陳遠玲， 張 陽， 閆明洋， 金亞光

(廣西大學機械工程學院， 廣西南寧 530004)

引言

軸向柱塞泵是高壓液壓系統(tǒng)的核心部件。近年來，柱塞泵朝著高速、高壓化方向發(fā)展，在這一過程中空化也逐漸成為制約柱塞泵發(fā)展的關(guān)鍵因素之一[1-3]。學者們針對空化現(xiàn)象開展了廣泛的研究，翟江等[4]搭建了水壓柱塞泵的CFD數(shù)值仿真模型，對泵內(nèi)的空化現(xiàn)象進行仿真分析得出，提高柱塞泵的入口壓力值可以抑制空化現(xiàn)象。那成烈等[5]探究了軸向柱塞泵在配流過程中空穴與噪聲的關(guān)系，提出了錯開配流以改善配流盤的配流過程。劉曉紅等[6]針對1800 r/min柱塞泵的卸荷槽對氣穴的影響進行CFD數(shù)值仿真，將油液回沖階段初期的射流角控制在30°～48°，經(jīng)過試驗，就氣蝕破壞對配流盤的影響來講，其壽命延長到了原來的4倍多。陳金華等[7]通過在柱塞泵的入口增設(shè)離心渦輪，來提高柱塞泵的入口壓力，從而達到減小空化的目的。趙展等[8]以單柱塞為研究對象，基于AMESim建立了柱塞泵單柱塞仿真模型，得出了發(fā)生氣穴現(xiàn)象時，柱塞泵的臨界轉(zhuǎn)速為1200 r/min。冀宏等[9]利用AMESim軟件建立了1500 r/min柱塞泵柱塞工作腔吸油模型，以工作腔內(nèi)無空氣析出作為目標函數(shù)，應(yīng)用遺傳算法對吸油孔尺寸進行優(yōu)化，獲得吸油孔直徑與空化臨界值之間的變化曲線。苑士華等[10]針對2600 r/min的柱塞泵在工作過程中可能出現(xiàn)的空化現(xiàn)象，建立了一種動態(tài)流體模型，揭示了氣相在柱塞泵內(nèi)的演進過程并將模型應(yīng)用于仿真中，驗證了模型的可行性。齊國寧等[11]對配流盤及缸體表面形成空化的原因進行了分析，認為氣穴的形成是由于柱塞經(jīng)過卸荷槽時，卸荷槽內(nèi)的流體產(chǎn)生較大速度的壓差流動，導(dǎo)致低壓區(qū)的出現(xiàn)，針對該現(xiàn)象提出在配流盤閉死區(qū)開設(shè)阻尼槽來抑制空化的產(chǎn)生，對無阻尼槽和帶阻尼槽的模型進行對比，驗證了開設(shè)阻尼槽可以抑制空化的想法。孫澤剛[12]通過理論分析，找出了柱塞泵缸體孔與柱塞腔的面積比例關(guān)系對空化的影響規(guī)律。SCHLEIHS C等[13]基于PumpLinx軟件，采用全氣蝕模型，分析了柱塞泵轉(zhuǎn)速對氣蝕現(xiàn)象的影響，得到轉(zhuǎn)速增加則氣蝕程度加劇的結(jié)論。索曉宇等[14]研究發(fā)現(xiàn)，增大斜盤傾角會使柱塞腔內(nèi)的空化程度增大，縮小柱塞半徑會使空化程度減小，從提高柱塞腔內(nèi)容積效率、減小柱塞腔內(nèi)的空化程度出發(fā)，提出了抑制空化的新理論，對斜盤傾角與柱塞半徑進行優(yōu)化組合，有效的減小了柱塞腔內(nèi)的空化程度。潮群等[15-17]以10000 r/min以上的航空柱塞泵為研究對象，以空化為指標，使用多種算法對柱塞泵進行故障診斷，效果良好。

