外流式滑阀冲蚀磨损可视化分析及优化*

吴书豪,张晓俊,梁义维,宋子龙

(太原理工大学 机械与运载工程学院,山西 太原 030024)

0 引 言

由于地下煤矿的特殊环境,煤矿机械设备的工况十分恶劣。在这种工况下,液压油易被污染。

液压油液的污染颗粒主要由环境中的固体颗粒以及阀芯与阀套或阀体之间的摩擦产生的细小金属磨屑组成,这些污染颗粒对于煤矿机械设备液压阀的正常工作影响很大。

崔振、何荷香、李方俊等人[1-3]对伺服阀的寿命试验和阀性能影响进行了研究,发现油液污染是导致伺服阀精度下降的主要原因。

液体流动过程中,颗粒可以对阀体和阀芯在阀口锐边处产生冲蚀磨损。目前,国内外学者对滑阀的冲蚀磨损和阀结构的改进研究已取得了一系列成果。

孙飞、丁矿、钟林等人[4-6]分析了固液两相流的冲蚀磨损特性,得出磨损速率与颗粒浓度呈线性正相关的结论,即当颗粒浓度不变时,磨损速率随着颗粒直径的增大而增大,且对某一直径颗粒十分敏感;固体颗粒的空间分布特征依赖于流体的性质。孙宇航[7]对滑阀不同形式的节流边进行了冲蚀磨损的研究,得出了不同形式节流边磨损速率不同的结论,即当节流边为圆角形式时,冲蚀磨损速率较小。林建忠等人[8]针对带有固体颗粒的近壁流场,提出了在壁面上开槽的方法,以此来降低固体颗粒对壁面的冲蚀磨损;并得出了结论,即在一定的沟槽高度下,当沟槽宽度与沟槽间距离相等时,颗粒对壁面冲蚀磨损的程度最小。张坤、LIU Xin-qiang等人[9,10]通过离散相(DPM)进行了固液两相流的CFD仿真分析,得出了伺服阀冲蚀磨损区域的迁移路径为阀口控制锐边、阀芯端面、阀杆;其中,阀口控制锐边始终为冲蚀磨损最大的区域。HAUGEN K[11]通过对28种不同材料进行侵蚀磨损测试,结果发现,通过选择适当的材料可以显著提高阀的寿命,降低液体流动过程中对阀的侵蚀和磨损。MAZUR Z[12]通过改变阀门入口的几何形状,优化了颗粒轨迹和冲击角,从而降低了阀门的侵蚀率。

综上所述,学者们对于滑阀的冲蚀磨损已做了大量的研究。目前,学者们对阀芯的优化研究主要是采取对阀芯取倒角、圆角、凹弧等方式,且对上述倒角、圆角、凹弧等各种结构的尺寸也做了研究和分析。

笔者针对滑阀阀芯取倒角时的结构进行研究,即当倒角宽度尺寸一定,但倒角角度不同时,对滑阀阀芯锐边的冲蚀磨损改善情况进行分析;利用CFD结合Edwards模型,取不同阀芯台肩倒角角度时,针对滑阀油液外流(P-B)阀芯锐边的冲蚀磨损进行分析和探究。

1 二维模型及网格

1.1 二维模型

笔者运用CAD软件绘制滑阀的二维结构图。

滑阀二维结构图如图1所示。

图1 滑阀的二维模型

二维模型结构尺寸如表1所示。

表1 二维模型结构尺寸

流域及其网格划分后的三维模型如图2所示。

图2 流域和流域网格

研究中忽略阀套与阀芯之间的间隙。

笔者使用UG进行三维建模,将得到后的滑阀三维模型导入到Fluent前处理软件SpaceClaim中的SCDM模块,对阀内进行流体填充,以此获得阀内流体的流域三维模型;

在获得流域的三维模型后,由于流域的三维模型是对称的,为了减小仿真运算过程中的计算量,对其做对称处理;

将对称处理后的流域三维模型导入前处理软件ICEM中进行网格划分,网格采用六面体和四面体的混合网格。

1.2 网格无关性检验

在仿真中,笔者分别试用了不同网格数量密度对其进行网格无关性验证,并依次选取网格数量为82 490、142 512、276 420、389 188、664 469进行仿真分析,使用最大冲蚀磨损速率作为检验参数。

