陳乾鵬 冀宏 趙晶 閔為 鄭直

(蘭州理工大學(xué) 能源與動(dòng)力工程學(xué)院∥甘肅省液壓氣動(dòng)工程技術(shù)研究中心，甘肅 蘭州 730050)

作為液壓系統(tǒng)中的控制元件，液壓閥被廣泛應(yīng)用于大功率工程機(jī)械和特種裝備中。流體在一定的壓差下流經(jīng)閥口并產(chǎn)生粘性摩擦，將部分液壓能轉(zhuǎn)換為內(nèi)能，這些內(nèi)能一部分使流體溫度升高，另一部分從流場(chǎng)傳遞到閥口，使閥口溫度升高，進(jìn)而產(chǎn)生熱變形。流體溫度升高會(huì)打破液壓系統(tǒng)與外界環(huán)境的熱平衡，造成能量損失，而閥口熱變形會(huì)減小滑閥間隙，大大增加滑閥滯卡的風(fēng)險(xiǎn)，降低液壓系統(tǒng)的可靠性。因此，研究液壓閥口流體的升溫過(guò)程和閥口溫度分布特性，對(duì)閥口熱變形量的準(zhǔn)確計(jì)算和高可靠性滑閥的設(shè)計(jì)具有一定的應(yīng)用價(jià)值。

準(zhǔn)確可行的溫度測(cè)量方法是本研究需要解決的關(guān)鍵問(wèn)題。根據(jù)測(cè)量設(shè)備與被測(cè)件的接觸方式，可將溫度測(cè)量技術(shù)分為3類[1]：非接觸式測(cè)溫[2- 5]、半接觸式測(cè)溫[6- 7]、接觸式測(cè)溫[8]。熱電偶測(cè)溫屬于典型的接觸式測(cè)溫法，該方法具有以下優(yōu)點(diǎn)：

(1)較高的測(cè)量精度。由于熱電偶探頭與被測(cè)件直接接觸，因此避免了非接觸式測(cè)溫法面臨的中間介質(zhì)影響測(cè)量精度的問(wèn)題。

(2)較寬的測(cè)溫范圍。不同材料的應(yīng)用使得熱電偶的種類繁多，常見(jiàn)的熱電偶類型有：T型(-262～850 ℃)、J型(-196～700 ℃)、E型(-268～800 ℃)、K型(-250～1100 ℃)等，一些特殊的熱電偶，其測(cè)溫范圍甚至能夠達(dá)到0到2 000 ℃以上，如B型、S型、R型熱電偶等[1]。

(3)結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單，操作方便。由于熱電偶系統(tǒng)結(jié)構(gòu)較簡(jiǎn)單，具體操作方便。

目前，熱電偶測(cè)溫法已經(jīng)被廣泛應(yīng)用于各個(gè)領(lǐng)域的實(shí)踐和研究工作中，如齒輪動(dòng)態(tài)過(guò)程中表面溫度的測(cè)量[9]、固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)羽流溫度和熱流密度測(cè)量[10]、汽車干式離合器接合過(guò)程中的發(fā)熱與傳熱機(jī)理研究[11]、切削刀具工作過(guò)程中的溫度特性研究[12- 14]、流體溫度測(cè)量[15- 16]，以及陶瓷材料、恒溫爐溫度的測(cè)量等[17- 18]。

在閥口溫度分布測(cè)量的基礎(chǔ)上，結(jié)合CFD方法，對(duì)實(shí)驗(yàn)閥口進(jìn)行了數(shù)值計(jì)算并分析實(shí)驗(yàn)現(xiàn)象?；跀?shù)值傳熱學(xué)的熱-流-固耦合方法，使液壓閥口節(jié)流升溫的仿真計(jì)算成為可能。通過(guò)這種方法，Dharaiya等[19]分析了粗糙結(jié)構(gòu)對(duì)不可壓縮層流流動(dòng)的影響，研究了非光滑單元存在下微通道和其熱特性；Ji等[20]通過(guò)Fluent & Workbench聯(lián)合仿真方法，計(jì)算了有節(jié)流槽和無(wú)節(jié)流槽滑閥內(nèi)的三維流場(chǎng)、溫度場(chǎng)和熱變形；Kim等[21]采用有限元分析方法，對(duì)球閥高溫鑄造過(guò)程中存在的缺陷進(jìn)行了數(shù)值分析。Deng等[22]模擬了滑閥內(nèi)油液的穩(wěn)態(tài)高速流動(dòng)和節(jié)流槽周圍的局部溫度分布，并且利用有限元軟件ABAQUS對(duì)閥芯的變形進(jìn)行了數(shù)值模擬。Li等[23]對(duì)飛機(jī)電液作動(dòng)器中軸向柱塞泵的配流盤(pán)摩擦副進(jìn)行了熱流固耦合分析。Gleim等[24]用雷諾平均Navier-Stokes方程和非線性Fourier熱傳導(dǎo)方程模擬了流固耦合現(xiàn)象，并進(jìn)行了相應(yīng)的風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)。

