射流管伺服閥通油冷卻建模與仿真分析

胡建軍，朱 晴，陳冬冬，方 群，金瑤蘭，孔祥東

(1.燕山大學 河北省土木工程綠色建造與智能運維重點實驗室，河北 秦皇島 066004；2.上海衡拓液壓控制技術有限公司，上海 201612；3.燕山大學 機械工程學院，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品，因抗污染能力強、靈敏度高等優點而廣泛應用于航空航天等領域[1]，作為控制系統的核心元件，其性能直接影響了伺服系統控制精度、響應特性、可靠性及壽命[2]。

射流管伺服閥常常工作于高溫環境中，因此有學者對其在溫度影響下的工作性能進行了研究。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生局部翹曲變形，易導致閥芯卡滯[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，使整閥特性不規則[6]；再者，高溫下油液黏度降低，閥內泄漏加劇，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在短時內達到高溫[9]，力矩馬達內彈性元件中的熱應力加速了材料疲勞破壞，電磁故障也更容易發生。

穆玉康等[10]研究發現，某些永磁體磁性強，但熱穩定性差，高溫將對磁性產生不可逆影響。當電子元件因高溫損壞，伺服閥無法動作，最終影響系統調節[11]。高溫導致力矩馬達的固有頻率下降，并且對銜鐵組件的共振峰值幅度增大影響明顯，伺服閥更容易發生共振[12]。當力矩馬達內部銜鐵及磁體發生熱膨脹，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，導致“零漂”、“溫漂突跳”發生，伺服閥動態性能惡化[14]。綜上，當力矩馬達處于高溫環境中，整閥性能明顯受到影響。因此，采用技術手段對力矩馬達進行冷卻或隔熱，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 ℃環境溫度下，短時最高可達250 ℃，環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還要放出焦耳熱，形成內發熱源，2個不利條件的疊加，易使力矩馬達處于超溫(大于200 ℃)狀態，導致電磁特性發生顯著變化甚至伺服閥失效。為此，提出在馬達上蓋設置通冷卻油夾層[15]，通過通油實現冷卻隔熱之目的，降低伺服閥力矩馬達內部的溫度，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，評估了力矩馬達外殼通油隔熱結構的隔熱效果，討論了4種油路故障狀態下的伺服閥熱場分布特征，為力矩馬達通油冷卻隔熱設計及優化提供了參考。

1 數值計算模型

首先在某伺服閥原型基礎上，經簡化建立了除實體外包含3條獨立油路的計算模型，分別為射流管油路、主閥油路和冷卻油路。同時將馬達視為實體發熱源，并根據實際工況確定了發熱參數。

1.1 幾何模型的建立

某通油冷卻伺服閥實體結構主要由閥體、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，為了便于后續計算，在不影響其傳熱特性的基礎上，對模型進行了簡化。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，但會極大增加網格劃分難度，降低網格質量，因此建模時將小氣隙與馬達周圍的大氣隙合并處理。在主閥油路中，當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出口管段共同組成。

力矩馬達內實際為通電線圈發熱，對比馬達內線圈發熱和將馬達視為實心熱源的試算結果，2種情況下的馬達最大溫度差小于1 ℃，且對整閥溫度分布基本無影響，因此在建模中將馬達簡化為實心體發熱源。

1.2 網格劃分

考慮到伺服閥模型的復雜性，采用非結構網格對計算域進行網格劃分。對于馬達、氣隙等不涉及流動的部分，網格劃分稀疏，以減少計算量。為提高對流動以及節流發熱效應計算的準確性，對射流口、節流口網格進行加密，最終計算模型的網格總數約為370萬，網格質量及網格相對大小如圖3所示。

圖3 計算模型的網格劃分

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、射流管、閥體、上蓋、上蓋襯套、節流器組成。

1.3 參數設定

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、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，介質溫度取130 ℃，估算得出130 ℃的燃油物性，整理得到材料物性參數見表1。

表1 材料物性參數

2) 邊界條件

假定伺服閥安裝位置處于密閉環境下(v<0.3 m/s)，外表面按第三類邊界條件處理，對流換熱系數取6 W/(m2·℃)，最高環境溫度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定為壓力入口21 MPa，冷卻油入口分成有無油節流器2種情形。該伺服閥閥芯有5種開度，開度越小，節流發熱越劇烈，對馬達的冷卻越不利；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 ℃。由于力矩馬達單個線圈電阻約15 Ω，工作電流310 mA，經計算力矩馬達發熱功率為1.44 W，即單位體積發熱功率按1.33×105 W/m3進行設定。

