旋转配流激振控制阀开槽参数的交互作用试验研究

2021-05-19赵国超孙远敬张长帅

中国机械工程 2021年9期

赵国超王慧孙远敬张长帅

辽宁工程技术大学机械工程学院，阜新，123000

0 引言

电液激振设备在进行振动工作时，主要依靠配流阀对振动的幅度、方向、频率进行调节，配流阀的结构形状、基本参数、动态特性对振动的输出效果势必会产生一定的影响[1-2]。

配流阀在结构上可分为滑动式、旋转式及2D数字式[3]。旋转式配流控制阀在电液交流激振技术方面具有激振难度小、工作频率高等独特优势，已逐渐成为研究的一大热点[4-5]。旋转式配流控制阀依靠阀芯、阀套的相对旋转运动完成油液的流通和输送，因此，阀芯的基本特征直接影响旋转式配流控制阀的输出特性。针对旋转式配流控制阀及其组成结构的动态特性，人们开展了大量研究。WANG等[6]、王鹤等[7]通过对不同阀芯形状的旋转式激振控制阀所受稳态液动力矩进行CFD模拟，分析了阀芯形状对稳态液动力的影响规律并给出了优化和力矩补偿方法。王鹤等[8]、LIU等[9]、韩冬等[10]基于旋转式激振控制阀构建了电液激振系统，利用数值解析和试验验证讨论了阀口形状对电液激振系统振动波形的影响程度和主要趋势。韩冬等[11]设计了一种板状旋转式激振控制阀，通过对其阀口特征进行静态、动态建模解析，证明了板状旋转式激振控制阀具有稳定性高、频响特性优越等特点。陈烜等[12]将先导级伺服阀和功率级伺服阀进行集成，提出了一种快速、高功率密度的2D螺旋伺服阀，分析了先导级结构主要参数对2D螺旋伺服阀响应特性的影响。左希庆等[13]基于飞机刹车系统，利用仿真和试验研究了2D压力伺服阀的阶跃响应特性和压力控制特性。张啟晖等[14]针对传统车辆换挡缓冲阀的局限性，将2D数字缓冲阀应用于车辆的换挡-离合控制油路上，通过数值模拟、对比试验证明了2D数字缓冲阀应用于车辆换挡缓冲领域的可行性和有效性。刘国文等[15]、白继平等[16]为研究2D数字阀阀芯的卡紧力和气穴问题，利用CFD模拟手段对2D数字阀阀芯的流场进行仿真，分析了阀芯流场的流速矢量和压力分布情况。

上述文献通过数值解析、Fluent模拟及试验验证等手段对旋转式配流控制阀展开研究，证明了旋转式配流控制阀结构的可行性和相关研究方法的有效性，但在旋转式配流控制阀结构特征的研究中，针对阀芯开槽参数对阀输出特性的影响暂无相关报道。笔者初次设计旋转式配流控制阀时，只在可行性的基础上对阀芯的开槽参数进行确定，导致开槽参数的设计仍具有一定的盲目性和试探性。本文以自主设计的旋转配流激振控制阀为研究对象，基于Fluent多参考系滑移网格方法、试验验证、二次回归正交试验法等技术手段，研究阀芯开槽参数及其交互作用对激振控制阀输出压力的影响，为旋转配流激振控制阀的性能优化及工业推广提供基础数据支撑。

1 旋转配流激振控制阀结构

旋转配流激振控制阀主要由端盖、阀芯、旋转轴、轴承、阀体、格莱圈等部分组成，其结构如图1所示。旋转配流激振控制阀的主要功能是通过阀芯、阀体的相对旋转运动对一定压差的油液进行分配并输送至激振液压缸。阀芯和阀体的结构如图2所示，在阀体的OXZ平面内对称分布4个油口，其中2个油口通过管路与供油泵相连，实现高压油液向阀体的内部输入；另2个油口与油箱相连，使得低压油液通过阀体的内部返回油箱；在OXY平面内的两个油口A、B分别与激振液压缸的高压腔和低压腔连通。阀芯台肩的两端交错开设有2N个油槽，其中有N个油槽位于外接供油泵油口的高压区，另外N个油槽位于外接油箱油口的低压区，电动机带动激振控制阀的旋转轴不断转动，驱动阀芯油槽与激振液压缸交替接通，实现液压缸活塞杆的激振。