對(duì)于流體空化方面的仿真，很多學(xué)者選擇結(jié)合可視化實(shí)驗(yàn)進(jìn)行研究，如Wang等[25]利用Fluent軟件對(duì)錐閥內(nèi)流場(chǎng)的空化進(jìn)行了液氣兩相流數(shù)值模擬，并建立了液壓錐閥空化噪聲的實(shí)驗(yàn)平臺(tái)。Han等[26]對(duì)水壓錐閥內(nèi)的液動(dòng)力和空化特性進(jìn)行了數(shù)值研究，分析了錐閥的幾何參數(shù)和背壓對(duì)其流動(dòng)特性、空化和液動(dòng)力的影響。Xu等[27]采用計(jì)算流體力學(xué)方法，模擬了閥座非光滑溝槽結(jié)構(gòu)對(duì)射流和空化的影響，并進(jìn)行了相應(yīng)試驗(yàn)，最后通過(guò)優(yōu)化改善了氣蝕問(wèn)題。Yang等[28]對(duì)噴嘴擋板伺服閥的先導(dǎo)級(jí)進(jìn)行了數(shù)值研究，論證了帶有微射流噴嘴擋板的伺服閥對(duì)降低含氣量和液動(dòng)力的效果。

1 實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)與搭建

圖1(a)示出了熱電偶的基本工作原理，遵循Seebeck效應(yīng)：兩種材料A和B形成閉環(huán)，當(dāng)測(cè)量節(jié)點(diǎn)的溫度Tx與室溫T0不同時(shí)，將產(chǎn)生一個(gè)熱電動(dòng)勢(shì)EAB，并由電壓表測(cè)出。得益于簡(jiǎn)單的工作原理，熱電偶絲可以被做的非常微小。圖1(b)和1(c)是本研究中所采用的T型微小熱電偶結(jié)構(gòu)及尺寸，其截面尺寸為0.5 mm×0.8 mm，這樣的尺寸使熱電偶得以嵌入到液壓閥口的不同部位，微小的安裝孔不僅避免了閥口原始結(jié)構(gòu)較大程度的破壞，也使測(cè)溫探頭得以承受一定的液壓力。

圖1 T型微小熱電偶

為了便于觀察和測(cè)量，以圓柱形的滑閥結(jié)構(gòu)為原型，將環(huán)形閥口簡(jiǎn)化為3 mm厚的平面閥口，如圖2(a)所示，構(gòu)成簡(jiǎn)化閥口的零件分別被稱為平面閥芯零件和平面閥體零件，材料為45#鋼。通過(guò)更換不同尺寸的平面閥體零件，使閥口具有1、2、3 mm 3種開(kāi)度，如圖2(b)所示。

閥口溫度主要源于內(nèi)流場(chǎng)中流體微團(tuán)的粘性摩擦，而粘性邊界層內(nèi)部摩擦產(chǎn)生的熱量很少，在宏觀尺度的研究中可以忽略，因此若能保證宏觀尺寸基本不變，閥口壁面形貌的微小變化對(duì)測(cè)量結(jié)果影響不大。采用電火花打孔工藝，將9個(gè)直徑為1 mm的細(xì)長(zhǎng)孔均布在平面閥芯零件的水平壁面和豎直壁面上，以便微小熱電偶嵌入其中。為盡量減小熱電偶探頭和小孔對(duì)閥口壁面宏觀結(jié)構(gòu)的影響，保證閥口實(shí)驗(yàn)結(jié)構(gòu)與仿真模型基本一致，在小孔和熱電偶絲間隙中填充耐高溫固化膠，并平整閥口壁面。如圖2(c)所示，水平壁面上的測(cè)溫點(diǎn)分別標(biāo)記為CH1、CH2、CH3、CH4，豎直壁面上的測(cè)溫點(diǎn)分別標(biāo)記為CH6、CH7、CH8、CH9，閥口尖角部位標(biāo)記為CH5。本研究將平面閥芯零件的溫度分布簡(jiǎn)稱為閥口溫度分布。

