胡建軍，朱 晴，陳冬冬，方 群，金瑤蘭，孔祥東

(1.燕山大學(xué) 河北省土木工程綠色建造與智能運(yùn)維重點(diǎn)實驗室，河北 秦皇島 066004；2.上海衡拓液壓控制技術(shù)有限公司，上海 201612；3.燕山大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，河北 秦皇島 066004)

引言

射流管伺服閥是美國50年代末研制的軍用產(chǎn)品，因抗污染能力強(qiáng)、靈敏度高等優(yōu)點(diǎn)而廣泛應(yīng)用于航空航天等領(lǐng)域[1]，作為控制系統(tǒng)的核心元件，其性能直接影響了伺服系統(tǒng)控制精度、響應(yīng)特性、可靠性及壽命[2]。

射流管伺服閥常常工作于高溫環(huán)境中，因此有學(xué)者對其在溫度影響下的工作性能進(jìn)行了研究。高溫對伺服閥的影響主要包含以下幾個方面：首先，高溫使閥芯和閥套產(chǎn)生局部翹曲變形，易導(dǎo)致閥芯卡滯[3-5]；其次，溫度升高后，閥體與閥套形變量的不同使閥套定位失效，接收器即失去了與射流管的相對位置，使整閥特性不規(guī)則[6]；再者，高溫下油液黏度降低，閥內(nèi)泄漏加劇，并且密封圈老化氧化失去密封作用[7-8]；最后，伺服閥焦耳熱可使力矩馬達(dá)在短時內(nèi)達(dá)到高溫[9]，力矩馬達(dá)內(nèi)彈性元件中的熱應(yīng)力加速了材料疲勞破壞，電磁故障也更容易發(fā)生。

穆玉康等[10]研究發(fā)現(xiàn)，某些永磁體磁性強(qiáng)，但熱穩(wěn)定性差，高溫將對磁性產(chǎn)生不可逆影響。當(dāng)電子元件因高溫?fù)p壞，伺服閥無法動作，最終影響系統(tǒng)調(diào)節(jié)[11]。高溫導(dǎo)致力矩馬達(dá)的固有頻率下降，并且對銜鐵組件的共振峰值幅度增大影響明顯，伺服閥更容易發(fā)生共振[12]。當(dāng)力矩馬達(dá)內(nèi)部銜鐵及磁體發(fā)生熱膨脹，不但加劇銜鐵卡死，還影響氣隙磁阻，改變輸出力矩[13]。并且，高溫使線圈電阻增加，影響輸出力矩，導(dǎo)致“零漂”、“溫漂突跳”發(fā)生，伺服閥動態(tài)性能惡化[14]。綜上，當(dāng)力矩馬達(dá)處于高溫環(huán)境中，整閥性能明顯受到影響。因此，采用技術(shù)手段對力矩馬達(dá)進(jìn)行冷卻或隔熱，控制其溫度具有重要的實際意義。

某些航空用伺服閥需要長期工作在200 ℃環(huán)境溫度下，短時最高可達(dá)250 ℃，環(huán)境以輻射和對流的方式向伺服閥傳遞熱量，同時工作的力矩馬達(dá)還要放出焦耳熱，形成內(nèi)發(fā)熱源，2個不利條件的疊加，易使力矩馬達(dá)處于超溫(大于200 ℃)狀態(tài)，導(dǎo)致電磁特性發(fā)生顯著變化甚至伺服閥失效。為此，提出在馬達(dá)上蓋設(shè)置通冷卻油夾層[15]，通過通油實現(xiàn)冷卻隔熱之目的，降低伺服閥力矩馬達(dá)內(nèi)部的溫度，以確保伺服閥在高溫下精確、可靠地工作。

本研究以某型射流管閥為原型，建立了包含冷卻油路、射流管油路及主閥油路的三維熱仿真分析模型。利用ANSYS Fluent軟件開展流-固-熱耦合計算，評估了力矩馬達(dá)外殼通油隔熱結(jié)構(gòu)的隔熱效果，討論了4種油路故障狀態(tài)下的伺服閥熱場分布特征，為力矩馬達(dá)通油冷卻隔熱設(shè)計及優(yōu)化提供了參考。

