毛文亮， 趙彥軍， 柴紅強(qiáng), 李廣東

(1.甘肅機(jī)電職業(yè)技術(shù)學(xué)院 智能控制學(xué)院， 甘肅 天水 741001； 2.蘭州理工大學(xué) 能源與動力工程學(xué)院， 甘肅 蘭州 730050；3.蘭州蘭石石油裝備工程股份有限公司 鉆采裝備研究院， 甘肅 蘭州 730300)

引言

作為液壓傳動裝置的一種執(zhí)行元件，氣液聯(lián)合式碎石器經(jīng)常與挖掘機(jī)、裝載機(jī)以及其他行走式液壓工程機(jī)械配套，已成為挖掘機(jī)不可或缺的附屬機(jī)具，廣泛應(yīng)用于采礦工程、建筑行業(yè)、冶金行業(yè)等領(lǐng)域[1-2]。

氣穴現(xiàn)象是流體機(jī)械中常見的一種既隱秘且有害的瞬態(tài)過程，氣穴的出現(xiàn)特別是嚴(yán)重氣穴的發(fā)生會導(dǎo)致局部低壓處形成大量氣泡。氣泡受到擠壓后瞬間破滅，產(chǎn)生強(qiáng)烈的液壓沖擊以及高溫，同時油液中空氣的分離致使油液酸化，從而對金屬零件表面產(chǎn)生化學(xué)腐蝕。長此以往，金屬表面會受到侵蝕和剝落，或者出現(xiàn)海綿狀的小洞穴，即出現(xiàn)氣蝕。氣蝕的產(chǎn)生不僅會污染系統(tǒng)工作介質(zhì)，增加了產(chǎn)品工作的潛在隱患和薄弱環(huán)節(jié)，降低了產(chǎn)品壽命，甚至導(dǎo)致整個系統(tǒng)無法正常工作[3-5]。

近些年對于氣液聯(lián)合式碎石器的研究主要集中在輸出特性分析、控制策略探索以及性能測試查究等方面。其中，影響較大的研究是在考慮巖石性能的條件下建立基于沖擊力學(xué)及波動力學(xué)的系統(tǒng)仿真模型，以優(yōu)化某方面性能為目標(biāo)，研究對應(yīng)參數(shù)對其影響規(guī)律[6-8]。李曉豁等[9-10]利用果蠅算法對碎石器進(jìn)行故障診斷，建立了系統(tǒng)輸入故障征兆與輸出故障原因間的映射，同時利用MATLAB軟件編程進(jìn)行仿真實驗。吳萬榮等[11]提出了一種基于壓力反饋原理的新型能頻獨(dú)立調(diào)節(jié)碎石器，從而實現(xiàn)了輸出工作參數(shù)的獨(dú)立控制。葉小華等[12]結(jié)合虛擬儀器技術(shù)的獨(dú)特優(yōu)勢成功研制出了基于虛擬儀器的測試系統(tǒng)，從而實現(xiàn)了碎石器的性能測試。在此基礎(chǔ)上，劉忠等[13]通過分析某一典型沖擊機(jī)械的控制系統(tǒng)原理,設(shè)計了一種工作性能參數(shù)測試系統(tǒng)。

為實現(xiàn)可靠性增長的目的，需要挖掘碎石器使用中出現(xiàn)的潛在隱患和薄弱環(huán)節(jié)。氣蝕作為影響沖擊振動機(jī)械可靠性設(shè)計的重要內(nèi)容，然而公開出版的相關(guān)研究卻寥寥無幾。鄧龍等[14]通過建立的聯(lián)合仿真模型確定了碎石器工作過程中相關(guān)零件產(chǎn)生氣蝕的根本原因，同時將仿真結(jié)果與實際工程中出現(xiàn)的氣蝕真相進(jìn)行了對比，可是，該研究并沒有明確提出消除氣穴同時解決氣蝕的相關(guān)方案。另外，馬富銀等[15]利用滑移網(wǎng)格簡單描述了活塞周圍的內(nèi)流場，但該研究甚至沒有提到碎石器內(nèi)部出現(xiàn)氣穴的可能性。