圖2 簡(jiǎn)化的平面閥口及測(cè)溫點(diǎn)分布

設(shè)計(jì)了閥口溫度測(cè)量裝置，將平面閥口零件和平面閥芯零件嵌入其中，形成厚度3 mm的閥口及流道；搭建了實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)，包括液壓系統(tǒng)和數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)；設(shè)計(jì)了入口集成塊和出口集成塊，入口集成塊上安裝了濾油器、節(jié)流閥、入口壓力傳感器、入口溫度傳感器(標(biāo)號(hào)CH10)，出口集成塊上安裝了出口壓力傳感器和出口溫度傳感器(標(biāo)號(hào)CH11)，如圖3所示。數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)在記錄CH1-CH9溫度信號(hào)的同時(shí)，也記錄入口壓力pin、出口壓力pout、入口溫度CH10、出口溫度CH11，它們將作為數(shù)值計(jì)算的邊界條件。

圖4所示為搭建好的實(shí)驗(yàn)臺(tái)實(shí)物圖，實(shí)驗(yàn)中使用的流體介質(zhì)為HM46液壓油，通過(guò)溢流閥調(diào)節(jié)入口壓力，通過(guò)節(jié)流閥調(diào)節(jié)閥口流量。實(shí)驗(yàn)時(shí)間設(shè)定為120 min，當(dāng)油箱達(dá)到65 ℃的保護(hù)溫度時(shí)，實(shí)驗(yàn)提前停止。根據(jù)1、2、3 mm的閥口開(kāi)度將實(shí)驗(yàn)分為3組，每組實(shí)驗(yàn)分別在0.5、1.0、1.5、2.0、2.5、3.0 MPa下進(jìn)行，由此獲得18組溫度曲線。由于采用開(kāi)式油箱，因此出口壓力值變化較小，故而采用入口壓力pin表征不同的閥口壓差等級(jí)。

圖3 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)流圖

圖4 閥口溫度測(cè)量實(shí)驗(yàn)臺(tái)

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 閥口升溫特性

由于實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)較多，因此僅呈現(xiàn)閥口開(kāi)度x=1 mm時(shí)的全部實(shí)驗(yàn)結(jié)果，如圖5所示。為了統(tǒng)一初始溫度，在壓力調(diào)定后，入口溫度CH9達(dá)到27 ℃時(shí)開(kāi)始截取數(shù)據(jù)。可以看到，不同壓差下的升溫曲線具有一定共性：比如CH1-CH11的升溫曲線具有同步性，而CH1-CH9的升溫曲線呈現(xiàn)明顯的重疊與分層現(xiàn)象，其中CH1、CH2、CH3的重疊性較高，CH6、CH7、CH8的重疊性較高，且CH6、CH7、CH8、CH9的溫度高于CH1、CH2、CH3、CH4，也就是閥口低壓腔壁面的溫度高于高壓腔，這是由閥口節(jié)流升溫造成的，這一點(diǎn)從出口CH11的溫度始終高于入口CH10也可得到論證。值得注意的是，在pin等于0.5、1.0、1.5、2.0 MPa的情況下，閥口尖角CH5的溫度始終高于其他部位的溫度，且閥口壓差越大，CH5的局部高溫越明顯;但是當(dāng)pin等于2.5 MPa和3.0 MPa時(shí)，CH5的最高溫度在保持一段時(shí)間后被CH7反超，這一現(xiàn)象將在下文中結(jié)合數(shù)值計(jì)算結(jié)果進(jìn)行解釋。此外，隨著閥口壓差增大，升溫速度隨之加快，在110 min時(shí)刻，當(dāng)pin分別為0.5、1.0、1.5、2.0、2.5、3.0 MPa時(shí)，CH5的最高溫度分別達(dá)到44.0、47.0、53.4、60.8、65.1、72.9 ℃。