1 數(shù)值計算模型

首先在某伺服閥原型基礎(chǔ)上，經(jīng)簡化建立了除實體外包含3條獨(dú)立油路的計算模型，分別為射流管油路、主閥油路和冷卻油路。同時將馬達(dá)視為實體發(fā)熱源，并根據(jù)實際工況確定了發(fā)熱參數(shù)。

1.1 幾何模型的建立

某通油冷卻伺服閥實體結(jié)構(gòu)主要由閥體、上蓋和上蓋襯套組成，如圖1a所示;圖1b為原型閥在y=0面處的剖面示意圖，從圖中可以看到通油夾層的大部分油路。

圖1 某原型伺服閥

由于伺服閥原型中的凸臺、階梯孔、槽等對于傳熱無顯著影響，為了便于后續(xù)計算，在不影響其傳熱特性的基礎(chǔ)上，對模型進(jìn)行了簡化。最終模型中的油路：射流油路、主閥油路和冷卻油路，如圖2所示。

圖2 計算模型中3條油路

在射流油路中，射流管周圍的氣隙尺度極小，對傳熱的影響不大，但會極大增加網(wǎng)格劃分難度，降低網(wǎng)格質(zhì)量，因此建模時將小氣隙與馬達(dá)周圍的大氣隙合并處理。在主閥油路中，當(dāng)閥芯自零位向任一方向移動時，主閥油路開始流通，因此可將其簡化為單進(jìn)油口和單出油口。冷卻油路由上蓋與上蓋襯套間的通油夾層和進(jìn)出口管段共同組成。

力矩馬達(dá)內(nèi)實際為通電線圈發(fā)熱，對比馬達(dá)內(nèi)線圈發(fā)熱和將馬達(dá)視為實心熱源的試算結(jié)果，2種情況下的馬達(dá)最大溫度差小于1 ℃，且對整閥溫度分布基本無影響，因此在建模中將馬達(dá)簡化為實心體發(fā)熱源。

1.2 網(wǎng)格劃分

考慮到伺服閥模型的復(fù)雜性，采用非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格對計算域進(jìn)行網(wǎng)格劃分。對于馬達(dá)、氣隙等不涉及流動的部分，網(wǎng)格劃分稀疏，以減少計算量。為提高對流動以及節(jié)流發(fā)熱效應(yīng)計算的準(zhǔn)確性，對射流口、節(jié)流口網(wǎng)格進(jìn)行加密，最終計算模型的網(wǎng)格總數(shù)約為370萬，網(wǎng)格質(zhì)量及網(wǎng)格相對大小如圖3所示。

圖3 計算模型的網(wǎng)格劃分

模型中，計算域分為流體域和固體域2部分，流體域包含氣隙、冷卻油路、射流油路、主閥油路；固體域由馬達(dá)、射流管、閥體、上蓋、上蓋襯套、節(jié)流器組成。

1.3 參數(shù)設(shè)定

1) 材料物性

材料物性閥體、上蓋以及上蓋襯套為7075鋁合金材料，馬達(dá)、射流管為不銹鋼材料。由于該伺服閥以RP-3航空燃油為工作介質(zhì)，介質(zhì)溫度取130 ℃，估算得出130 ℃的燃油物性，整理得到材料物性參數(shù)見表1。

表1 材料物性參數(shù)

2) 邊界條件

假定伺服閥安裝位置處于密閉環(huán)境下(v<0.3 m/s)，外表面按第三類邊界條件處理，對流換熱系數(shù)取6 W/(m2·℃)，最高環(huán)境溫度250 ℃，流體域和固體域間的熱量傳遞通過耦合傳熱計算，即在流固邊界條件中選擇耦合(coupled)邊界。

冷卻油路、射流油路入口邊界條件設(shè)定為壓力入口21 MPa，冷卻油入口分成有無油節(jié)流器2種情形。該伺服閥閥芯有5種開度，開度越小，節(jié)流發(fā)熱越劇烈，對馬達(dá)的冷卻越不利；因此本研究選取主閥開度0.03 mm的流量與油溫施加于本模型，即主閥油路取速度入口17.2 m/s，油溫142 ℃。由于力矩馬達(dá)單個線圈電阻約15 Ω，工作電流310 mA，經(jīng)計算力矩馬達(dá)發(fā)熱功率為1.44 W，即單位體積發(fā)熱功率按1.33×105 W/m3進(jìn)行設(shè)定。

