配流盘三角形节流槽抗空化结构改进研究

孙泽刚，钟宏民，李 涛

（四川轻化工大学机械工程学院，四川 自贡 643000）

1 引言

轴向柱塞泵是液压系统的动力源，是液压系统的心脏，因此轴向柱塞泵的性能对整个液压系统运行稳定性有决定性作用。轴向柱塞泵主要性能指标是出口流量的稳定性、振动、噪声、容积效率等，而空化是影响柱塞泵性能的主要因素之一。

针对轴向柱塞泵空化的研究已成为近年热点，国内外学者进行了较多相关的研究，并取得了一定的研究成果。文献[1]仿真分析海水轴向柱塞泵柱塞腔的空化，发现泵的入口压力对柱塞腔的空化影响明显，研究结果表明增加轴向柱塞泵的入口压力可在一定程度上降低柱塞腔的空化面积。文献[2-4]分析了高压轴向柱塞泵的空蚀特性，提出一种空蚀的评价方法。通过CFD 仿真分析，提出轴向柱塞泵空蚀的破坏不仅取决于配流盘减压槽附件的结构，还取决于进入柱塞腔流体的速度方向，并指出可改变配流盘节流槽结构，使得流体在节流槽出口的射流角在（35～65）°之间时，柱塞泵空蚀破坏减弱。后经进一步研究发现配流盘减压槽附近的阻尼孔对减压槽出口的射流角大小没有影响。文献[5]研究了配流盘结构对柱塞腔压力影响，认为配流盘节流槽及其过流面积对气蚀影响较大，且可提高入口压力来减少泵发生空化的程度。文献[6]利用Pumplinx 泵用软件仿真分析了多排式轴向柱塞泵的泵内流体动力特性和空化预测，提出加大入口压力、增大入口水力半径及改善泵入口流道等能抑制柱塞泵空化的几种方案，为以后柱塞泵抗空化研究奠定基础。文献[7]为揭示轴向柱塞泵吸油时工作腔内的气穴现象，利用AMSim 建立柱塞腔吸油模型，以柱塞腔内无气泡析出为目标函数，应用遗传算法对吸油短板进行优化，获得吸油短孔直径的临界值及腔内压力与空气析出变化曲线，通过CFD仿真软件对优化后柱塞腔的动态流场进行仿真计算，并验证了优化结果。文献[8-9]通过数值及实验研究的方法研究了柱塞泵空化对泵流量脉动的影响，对柱塞泵空化的形成原因进行了说明，但没有提出具体抑制空化的措施。文献[10]在轴向柱塞泵缸体及配流盘的结构设计中考虑了空化的影响，没有深入研究缸体及配流盘结构参数对泵空化的影响。文献[11]在考虑了柱塞泵各种泄漏量的前提下，建立了柱塞腔压力与缸体转角之间的数学模型，并在此基础上进行配流盘结构优化研究，防止柱塞腔压力低于饱和蒸汽压，从而增加柱塞泵的抗空化性能的目的。文献[12-13]为减小斜盘式轴向柱塞泵的压力脉动和空化的影响，考虑了流体可压缩性及惯性的作用，对配流盘的腰形孔的开孔角度进行数学建模分析，提出了开孔角的最佳角度，但没有从节流槽的结构上分析节流槽对泵空化的影响。随后N.P.Mandal 为进一步减少轴向柱塞泵的压力脉动及柱塞腔的空化，提出采用压力补偿器的方法。这种方式对减少泵的冲击有很好的优势，但对减小整个泵运转时的脉动及空化作用不明显，且泵的结构会变得很复杂。文献[14]对柱塞泵的柱塞腔、配流盘及缸体与配流盘接触部分进行空化仿真分析研究，发现缸体的转速，泵的入口压力及配流盘结构对柱塞泵空化均有影响。关于柱塞本身的结构对柱塞稳定性及空化的影响的学者较少，很多学者对柱塞的研究主要是针对其受力的研究居多，而文献[15]研究了柱塞泵柱塞上柱塞槽对泵稳定性及柱塞腔空化的影响，研究结果表明带有柱塞槽的柱塞泵有利于泵的稳定，有利于抑制泵的空化。上述研究成果在抑制柱塞泵空化领域中已取得了突出的研究成果，在前人研究的基础上，针对柱塞泵在预升（卸）压阶段配流盘三角形节流槽，进行其抗空化的结构优化改进研究。