圖5 x=1 mm、不同閥口壓差下測(cè)溫點(diǎn)CH1-CH11的升溫曲線

由于閥口不同部位的升溫曲線具有同步性，因此單獨(dú)提取某一測(cè)溫點(diǎn)的升溫曲線研究閥口升溫特性，或者截取某一時(shí)刻下各點(diǎn)的溫度值分析閥口溫度梯度，都是具有代表性的。根據(jù)x=2 mm的實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析閥口升溫特性，由于閥口不同部位的升溫曲線具有同步性，因此提取CH1的結(jié)果為研究對(duì)象。

結(jié)合圖6(a)和6(b)可以看出，在整個(gè)升溫過(guò)程中，較大的閥口壓差總是對(duì)應(yīng)較快的升溫速度，尤其是在初始時(shí)刻，入口壓力為0.5～3.0 MPa時(shí)，閥口升溫速度分別為：0.15、0.30、0.38、0.48、0.66、0.79 ℃/min。但是，隨著時(shí)間推移，不同壓差下的升溫速度均緩慢下降且趨近于0，這是由于閥口在吸收油液熱量的同時(shí)向外部環(huán)境散熱，可以預(yù)見(jiàn)，存在一個(gè)時(shí)刻，使閥口溫度不再升高，這時(shí)候閥口達(dá)到熱平衡。

圖6 x=2 mm，不同壓差下CH1的升溫特性

2.2 閥口溫度分布特性

根據(jù)閥口開(kāi)度x為1、2、3 mm時(shí)的實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析不同開(kāi)度、不同壓差下閥口的溫度梯度。提取60 min時(shí)刻下CH1-CH9的溫度值，并將CH1-CH9溫度的最大值與最小值做差，記為ΔTv，它可以用來(lái)表征閥口的溫度梯度大小。如圖7所示，當(dāng)x=1 mm時(shí)，隨著壓差從0.5 MPa升高到3.0 MPa，閥口溫差線性增加，從1.75 ℃升高到了7.86 ℃，而當(dāng)x為2 mm和3 mm時(shí)，閥口溫差僅處于0.56 ℃至1.23 ℃的范圍內(nèi)。以上結(jié)果說(shuō)明,當(dāng)閥口較小時(shí)，溫度梯度對(duì)壓差較為敏感，小閥口大壓差下產(chǎn)生的局部高溫也更加明顯。

分析pin=2.0 MPa和x=1 mm的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，提取60 min時(shí)刻下不同測(cè)溫點(diǎn)的溫度值，并以CH1-CH9為橫坐標(biāo)生成曲線。

圖8(a)所示為pin=2.0 MPa，x分別為1、2、3 mm時(shí)的閥口溫度分布。測(cè)溫點(diǎn)CH1、CH2、CH3處于閥口水平壁面，也即高壓腔壁面，由于高壓腔流動(dòng)狀態(tài)較為穩(wěn)定，因此閥口開(kāi)度越大，水平壁面的溫度越高；對(duì)于閥口尖角CH5，閥口開(kāi)度越小，局部高溫越明顯，當(dāng)x=1 mm時(shí)，CH5的溫度甚至高于x=2 mm和x=3 mm時(shí)；測(cè)溫點(diǎn)CH6、CH7、CH8處于閥口豎直壁面，也即低壓腔壁面，值得注意的是，隨著閥口開(kāi)度增大，豎直壁面與閥口尖角的溫差逐漸減小，當(dāng)x=3 mm時(shí)，豎直壁面的溫度甚至高于CH5。

圖7 不同開(kāi)度、不同壓差下的閥口溫度梯度

圖8 不同條件下的閥口溫度分布

圖8(b)所示為x=1 mm，pin分別為0.5～3.0 MPa時(shí)的閥口溫度分布。CH1-CH9的溫度均隨閥口壓差的增大而同步升高；不同壓差下的閥口溫度分布具有一定的相似性，表現(xiàn)為閥口尖角CH5均產(chǎn)生了溫度峰值，且閥口豎直壁面(CH6、CH7、CH8、CH9)的溫度均高于水平壁面(CH1、CH2、CH3、CH4)；值得注意的是，當(dāng)pin=2.5 MPa和pin=3.0 MPa時(shí)，CH7亦產(chǎn)生了溫度峰值，當(dāng)pin=3.0 MPa時(shí)，CH7處的溫度峰值甚至高于CH5，意味著當(dāng)閥口壓差較大時(shí)，豎直壁面亦會(huì)產(chǎn)生高于閥口尖角的局部高溫。