2 結(jié)果分析與討論

對冷卻油路的流動特性和壓降特性進(jìn)行分析，對正常工作時和發(fā)生故障時(各種油路堵塞工況)冷卻油路對整個閥以及力矩馬達(dá)的溫度分布特性的影響進(jìn)行比較，并通過能量平衡分析對不同狀況下的冷卻效果進(jìn)行評估。

2.1 冷卻油路的熱-流場特性

圖4為通油冷卻的流動特性。冷卻油剛進(jìn)入殼隙后，由于射流的慣性作用，主要沿進(jìn)出口連線這個主流通道，經(jīng)過殼隙上端，大部分直接從出口流走。在主流通道兩側(cè)的殼隙中，存在部分燃油循環(huán)回流。流動特性導(dǎo)致速度分布在殼隙中是不均勻的，循環(huán)回流區(qū)油液更新速度變慢，油液帶走熱量的能力變?nèi)?，體現(xiàn)在這一區(qū)域的溫度更高。如要進(jìn)一步提高通油夾層的冷卻隔熱能力，在油液入口設(shè)置均流器，讓油液在夾層內(nèi)的流動更接近單向流，將會取得更好的效果。

圖4 冷卻油路流動特性

表2為有無節(jié)流器時冷卻油路流動特性參數(shù)對比。圖5為有無節(jié)流器時殼隙與馬達(dá)的溫度分布。結(jié)合表2和圖5進(jìn)行分析，當(dāng)無節(jié)流器時，流入段、殼隙、流出段的壓降比例分別為40%,20%,40%，殼隙處的壓強(qiáng)高達(dá)14 MPa，結(jié)構(gòu)有限元分析的結(jié)果表明，在此壓強(qiáng)條件下，內(nèi)外應(yīng)力均超過材料屈服強(qiáng)度，內(nèi)外殼會存在0.4 mm以上變形，外殼設(shè)計明顯剛度不足。同時，這時的冷卻油流量較大，冷卻油進(jìn)出口溫升10.6 ℃。圖5a展示了無節(jié)流器時殼隙與馬達(dá)的溫度分布，冷卻油溫度沿流程較均勻的增加，發(fā)熱的位置主要在進(jìn)出管和殼隙鏈接處，殼隙中的冷卻油溫度接近136 ℃。此時馬達(dá)溫度約143 ℃，且上部出現(xiàn)高溫區(qū)。馬達(dá)與殼隙油液的傳熱溫差約7 ℃，冷卻夾層的冷卻能力尚有較大富裕。

表2 冷卻油路流動特性

當(dāng)有節(jié)流器時，如表2所示，大部分壓降發(fā)生在節(jié)流器，節(jié)流器出口壓力迅速降低至0.67 MPa，節(jié)流后的流入段、殼隙、流出段的壓降比例分別為60%,13%,27%，殼隙內(nèi)的壓力大概為0.57 MPa，此時，外殼的內(nèi)外應(yīng)力均在材料屈服強(qiáng)度極限之內(nèi)，強(qiáng)度滿足要求，內(nèi)外變形較小，約為0.02 mm，冷卻油流量降低至1.2 L/min，對高壓油的消耗大幅降低，冷卻油進(jìn)出口溫升12.5 ℃。由圖5b的溫度分布可見，殼隙中的冷卻油溫度接近142 ℃，馬達(dá)溫度約145 ℃，馬達(dá)與殼隙油的傳熱溫差僅有3 ℃，溫差傳熱已經(jīng)得到了較充分的利用。綜合考慮承壓、冷卻能力及節(jié)能的考慮，冷卻油入口應(yīng)設(shè)置節(jié)流器。