通过对比仿真结果发现,与网格数目为276 420、389 188、66 446时相比,当网格数目为142 512时,其冲蚀磨损速率值相差不到1%。因此,仿真中选用网格数目为142 512作为后续仿真使用。

2 冲蚀磨损模型

液流流过阀口会对阀口处的控制锐边造成一定的冲蚀磨损。

针对由于冲蚀磨损造成的阀芯表面材料损失,笔者此处采用EDWARDS J K等人[13]通过大量试验得到的计算模型,即Edwards模型:

(1)

式中:Rerosion—单元壁面面积在单位时间内的磨损量;NP—单位时间内固体颗粒撞击单元面积的颗粒数量;mp—进口处的颗粒质量流;dp—颗粒的直径;Aface—单元壁面面积;v—颗粒运动速度;b(v)—速度的相对函数;C(dp)—颗粒直径函数;f(θ)—冲击角函数。

笔者根据经验以及试验,确定此次研究对C(dp)的取值为1.8e-09;b(v)取值为26;f(θ)的取值为线性分段值。

冲击角函数数值如表2所示。

表2 冲击角函数

颗粒与壁面碰撞后会反弹发生动量的变化,其变化量由恢复系数决定。

笔者使用GRANT G等人[14]通过砂粒冲击碳钢所得的颗粒冲击前后的速度反弹恢复系数经验公式如下:

eN=0.993-1.76θ+1.56θ2-0.49θ3

(2)

eT=0.998-1.67θ+2.11θ2-0.67θ3

(3)

式中:eN,eT—分别表示法向和切向恢复系数;θ—固体颗粒与壁面形成的碰撞角度值。

3 边界条件和仿真分析

3.1 边界条件

笔者采用流量入口与压力出口作为流场边界条件。考虑到试验采用的电液比例阀最大允许流量为40 L/min,因此,笔者在仿真中采用流量进口大小分别为10 L/min、20 L/min、30 L/min、40 L/min的4个流量;出口压力均为0.1 MPa;液压油密度为840 kg/m3,动力粘度为0.012 Pa·s。

仿真过程中,用离散相(DPM)模型模拟颗粒在流体中的运动。离散相(DPM)不考虑颗粒在流体中的相互碰撞;因此,该模型要求流体中污染颗粒的体积分数不能超过总体积分数的10%,但质量流是允许超过10%的。

结合离散相(DPM)模型和实际工况,以及后期试验准备加入液压油中充当污染物的颗粒,笔者设定了仿真中的颗粒参数。其中,颗粒的质量流设定为1.0e-05 kg/s,颗粒密度为2 400 kg/m3。

其中,假定颗粒直径均匀且均为10 μm,颗粒随油液一起以相同的速度从进口进入。

考虑颗粒的运动具有一定的随机性,因此,笔者在仿真条件中还采用了随机游走模型(discrete random walk mobility)。

3.2 常规阀芯仿真分析

通过Fluent仿真得到液压油外流时阀内冲蚀磨损云图,如图3所示。

图3 阀内冲蚀磨损云图

由图3可知:滑阀内的冲蚀磨损主要发生在阀口的锐边处。

阀内颗粒的运动轨迹如图4所示。

图4 阀内颗粒运动轨迹

一般情况下,由于液压元件具有良好密封性,侵入液压油中的污染物颗粒较小,其自身重量可忽略不计;因此,再结合图4阀内颗粒的运动轨迹图,笔者将阀口处颗粒的运动方向与油液的运动方向近似视为一致。

阀内速度矢量云图如图5所示。

图5 阀内速度矢量云图

分析图(4,5)可知:

当液压油和颗粒经过阀口处时,通流面积突变缩小;

再根据伯努利方程可知:

液压油和颗粒在通过阀口处时的速度变大,颗粒与阀芯和阀体的碰撞更加剧烈,导致阀口锐边处相对其他区域磨损更严重。

不同开口度下阀芯和沉割槽锐边的冲蚀磨损数据如图6所示。

图6 不同开口度下阀芯和沉割槽锐边的冲蚀磨损

接下来,笔者对图3阀内冲蚀磨损云图做进一步分析。

图3(a,b)中,冲蚀磨损云图分别为阀芯锐边和沉割槽锐边分别对应的冲蚀磨损速率云图;以流量40 L/min,开口度0.1 mm～0.6 mm时的阀芯和沉割槽锐边的冲蚀磨损速率统计数据为例,得到图6不同开口度下,阀芯和沉割槽锐边的冲蚀磨损。

通过图6可知:

(1)内流时,阀芯锐边的冲蚀磨损速率大于沉割槽的锐边;

(2)随着阀口开度的逐渐增加,二者的差距不断缩小;当开口度达到0.4 mm时,两锐边的冲蚀磨损速率接近相同,但阀芯锐边的冲蚀磨损依然高于沉割槽锐边。

笔者针对上述阀芯和沉割槽锐边冲蚀磨损速率的不同,对阀口处的射流角和冲击角进行了分析。

阀口处射流角α与冲击角θ的结构关系如图7所示。

图7 液压油外流时射流角与冲击角

(4)

式中:X—阀口开度;u—阀芯与沉割槽之间的配合间隙;α—射流角。

笔者通过图7和式(4)射流角与开口度X、配合间隙的关系式[15],对该现象进行理论分析:实际情况中,配合间隙u是要远小于开口度X的,据此可知射流角α通常在60°～70°。

根据图7可知,颗粒与阀芯的冲击角互余,因此冲击角θ的范围为20°～30°,沉割槽的冲击角与射流角一致在60°～70°。

由冲蚀磨损式(3)可知,Rerosion与冲击角函数f(θ)成正比。

根据冲击角函数f(θ)与θ对应的表2值可知,冲击角函数f(θ)在60°～70°时的取值为0.4至0.5之间,在20°～30°时的取值为0.8至1。

因此,液压油外流时,阀芯锐边的磨损大于沉割槽锐边。仿真结果与理论推导一致。

3.3 阀芯结构改进与仿真分析

常规阀芯[16,17]的阀芯台肩倒角为90°。结构改进后的阀芯台肩倒角分别为45°、60°、75°。

阀芯台肩倒角结构如图8所示。

图8 阀芯台肩倒角结构

为了获得阀芯取4种不同角度台肩倒角对阀芯锐边冲蚀磨损速率的情况,笔者用Fluent对其分别进行了仿真分析。

仿真中使用了10 L/min、20 L/min、30 L/min、40 L/min等4个流量,分别对应0.1 mm～0.6 mm 6个开口度进行仿真。

开口度0.3 mm,流量40 L/min时,冲蚀磨损速率云图如图9所示。

图9 开口度0.3 mm流量40 L/min时冲蚀磨损速率云图

开口度0.6 mm,流量40 L/min时,冲蚀磨损速率云图如图10所示。

图10 开口度0.6 mm流量40 L/min时冲蚀磨损速率云图

笔者以20 L/min为例进行数据统计,得到不同台肩倒角20 L/min时,冲蚀磨损速率如图11所示。

图11 不同台肩倒角20 L/min时冲蚀磨损速率

以40 L/min为例进行数据统计,得到不同台肩倒角40 L/min时,冲蚀磨损速率如图12所示。

图12 不同台肩倒角40 L/min时冲蚀磨损速率

通过图11和图12的数据分析可知:

(1)当阀芯台肩倒角为45°时,阀芯冲击磨损速率相对于常规阀芯更大;

(2)当台肩倒角倒取为60°和75°时,阀芯锐边的冲蚀磨损速率减小,且台肩倒角取60°时,阀芯锐边冲蚀磨损速率最低。

阀口开度与过流面积的关系如图13所示。

图13 阀口开度与过流面积

阀口处通流面积为:

Sβ=2πRXsinβ

(5)

