

(6)

式中,en—— 法向反彈系數(shù)

et—— 切向反彈系數(shù)

vn1—— 顆粒撞擊前法向速度

vt1—— 顆粒撞擊前切向速度

vn2—— 顆粒撞擊后法向速度

vt2—— 顆粒撞擊后切向速度

3 仿真計(jì)算與分析

研究進(jìn)出口壓差、閥口開(kāi)度及油液流向等因素對(duì)滑閥磨損影響時(shí),是在初始狀態(tài)下(磨損0 h),此時(shí)滑閥沒(méi)有磨損量,但存在瞬時(shí)磨損率(最大磨損率),各因素對(duì)磨損的影響用磨損率表示;而研究節(jié)流邊的動(dòng)態(tài)磨損輪廓,是在沖蝕一定時(shí)間后,滑閥產(chǎn)生了累積磨損量,以磨損量描述輪廓變化。為便于計(jì)算分析,作如下假設(shè):

(1) 忽略閥芯、閥套節(jié)流邊初始圓角,假設(shè)為直角邊,并忽略附加力、重力對(duì)顆粒的影響;

(2) 為簡(jiǎn)化計(jì)算,假設(shè)節(jié)流邊在滑閥周向的磨損情況一致,將滑閥三維結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)化為二維形式,得到圖3所示的二維流場(chǎng)模型。

圖3 二維流場(chǎng)模型Fig.3 Two-dimensional flow field model

油液流動(dòng)狀態(tài)分為層流和湍流,首先根據(jù)雷諾數(shù)判斷流場(chǎng)類(lèi)型,流動(dòng)為層流時(shí)用Laminar模型,湍流時(shí)采用RNGk-ε模型, 并開(kāi)啟隨機(jī)游走模型模擬湍流脈動(dòng),標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)處理壁面邊界,離散格式為二階迎風(fēng),液壓油清潔度NAS6,顆粒為金屬鐵屑,形狀假設(shè)為球形,其直徑采用Rosin-Rammler分布,平均直徑7 μm。由于顆粒質(zhì)量流率受進(jìn)出口壓差和閥口開(kāi)度影響,具體數(shù)值以油液進(jìn)口流量和清潔度給定,其他模型參數(shù)如表1所示。

表1 模型參數(shù)Tab.1 Model Parameters

粒徑函數(shù)C(dp)取經(jīng)驗(yàn)值1.8×10-9[3],相對(duì)速度函數(shù)b(v)取2.41[3],沖擊角函數(shù)f(θ)以分段線(xiàn)性描述,沖擊角θ取值0°,20°,30°,45°,90°時(shí),f(θ)分別為0,0.8,1,0.5,0.4。

3.1 流場(chǎng)分析

通過(guò)求解N-S方程獲得流場(chǎng)特征,流速矢量圖如圖4所示,油液流向P→A,入口壓力21 MPa,出口壓力18 MPa,閥口開(kāi)度0.3 mm。由圖示可知,液壓油在節(jié)流口處形成高速射流,流速達(dá)到88.7 m/s,節(jié)流邊下游處發(fā)生二次回流,且流場(chǎng)下游形成了兩處漩渦。液壓油通過(guò)節(jié)流口從高壓區(qū)射入低壓區(qū),高速射流與下游低速油液產(chǎn)生剪切作用,卷吸帶動(dòng)低速油液沿著射流方向運(yùn)動(dòng),并使節(jié)流邊下游處產(chǎn)生二次回流,在下游流場(chǎng)形成大范圍漩渦,顆粒會(huì)在漩渦離心作用下沖刷靶材,使流道壁面產(chǎn)生大范圍的劃痕、溝槽。如果高速射流的動(dòng)能足以克服剪切作用的能量耗散,會(huì)直接沖擊到芯軸壁面,其中的顆粒直接撞擊閥芯壁面,導(dǎo)致閥芯表面的磨損。

圖4 節(jié)流口流場(chǎng)流速矢量圖Fig.4 Throttle flow field flow rate vector diagram

節(jié)流口上游閥套和閥芯節(jié)流邊、下游閥芯受射流沖擊處,這兩處直接承受射流中顆粒的撞擊,磨損較為嚴(yán)重,定義為迎流區(qū);節(jié)流口下游的二次回流,帶動(dòng)顆粒反向撞擊節(jié)流邊,定義為回流區(qū);處于漩渦中的顆粒,會(huì)在離心作用下沖刷靶材,定義為漩渦區(qū)。其中節(jié)流邊的磨損會(huì)直接影響滑閥的服役性能,此處的磨損最為關(guān)鍵。