綜上所述，目前柱塞泵的空化現(xiàn)象已成為了國內(nèi)外研究熱點問題[18-19]。但大多研究針對的是3000 r/min以下的柱塞泵，對于6000 r/min以上的高速柱塞泵的研究還比較少。本研究以某型高速軸向柱塞泵為研究對象，基于數(shù)值仿真技術(shù)搭建高速柱塞泵的CFD空化仿真模型，揭示高速柱塞泵旋轉(zhuǎn)過程中柱塞腔內(nèi)空化的發(fā)生位置及機理，并在4000～10000 r/min的轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)，探究轉(zhuǎn)速對空化的影響規(guī)律及其影響機理，為高速柱塞泵的設(shè)計提供參考。

1 數(shù)學模型

1.1 流體控制方程

空化在CFD仿真技術(shù)中屬于兩相流模型，其模型的連續(xù)性方程、動量方程以及能量方程分別如式(1)～式(3)所示：

(1)

式中，vm=(αlρl+αvρv)vk/ρm為平均質(zhì)量流速度；ρm為混合項密度；αl和αv分別為液相和氣相的體積分數(shù)；ρl和ρv為液相與氣相的密度。

(2)

式中，μm為混合項的動力黏度；vdr,k=vk-vm為氣相的滑移速度。

(3)

式中，hj,k為在k相中j物質(zhì)的焓；Jj,k是在k相中j物質(zhì)的離散通量；keff=∑αk(kk+kt)為有效導(dǎo)電率，kt為湍流導(dǎo)熱率。

1.2 空化模型

空化產(chǎn)生的物質(zhì)基礎(chǔ)為液體內(nèi)部具有穩(wěn)定的空化核的存在，其動力因素為液體內(nèi)部靜壓降低到足以撕裂液體的程度，即液體的抗拉強度，如式(4)所示：

(4)

式中,pt為液體的抗拉強度；pv為液體的飽和蒸氣壓；R0為初始空化核半徑；p0初始空化核半徑的初始壓力；S為液體的表面張力系數(shù)。

考慮液體的運動黏度、表面張力等因素的空泡動力學方程可由下式表達：

(5)

在仿真過程中，使用Schnerr-Sauer空化模型，其蒸汽方程為：

(6)

最終質(zhì)量交換律模型如式(7)和式(8)所示：

當pv≥p時，

(7)

當pv=p時，

(8)

式中，nb為氣泡數(shù)量密度；RB為氣泡半徑；Fv和Fc是蒸發(fā)和冷凝時的系數(shù)，分別取1和0.2。

2 模型搭建與試驗驗證

2.1 模型搭建

以SolidWorks三維建模軟件為基礎(chǔ)，對某型號高速泵的流體域進行建模，將建立的流體模型導(dǎo)入到Workbench中進行網(wǎng)格劃分。進出油口和柱塞部分由于形狀規(guī)則，使用六面體網(wǎng)格進行掃掠劃分，油膜使用面網(wǎng)格進行劃分，柱塞腔閉死區(qū)和配流盤部分選擇四面體網(wǎng)格進行劃分，同時在三角槽處對網(wǎng)格進行加密處理，結(jié)果如圖1所示。

圖1 網(wǎng)格劃分Fig.1 Mesh generation

網(wǎng)格劃分完成后導(dǎo)入Fluent進行參數(shù)設(shè)置。打開mixture空化模型、能量方程和k-ε湍流模型，使用滑移網(wǎng)格和UDF動網(wǎng)格技術(shù)給柱塞施加驅(qū)動?？紤]黏溫、黏壓特性的影響，利用PROPERTY函數(shù)將黏溫、黏壓方程編寫為UDF文件，導(dǎo)入油液物性設(shè)置中，并根據(jù)數(shù)學模型與實際工況添加邊界條件，選用PISO作為求解模型，進行求解。仿真時間設(shè)置為375步，時間步間隔為2e-5 s，最大迭代次數(shù)為20次。

2.2 網(wǎng)格無關(guān)性驗證

為了消除網(wǎng)格數(shù)量帶來的仿真結(jié)果誤差。將建立好的柱塞泵模型在不同的網(wǎng)格數(shù)量下進行仿真，以10萬個網(wǎng)格數(shù)量為間隔，分別在20萬～140萬間不同的網(wǎng)格數(shù)量等級下進行仿真分析。以柱塞腔閉死區(qū)最高氣相體積分數(shù)值αvmax、柱塞腔在越過高低壓卸荷槽時的流量倒灌值Qd以及柱塞腔在越過高低壓卸荷槽的壓力峰值pmax為研究量，仿真結(jié)果如圖2所示，3個指標在95萬網(wǎng)格數(shù)量之前都處于不穩(wěn)定狀態(tài)，在網(wǎng)格數(shù)量大于95萬后仿真結(jié)果平穩(wěn)下來，因此選用網(wǎng)格數(shù)量在100萬～120萬之間的仿真模型進行仿真分析。