圖5 殼隙與馬達(dá)溫度分布

2.2 伺服閥正常工作時熱防護(hù)特性分析

當(dāng)伺服閥正常工作時，無冷卻油路時為射流+主閥油路通油，如圖6a所示；有冷卻油路時為射流+主閥+冷卻油路通油，如圖6b所示。

圖6 正常工作時y=0截面溫度分布

由圖6a可知，當(dāng)無冷卻油路時，馬達(dá)最高145.0 ℃，射流油路入口半邊閥體的平均溫度較低，這是由于射流供油段的溫度較低導(dǎo)致的。射流管供油油路在從力矩馬達(dá)中穿過時，由于氣隙的隔熱作用，形成較大的溫度梯度，熱量向油液傳導(dǎo)困難，因此射流供油段管路的溫度一直維持在130 ℃左右，接近油源的溫度，射流油路冷卻能力不能完全發(fā)揮。

由圖6a可知，當(dāng)有冷卻油路時，馬達(dá)最高144.7 ℃，馬達(dá)、氣隙、主閥的分布與無冷卻時相似。當(dāng)21 MPa的燃油流經(jīng)冷卻油路的節(jié)流器時，節(jié)流熱效應(yīng)使130 ℃ 的燃油迅速升溫至142 ℃，因此節(jié)流器降低了冷卻油的冷卻能力。

在加入冷卻油路后，馬達(dá)的最高溫度下降0.3 ℃，殼隙通油冷卻有隔熱降溫的效果。但在正常工作的情況下，無冷卻時馬達(dá)也遠(yuǎn)不超溫，可見此時冷卻油路不是控制馬達(dá)溫度的決定性手段。

表3計算了伺服閥正常工作時的熱平衡，其中，無冷卻油路(射流+主閥)工況吸放熱的不平衡率為0.004%，在得到的熱量中，5.4%為馬達(dá)發(fā)熱，62.6%為環(huán)境傳入的熱量，32.0%為射流的節(jié)流發(fā)熱量，可見高溫環(huán)境向伺服閥傳熱是主導(dǎo)因素。伺服閥失去的熱量中，射流帶走了產(chǎn)生熱量的96.0%，其余熱量被主閥油路帶走。雖然由于氣隙的隔熱作用，射流油路從力矩馬達(dá)直接吸收熱量非常有限，馬達(dá)產(chǎn)生的熱量中，只有10.6%的熱量從馬達(dá)-氣隙壁面被帶走；但在射流腔室，高速射流沖擊接收器后在腔室內(nèi)形成反射旋流，如圖7所示，這在馬達(dá)底座形成強(qiáng)烈對流沖刷，其強(qiáng)制對流散熱效應(yīng)使得馬達(dá)發(fā)熱的約89.4%熱量從馬達(dá)底面被帶走，各工況下馬達(dá)熱量散熱途徑如表4所示。

圖7 射流腔室內(nèi)的流場分布

表3 伺服閥正常工作時整閥熱平衡

表4 伺服閥正常工作時馬達(dá)散熱途徑 %

結(jié)合表3、表4可以看出，在有冷卻油路(射流+主閥+冷卻)工況中，射流供油段帶走的熱量有所下降，占總散熱量的88.2%，冷卻油路帶走的熱量占總散熱量的11.4%，冷卻油路產(chǎn)生較為明顯的散熱作用，剩余極小部分熱量被主閥油路帶走；在馬達(dá)的發(fā)熱量中，約86.3%的熱量從馬達(dá)底面被帶走，13.7%的熱量從馬達(dá)-氣隙壁面被帶走，冷卻通油使馬達(dá)經(jīng)過氣隙的散熱量增加了3.1%，增加并不明顯，主要是因為氣隙的隔熱作用，阻礙了冷卻油路帶走熱量。后續(xù)應(yīng)考慮如何降低氣隙熱阻，以進(jìn)一步發(fā)揮冷卻油路的散熱作用。在當(dāng)前情況下，冷卻油路的作用主要還是表現(xiàn)在隔絕外界高溫的影響。

2.3 伺服閥發(fā)生流動堵塞時的熱防護(hù)特性分析

射流管伺服閥中的油路故障包括油路堵塞和主閥卡滯，因此對以下4種故障工況進(jìn)行討論：僅主閥卡滯(射流+冷卻)，僅射流管堵塞(主閥+冷卻)，射流管堵塞同時主閥卡滯(僅冷卻)，3條油路全不通油。各故障工況的馬達(dá)溫度分布如圖8所示。

