周振鋒, 包逸平, 宋偉山, 賈秀杰
(1.中航工業(yè)南京伺服控制系統(tǒng)有限公司,江蘇 南京 210032; 2.空軍裝備部駐南京地區(qū)第三軍事代表室,江蘇 南京 211100)
偏轉(zhuǎn)板射流伺服閥相較于目前使用最為廣泛的雙噴嘴擋板式伺服閥而言,具有更強(qiáng)的抗污染能力,同時(shí)兼具高可靠性與優(yōu)良的動(dòng)靜態(tài)性能,因此逐步在航空、航天、船舶等眾多領(lǐng)域的電液伺服控制系統(tǒng)中得到應(yīng)用[1-3]。偏轉(zhuǎn)板射流伺服閥由力矩馬達(dá)、偏轉(zhuǎn)射流前置級(jí)和功率級(jí)滑閥3部分組成。其中,前置級(jí)是伺服閥的核心關(guān)鍵部件,但由于前置級(jí)流場(chǎng)復(fù)雜,且涉及到紊動(dòng)射流的相關(guān)理論,目前仍沒有成熟理論能夠?qū)η爸眉?jí)內(nèi)部的射流流場(chǎng)進(jìn)行精確的理論分析,因此針對(duì)前置級(jí)的相關(guān)特性研究大多依托于流場(chǎng)仿真[4]。訚耀保等[5]通過建立偏轉(zhuǎn)板射流伺服閥的前置級(jí)流場(chǎng)模型,分析了進(jìn)出口壓力以及接收孔角度對(duì)前置級(jí)流場(chǎng)流動(dòng)特性的影響, 并對(duì)前置級(jí)流場(chǎng)中產(chǎn)生的氣穴現(xiàn)象進(jìn)行研究并提出相應(yīng)的改善方法。SHANG Y X等[6]對(duì)前置級(jí)射流噴嘴長(zhǎng)度和寬度,以及射流盤厚度等結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)其流場(chǎng)壓力特性的影響進(jìn)行了研究分析。蔣大偉等[7]分別就射流噴嘴寬度、V形導(dǎo)流口角度以及接收孔劈尖寬度這3個(gè)結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)前置級(jí)流場(chǎng)特性影響進(jìn)行了仿真分析。冀宏等[8]通過流場(chǎng)仿真研究了前置級(jí)射流盤劈尖形變對(duì)伺服閥零位特性的影響。劉文可等[9]通過改變劈尖高度、寬度以及V形導(dǎo)流口長(zhǎng)度對(duì)前置級(jí)流場(chǎng)進(jìn)行了靜態(tài)特性分析,并初步推導(dǎo)了前置級(jí)的理論模型。黃錫海等[10]對(duì)前置級(jí)接收孔圓角半徑、偏轉(zhuǎn)板厚度以及偏轉(zhuǎn)板位置對(duì)其壓力特性的影響規(guī)律進(jìn)行了分析。
綜上所述,針對(duì)偏轉(zhuǎn)板射流伺服閥前置級(jí)結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)其流場(chǎng)流動(dòng)特性影響的已有仿真研究,大多只分析了單個(gè)參數(shù)變動(dòng)時(shí)對(duì)于整個(gè)流場(chǎng)的影響規(guī)律,很少考慮多參數(shù)同時(shí)變化時(shí)的耦合作用。此外,大部分學(xué)者只研究了前置級(jí)的結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)其壓力特性或者流量特性的影響規(guī)律,鮮有涉及到以提高壓力增益為目標(biāo)的前置級(jí)結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化,而提高前置級(jí)的壓力增益能夠提升伺服閥的靈敏度,提高大慣量主閥芯的響應(yīng)速度,優(yōu)化偏轉(zhuǎn)板射流伺服閥的動(dòng)靜態(tài)性能。因此,本研究以提高前置級(jí)的壓力增益為目標(biāo),結(jié)合正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)與流場(chǎng)仿真,研究多參數(shù)變化對(duì)于前置級(jí)流場(chǎng)流動(dòng)特性的影響,以便為偏轉(zhuǎn)板射流伺服閥的前置級(jí)結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化提供參考。