圖2 網(wǎng)格無關(guān)性驗證Fig.2 Verification of mesh independence

2.3 仿真模型的試驗驗證

本研究所用的高速柱塞泵額定轉(zhuǎn)速為8000 r/min，額定壓力為21 MPa，額定排量為5.5 mL/r。在額定工況下采集進出口的壓力及流量數(shù)據(jù)，并將進出口壓力數(shù)據(jù)編寫為UDF文件，作為仿真模型的邊界條件，對比不同轉(zhuǎn)速條件下仿真與試驗的平均出口流量值，驗證模型是否可靠，試驗臺的工作原理如圖3所示。

圖3 實驗臺原理圖Fig.3 Schematic diagram of test bench

在試驗測試過程中使用德國HBM SomatXR加固型數(shù)據(jù)采集儀及配套的QT150型渦輪流量傳感器、STS壓力傳感器和LG-9200型脈沖轉(zhuǎn)速傳感器進行流量、壓力與轉(zhuǎn)速數(shù)據(jù)的采集，傳感器的規(guī)格型號如表1所示。

表1 傳感器參數(shù)Tab.1 Sensor parameters

試驗測試系統(tǒng)如圖4所示，將QT150流量計安裝在泵的出口油路上，在泵的進出口各安裝1個壓力傳感器，并在泵軸保護罩上開孔，將轉(zhuǎn)速傳感器安裝至保護罩的孔中，使之對準泵軸進行數(shù)據(jù)采集，試驗條件如表2所示。

表2 測試條件Tab.2 Test conditions

圖4 試驗測試Fig.4 Experimental measurement

分別截取一段穩(wěn)定的進口壓力和出口壓力數(shù)據(jù)，將數(shù)據(jù)導(dǎo)入MATLAB中進行數(shù)據(jù)擬合，結(jié)果如圖5所示。

圖5 進出口壓力的擬合曲線Fig.5 Fitting curve of inlet and outlet pressure

圖5a為進口壓力的擬合曲線，選擇2階傅里葉級數(shù)進行擬合，擬合后擬合優(yōu)度值為0.9208，圖5b為出口壓力的擬合曲線，選擇1階傅里葉級數(shù)進行擬合，擬合后擬合優(yōu)度值為0.911，其擬合后的擬合公式分別為式(9)和式(10)所示：

f1(t)=0.007712cos(308.5t)-0.01131sin(308.5t)+

(9)

f2(t)=18.17-0.09635cos(5660t)+

0.1429sin(5660t)

(10)

將進出口壓力擬合方程編寫為UDF文件并編譯入模型邊界條件設(shè)置中，以出口流量為目標，對實際采集和仿真得到的不同轉(zhuǎn)速下的平均出口流量數(shù)據(jù)進行對比，結(jié)果如圖6所示。

數(shù)據(jù)采集過程中，在7000 r/min和7500 r/min時試驗臺發(fā)生共振，數(shù)據(jù)跳動量較大，因此剔除這兩組數(shù)據(jù)。從圖6中可以看出，在不同轉(zhuǎn)速下仿真與試驗所得出口流量變化趨勢一致且誤差較小，可以使用該仿真模型對空化現(xiàn)象進行仿真分析。