3 數(shù)值計(jì)算與分析

閥口開(kāi)度較大和壓差較大時(shí)，閥口豎直壁面局部溫度高于閥口尖角的現(xiàn)象，本研究稱之為“閥口尖角局部高溫的淹沒(méi)現(xiàn)象”，針對(duì)這一現(xiàn)象，通過(guò)ANSYS Fluent仿真軟件進(jìn)行了有限元數(shù)值計(jì)算與分析。

3.1 數(shù)值計(jì)算方程

針對(duì)開(kāi)度較大時(shí)閥口尖角局部高溫的淹沒(méi)現(xiàn)象(如圖8(a)所示)，采用單向熱-流-固耦合仿真進(jìn)行分析。計(jì)算模型中的流場(chǎng)被假定為不可壓縮的粘性牛頓流體，求解方程包括熱-流-固耦合模型的質(zhì)量、動(dòng)量、能量方程，以及標(biāo)準(zhǔn)k-ε方程，近壁面流體采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)。此外，熱傳導(dǎo)邊界條件采用第1類Dirichlet條件，固體區(qū)域的熱傳導(dǎo)和溫度梯度遵循Fourier定律。

質(zhì)量、動(dòng)量、能量方程如式(1)、(2)、(3)所示。

(1)

(2)

(3)

標(biāo)準(zhǔn)k-ε方程如式(4)、(5)所示。

k方程：

(4)

ε方程：

(5)

ε方程右邊的3項(xiàng)分別代表流體脈動(dòng)動(dòng)能的擴(kuò)散項(xiàng)、生成項(xiàng)、耗散項(xiàng)。其中，ui、uj、uk分別表示笛卡爾坐標(biāo)內(nèi)流體微團(tuán)的速度，xi、xj、xk分別表示不同方向上的坐標(biāo)。此外，cμ、c1、c2是3個(gè)經(jīng)驗(yàn)系數(shù)，σk是k方程的普朗特?cái)?shù)，σε是ε方程的普朗特?cái)?shù)，σT是與溫度場(chǎng)有關(guān)的湍流普朗特?cái)?shù)，η是流體黏度，ηt是湍流粘性系數(shù)。

引入兩個(gè)無(wú)量綱的參數(shù)u*和y*，分別表示壁面附近流體微團(tuán)的速度和距離，則標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)可表示為

(6)

(7)

對(duì)于一維穩(wěn)態(tài)導(dǎo)熱問(wèn)題，F(xiàn)ourier定律可表示為

(8)

針對(duì)壓差較大時(shí)閥口尖角局部高溫的淹沒(méi)現(xiàn)象(如圖8(b)所示)，通過(guò)多相流混合模型仿真進(jìn)行分析。計(jì)算模型中的流場(chǎng)被假定為不可壓縮的粘性牛頓流體，求解方程包括混合物模型的質(zhì)量、動(dòng)量方程，RNG湍流模型，以及空化模型，由于計(jì)算中考慮了壓力梯度對(duì)氣相分離、粘附和撞擊的影響，所以壁面函數(shù)選擇非平衡壁面函數(shù)。

混合模型的質(zhì)量方程和動(dòng)量方程如式(9)、(10) 所示。

(9)

(10)

空化模型反映了氣核半徑的變化與液體壓力、密度之間的變化關(guān)系，如式(11) 所示。

(11)

其中，Rb為氣泡直徑，σ為液體表面張力系數(shù)，ρl為液體密度，νl為液體動(dòng)力黏度，pb為氣泡表面壓力，p為局部遠(yuǎn)場(chǎng)壓力。

RNGk-ε模型如式(12)、(13) 所示。

k方程：

Gb-ρε-YM+Sk

(12)

ε方程：

(13)