鑒于此，本研究在建立基本控制方程及質(zhì)量輸運(yùn)方程的基礎(chǔ)上，根據(jù)碎石器結(jié)構(gòu)原理同時參考主機(jī)液壓系統(tǒng)管路布置搭建了包含動力系統(tǒng)及控制系統(tǒng)的整機(jī)AMESim仿真模型。之后基于影響氣穴的參數(shù)類型及對應(yīng)取值范圍設(shè)計了正交試驗方案，在此基礎(chǔ)上進(jìn)行了仿真分析并獲得了提高活塞后腔最低壓力的最優(yōu)水平組合。最后，針對集中參數(shù)模型無法反映流體質(zhì)點運(yùn)動空間的不足，進(jìn)行了CFD模型與AMESim輸出最優(yōu)參數(shù)組合的聯(lián)合仿真，并和AMESim模擬結(jié)果進(jìn)行了對比。

1 數(shù)學(xué)模型建立

1.1 基本控制方程

由于碎石器工況條件的特殊性及活塞與閥芯速度的匹配性等導(dǎo)致相應(yīng)容腔內(nèi)的壓力急劇降低，甚至低于空氣分離壓，這樣，液壓油為含有大量空氣的混合介質(zhì)。假定其中液相與氣相充分混合，同時忽略相間滑移作用及油溫變化，故只需求解混合相的連續(xù)性方程及動量方程，則連續(xù)性方程為：

(1)

式中,ρm—— 混合相平均密度

i—— 流動維數(shù)

t—— 時間

動量方程為：

(2)

式中，p—— 靜壓力

μm—— 混合相動力黏度

對應(yīng)混合相的密度及黏度方程如下：

(3)

μm=αlμl+αfμf+(1-αl-αf)μv

(4)

式中，αf,αl—— 自由空氣及油液體積分?jǐn)?shù)

ρf,ρl,ρv—— 自由空氣、油液及油蒸氣的密度

ul,μf,μv—— 油液、自由空氣及油蒸氣的絕對黏度

1.2 氣穴流質(zhì)量輸運(yùn)方程

氣穴模型能夠利用不同的物理模型來預(yù)測流體系統(tǒng)的氣穴與氣蝕現(xiàn)象。本研究采用平衡溶解氣體模型，該模型求解以下控制方程：

(5)

(6)

gf+gd=const

(7)

式中,Df—— 蒸氣擴(kuò)散率

Dgd—— 溶解氣體擴(kuò)散率

Cc—— 冷凝系數(shù)

Ce—— 蒸發(fā)系數(shù)

fv—— 蒸氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)

gd，gf—— 溶解氣體與自由空氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)

gdequil，gdequilref—— 參考壓力及壓力p對應(yīng)平衡溶解氣體質(zhì)量分?jǐn)?shù)

pv，pgdequilref—— 飽和蒸氣壓與參考壓力

Rc，Re—— 蒸氣壓縮與生成率

2 仿真模型及正交試驗方案

2.1 AMESim仿真模型

碎石器作為一種精密元件，其內(nèi)流道形狀多變、結(jié)構(gòu)復(fù)雜；另外，表征流動特性的相關(guān)物理量變化劇烈且相互耦合。假如全面反映研究對象的細(xì)節(jié)特征，不僅影響求解精度，甚至可能出現(xiàn)無法求解的情形。因此，基于研究的主要目標(biāo)進(jìn)行合理假設(shè)，從而實現(xiàn)既能夠準(zhǔn)確反映實際的物理過程，也能夠達(dá)到快速計算的目的。具體假設(shè)條件如下：

(1) 不考慮油液屬性受溫度及壓力變化的影響；

(2) 采用定量泵進(jìn)行供液；

(3) 根據(jù)研究目標(biāo)，不考慮油液中瞬時壓力波的傳遞時間；

(4) 碎石器內(nèi)部與油液相互作用的零件視為不變形的絕對剛體，其余系統(tǒng)部件按實際設(shè)置；

(5) 高壓蓄能器及氮?dú)馇坏臍怏w變化狀態(tài)視為絕熱過程；

(6) 蓄能器隔膜質(zhì)量及變形視為理想狀態(tài)。

氣液聯(lián)合式碎石器對應(yīng)仿真模型主要包括主運(yùn)動部件及內(nèi)部油道建模兩部分。對于主運(yùn)動部件中的活塞及閥芯，需要根據(jù)對應(yīng)結(jié)構(gòu)同時考慮與其配合的相關(guān)油口進(jìn)行建模；對于高壓蓄能器則直接調(diào)用標(biāo)準(zhǔn)液壓庫中對應(yīng)元件，同時根據(jù)實際情況賦予進(jìn)口阻尼子模型。