圖6 不同轉(zhuǎn)速下的出口流量值Fig.6 Outlet flow value at different rotational speeds

3 空化演進可視化分析

與實驗條件相對應(yīng)，在轉(zhuǎn)速8000 r/min、負載壓力21 MPa、進口壓力0.4 MPa的條件下，對柱塞泵旋轉(zhuǎn)一周過程中柱塞腔內(nèi)的空化現(xiàn)象進行分析。圖7為柱塞泵靜止時的柱塞分布圖。柱塞旋向為逆時針方向，左邊為吸油區(qū)，右邊為排油區(qū)。柱塞5所處的位置為上死點處(柱塞伸出量最大處)，與之對應(yīng)的位置為下死點。柱塞8在旋轉(zhuǎn)一周的過程中，首先通過下死點越過預(yù)卸壓槽然后進入吸油區(qū)。吸油結(jié)束后，柱塞8通過上死點越過預(yù)升壓槽進入排油區(qū)，最后回到起始位置。為了全面研究柱塞在各個位置的空化情況，選取柱塞8為研究對象。柱塞8的起始位置與坐標縱軸的夾角為60°，在分析過程中以柱塞8當下的位置作為旋轉(zhuǎn)起始角度0°，同時為了方便研究，將一根柱塞分為上下2個部分，上部為柱塞腔底部與缸體底部相貼合的柱塞閉死區(qū)，下部則是柱塞腔。

圖7 柱塞分布Fig.7 Piston distribution

圖8為柱塞泵旋轉(zhuǎn)一周過程中柱塞閉死區(qū)、柱塞腔和整個柱塞區(qū)域的氣相體積分數(shù)圖。從圖中可以看出，在柱塞泵旋轉(zhuǎn)一周過程中，柱塞腔、柱塞閉死區(qū)以及整個柱塞區(qū)域空化的發(fā)生均分為兩個階段。其中柱塞腔內(nèi)的空化只發(fā)生在第一階段。柱塞8在旋轉(zhuǎn)角度為60.48°～143.04°(63～149步)范圍內(nèi)為空化發(fā)生的第一階段。隨著柱塞的持續(xù)轉(zhuǎn)動，在旋轉(zhuǎn)角度為227.52°～244.8°(237～255步)范圍內(nèi)為空化發(fā)生的第二階段。第二階段的空化現(xiàn)象持續(xù)過程較為短暫，且與第一階段的空化程度相比較小。從柱塞分布圖可知，以柱塞的旋轉(zhuǎn)角度為度量，吸油范圍在60°～240°之間。因此空化現(xiàn)象主要在低壓吸油區(qū)內(nèi)產(chǎn)生，在高壓排油區(qū)無空化產(chǎn)生。

圖8 柱塞氣相體積分數(shù)Fig.8 Gas volume fraction in piston

圖9為柱塞8空化發(fā)生的起始位置，此時柱塞8旋轉(zhuǎn)角度為62.4°(65步)。從氣相體積云圖中可以看出，柱塞腔閉死區(qū)右端有空化產(chǎn)生，對應(yīng)此時柱塞的位置可知，柱塞剛剛脫離高壓排油區(qū)，接觸到低壓吸油區(qū)的預(yù)卸壓槽；從流線圖可知，此時柱塞腔內(nèi)的部分油液是從吸油區(qū)卸壓三角槽射流進入柱塞腔內(nèi)，進入柱塞腔內(nèi)的流體從柱塞腔閉死區(qū)左端向右端射流，當油液射流撞擊至柱塞腔右端面時，油液反彈往反向流動。由于油液是斜射進入，因此在柱塞腔閉死區(qū)右端狹小區(qū)域并無油液充入，從而造成在柱塞腔在剛接觸吸油卸荷槽區(qū)域內(nèi)，柱塞腔右端有微小空化現(xiàn)象產(chǎn)生。

圖9 65步時柱塞區(qū)域流場情況Fig.9 Flow field in piston at step 65

圖10為柱塞旋轉(zhuǎn)至67.2°(75步)時流場情況，在柱塞腔內(nèi)側(cè)有大面積空化產(chǎn)生，柱塞腔與配流盤的接觸面積較小。此時柱塞腔內(nèi)的吸油流量值為2.34 L/min，而按照柱塞腔流量公式，此時柱塞腔所需要的吸油流量應(yīng)為3.32 L/min，此時柱塞腔內(nèi)的吸油量明顯不足。由流線圖的分布情況可以看到，空化發(fā)生區(qū)域幾乎沒有流體流入。這是由于柱塞泵的高速轉(zhuǎn)動，在離心力的作用下，油液向離心方向甩動，從而使柱塞腔內(nèi)側(cè)空間油液充液率不足，造成柱塞腔內(nèi)側(cè)空化。