其中，Gk、Gb分別表示由速度梯度、浮力產(chǎn)生的湍動(dòng)能,YM表示在可壓縮流動(dòng)中的波動(dòng)膨脹對(duì)湍流總耗散率的影響,C1ε、C2ε、C3ε均為常數(shù)項(xiàng),σk和σε分別用來(lái)描述湍動(dòng)能方程和湍流耗散率方程中的湍流普朗特?cái)?shù)，μeff為考慮湍動(dòng)黏度的粘性系數(shù)，Sk和Sε表示其他吸(放)熱源項(xiàng)。

非平衡壁面函數(shù)法是在標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)法的基礎(chǔ)上引入了壓力梯度關(guān)系，引入近壁面附近流體速度U*和高度y*，以及粘性底層厚度yv的表達(dá)式，如(14)、(15)、(16)所示:

(14)

(15)

(16)

3.2 三維建模、網(wǎng)格劃分與計(jì)算參數(shù)設(shè)置

參考實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ?，分別建立了閥口開(kāi)度1、2、3 mm的平面閥口三維模型，劃分了結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，并進(jìn)行了網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證。網(wǎng)格模型如圖9所示。

仿真計(jì)算中的材料參數(shù)與實(shí)驗(yàn)材料對(duì)應(yīng)，其中固體域材料為45#鋼，流體域材料為HM46液壓油，油液的密度和動(dòng)力黏度隨溫度變化，如表1所示。此外，仿真計(jì)算的邊界條件取自實(shí)測(cè)的進(jìn)出口壓力和溫度數(shù)據(jù)。

圖9 平面閥口三維網(wǎng)格模型

表1 仿真參數(shù)

3.3 熱-流-固耦合仿真分析

針對(duì)閥口尖角(CH5)處的溫度，以實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)為基準(zhǔn)，對(duì)熱-流-固耦合計(jì)算結(jié)果的相似度進(jìn)行計(jì)算，方法如下：

(17)

(18)

由圖10可知，當(dāng)閥口開(kāi)度x為1、2、3 mm時(shí)，仿真結(jié)果基于實(shí)驗(yàn)結(jié)果的相似度均值分別達(dá)到95.0%、95.5%、94.5%。一方面說(shuō)明，熱-流-固耦合計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確度較高;另一方面可知，通過(guò)固化膠的填充，保證了實(shí)驗(yàn)閥口與仿真模型宏觀結(jié)構(gòu)的一致性，使實(shí)驗(yàn)結(jié)果和仿真結(jié)果較為接近。

以60 min時(shí)刻，pin=2.0 MPa，不同閥口開(kāi)度的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)為邊界條件，得到的計(jì)算結(jié)果如圖11所示。

圖10 仿真結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果的相似度

圖11 pin=2.0 MPa、不同閥口開(kāi)度時(shí)的流體速度場(chǎng)和閥口溫度場(chǎng)

圖12 x=1 mm、不同壓差下閥口豎直壁面溫度分布和流場(chǎng)的密度分布

由圖11可知，pin=2.0 MPa條件下，流體經(jīng)過(guò)閥口后產(chǎn)生了明顯的高速尾流，對(duì)比圖11(a)-11(c)發(fā)現(xiàn)，閥口開(kāi)度1、2、3 mm時(shí)尾流的最大速度分別為65、60、55 m/s；閥口尖角產(chǎn)生了明顯的局部高溫，分別為56、51、54 ℃，同樣條件下CH5的實(shí)測(cè)溫度值分別為52.8、49.4、51.5 ℃，仿真與實(shí)測(cè)結(jié)果較為接近且變化趨勢(shì)相同。將閥口開(kāi)度1、2、3 mm時(shí)尾流與閥口豎直壁面的夾角表示為“δi”，可以看到δ1<δ2<δ3。觀察流線發(fā)現(xiàn)閥口豎直壁面下部的流場(chǎng)產(chǎn)生了渦流，渦流的范圍隨尾流角度增大逐漸擴(kuò)大，當(dāng)x=3 mm時(shí)，渦流已經(jīng)占據(jù)了整個(gè)豎直閥口壁面相鄰的流場(chǎng)。根據(jù)湍流理論，粘性流體中的渦流是產(chǎn)生粘性耗散的主要原因，隨著大渦不斷破碎成越來(lái)越小的渦，能量逐級(jí)傳遞到耗散渦的尺度，在粘性耗散的作用下釋放內(nèi)能，繼而將內(nèi)能傳遞到閥口豎直壁面，使豎直壁面的溫度升高，甚至超過(guò)閥口尖角溫度。