內(nèi)部油道的建模不僅需要考慮局部阻尼形狀還要對沿程損失進(jìn)行定量計算，因此管道子模型及液壓阻尼元件的準(zhǔn)確選取就顯得意義重大。綜合以上幾點可得碎石器的AMESim仿真模型。在此基礎(chǔ)上參考主機(jī)液壓系統(tǒng)管路布置，搭建包含動力系統(tǒng)以及控制系統(tǒng)的整機(jī)AMESim仿真模型，見圖1。

需要說明的是：圖1中下部為活塞AMESim模型，上部為閥芯AMESim模型，其余為內(nèi)部油道及供液系統(tǒng)對應(yīng)的模型；內(nèi)部流道中容積變化較大的容腔全部采用可變?nèi)莘e元件來表征；為了模擬回油背壓，在換向閥回油側(cè)及系統(tǒng)回油通道分別添加了可變及固定阻尼孔。

圖1 氣液聯(lián)合式碎石器整機(jī)AMESim仿真模型

據(jù)以上分析，結(jié)合碎石器結(jié)構(gòu)參數(shù)及工作參數(shù)，列出整機(jī)仿真模型的主要參數(shù)，見表1。

表1 整機(jī)仿真模型主要參數(shù)

2.2 正交試驗設(shè)計

正交試驗方法是利用正交表科學(xué)地安排與分析多因素的研究手段。該方法主要包括試驗?zāi)繕?biāo)選擇、因子-水平表確定、正交試驗方案設(shè)計以及試驗結(jié)果統(tǒng)計分析等步驟。

1) 因子-水平表

影響碎石器內(nèi)部氣穴現(xiàn)象的因素有工況參數(shù)及結(jié)構(gòu)參數(shù)等，其為多因素、多水平的實際條件。經(jīng)實踐經(jīng)驗和仿真結(jié)果共同表明，影響氣穴的代表性參數(shù)有：工作壓力A、蓄能器壓力B、蓄能器初始容積C、活塞前腔桿徑D。同時，假定A的水平取值分別為：23，25，27，29 MPa；B的水平取值分別為：5.0，6.5，8.0，9.5 MPa；C的水平取值分別為：2，3，4，5 L；D的水平取值分別為：185，187，189，191 mm。這樣，將所考察的因子和水平列成如表2所示的形式。

表2 正交試驗因子水平表

2) 正交試驗方案

由表2可知，需要設(shè)計一個4因子、4水平的等水平正交表L16(44)。這樣，可得16個具體的試驗條件，對應(yīng)的試驗方案見表3。

表3 L16(44)正交試驗方案

3) 正交試驗?zāi)繕?biāo)

由文獻(xiàn)[14]可知，碎石器沖程打擊釬桿瞬間由于補(bǔ)液不足造成活塞后腔的壓力降至最低。因此，本研究以提高活塞后腔的最低壓力為試驗?zāi)繕?biāo)。

3 AMESim仿真結(jié)果與分析

根據(jù)本研究目標(biāo)同時結(jié)合前文正交試驗方案，在AMESim平臺中設(shè)定對應(yīng)變量取值，同時設(shè)置仿真時間(10 s)與步長(0.0001 s)，最后運(yùn)行仿真。待計算完成后獲取4～4.5 s之間不同試驗對應(yīng)活塞后腔瞬時壓力，見圖2。

圖2 不同試驗條件下活塞后腔瞬時壓力曲線對比

由圖2可知，不同試驗對應(yīng)瞬時壓力曲線呈連續(xù)周期性變化，變化周期非常接近，大約為0.27 s。不同壓力曲線對應(yīng)最低壓力都比較小，有些甚至接近0。經(jīng)對比，活塞后腔出現(xiàn)最低壓力的瞬間恰好對應(yīng)于活塞運(yùn)動至下死點，即活塞頭部與釬桿尾部撞擊的位置。這與工程實際中碎石器內(nèi)部出現(xiàn)氣蝕的物理真相非常接近，具體見圖3。