3.2 壓差對(duì)磨損的影響

圖5為進(jìn)出口壓差Δp對(duì)射流速度v和沖蝕磨損率Re的影響,油液流向P→A,閥口開(kāi)度0.03 mm。由速度曲線(xiàn)可知,滑閥進(jìn)出口壓差增大,節(jié)流口射流的速度增大,油液壓力能轉(zhuǎn)化為動(dòng)能,使油液加速通過(guò)節(jié)流口,其中顆粒速度也隨之增大,顆粒撞擊到靶材的能量也越大;在閥口開(kāi)度固定時(shí),滑閥的進(jìn)出口壓差增大,節(jié)流口的通流流量增加,沖刷滑閥的顆粒數(shù)量增多,二者共同作用,使滑閥磨損率上升。因此,當(dāng)系統(tǒng)供油壓力一定,滑閥外負(fù)載的減小,會(huì)使進(jìn)油節(jié)流口和回油節(jié)流口兩側(cè)壓差均增大,加劇四處節(jié)流邊的磨損。

圖5 滑閥進(jìn)出口壓差對(duì)射流速度和沖蝕磨損率的影響Fig.5 Effect of differential pressure between inlet and outlet of slide valve on jet velocity and erosion rate

3.3 閥口開(kāi)度對(duì)磨損的影響

圖6為閥口開(kāi)度x對(duì)射流速度和沖蝕磨損率Re的影響, 油液流向P→A,進(jìn)出口壓差3 MPa。閥口開(kāi)度變化會(huì)改變射流的角度及速度,當(dāng)節(jié)流口關(guān)閉時(shí),油液通過(guò)閥芯、閥套的間隙產(chǎn)生泄漏,但間隙的通流面積小,通過(guò)的顆粒數(shù)量少,磨損程度較輕。隨閥口開(kāi)度增大,閥口節(jié)流作用減小,射流速度下降,沖蝕磨損率略微下降,隨后大幅上升,這是因?yàn)殚y口開(kāi)度小于0.1 mm 時(shí)為層流,流體分層穩(wěn)定流動(dòng),顆粒運(yùn)動(dòng)路徑基本一致,在開(kāi)度增大至0.1 mm后節(jié)流口下游流場(chǎng)開(kāi)始過(guò)渡至湍流,由于湍流離散渦作用,流體存在徑向脈動(dòng),會(huì)帶動(dòng)顆粒作無(wú)規(guī)則運(yùn)動(dòng),顆粒相較于層流時(shí)運(yùn)動(dòng)更劇烈,撞擊到靶材的概率更大;開(kāi)度增大后閥口通流流量也增大,沖刷靶材的顆粒數(shù)量增多,所以磨損率會(huì)大幅上升。此外,當(dāng)閥口開(kāi)度增大至一定程度后,高速射流會(huì)直接沖擊閥芯,此時(shí)射流直接作用于芯軸壁面,也會(huì)加劇滑閥芯軸的磨損。

圖6 閥口開(kāi)度對(duì)射流速度和沖蝕磨損率的影響Fig.6 Effect of valve opening on jet velocity and erosion rate

閥口開(kāi)度會(huì)改變油液射流的角度,從而導(dǎo)致磨損區(qū)域發(fā)生變化。圖7所示為閥口開(kāi)度對(duì)磨損區(qū)域的影響,箭頭為節(jié)流口油液流動(dòng)方向。圖7a節(jié)流口局部視圖所示,小開(kāi)度范圍0～0.04 mm時(shí),節(jié)流邊磨損最嚴(yán)重,且閥芯節(jié)流邊磨損率比閥套更大;圖7b節(jié)流口下游磨損所示,閥口開(kāi)度增大為0.06～0.3 mm時(shí),節(jié)流口下游產(chǎn)生了大范圍漩渦,導(dǎo)致閥芯和閥套壁面磨損,而閥芯受射流沖刷處磨損最嚴(yán)重。隨閥口開(kāi)度增大,閥芯受沖刷處緩慢右移;開(kāi)度增大為0.3～0.5 mm 時(shí),如圖7c節(jié)流口下游及出口流場(chǎng)所示, 閥套的出口流道拐點(diǎn)處磨損最嚴(yán)重, 此時(shí)閥芯受沖擊處也存在磨損,但程度減輕。