图1 旋转配流激振控制阀Fig.1 Rotary distributing excitation control valve

图2 阀芯和阀体结构Fig.2 Spool and valve body structure

2 油槽内液体流动的数学模型

根据激振控制阀的结构和配流原理，油槽内油液的流动特点与流经固定平行板间缝隙的液体相同。流经阀芯油槽时，油液的流动情况如图3所示。

图3 油槽内油液的流动Fig.3 Oil flow in slot

设X轴与油槽的长边平行且与油液的流速方向一致，在长、宽、深分别为l、b、h的油槽内，任取与坐标轴平行的长dx、宽dy、高dz的油液微元体，油液微元体在油槽内流动时，左右两端面分别受静压力p1、p2，上下两端面分别受黏性切应力τ和τ+dτ，油液沿X正向流动时p1>p2。根据油液微元体的力平衡方程∑Fx=0，可得

p1dydz-p2dydz-τdxdz+(τ+dτ)dxdz=0

(1)

由式(1)可得，黏性切应力τ为

(2)

对于具有一定黏性的油液，单位面积上的黏性切应力τ为

(3)

式中，μ为油液动力黏度；v为流速。

根据油槽内油液微元体的约束条件：油液的高度y=±h时，流速v=0，将式(2)、式(3)合并可得油液的流速

(4)

则油槽内油液的流量qV可表示为

(5)

根据式(5)，油槽内油液的流动特点及压力-流量特性受阀芯油槽长度、宽度和深度的影响。

3 压力特性仿真与试验验证

3.1 仿真分析

为分析旋转配流激振控制阀的输出压力特性，利用Fluent软件对其进行流场分析。由于研究的旋转配流激振控制阀的运动类型为旋转运动，进行有限元分析计算时不涉及网格畸变问题，可利用多参考系滑移网格方法进行仿真[17-18]。

图4 边界条件Fig.4 Boundary conditions

对激振控制阀进行实体建模并提取其内部流道。根据阀芯结构、功能的对称性，以对称面为界进行简化。划分网格后根据实际情况设定3个油口为固定域的压力边界，油槽为滑移域的壁面边界，如图4所示。仿真工况如下：油液密度为890 kg/m3，油液黏度为0.0046 Pa·s，转速为500 r/min，入口压力15 MPa，出口压力10 MPa。当网格尺寸为0.5 mm时，网格数量为11×105，满足网格无关性的精度验证。利用滑移网格仿真方法得到激振控制阀某一时刻的流场矢量模型，如图5所示。

图5 流场矢量模型Fig.5 Flow field vector model

由旋转配流激振控制阀的流场矢量模型可以看出：设定工况下，在远离出液口的下半部分流道内，液体分布较少、流速较低，流动方式接近层流；而在接近出液口的上半部分流道内，液体分布较多，受旋转方向的影响，其流速较下半部分大，流动方式也近似于层流；在出液口及交界面处的流道内，液体分布较多、流速较大，流动形式为湍流。

利用Tecplot及Origin软件对激振控制阀流场仿真结果进行后处理，获得两种入口压力pin工况下激振控制阀的输出压力特性曲线，如图6所示。

1.pin=16 MPa 2.pin=15 MPa图6 激振控制阀的输出压力Fig.6 The output pressure of the excitationcontrol valve

由图6可知，t取3～9 ms时，激振控制阀阀芯上的一个油槽随着旋转经历开启-全开-闭合过程，激振控制阀的输出压力呈先上升后下降趋势，并在阀芯全开时到达峰值；t取9～15 ms时，当前油槽随转动远离出液口，下一油槽进入工作区间并重复上一过程。出口压力不变，入口压力pin由15 MPa增至16 MPa时，激振控制阀输出压力pout的最低值由10.64 MPa上升至10.69 MPa，增幅约0.45%；pout的最高值由11.33 MPa上升至11.42 MPa，增幅约0.79%。两种工况的对比结果说明，激振控制阀的输出压力与油口压差成正比。

3.2 试验验证

为检验仿真方法和所得结果的准确性，试制旋转配流激振控制阀样机，利用电液激振试验台及相关设备对旋转配流激振控制阀的输出压力进行试验测试，试验台及测试现场如图7所示。电液激振试验台包含由旋转配流激振控制阀组成的激振系统、压力控制系统、电气控制柜、数据采集系统、液体压力变送器及三联油泵动力源等。本次试验的基本参数及环境条件见表1。

图7 电液激振试验台Fig.7 Electro-hydraulic excitation test bench

表1 试验参数

试验测试时为降低试验误差对测定结果的影响，同一工况试验重复进行3次采集和测定，并以多组数据的均值作为数据处理及分析的样本。图8为两种不同压力工况下激振控制阀输出压力的实测曲线。