圖10 75步時柱塞區(qū)域流場情況Fig.10 Flow field in piston at step 75

柱塞持續(xù)轉(zhuǎn)動，柱塞與配流盤的接觸面積越來越大，導(dǎo)致充液率逐漸上升，柱塞腔內(nèi)側(cè)的空化情況逐漸減弱。圖11為柱塞旋轉(zhuǎn)至86.4°(90步)時的氣相體積分布云圖與速度流線圖。可以看出，柱塞腔閉死區(qū)左上角成為新的空化產(chǎn)生區(qū)域。從速度流線圖中可知，空化產(chǎn)生原因為流體進入柱塞腔的射流角偏大、流速高，使流體的充液率低、靜壓低，從而造成空化。

圖11 90步時柱塞區(qū)域流場情況Fig.11 Flow field in piston at step 90

當柱塞旋轉(zhuǎn)至96°(100步)時，如圖12所示，此時柱塞腔與吸油配流盤已經(jīng)完全接觸，具有足夠的通油能力，充液率可以滿足柱塞的需要，柱塞腔下端的空化現(xiàn)象消失。從柱塞腔流速圖中可以看出，與90步時相比，柱塞腔閉死區(qū)左端射流角持續(xù)增大，且流體速度也持續(xù)增大，導(dǎo)致柱塞腔內(nèi)形成漩渦，在漩渦中心壓力很低，從而造成漩渦空化。

圖12 100步時柱塞區(qū)域流場情況Fig.12 Flow field in piston at step 100

隨著柱塞繼續(xù)在吸油區(qū)轉(zhuǎn)動，柱塞越來越接近于吸油口的正下方，進入柱塞腔的流體的射流角度逐漸減小，漩渦的位置逐漸下移直至消失。圖13為柱塞運動至124.8°(130步)時的空化云圖，此時空化的位置已經(jīng)發(fā)生改變，出現(xiàn)在柱塞右部柱塞腔閉死區(qū)與缸體交接處。這是由于柱塞逐漸接近于進油口的正下方，導(dǎo)致流體的速度開始直射進入柱塞腔，流體的速度逐漸的增大，同時柱塞腔閉死區(qū)與柱塞腔交接處存在面積突變，流體無法及時填充到流道變寬的位置，致使充液率不足從而發(fā)生空化。

圖13 130步時柱塞區(qū)域流場情況Fig.13 Flow field in piston at step 130

當柱塞運動到134.4°(140步)時，如圖14所示，流體在柱塞腔內(nèi)充液充足。由于柱塞流體空間的限制，導(dǎo)致流體沖擊柱塞面造成油液反彈流動形成漩渦，從而導(dǎo)致柱塞腔內(nèi)部形成漩渦空化。

圖14 140步時柱塞區(qū)域流場情況Fig.14 Flow field in piston at step 140

柱塞繼續(xù)運動至143.04°時，此時柱塞腔處于吸油口的正下方，無流體射流與漩渦情況，第一階段內(nèi)的柱塞腔閉死區(qū)與柱塞腔內(nèi)的空化現(xiàn)象結(jié)束。

圖15、圖16為第二階段柱塞腔閉死區(qū)內(nèi)的空化現(xiàn)象。圖15為245步時的柱塞腔閉死區(qū)的空化情況，此時柱塞剛剛脫離吸油配流盤，空化發(fā)生在閉死區(qū)左上角位置。從速度矢量圖中看到，此時流體從高壓區(qū)通過油膜向柱塞腔內(nèi)流動，由于射流方向的原因?qū)е铝黧w集中向閉死區(qū)左上角流動，而閉死區(qū)左下角則充液率不足，從而引發(fā)空化現(xiàn)象。

圖15 245步時柱塞區(qū)域流場情況Fig.15 Flow field in piston at step 245

圖16為250步時的柱塞腔閉死區(qū)空化位置。隨著柱塞的繼續(xù)運動，柱塞已經(jīng)運動至排油區(qū)的三角升壓槽，此時空化情況由于流體射流角度的變化而減小，但同時由于柱塞腔內(nèi)的高壓流體通過三角槽倒灌入柱塞內(nèi)，在高速射流的作用下，動壓高、靜壓低造成柱塞腔閉死區(qū)右端空化的發(fā)生。隨著柱塞繼續(xù)向排油區(qū)運動，在253步時柱塞腔內(nèi)的空化現(xiàn)象結(jié)束。