2 結果分析與討論

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

2.1 冷卻油路的熱-流場特性

圖4為通油冷卻的流動特性。冷卻油剛進入殼隙后，由于射流的慣性作用，主要沿進出口連線這個主流通道，經過殼隙上端，大部分直接從出口流走。在主流通道兩側的殼隙中，存在部分燃油循環回流。流動特性導致速度分布在殼隙中是不均勻的，循環回流區油液更新速度變慢，油液帶走熱量的能力變弱，體現在這一區域的溫度更高。如要進一步提高通油夾層的冷卻隔熱能力，在油液入口設置均流器，讓油液在夾層內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為有無節流器時冷卻油路流動特性參數對比。圖5為有無節流器時殼隙與馬達的溫度分布。結合表2和圖5進行分析，當無節流器時，流入段、殼隙、流出段的壓降比例分別為40%,20%,40%，殼隙處的壓強高達14 MPa，結構有限元分析的結果表明，在此壓強條件下，內外應力均超過材料屈服強度，內外殼會存在0.4 mm以上變形，外殼設計明顯剛度不足。同時，這時的冷卻油流量較大，冷卻油進出口溫升10.6 ℃。圖5a展示了無節流器時殼隙與馬達的溫度分布，冷卻油溫度沿流程較均勻的增加，發熱的位置主要在進出管和殼隙鏈接處，殼隙中的冷卻油溫度接近136 ℃。此時馬達溫度約143 ℃，且上部出現高溫區。馬達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

當有節流器時，如表2所示，大部分壓降發生在節流器，節流器出口壓力迅速降低至0.67 MPa，節流后的流入段、殼隙、流出段的壓降比例分別為60%,13%,27%，殼隙內的壓力大概為0.57 MPa，此時，外殼的內外應力均在材料屈服強度極限之內，強度滿足要求，內外變形較小，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 ℃，馬達溫度約145 ℃，馬達與殼隙油的傳熱溫差僅有3 ℃，溫差傳熱已經得到了較充分的利用。綜合考慮承壓、冷卻能力及節能的考慮，冷卻油入口應設置節流器。

圖5 殼隙與馬達溫度分布

2.2 伺服閥正常工作時熱防護特性分析

當伺服閥正常工作時，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，當無冷卻油路時，馬達最高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致的。射流管供油油路在從力矩馬達中穿過時，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揮。

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

在加入冷卻油路后，馬達的最高溫度下降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，無冷卻時馬達也遠不超溫，可見此時冷卻油路不是控制馬達溫度的決定性手段。

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%為馬達發熱，62.6%為環境傳入的熱量，32.0%為射流的節流發熱量，可見高溫環境向伺服閥傳熱是主導因素。伺服閥失去的熱量中，射流帶走了產生熱量的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直接吸收熱量非常有限，馬達產生的熱量中，只有10.6%的熱量從馬達-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形成反射旋流，如圖7所示，這在馬達底座形成強烈對流沖刷，其強制對流散熱效應使得馬達發熱的約89.4%熱量從馬達底面被帶走，各工況下馬達熱量散熱途徑如表4所示。

圖7 射流腔室內的流場分布

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散熱途徑 %

結合表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；在馬達的發熱量中，約86.3%的熱量從馬達底面被帶走，13.7%的熱量從馬達-氣隙壁面被帶走，冷卻通油使馬達經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。后續應考慮如何降低氣隙熱阻，以進一步發揮冷卻油路的散熱作用。在當前情況下，冷卻油路的作用主要還是表現在隔絕外界高溫的影響。

2.3 伺服閥發生流動堵塞時的熱防護特性分析

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，當主閥卡滯時(射流+冷卻)，馬達最高溫度約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的熱場分布幾乎不產生影響。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，射流油的冷卻效應占主導。由圖8b可以看出，當射流管堵塞時(主閥+冷卻)，馬達最高溫度約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，從而保證了馬達不超溫，此時冷卻油的冷卻效應占主導。說明當射流管發生堵塞不能帶走閥內熱量時，冷卻油路充當替補油路，大量帶走閥內熱量，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成了閥不超溫的“雙保險”。如圖8c所示，當射流管堵塞和主閥卡滯同時發生，僅冷卻油路通油時，馬達溫度約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溫度分布基本不產生影響。在射流管堵塞和主閥卡滯同時發生的條件下，若無冷卻油路，馬達溫度可達到273 ℃，此時馬達嚴重超溫。

對可能發生的多種故障情況的熱場分析表明，如果無冷卻油路，而射流管也發生堵塞時，馬達將嚴重超溫。而冷卻油路的引入相當于增加了額外的保險，在各種油路故障下，均可以保證馬達不超溫。為了增加熱防護的可靠性，應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不超溫，這時的冷卻油路只是個冷卻備份。后續，對于殼隙通油冷卻結構的優化來說，可以從降低馬達氣隙隔熱、減少冷卻油節流發熱以及提高殼隙內流動的均勻性幾個方面進行考量。

3 結論

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

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

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

(3) 當射流管堵塞和主閥卡滯故障同時發生，馬達將處于嚴重超溫的狀態中，此時殼隙通油冷卻發揮作用，保護馬達不超溫；

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