偏轉(zhuǎn)板射流伺服閥的前置級(jí)主要由射流盤和偏轉(zhuǎn)板兩部分組成,如圖1所示。射流盤為圓形薄片結(jié)構(gòu),其上分布著進(jìn)油口、射流槽和左右接收孔等主要結(jié)構(gòu),而偏轉(zhuǎn)板中最主要的結(jié)構(gòu)為V形導(dǎo)流口,這些關(guān)鍵結(jié)構(gòu)的尺寸直接影響前置級(jí)流場(chǎng)特性,進(jìn)而影響伺服閥的整體性能。前置級(jí)的工作原理:當(dāng)伺服閥沒有控制電流輸入時(shí),偏轉(zhuǎn)板處于射流槽的中間位置,油液由進(jìn)油口進(jìn)入前置級(jí)流場(chǎng),而后經(jīng)V形導(dǎo)流口進(jìn)入接收孔, 左右接收孔由于接收油液的面積相等, 故在左右
圖1 前置級(jí)結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Pre-stage structure diagram
接收孔壓力腔內(nèi)產(chǎn)生相等的壓力;當(dāng)輸入一定的控制電流時(shí),在力矩馬達(dá)的驅(qū)動(dòng)下偏轉(zhuǎn)板發(fā)生偏轉(zhuǎn),在射流槽中體現(xiàn)為V形導(dǎo)流口的左右偏移,造成左右接收孔接收油液的面積不等,從而左右接收孔產(chǎn)生壓差,進(jìn)而控制滑閥級(jí)的運(yùn)動(dòng)。
正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)是研究多因素多水平的一種試驗(yàn)設(shè)計(jì)方法,根據(jù)正交性從全部的試驗(yàn)組數(shù)中選擇出部分有代表的試驗(yàn)組數(shù)進(jìn)行試驗(yàn),能夠有效減少試驗(yàn)次數(shù)但能得到與大量全面試驗(yàn)等效的結(jié)果[11]。因此正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)具有高效、快速而經(jīng)濟(jì)的特點(diǎn)。
在前人的研究基礎(chǔ)上,本研究選取射流盤的4個(gè)關(guān)鍵結(jié)構(gòu)參數(shù)作為正交試驗(yàn)的4個(gè)因素,各結(jié)構(gòu)參數(shù)及其初始尺寸的示意如圖2所示。此外,根據(jù)各參數(shù)的初始尺寸選定了對(duì)應(yīng)的4個(gè)浮動(dòng)尺寸,劃分的4因素5水平如表1所示,進(jìn)而根據(jù)4因素5水平的正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)原則,選擇L25(54)正交表來(lái)設(shè)計(jì)試驗(yàn)。
圖2 各結(jié)構(gòu)參數(shù)及其初始尺寸示意圖Fig.2 Structural parameters and initial dimensions
表1 因素水平劃分表Tab.1 Factor level division table mm
根據(jù)正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)的方案,搭建了25種不同水平組合下的前置級(jí)三維實(shí)體模型,并提取相應(yīng)的前置級(jí)流道模型,其中一組的實(shí)體模型與流道模型分別如圖3、圖4所示。
圖3 前置級(jí)實(shí)體模型Fig.3 Pre-stage model
圖4 前置級(jí)流場(chǎng)模型Fig.4 Pre-stage flow field model
1) 網(wǎng)格劃分和仿真參數(shù)設(shè)置
將每組流道模型導(dǎo)入到ANSYS網(wǎng)格劃分模塊ICEM,并對(duì)拓?fù)溥M(jìn)行分塊操作,設(shè)置全局尺寸0.04 mm,最小網(wǎng)格尺寸0.001 mm,并對(duì)部分網(wǎng)格進(jìn)行質(zhì)量修繕,對(duì)前置級(jí)射流區(qū)域的網(wǎng)格進(jìn)行細(xì)化,便于得到此區(qū)域的精確計(jì)算結(jié)果,最終劃分的結(jié)構(gòu)性六面體網(wǎng)格如圖5所示,網(wǎng)格質(zhì)量檢查如圖6所示,最小網(wǎng)格質(zhì)量高于0.7,劃分的網(wǎng)格滿足仿真要求。
圖5 前置級(jí)網(wǎng)格劃分Fig.5 Pre-stage meshing