圖16 250步時柱塞區(qū)域流場情況Fig.16 Flow field in piston at step 250

綜上所述，高速泵引發(fā)柱塞腔內(nèi)發(fā)生空化的機理為充液率不足及流體漩渦的形成。按照空化在柱塞腔內(nèi)發(fā)生的位置，大概可分為以下幾個過程：

65～70步，柱塞腔閉死區(qū)右端發(fā)生空化，由柱塞腔閉死區(qū)右端充液率不足引起；

70～80步，柱塞腔閉死區(qū)右端空化消失，柱塞腔內(nèi)側(cè)發(fā)生空化，由柱塞吸油面積小，吸油不足以及高轉(zhuǎn)速帶來的油液的離心力過高，內(nèi)側(cè)無油液填充造成；

80～95步，柱塞內(nèi)側(cè)空化現(xiàn)象維持，同時柱塞腔閉死區(qū)左上端產(chǎn)生空化，由高速流體進入柱塞腔閉死區(qū)內(nèi)的射流角度過大，引發(fā)柱塞腔閉死區(qū)左端充液率不足發(fā)生空化；

95～110步，柱塞腔內(nèi)側(cè)空化現(xiàn)象消失，柱塞腔閉死區(qū)左上區(qū)空化現(xiàn)象由于射流角增大形成漩渦，形成漩渦空化；

110～130步，柱塞腔閉死區(qū)內(nèi)漩渦空化逐漸減小并消失，柱塞腔閉死區(qū)與柱塞腔面積突變處右端發(fā)生空化，由流體速度過大導(dǎo)致靜壓過低引起空化；

130～140步，面積突變處右端空化現(xiàn)象逐漸消失；

140～150步，柱塞腔內(nèi)部發(fā)生空化，由油液反彈流動形成漩渦空化；

150～235步，無空化現(xiàn)象產(chǎn)生；

240～245步，柱塞腔閉死區(qū)左上區(qū)發(fā)生空化，由充液率不足引起；

245～255步，柱塞腔閉死區(qū)左上區(qū)空化現(xiàn)象持續(xù)，柱塞腔閉死區(qū)右上區(qū)發(fā)生空化，由流體流速大靜壓小引起；

255～375步，空化現(xiàn)象消失。

4 轉(zhuǎn)速的影響及結(jié)構(gòu)改進

4.1 轉(zhuǎn)速對空化的影響及機理分析

控制其他參數(shù)不變，更改滑移網(wǎng)格的轉(zhuǎn)速值，以8000 r/min的時間步間隔為參考值，修改不同轉(zhuǎn)速下的時間步間隔大小，使模型在不同轉(zhuǎn)速下每步轉(zhuǎn)過的角度值相同，并修改柱塞UDF中的相關(guān)參數(shù)。圖17為在不同轉(zhuǎn)速條件下柱塞區(qū)域的氣相體積分數(shù)?？梢钥闯觯栈潭入S著轉(zhuǎn)速的升高而不斷升高，因此在高速柱塞泵中，轉(zhuǎn)速條件是不可忽視的重要條件之一。

圖17 不同轉(zhuǎn)速的柱塞腔內(nèi)氣相體積分數(shù)Fig.17 Gas volume fraction in piston at different speeds

本研究以6000 r/min和10000 r/min下的CFD仿真結(jié)果為例，對轉(zhuǎn)速對空化的影響機理進行探究。從圖18中可以看出，6000 r/min時柱塞區(qū)域并無空化產(chǎn)生，而10000 r/min時柱塞區(qū)域內(nèi)側(cè)卻有劇烈的空化產(chǎn)生，如圖19所示。在空化位置，10000 r/min時的柱塞內(nèi)側(cè)為空缺區(qū)域，而6000 r/min時對應(yīng)位置油液充分。根據(jù)柱塞泵流量公式可知，隨著轉(zhuǎn)速的提高，柱塞泵的流量值也是不斷增大，則單個柱塞腔所需要的流量值也增大，而由于配流盤與柱塞腔在此處相交面積較小，無法達到所需要的流量值。同時根據(jù)式(11)可知，離心力與轉(zhuǎn)速是平方關(guān)系，10000 r/min時離心力約為6000 r/min時的4倍，因此出現(xiàn)了流線圖中油液集中在左側(cè)即離心力集中的一側(cè)， 而右側(cè)即靠近旋轉(zhuǎn)中心的位置無油液填充的現(xiàn)象。因此該處發(fā)生空化的原因主要有兩方面：一是由于接觸面積大小的限制；二是離心力較大。