圖3 工程實際中碎石器內(nèi)部出現(xiàn)的氣蝕真相

由圖3可知，碎石器實際工作中缸體內(nèi)壁由于長期承受氣穴影響，表面金屬開始受到侵蝕和剝落，不斷出現(xiàn)海綿狀小洞穴，嚴(yán)重之處甚至呈現(xiàn)凹坑，即出現(xiàn)了氣蝕問題。經(jīng)確認(rèn)，此位置正好對應(yīng)活塞與釬桿的撞擊過程。這一真相與仿真中活塞后腔出現(xiàn)最低壓力的位置完全吻合，進(jìn)一步驗證了仿真方法的適用性及仿真結(jié)果的準(zhǔn)確性。

為進(jìn)一步分析因子對活塞后腔最低壓力的影響程度，同時根據(jù)平均壓力高低確定最優(yōu)水平組合，緊接著獲取不同試驗對應(yīng)最低壓力正交試驗分析表，見表4。

由極差法可知，表4中影響最低壓力的各因子主次關(guān)系為：D>C>B>A，即活塞前腔桿徑是主要因子，其余3個因子對最低壓力的影響程度相當(dāng)。隨著活塞前腔桿徑地增大，最低壓力不斷減小。究其原因是增大桿徑后削弱了回程作用力，縮小了活塞沖程位移，減小了沖程速度，增大了活塞與閥芯速度的不匹配程度。最低壓力與蓄能器初始容積負(fù)相關(guān)、與蓄能器壓力正相關(guān)，與工作壓力沒有表現(xiàn)出明顯的相關(guān)性。

進(jìn)一步地，根據(jù)正交試驗?zāi)繕?biāo)，表4反映出最優(yōu)水平組合為A3B4C1D1，即工作壓力為27 MPa，蓄能器壓力為9.5 MPa，蓄能器初始容積為2 L，活塞前腔桿徑為185 mm。接著獲取最優(yōu)水平組合對應(yīng)活塞后腔瞬時壓力曲線，見圖4。

表4 活塞后腔最低壓力正交試驗分析表

由圖4可知，最優(yōu)水平組合對應(yīng)最低壓力為2.29 MPa。經(jīng)查，油溫為50 ℃時對應(yīng)的空氣分離壓(絕對壓力)為0.042 MPa，優(yōu)化后的最低壓力遠(yuǎn)高于相應(yīng)空氣分離壓。

圖4 最優(yōu)水平組合對應(yīng)活塞后腔瞬時壓力曲線

然則，AMESim模型為一種集中參數(shù)模型，該模型假定系統(tǒng)中各變量是均布的，無法反映流體質(zhì)點的運(yùn)動空間，不能獲取不同空間位置處的流體屬性變化。因此，需要采用CFD仿真模型來計算流體質(zhì)點隨空間位置的運(yùn)動規(guī)律。

4 CFD仿真模型建立與結(jié)果分析

4.1 CFD仿真模型建立

CFD問題的求解過程已經(jīng)規(guī)范化，鑒于軟硬件條件的多樣性、CFD仿真程序的復(fù)雜性以及求解過程的穩(wěn)定性等，CFD比較適應(yīng)于商用軟件，人為的操作過程主要有以下幾個方面：

1) 三維內(nèi)流道有限元模型建立

氣液聯(lián)合式碎石器工作動力源自于高壓油液及帶壓氮?dú)?，其中氮?dú)馇缓托钅芷髦信c氮?dú)庀嚓P(guān)的參數(shù)變化規(guī)律是明確的。因此，在建立三維內(nèi)流道有限元模型時只考慮碎石器中的油液流道結(jié)構(gòu)。

根據(jù)靜壓支撐特性理論[16]，考慮內(nèi)部所有摩擦副之間的內(nèi)泄漏，其中活塞與缸體、閥芯與閥套配合間隙中的油膜厚度分別為0.12 mm及0.08 mm。以沖程起始位置作為初始內(nèi)流道進(jìn)行網(wǎng)格劃分，具體的三維內(nèi)流道有限元模型見圖5。該圖中，在封閉表面內(nèi)生成笛卡爾網(wǎng)格，動態(tài)區(qū)域則生成計算穩(wěn)定，節(jié)點最多的結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格。