3.4 多相流混合模型仿真分析

為了進(jìn)一步揭示閥口空化與溫度分布之間的關(guān)系，以60 min時(shí)刻，x=1 mm，不同閥口壓差的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)為邊界條件進(jìn)行數(shù)值計(jì)算。計(jì)算完成后，放大圖11(a)中的閥口豎直壁面區(qū)域Z，如圖12所示。

仿真結(jié)果中，空化分布區(qū)域和密度分布區(qū)域相同，因此對(duì)密度分布云圖進(jìn)行分析。將實(shí)測(cè)的閥口豎直壁面溫度分布與仿真云圖結(jié)合，可以直觀地看到空化對(duì)豎直壁面溫度分布的影響。如圖12所示，可以看到，pin=0.5 MPa時(shí)，閥口尖角后端產(chǎn)生了一個(gè)微小的空化區(qū)域，隨著閥口壓差升高，空化區(qū)域沿閥口豎直壁面逐漸發(fā)展。觀察圖12(e)、12(f)可知，當(dāng)pin=2.5 MPa和pin=3.0 MPa時(shí)，空化區(qū)域覆蓋了測(cè)溫點(diǎn)CH6所在的壁面位置，此時(shí)CH6的溫度低于CH5；從流線圖可以看出，空化區(qū)域下端產(chǎn)生了較小的旋渦，旋渦的區(qū)域集中貼附在測(cè)溫點(diǎn)CH7所在的壁面位置，此時(shí)CH7產(chǎn)生了明顯的局部高溫。造成CH6相對(duì)低溫的原因是空化增加了該處的氣相占比，降低了流場(chǎng)密度和導(dǎo)熱系數(shù)，減弱了油液熱量向該處壁面的傳導(dǎo)；造成CH7局部高溫的原因是空化區(qū)域下端產(chǎn)生了旋渦，由于相變微弱，因此在導(dǎo)熱系數(shù)基本不變的情況下，該處的湍流強(qiáng)度高于其他部位，從而通過(guò)粘性耗散產(chǎn)生了更多的熱量，并傳遞到了CH7所在的壁面位置。

在測(cè)量閥口溫度分布的同時(shí)，觀察到x=1 mm、pin=3.0 MPa時(shí)閥口豎直壁面附近的流場(chǎng)產(chǎn)生了空化現(xiàn)象，此時(shí)CH7處的局部高溫恰好超過(guò)了CH5，該現(xiàn)象與仿真結(jié)果相吻合，驗(yàn)證了仿真分析，如圖13所示。

圖13 x=1mm、pin=3.0 MPa時(shí)閥口豎直壁面附近流場(chǎng)的空化現(xiàn)象

4 結(jié)論

(1)閥口節(jié)流升溫速度隨壓差增大而增大，x=2 mm、pin=3.0 MPa時(shí)，初始升溫速度可達(dá)到0.79 ℃/min。

(2)節(jié)流作用下的閥口溫度分布不均勻，閥口開(kāi)度較小時(shí)溫度梯度對(duì)壓差較為敏感，x=1 mm、pin=3.0 MPa時(shí)，閥口壁面的最大溫差可達(dá)到7.86 ℃。

(3)閥口尖角部位通常會(huì)產(chǎn)生明顯的局部高溫，3.0 MPa下升溫110 min可達(dá)到72.9 ℃，但是大閥口下渦流的形態(tài)變化和大壓差下空化的產(chǎn)生均會(huì)影響閥口溫度分布，使閥口低壓腔壁面產(chǎn)生局部高溫，造成閥口尖角局部高溫的淹沒(méi)。

本研究將微小熱電偶嵌入液壓閥口壁面，提供了一種液壓元件內(nèi)部溫度分布的測(cè)量方法，補(bǔ)充了閥口熱變形計(jì)算的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，有望發(fā)展成為一種溫度狀態(tài)實(shí)時(shí)感知的智能液壓元件。