圖18 6000 r/min條件下85步時柱塞區(qū)域流場情況Fig.18 Flow field in piston at step 85 under 6000 r/min

圖19 10000 r/min條件下85步時的柱塞區(qū)域流場情況Fig.19 Flow field in piston at step 85 under 10000 r/min

(11)

圖20、圖21分別為6000 r/min、10000 r/min下柱塞旋轉(zhuǎn)至125步時柱塞區(qū)域的氣相體積分數(shù)云圖與流線圖。10000 r/min時整個柱塞區(qū)域的空化程度均要高于6000 r/min時。從流線圖中看出， 對于轉(zhuǎn)速高的模型流體進入柱塞腔內(nèi)的射流角度較大。分析其原因為：轉(zhuǎn)速高的模型在旋轉(zhuǎn)過程中，剪切作用更強，因而使流體進入柱塞腔內(nèi)的角度更大。同時從流線圖中也可以看出，10000 r/min時流體流速更高。因為在相同的結(jié)構(gòu)尺寸下，轉(zhuǎn)速高柱塞泵整體的流量值就大，進入單個柱塞腔的流量也增大，流速就相應(yīng)的較大。流速相差較大，使流體流經(jīng)之處動壓較高、靜壓低，更容易產(chǎn)生空化現(xiàn)象。

圖20 6000 r/min條件下125步時柱塞區(qū)域流場情況Fig.20 Flow field in piston at step 125 under 6000 r/min

圖21 10000 r/min條件下125步時柱塞區(qū)域的流場情況Fig.21 Flow field in piston at step 125 under 10000 r/min

4.2 結(jié)構(gòu)改進及結(jié)果分析

在對高速泵空化分布及機理分析過程中可知，柱塞腔內(nèi)的充油率不足，油液射流角度過大與空化有密切的關(guān)系，主要原因是由于缸體底孔與柱塞腔相交面積太小，流量達不到理論值，從而造成充液率不足；此外，在缸體底孔與柱塞腔過渡處，面積突變太大。因此對缸體底孔進行結(jié)構(gòu)改進，利用曲面放樣將恒面積缸體底孔改為面積漸變型缸體底孔，以此來抑制充油率不足、射流角過大等問題，改進前后結(jié)構(gòu)如圖22所示。

圖22 結(jié)構(gòu)改進Fig.22 Structure improvement

將改進后的模型放入CFD空化模型中進行仿真，結(jié)果如圖23所示。

圖23 改進前后柱塞腔氣相體積分數(shù)Fig.23 Gas volume fraction of plunger cavity

從圖23中可以看出，在缸體孔結(jié)構(gòu)改進后柱塞腔內(nèi)的空化程度明顯降低，改進前氣相體積分數(shù)均值為0.00298，改進后氣相體積分數(shù)均值為0.00121，空化程度降低了59.3%，改進后抑制空化效果顯著。

5 結(jié)論

(1) 在21 MPa，8000 r/min額定工況下，空化出現(xiàn)在柱塞腔內(nèi)不同的位置處，空化產(chǎn)生的主要原因是充液率不足以及流體漩渦影響；

(2) 柱塞腔內(nèi)的空化程度隨著轉(zhuǎn)速的升高而增大，這是由于轉(zhuǎn)速升高造成流量大流速高，導(dǎo)致靜壓低以及離心力大，使油液充油率不足，同時也使油液進入柱塞腔內(nèi)的射流角更大；

(3) 針對空化產(chǎn)生的機理，對缸體底孔結(jié)構(gòu)進行改進，改進后單個柱塞腔內(nèi)的空化程度與改進前相比下降了59.3%，空化抑制效果顯著，為高速軸向柱塞泵的設(shè)計提供了理論支撐。