1.pin=16 MPa 2.pin=15 MPa图8 激振控制阀实测压力Fig.8 Measured pressure of excitation control valve

由图8可知，试验结果和仿真结果整体趋势相同，受泄漏问题及传感器精度限制，激振控制阀输出压力的试验值比仿真值略低。另外，图8中试验曲线的Ⅰ、Ⅱ两处出现了较大的波动现象，这是由于转动过程中阀芯油槽开口状态发生变化导致油槽内部液体流动方向突变产生液压冲击，且导致输出压力出现波动。以激振控制阀输出压力的最高值和最低值作为统计对象，得到仿真、试验对比结果，见表2。数据对比结果显示：激振控制阀的输出压力基本一致，最高值误差小于5%，最低值误差小于1%。仿真和试验可以相互验证，证明仿真方法可行。

表2 仿真、试验对比结果

4 开槽参数的交互作用研究

4.1 二次回归正交试验

激振控制阀依靠阀芯油槽和阀体油口相对运动时产生的通流面积输送油液，根据激振控制阀的结构和运转原理，通流面积不仅与阀体油口有关而且与阀芯的开槽参数有关，而阀体油口的基本参数又是在考虑激振控制阀两个油口工作时的独立性来确定的，因此，阀芯的开槽参数会对激振控制阀的输出特性产生一定影响，阀芯的开槽参数包含开槽长度、宽度及深度[19-20]，如图9所示。

图9 开槽参数Fig.9 Slotted parameters

基于二次回归正交试验，利用中心复合试验设计方法安排仿真方案，得到开槽参数的三因素三水平编码设计表，见表3。

表3 因素水平编码

利用Design-Export软件设计以激振控制阀输出压力最高值为响应指标的试验方案[21]，通过型线参数化建模及滑移网格仿真方法得到压力工况为15MPa时试验的响应结果，见表4。

表4 二次回归正交试验方案及响应结果

根据最小二乘法建立三因素三水平的二次回归方程：

(6)

式中，b0为常数项的系数；bi为一次项的系数；bii二次项的系数；bij为交互项的系数；xi为影响因素；i、j为因素的水平。

对二次项的编码进行中心化处理：

(7)

则二次回归方程中常数项的系数可表示为

(8)

其他各项系数可表示为

(9)

利用表3中数据对二次回归方程进行多元拟合分析，得到激振控制阀输出压力的回归预测模型：

(10)

试验选用R2检验来评估模型的显著程度并对回归模型执行方差分析，所得结果见表5。

表5 回归模型方差分析结果

参考文献[21]对表4数据进行解析，可知二次回归模型的F值为302.89，P值小于0.0001，证明该拟合模型显著性水平较高；模型的失拟项P=0.3815>0.05，说明失拟项不显著，模型和试验的拟合程度较高。分别以激振控制阀输出压力的试验样本数据和回归模型预测所得结果为坐标，得到图10所示的(X，Y)散点图，各散点近似分布于Y=X附近，表明回归模型的预测结果准确。

图10 预测值与实际值对比Fig.10 Comparison of predicted values withactual values

4.2 交互作用分析

为分析开槽参数交互作用对激振控制阀输出压力的影响，通过Design-Expert软件分别得到开槽参数交互作用的响应曲面，如图11所示。

由图11可知，开槽参数的变化对激振控制阀输出压力存在一定的影响。由图11a可知，在整个试验空间内，开槽宽度和开槽深度的增大均使输出压力呈近似直线上升，升幅分别为25.1%、10.8%，当开槽长度相同时，开槽宽度的增大使输出压力上升更为显著，表明开槽宽度对激振控制阀输出压力的敏感性强于开槽深度。由图11b可知，开槽宽度和开槽长度的增大也会使输出压力呈近似直线上升，升幅分别为22.3%、9.6%，开槽宽度对激振控制阀输出压力的敏感性强于开槽长度，曲面上的等高线的弧度高于图11a曲面，因此，两者的交互作用显著性低一些。由图11c可知，开槽长度和开槽深度的增大使压力呈非线性上升的趋势，升幅分别为8.3%、9.1%，表明开槽深度对激振控制阀输出压力的敏感性强于开槽长度，曲面上的等高线的弧度最大，两者交互作用的显著性最低。

根据响应面分析，开槽宽度是影响激振控制阀输出压力的关键因素，在它与开槽深度及开槽长度的交互作用中，激振控制阀输出压力的变化最为显著。