將劃分好網(wǎng)格的模型導(dǎo)入到Fluent模塊中進(jìn)行仿真求解,邊界條件設(shè)置:進(jìn)、出口邊界條件均設(shè)為壓力型,進(jìn)口壓力為28 MPa,出口壓力為0.6 MPa,油液類型選用15號(hào)航空液壓油,其密度為830 kg/m3,相應(yīng)的動(dòng)力黏度為0.001162 Pa·s。此外,前置級(jí)流場(chǎng)核心區(qū)屬于典型的湍流運(yùn)動(dòng),因此選定湍流模型中的RNGk-ε模型,并利用標(biāo)準(zhǔn)壁面條件進(jìn)行壁面邊界的處理??紤]到流場(chǎng)中的氣穴現(xiàn)象,根據(jù)文獻(xiàn)[12]通過實(shí)驗(yàn)對(duì)仿真結(jié)果的驗(yàn)證,表明RNGk-ε湍流模型與Mixture氣液兩相流模型能夠很好的預(yù)測(cè)氣穴的發(fā)生,因此本研究采用Mixture氣液兩相流模型,其中空化模型采用Zwart-Gerber-Belamri模型,設(shè)置飽和蒸汽壓為4000 Pa。為保證求解的精度,設(shè)置各項(xiàng)殘差的數(shù)值低于10-5且殘差曲線趨于穩(wěn)定時(shí),則認(rèn)為求解的結(jié)果收斂。
圖6 網(wǎng)格質(zhì)量檢查Fig.6 Grid quality check
2) 網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證
網(wǎng)格無(wú)關(guān)性即網(wǎng)格的疏密程度及數(shù)量不影響數(shù)值計(jì)算的結(jié)果。由于前置級(jí)的流場(chǎng)結(jié)構(gòu)較為復(fù)雜,在Fluent仿真過程中,網(wǎng)格劃分質(zhì)量會(huì)直接影響仿真結(jié)果,因此需要驗(yàn)證仿真試驗(yàn)的網(wǎng)格無(wú)關(guān)性。分別對(duì)網(wǎng)格數(shù)量為67萬(wàn)和89萬(wàn)的模型進(jìn)行流場(chǎng)仿真對(duì)比分析,兩者對(duì)應(yīng)的全局尺寸分別為0.04 mm和0.03 mm,得到驗(yàn)證曲線如圖7所示??梢娋W(wǎng)格數(shù)量為67萬(wàn)和89萬(wàn)時(shí)的仿真結(jié)果差異較小,故而判斷67萬(wàn)網(wǎng)格數(shù)量的仿真模型和結(jié)果具有普適性和可靠性。
圖7 前置級(jí)流場(chǎng)模型網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證曲線Fig.7 Grid independence verification curve of pre-stage flow field model
針對(duì)每組仿真試驗(yàn),輸出左右接收孔底端的壓力,并計(jì)算出壓力差值作為仿真結(jié)果,得到正交表及正交仿真試驗(yàn)的結(jié)果,匯總?cè)绫?所示。
表2 正交仿真試驗(yàn)結(jié)果Tab.2 Orthogonal simulation test results
首先,對(duì)正交仿真試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行極差分析,結(jié)果如表3所示。由極差分析可知,4個(gè)因素中對(duì)于壓差的影響程度從大到小排序依次為射流盤厚度、射流槽寬度、噴嘴寬度、接收孔圓角半徑。
表3 正交仿真試驗(yàn)極差分析表Tab.3 Range analysis of orthogonal simulation test mm
圖8 各因素的均值主效應(yīng)圖Fig.8 Mean main effect diagram of each factor
根據(jù)正交仿真試驗(yàn)得到的一組最優(yōu)水平組合,即優(yōu)化參數(shù),與初始參數(shù)的比較如表4所示,并建立相應(yīng)的優(yōu)化參數(shù)與初始參數(shù)下的前置級(jí)流場(chǎng)模型,進(jìn)行仿真對(duì)比。
表4 初始參數(shù)與優(yōu)化參數(shù)比較Tab.4 Comparison of initial parameters and optimization parameters mm
首先,對(duì)優(yōu)化前后的前置級(jí)模型進(jìn)行中位壓力仿真對(duì)比,優(yōu)化參數(shù)和初始參數(shù)下偏轉(zhuǎn)板中位時(shí)的流場(chǎng)仿真結(jié)果分別如圖9、圖10所示。由圖9a、圖10a可知,優(yōu)化參數(shù)和初始參數(shù)下前置級(jí)的中位壓力分別為5.1 MPa, 4.4 MPa,優(yōu)化后的中位壓力相較于優(yōu)化前提高了15.9%;由圖9b、圖10b可知,優(yōu)化參數(shù)和初始參數(shù)下的前置級(jí)流場(chǎng)中最大流速均為250 m/s。相較于初始參數(shù),優(yōu)化參數(shù)下的前置級(jí)在流速相同的情況下,中位壓力進(jìn)一步加大。