圖7 閥口開(kāi)度對(duì)磨損區(qū)域的影響Fig.7 Effect of valve opening on wear area

3.4 流向?qū)δp的影響

圖8為油液流向?qū)y磨損的影響,進(jìn)出口壓差3 MPa,閥口開(kāi)度0.02 mm。圖8a、圖8b為顆粒軌跡,圖8c、圖8d為閥芯、閥套壁面磨損區(qū)域,箭頭為油液流動(dòng)方向。顆粒軌跡顯示, 顆粒進(jìn)入節(jié)流口時(shí)會(huì)與閥芯、閥套節(jié)流邊發(fā)生碰撞,通過(guò)節(jié)流口后,由于流體質(zhì)點(diǎn)的慣性作用,流束在通過(guò)節(jié)流口后進(jìn)一步收縮,使高速射流在下游流場(chǎng)與節(jié)流邊未發(fā)生碰撞,但節(jié)流口下游產(chǎn)生了二次回流,圖8a中虛線(xiàn)所示,二次回流會(huì)帶動(dòng)顆粒反向撞擊節(jié)流邊,但二次回流的流速不大,最終迎流區(qū)節(jié)流邊的磨損較回流區(qū)更嚴(yán)重,如圖8c、圖8d磨損區(qū)域所示,節(jié)流邊的磨損主要集中在一側(cè),而另一側(cè)幾乎沒(méi)有磨損。

圖8 節(jié)流口處顆粒軌跡與磨損區(qū)域Fig.8 Particle trajectory and wear area at throttle

油液流向變化會(huì)導(dǎo)致顆粒撞擊節(jié)流邊的不同側(cè)面。在滑閥服役過(guò)程中,同一節(jié)流口油液流向大多為單一流向,以上述零開(kāi)口全周邊四邊滑閥為例,閥芯處于左位時(shí),進(jìn)油節(jié)流口的油液流向?yàn)镻→A,當(dāng)閥芯切換至右位,節(jié)流口關(guān)閉不工作,因此,在滑閥服役期間,此節(jié)流口油液流向始終為P→A。因此,在油液?jiǎn)我涣飨虻淖饔孟?節(jié)流邊一側(cè)的磨損較另一側(cè)更嚴(yán)重,故節(jié)流邊的磨損輪廓不是圓角。

4 節(jié)流邊磨損輪廓變化

將磨損率和動(dòng)網(wǎng)格結(jié)合,模擬節(jié)流邊輪廓的磨損變化。通過(guò)磨損率更新節(jié)流輪廓,具體表示為:

(7)

式中, Δxf—— 邊界網(wǎng)格移動(dòng)距離

Ef—— 靶材磨損率

Δt—— 邊界網(wǎng)格移動(dòng)的時(shí)間步長(zhǎng)

ρf—— 靶材密度

通過(guò)移動(dòng)網(wǎng)格,將磨損率轉(zhuǎn)化為邊界輪廓變化,得到磨損輪廓。圖9為磨損輪廓計(jì)算流程。首先根據(jù)邊界條件,求解N-S方程獲得流場(chǎng)特征,并通過(guò)顆粒力學(xué)方程獲得顆粒撞擊速度、角度等運(yùn)動(dòng)特征,從而得到靶材的磨損率,當(dāng)未達(dá)到給定磨損時(shí)間時(shí),根據(jù)磨損率更新節(jié)流輪廓,以磨損后的節(jié)流輪廓重新求解流場(chǎng),迭代循環(huán),最終獲得任意時(shí)刻的節(jié)流磨損輪廓。

圖9 磨損輪廓計(jì)算流程Fig.9 Wear profile calculation process

求解磨損輪廓時(shí),閥口開(kāi)度0.3 mm,油液流向?yàn)閱我涣飨騊→A,液壓油清潔度NAS6,顆粒為金屬鐵屑,由于磨損期間顆粒物濃度會(huì)增大,假設(shè)顆粒質(zhì)量流量1.5×10-5kg/s,進(jìn)口壓力21 MPa,出口壓力18 MPa,沖蝕期間上述參數(shù)均保持不變,設(shè)定網(wǎng)格移動(dòng)步長(zhǎng)為固定時(shí)間步長(zhǎng)1 h,即每磨損1 h更新節(jié)流邊磨損輪廓。