圖8 故障工況溫度分布和油路散熱比例

如圖8a所示，當(dāng)主閥卡滯時(射流+冷卻)，馬達(dá)最高溫度約145 ℃，殼隙、上蓋和上蓋襯套的溫度接近，射流管周圍氣隙有較大溫度梯度，熱場分布與正常工作時接近，因此主閥油路對馬達(dá)的熱場分布幾乎不產(chǎn)生影響。由油路散熱比例可知，僅9.8%的得熱量被冷卻油路帶走，因此，在射流+冷卻通油時，射流油的冷卻效應(yīng)占主導(dǎo)。由圖8b可以看出，當(dāng)射流管堵塞時(主閥+冷卻)，馬達(dá)最高溫度約146 ℃，殼隙溫度略低于上蓋和上蓋襯套，比射流+冷卻時上升約1 ℃，可見主閥油路的冷卻能力比射流油路略差。在主閥+冷卻通油時，82.0%的得熱量被冷卻油路帶走，從而保證了馬達(dá)不超溫，此時冷卻油的冷卻效應(yīng)占主導(dǎo)。說明當(dāng)射流管發(fā)生堵塞不能帶走閥內(nèi)熱量時，冷卻油路充當(dāng)替補(bǔ)油路，大量帶走閥內(nèi)熱量，從而保證了閥不超溫。這同時也意味著射流油路和冷卻油路構(gòu)成了閥不超溫的“雙保險”。如圖8c所示，當(dāng)射流管堵塞和主閥卡滯同時發(fā)生，僅冷卻油路通油時，馬達(dá)溫度約146 ℃，溫度分布與僅射流管堵塞時基本一致，因此只要冷卻油路通油，主閥的通油就對馬達(dá)溫度分布基本不產(chǎn)生影響。在射流管堵塞和主閥卡滯同時發(fā)生的條件下，若無冷卻油路，馬達(dá)溫度可達(dá)到273 ℃，此時馬達(dá)嚴(yán)重超溫。

對可能發(fā)生的多種故障情況的熱場分析表明，如果無冷卻油路，而射流管也發(fā)生堵塞時，馬達(dá)將嚴(yán)重超溫。而冷卻油路的引入相當(dāng)于增加了額外的保險，在各種油路故障下，均可以保證馬達(dá)不超溫。為了增加熱防護(hù)的可靠性，應(yīng)該使冷卻油路的最小管徑略大于射流管噴嘴口徑，以保證兩者不同時失效。而當(dāng)射流管正常通油時，射流油路的冷卻效果比較突出，其冷卻能力基本可以保證馬達(dá)不超溫，這時的冷卻油路只是個冷卻備份。后續(xù)，對于殼隙通油冷卻結(jié)構(gòu)的優(yōu)化來說，可以從降低馬達(dá)氣隙隔熱、減少冷卻油節(jié)流發(fā)熱以及提高殼隙內(nèi)流動的均勻性幾個方面進(jìn)行考量。

3 結(jié)論

本研究通過仿真計算得到了正常工作和故障發(fā)生時，有無殼隙通油冷卻結(jié)構(gòu)對某射流管伺服閥截面溫度場的影響，對溫度及能量的進(jìn)行分析得到以下結(jié)論：

(1) 馬達(dá)外的氣隙隔熱能力強(qiáng)，影響了馬達(dá)散熱。冷卻油路對馬達(dá)-氣隙壁面的散熱起到輔助作用，射流的冷卻作用占主導(dǎo)；

(2) 正常工作中，無冷卻油路時，馬達(dá)溫度不超過145.0 ℃。殼隙通油可以使馬達(dá)溫度降低并增強(qiáng)了馬達(dá)-氣隙壁面的散熱；

(3) 當(dāng)射流管堵塞和主閥卡滯故障同時發(fā)生，馬達(dá)將處于嚴(yán)重超溫的狀態(tài)中，此時殼隙通油冷卻發(fā)揮作用，保護(hù)馬達(dá)不超溫；

(4) 通過降低氣隙的隔熱、減少節(jié)流器處的發(fā)熱效應(yīng)或提高殼隙內(nèi)流動的均勻性，可以提高冷卻油路的制冷能力。