圖9 優(yōu)化參數(shù)下前置級(jí)流場(chǎng)仿真結(jié)果Fig.9 Simulation results of pre-stage flow field under optimized parameters
圖10 初始參數(shù)下前置級(jí)流場(chǎng)仿真結(jié)果Fig.10 Simulation results of pre-stage flow field under initial parameters
選取偏轉(zhuǎn)板偏移0, 0.01, 0.02, 0.03, 0.04 mm 5個(gè)工況,分別對(duì)初始參數(shù)和優(yōu)化參數(shù)下的流場(chǎng)模型進(jìn)行仿真分析,讀取各個(gè)工況下2個(gè)模型的左右接收孔壓差,得到如圖11所示的偏轉(zhuǎn)板位移 - 壓力曲線。其中,前置級(jí)的零位壓力增益kp表示為:
(1)
根據(jù)式(1)可知,圖11中偏轉(zhuǎn)板位移 - 壓力曲線在原點(diǎn)處的斜率即為前置級(jí)的零位壓力增益,因此優(yōu)化后的前置級(jí)零位壓力增益明顯大于優(yōu)化前,通過計(jì)算分別得到初始參數(shù)和優(yōu)化參數(shù)下的前置級(jí)零位壓力增益分別為0.256 MPa/μm和0.305 MPa/μm,后者相較于前者提高了19.1%,且隨著偏轉(zhuǎn)板偏移量的增大,優(yōu)化參數(shù)下的前置級(jí)壓差也進(jìn)一步提高。增大前置級(jí)的壓差,能夠提高伺服閥的靈敏度,提升伺服閥的靜態(tài)性能。同時(shí),在0.04 mm的偏轉(zhuǎn)板位移范圍內(nèi),初始參數(shù)和優(yōu)化參數(shù)下的前置級(jí)位移 - 壓力曲線的線性度都產(chǎn)生了變化,其中優(yōu)化參數(shù)曲線線性度在0.03 mm 處發(fā)生變化,初始參數(shù)曲線在0.02 mm和0.03 mm均發(fā)生變化,說(shuō)明優(yōu)化參數(shù)后伺服閥前置級(jí)壓力增益的線性區(qū)域比初始參數(shù)更大,優(yōu)化參數(shù)后提升了伺服閥線性輸出的范圍。
圖11 初始參數(shù)與優(yōu)化參數(shù)下前置級(jí)壓差曲線Fig.11 Pressure difference curve of pre-stage under initial parameters and optimized parameters
為提升偏轉(zhuǎn)板射流伺服閥前置級(jí)壓力增益,本研究結(jié)合正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)和流場(chǎng)仿真,綜合考慮射流伺服閥射流盤厚度、射流槽寬度、噴嘴寬度以及接收孔圓角半徑4個(gè)結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)于前置級(jí)性能的影響,對(duì)偏轉(zhuǎn)板射流伺服閥前置級(jí)射流液壓放大器進(jìn)行多參數(shù)仿真試驗(yàn)研究,結(jié)論如下:
(1) 根據(jù)正交仿真試驗(yàn)結(jié)果,得到了一組最優(yōu)的水平組合,射流盤厚度為0.25 mm,射流槽寬度為0.9 mm,噴嘴寬度為0.14 mm,接收孔圓角半徑為0.1 mm;
(2) 優(yōu)化參數(shù)與初始參數(shù)下前置級(jí)流場(chǎng)進(jìn)行仿真對(duì)比,相較于初始參數(shù),優(yōu)化參數(shù)下的前置級(jí)中位壓力從4.4 MPa增加到了5.1 MPa,提高了15.9%,且核心區(qū)的最大流速仍保持在250 m/s不變;
(3) 通過兩組模型在偏轉(zhuǎn)板不同偏移量下的仿真壓差可知,相較于初始參數(shù),優(yōu)化參數(shù)下的前置級(jí)壓力增益從0.256 MPa/μm提升到了0.305 MPa/μm,提高了19.1%,且各偏移量下的壓差也進(jìn)一步增大,更有利于控制較大慣量的主閥芯運(yùn)動(dòng),提高伺服閥的靈敏度。