圖10為滑閥的節(jié)流邊磨損輪廓,圖示黑線(xiàn)為開(kāi)始磨損前(磨損0 h)的節(jié)流邊輪廓,磨損一定時(shí)間后,閥芯、閥套節(jié)流邊發(fā)生材料脫落,產(chǎn)生一定磨損面積。圖11為節(jié)流邊動(dòng)態(tài)磨損輪廓,隨滑閥服役時(shí)間增加,節(jié)流邊磨損面積會(huì)擴(kuò)大,閥芯和閥套的磨損都包含徑向和軸向兩個(gè)方向的磨損。其中,閥芯、閥套磨損的延伸部分磨損范圍大,但磨損率小,對(duì)滑閥性能影響不大,可忽略不計(jì);而閥芯的徑向磨損和閥套的軸向磨損,會(huì)直接改變節(jié)流口通流面積、面積梯度等結(jié)構(gòu)參數(shù),使滑閥泄漏量增大、壓力增益降低,并產(chǎn)生零偏位移[3],導(dǎo)致滑閥性能不可逆的退化。因此,在工藝上可對(duì)節(jié)流口制備硬質(zhì)涂層,以提高節(jié)流邊的耐磨性,另外,也可根據(jù)節(jié)流邊的磨損規(guī)律,在閥芯位移上加以補(bǔ)償。

圖10 沖蝕2000h后的節(jié)流邊輪廓Fig.10 Throttle edge profile after 2000 h of erosion

圖11 節(jié)流邊動(dòng)態(tài)磨損輪廓Fig.11 Dynamic wear profile of throttle edge

對(duì)節(jié)流邊磨損輪廓擬合積分得到閥芯、閥套的磨損量,以磨損面積度量。圖12為閥芯、閥套的磨損面積曲線(xiàn),圖示曲線(xiàn)表明,閥芯的磨損面積較閥套更大,因?yàn)檫M(jìn)口流場(chǎng)方向垂直于閥芯,油液流經(jīng)節(jié)流口時(shí),沖刷閥芯節(jié)流邊的顆粒數(shù)遠(yuǎn)多于沖刷閥套節(jié)流邊的顆粒數(shù),從而導(dǎo)致閥芯磨損較閥套更嚴(yán)重?；y服役初期,磨損劇烈,此階段為滑閥的磨合期,此時(shí)磨損量不斷增加,但磨損速率下降,因?yàn)楣?jié)流磨損輪廓從直線(xiàn)變?yōu)閳A弧狀后,起到導(dǎo)流作用,會(huì)光順顆粒軌跡,使節(jié)流邊的磨損速率減小,此后滑閥進(jìn)入穩(wěn)定磨損期,此階段磨損量近似線(xiàn)性增長(zhǎng),磨損速率保持不變。

圖12 閥芯、閥套的磨損面積Fig.12 Wear area of valve spool and valve sleeve

5 實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

搭建實(shí)驗(yàn)臺(tái),實(shí)驗(yàn)過(guò)程中保持其他條件不變,選取不同磨損程度的比例伺服閥閥芯,如圖13所示,對(duì)其進(jìn)行流量測(cè)試。

圖13 不同磨損程度的閥芯Fig.13 Spool with different levels of wear

圖14為不同磨損程度閥芯的小信號(hào)輸出流量,結(jié)果表明,磨損不僅增加了閥的泄漏量,非對(duì)稱(chēng)磨損還使其產(chǎn)生了零偏,造成閥的形貌形性不可逆的退化。本研究得到的節(jié)流邊磨損輪廓,與文獻(xiàn)[6]中實(shí)驗(yàn)所得輪廓基本一致,與1/4規(guī)則磨損圓角存在差別,后續(xù)會(huì)繼續(xù)開(kāi)展實(shí)驗(yàn),以觀測(cè)滑閥閥口的磨損形貌,分析其性能的退化規(guī)律,進(jìn)行理論和實(shí)驗(yàn)的對(duì)比分析。

圖14 小信號(hào)輸出流量對(duì)比Fig.14 Small signal output flow comparison

6 結(jié)論

(1) 滑閥進(jìn)出口壓差增大,使顆粒撞擊速度和顆粒流量增大,會(huì)加劇滑閥磨損;閥口開(kāi)度增大使節(jié)流口處流場(chǎng)從層流轉(zhuǎn)變至湍流,同時(shí)也增大顆粒流量,使滑閥磨損程度增大,且在不同閥口開(kāi)度下,滑閥的磨損區(qū)域不同;節(jié)流口油液流向的變化會(huì)使顆粒撞擊節(jié)流邊的不同側(cè)面,使節(jié)流邊一側(cè)的磨損較另一側(cè)更嚴(yán)重。

(2) 以動(dòng)網(wǎng)格模擬滑閥磨損后的節(jié)流輪廓,得到動(dòng)態(tài)磨損輪廓,結(jié)果表明,節(jié)流磨損輪廓不是圓角,閥芯節(jié)流邊的徑向磨損和閥套節(jié)流邊的軸向磨損會(huì)直接導(dǎo)致滑閥的性能下降,且閥芯的磨損較閥套更嚴(yán)重。