圖5 考慮內(nèi)泄漏的三維內(nèi)流道有限元模型

2) 仿真參數(shù)的設(shè)定

(1) 邊界條件 CFD問題的邊界條件指計算域邊界上給定的求解變量或其一階導(dǎo)數(shù)隨空間坐標(biāo)及時間的變化規(guī)律。氣液聯(lián)合式碎石器作為液壓挖掘機(jī)的執(zhí)行元件，主運(yùn)動件活塞的動力源自于內(nèi)部高壓油液及帶壓氮?dú)?，閥芯的動力源自壓力差及自重，高壓蓄能器則根據(jù)系統(tǒng)內(nèi)工作壓力的變化進(jìn)行充液或者排液。

因此，選取壓力作為進(jìn)出口邊界條件，選擇流量作為蓄能器隔膜進(jìn)口邊界。另外，三維內(nèi)流道中活塞和閥芯對應(yīng)壁面都為周期性的運(yùn)動壁面，需要利用相應(yīng)的動網(wǎng)格技術(shù)來模擬其動作過程。

所有邊界條件的數(shù)值均按照AMESim仿真結(jié)果進(jìn)行設(shè)定，獲取4～4.5 s內(nèi)活塞與閥芯速度、進(jìn)口與出口壓力、蓄能器進(jìn)口流量隨時間的變化規(guī)律分別見圖6～圖8。

圖6 活塞和閥芯速度隨時間變化規(guī)律

圖7 進(jìn)口和出口壓力隨時間變化規(guī)律

圖8 高壓蓄能器進(jìn)口流量隨時間變化規(guī)律

(2) 流動介質(zhì) 根據(jù)碎石器用液壓油的黏度范圍以及工作條件，選取46#礦物油作為流動介質(zhì)。按照該礦物油的含氣狀態(tài)，設(shè)定自由氣體含量為0.5%以及油溫為常用值50 ℃。列出該工況條件下油液的物理屬性，見表5。

表5 46#礦物油介質(zhì)屬性

(3) 時間步數(shù) 在不失計算準(zhǔn)確性及加快計算速度的前提下，采用變時間步長進(jìn)行數(shù)值模擬；在確保每個時間步內(nèi)計算收斂的前提下，設(shè)置其中最大迭代次數(shù)為150，設(shè)定計算周期數(shù)為2。

(4) 湍流模型及氣穴模型 在碎石器工作過程中，運(yùn)動速度急劇變化的活塞和閥芯帶動內(nèi)部流體質(zhì)點的速度及方向不斷發(fā)生劇烈變化。經(jīng)計算容腔中油液的雷諾數(shù)為9863，內(nèi)部流動屬于湍流狀態(tài)。因此采用非直接數(shù)值仿真中Reynolds平均法求解時均化的Navier-Strokes方程，確定RNGκ-ε渦黏模型來模擬內(nèi)部湍流。

根據(jù)含氣油液的相間作用，選擇平衡溶解氣體模型。該模型利用氣體運(yùn)移原理來確定溶解于流體中非冷凝氣體的質(zhì)量分?jǐn)?shù)，并假設(shè)溶解氣體處于平衡狀態(tài)。

4.2 計算結(jié)果與分析

1) 網(wǎng)格及收斂標(biāo)準(zhǔn)無關(guān)性驗證

網(wǎng)格作為內(nèi)流道模型的表現(xiàn)形式，同樣也是數(shù)值計算及結(jié)果分析的基礎(chǔ)，對于求解過程的穩(wěn)定性及計算結(jié)果的準(zhǔn)確性有著非常重要的影響。收斂標(biāo)準(zhǔn)控制著每個時間步內(nèi)迭代計算精度，進(jìn)一步影響整個流場計算結(jié)果的準(zhǔn)確性。因此，為了盡可能消除人為因素對模擬結(jié)果的影響，需進(jìn)行無關(guān)性驗證。

(1) 網(wǎng)格無關(guān)性驗證 由圖5可知，網(wǎng)格模型中無任何細(xì)碎面，網(wǎng)格質(zhì)量良好。因此，只需驗證網(wǎng)格節(jié)點數(shù)對計算結(jié)果的影響。本研究對比5組網(wǎng)格節(jié)點數(shù)，不同條件的判斷標(biāo)準(zhǔn)為出口平均流量，具體計算結(jié)果見表6。