式中:X—阀口开度;R—台肩半径;β—台肩倒角角度。

由图13可知:同一个开口度X情况下,不同的台肩倒角对应的过流面积不同,式(5)为过流面积大小与阀口开度X的关系。

由式(5)可知:阀口处的过流面面积随着台肩倒角的增大而增大。

流量20 L/min,阀口处最大速度如图14所示。

图14 流量20 L/min时阀口处最大速度

流量40 L/min,阀口处最大速度如图15所示。

图15 流量40 L/min时阀口处最大速度

结合图(14,15)以及式(5)可知:阀芯台肩倒角越小,过流面面积越小,油液通过阀口处的速度也就越大。

由式(1)可知:速度与Rerosion成正比,阀口液流速度越大,冲蚀磨损速率也就越大。

不同阀芯台肩倒角阀口处的速度矢量图如图16所示。

图16 不同阀芯台肩倒角阀口处的速度矢量图

倒角后主流束与阀口锐边的冲击角θ如图17所示。

图17 倒角后主流束与阀口锐边的冲击角θ

由图(16,17)可知:

阀芯台肩倒角的改变也会导致阀口处的主流束与阀芯锐边的冲击角改变;阀芯锐边所对应的冲击角θ也随着台肩倒角增大而增大,且向常规阀芯冲击角θ的取值20°～30°靠拢;台肩倒角越小,相对于阀芯锐边的冲击角就会越小,并逐渐向0°靠拢,对应的冲击角函数θ也越小(由表2可知),再结合式(1)可知,Rerosion与冲击角函数f(θ)成正比;因此,台肩倒角越小,阀芯锐边的冲蚀磨损越小。

综上所述:台肩倒角对阀口处的改变有2个方面:主流束与阀芯锐边的冲击角和过流面面积。

结合图(11,12)阀芯锐边的最大冲蚀磨损速率可知:在阀芯台肩倒角为45°时,阀芯锐边的冲蚀磨损速率相对常规阀芯来说较大。其原因是台肩倒角取45°时,阀口处主流束与阀芯锐边形成的冲击角很小,对锐边的冲蚀磨损减小;但倒角使得阀口处的过流面面积减小,导致阀口处的液流速度增大从而使得阀芯锐边处的冲蚀磨损速率增加,在二者的共同作用下,阀芯锐边的冲蚀磨损速率上升。

由此可知:当凸肩取45°倒角,主流束与锐边的冲击角对锐边的冲蚀磨损速率的降低,要小于由于阀口过流面面积减小,引起阀口处液流速度增加带来的冲蚀磨损速率;

而对于60°和75°台肩倒角,两种大小的倒角结构降低锐边冲蚀速率,两种倒角在冲击角方面对锐边冲蚀磨损的改善不如台肩倒角为45°的阀芯,但过流面面积却相对增大,在二者的共同作用下,阀芯锐边冲蚀速率得到降低,且60°时,阀芯锐边的冲蚀磨损速率降低最为明显。

4 结束语

笔者以在液压油受颗粒污染后的阀芯锐边的冲蚀磨损为分析背景,采用了基于Edwards的冲蚀理论模型,使用Fluent仿真软件对阀芯倒角取不同的角度时的冲蚀磨损速率进行了仿真分析;最后,通过多组仿真数据对比,分析了不同角度的倒角对阀芯锐边冲蚀磨损的影响情况。

研究结论如下:

(1)当液压油外流(P-B)时,阀口处的最大冲蚀磨损发生在阀芯锐边;阀芯锐边的磨损速率要高于沉割槽的锐边;

(2)台肩倒角的存在使得阀口处的主流束与锐边的冲击角和过流面面积发生改变。冲击角随着台肩倒角的减小而减小;过流面面积随着倒角的减小而增大,进而影响阀口处的液流速度;

(3)不同的台肩倒角角度会使阀口处的冲蚀磨损速率不同,且存在负优化的可能。在45°、60°、75°以及常规阀芯4种阀口锐边冲蚀磨损速率的比较中,台肩倒角取60°阀芯锐边的冲蚀磨损速率最低。

在后续的工作中,笔者将研究液压油内流时该阀芯结构对阀芯锐边冲蚀磨损的影响;同时,增加试验部分,通过试验进一步验证该结构对阀芯锐边的影响情况。