2 配流盘三角形节流槽结构及空化机理

轴向柱塞泵三角形节流槽结构，如图1 所示。轴向柱塞泵运行时，柱塞腔会经过两个特殊区域，吸-排油过渡区域（预升压）及排-吸油过渡区域（预卸压），此时节流槽两端会出现高压差，流体会高速通过节流槽，流体的压力会急剧下降，发生空化。在预升压、预卸压阶段，配流盘节流槽发生的空化程度是不相同的，这主要是由于当柱塞腔通过预升压时，此时配流盘出口流体压力远高于柱塞腔内部流体压力，配流盘出口流体会高速倒灌入柱塞腔，但此时流体是向节流槽收缩方向流动。而柱塞腔通过预卸压区时，流体是向节流槽渐扩方向流动。由于收缩形节流槽的抗空化性能优于渐扩性节流槽，所以预升压时节流槽的空化程度小于预卸压时。

图1 轴向柱塞泵配流盘节流槽Fig.1 Throttling Groove of Axial Piston Pump

3 配流盘节流槽空化仿真

3.1 配流盘节流槽空化仿真模型

为加快计算速度，需要简化计算模型。由于研究对象是配流盘节流槽在预升（卸）压瞬时的空化，因此只需要建立缸体腰形孔与配流盘三角形节流槽及配流盘腰形孔的流道几何模型。轴向柱塞泵缸体腰形孔与配流盘节流槽接触瞬时的流道几何模型及网格划分图，如图2 所示。仿真模型是在流体连续运动的方程及雷诺方程基础上，湍流模型采用RNG k-ε 模型，计算用Simple 算法。入口压力设置为20MPa，出口为一个标准大气压。液压油密度：870kg/m3，动力粘度：0.026Pa·S。

图2 配流盘节流槽空化仿真模型Fig.2 Caviation Simulation Model of Valve Plate Throttling Groove

图3 D=60°θ=5°不同入口压力时三角形节流槽与配流盘腰形孔气体体积分数平均值变化线图Fig 3 Change Curves of Mean Value of Gas Volume Fraction of Valve Plate Triangular Throttling Groove and its Kidney Shape Hole when D=60°，θ=5°， and Inlet Pressure is Different

3.2 入口压力对节流槽空化影响

结构参数为D=60°，θ=5°的配流盘节流槽与配流盘腰形孔流体气体体积分数平均值随入口压力的变化线图，如图3 所示。从图中很清楚地显示节流槽在高压差时节流槽流体空化程度远高于低压差时节流槽流体的空化，且高压差时节流槽空化泡会脱离，进入配流盘腰形孔，从而对配流盘腰形孔壁造成空蚀破坏，再有产生的气泡又被吸入另一柱塞腔中，从而减小柱塞泵的容积效率。

3.3 配流盘三角形节流槽结构参数对空化的影响

不同D 值及θ 值时，节流槽空化程度的曲线图，如图4、图5所示。

图4 θ=4°不同D 值时三角形节流槽与配流盘腰形孔气体体积分数平均值变化线图Fig.4 Change Curves of Mean Value of Gas Volume Fraction of Valve Plate Triangular Throttling Groove and its KidneyShape Hole when θ=4°，and Value of D is Different

图5 D=55°不同θ 值时三角形节流槽与配流盘腰形孔气体体积分数平均值变化线图Fig.5 Change Curves of Mean Value of Gas Volume Fraction of Valve Plate Triangular Throttling Groove and its KidneyShape Hole when D=55°， and Value of θ is Different

从线图的变化趋势可看出，随着D 及θ 地增加配流盘节流槽及腰形孔流体气体体积分数平均值（αV）均有不同程度的增加，但增加的梯度不一样。很明显，θ 的变化对αV的影响比D 值的影响大，这是因为θ 值较小时节流槽的深度h 值就较小，流体的压力恢复速度较快。但θ 值的微小变化会造成h 值呈较大梯度的增加，这样节流槽的纵向空间增大迅速，流体压力恢复速度减小促使了空化的发展。而D 值的变化只会造成节流槽横向空间的增加，但增加空间的梯度较小，对流体的压力恢复速度的影响较小。