表6 不同節(jié)點數(shù)對應(yīng)的計算結(jié)果

由表6可知，節(jié)點數(shù)增大至235.985萬時，針對網(wǎng)格數(shù)大于600萬，節(jié)點數(shù)高于500的計算結(jié)果，計算得到的偏差率降低至1%以內(nèi)。因此，為了加快求解速度，選擇節(jié)點數(shù)為235.985萬的網(wǎng)格模型。

(2) 收斂標(biāo)準(zhǔn)無關(guān)性驗證 驗證收斂標(biāo)準(zhǔn)降低到一定值后計算結(jié)果基本不發(fā)生變化。本研究分別設(shè)置4組收斂標(biāo)準(zhǔn)，即0.1，0.06，0.02，0.01，0.001，不同條件的判斷標(biāo)準(zhǔn)為出口平均流量，具體計算結(jié)果見表7。

表7中，每個時間步內(nèi)的收斂標(biāo)準(zhǔn)對計算結(jié)果的影響非常小。然而，為了進(jìn)一步提高計算結(jié)果的準(zhǔn)確性，收斂標(biāo)準(zhǔn)定義為0.01。

表7 不同收斂標(biāo)準(zhǔn)對應(yīng)的仿真結(jié)果

2) 氣穴流場分析

氣液聯(lián)合式液壓碎石器工作時，內(nèi)部流場時刻處于變動過程。因此，根據(jù)研究重點的不同，本研究選取沖程打擊過程中不同時刻對應(yīng)活塞后腔徑向橫截面上總氣體體積分布云圖，見圖9。

由圖9可知，從活塞沖程到無限接近釬桿的時刻0.3964 s開始，一直到撞擊釬桿瞬間0.3969 s結(jié)束，在這段時間內(nèi)不同時刻對應(yīng)徑向橫截面上總氣體體積分?jǐn)?shù)接近于零，即此階段活塞后腔氣穴現(xiàn)象相當(dāng)不明顯或者未出現(xiàn)氣穴現(xiàn)象。為進(jìn)一步驗證打擊過程活塞后腔是否出現(xiàn)了氣穴，在數(shù)值計算進(jìn)程中對打擊點的瞬時壓力進(jìn)行檢測，獲取打擊點壓力-活塞位移對應(yīng)曲線，見圖10。

圖9 活塞打擊過程后腔徑向橫截面上總氣體體積分布云圖

圖10 打擊點壓力-活塞位移對應(yīng)曲線

由圖10可知，在活塞打擊釬桿的過程中，打擊點壓力出現(xiàn)了幅值較大的波動。然而該過程中任意時刻對應(yīng)瞬時壓力都大于1 MPa，遠(yuǎn)高于油液在50 ℃時對應(yīng)空氣分離壓0.042 MPa。因此，采用最優(yōu)水平組合時溶解于油液中的氣體不會出現(xiàn)分離，進(jìn)一步說明了活塞后腔不會出現(xiàn)氣穴，進(jìn)而解決了碎石器內(nèi)部的氣蝕問題。

5 結(jié)論

(1) 不同試驗對應(yīng)活塞后腔最低壓力都很小，且出現(xiàn)最低壓力的時刻對應(yīng)活塞運(yùn)動至下死點，即活塞頭部和釬桿尾部撞擊的位置，這與實際工程中出現(xiàn)氣蝕的零件以及其對應(yīng)氣蝕位置完全吻合；

(2) 活塞前腔桿徑是影響活塞后腔最低壓力的主要因子，蓄能器初始容積與壓力、工作壓力對其影響程度相當(dāng)。為增加最低壓力，應(yīng)盡可能減小活塞前腔桿徑及蓄能器初始容積，同時增大蓄能器壓力；

(3) 活塞后腔最低壓力最優(yōu)的水平組合為工作壓力27 MPa、蓄能器壓力9.5 MPa、蓄能器初始容積為2 L、活塞前腔桿徑185 mm，經(jīng)驗證該組合對應(yīng)最低壓力為2.29 MPa；

(4) CFD計算結(jié)果進(jìn)一步印證了采用最優(yōu)水平組合時溶解于油液中的氣體不會出現(xiàn)分離，即在任意時刻活塞后腔都不會出現(xiàn)氣穴，繼而解決了碎石器內(nèi)部出現(xiàn)的氣蝕問題。