4 配流盘节流槽抗空化结构改进研究

4.1 预卸压配流盘节流槽抗空化结构改进

结构改进对象为D=60°，θ=6°的三角形节流槽。通过3.3 节的分析结果发现θ 值对节流槽空化的影响最敏感，并得到θ 值越小对三角形节流槽的空化越有抑制性的结论。提出对节流槽结构改进的方案为：在不改变原有节流槽通流面积的条件下，尽量取小的θ 值。根据三角形节流槽过流面积的计算公式：

式中：b—节流槽宽度；x—节流槽开度；—节流槽高度；L—节流槽长度。

为保证在θ=4°时和参数为D=60°，θ=6°的节流槽具有相同的过流面积，此时的三角形节流槽结构参数为D=104.8°，θ=4°。

现对预卸压三角形节流槽抗空化结构改进后的性能进行仿真验证，仿真验证的结果，如图6 所示。图中显示，改进后的结构比原结构气体体积分数平均值减小了近0.02，具有明显的空化抑制性能。由此，可以在保证节流槽通流面积的基础上，通过减小楔形角θ 的办法在一定程度上抑制配流盘空化。

图6 结构改进后预卸压节流槽及腰形孔流体气体体积分数平均值变化线图Fig.6 Change Diagram of Average of Gas Volume Fraction of Fluid of Improved Structure of Triangular Throttling Groove and Kidney Shape Hole

4.2 预升压配流盘节流槽抗空化结构改进

当轴向柱塞泵排油结束时，理论上柱塞腔应和配流盘排油腰形孔相通并进入排油阶段，但由于泵排油孔压力远高于柱塞腔油压力，则配流盘排油腰形孔液压油会倒灌入柱塞腔，造成强烈水击。为了减小水击，为此在配流盘腰形排油孔前增加了三角形节流槽，这样虽然可以减小水击程度，但流体会高速通过节流槽，流体压力急剧降低，促使流体气泡析出，产生空化。

预升压与预卸压流体的流动方向刚好相反，则其空化仿真计算模型可以采用预卸压的计算模型，只不过把原有的计算模型的进、出口进行对调。具体的网格模型，如图2 所示。

此时液压油从配流盘腰形孔通过三角形节流槽进入柱塞腔，液压油反向流经节流槽，从过流面积大的一端流向过流面积小的一端，这样在节流槽内流体不易发生空化，但当液压油流出节流槽时，此时的流速最大，压力剧降，发生空化。所以，在预升压时空化主要发生在节流槽的出口端。

根据液压流体力学理论，如单位时间内通过节流槽流体体积相同时，节流槽出口面积越大，则流体的出流速度就越低，流体压降就会越小，流体产生的气泡数量就越少。所以，在相同进口过流面积的情况下，增大出口的过流面积可以降低流体在节流槽出口的速度大小，从而减小流体空化的程度。因此针对结构参数D=60°，θ=6°的三角形节流槽，同样可以用D=104.8°，θ=4°的三角形节流槽进行结构改进。通过仿真分析，设定入口压力20MPa，缸体腰形孔压力为一个大气压。仿真得到的缸体腰形孔流体气体体积分数平均值的迭代变化曲线，如图7 所示。图7 显示D=104.8°，θ=4°的节流槽的抗空化性能优于D=60°，θ=6°节流槽。

图7 结构改进后预升压缸体腰形孔流体气体体积分数平均值变化线图Fig.7 The Change Diagram of the Mean Value of Gas Volume Fraction of the Improved Structure of Cylinder Block Kidney Shape Hole

5 结论

（1）通过三角形节流槽分析结构参数对其空化影响，得到θ值对节流槽空化影响最为敏感的结论。

（2）提出了三角形节流槽抗空化结构改进方案：对于预卸压时，在不改变原有节流槽通流面积的条件下，尽量取小的θ 值；在预升压时，相同进口过流面积的情况下，增大出口的过流面积可有效抑制空化的产生。