基于Fluent的純水溢流閥結構設計及優化

王濤，李俊士，孔祥凱

(中煤科工集團北京天瑪智控科技股份有限公司，北京 101399)

0 前言

純水溢流閥是一種水基液壓系統壓力調節裝置，在礦井純水泵站應用廣泛[1]。純水介質對比乳化液與油液飽和蒸氣壓更低，氣體溶入性更強，極易引起閥門的氣蝕[2]。嚴重時溢流閥將失去調壓能力，礦井純水設備無法動作，甚至影響礦井產能。因此減輕純水溢流閥的氣蝕可以有效保證純水液壓系統的長期穩定運行，確保礦井產能。

水介質穩定性強，清潔環保，安全性更高，成為液壓傳動的發展趨勢。根據純水特性，水基溢流閥的設計需考慮材料抗腐蝕、材料抗磨性等問題[3-4]。顏凌云等[5]借鑒國內外水基溢流閥結構，合理選擇材料設計了一種數字式純水溢流閥，動態性能較好，達到工程應用級別。孫芃等人[6]借助Simulink軟件分析了彈簧剛度與閥芯錐角等參數對純水溢流閥動態性能的影響。張玉真[7]針對純水溢流閥錐閥口進行氣液兩相流仿真，研究了半錐角大小對閥口氣蝕的影響。

這些研究主要針對溢流閥關鍵結構參數設計問題，未深入討論氣蝕與沖蝕問題。謝偉等人[8]對先導純水溢流閥展開研究，使用多級節流結構減輕氣蝕，但并未詳細說明多級節流的機制。弓永軍等[9]對多級節流式溢流閥進行仿真與實驗分析，但AMESim無法模擬多級節流閥口的氣蝕效果，并未體現多級節流結構的優點。鄒建等人[10]針對純水溢流閥的噪聲問題，提出一種多級節流閥芯結構，減輕氣蝕來降低噪聲。

目前，針對溢流閥抗氣蝕問題多采用多級節流與異形閥芯手段，但缺乏對氣蝕與沖蝕綜合分析的研究。針對該問題，本文作者采用分流-引流-非銳邊型閥芯結構，串聯節流閥口降低各節流閥口兩端壓力差，引高壓液至各分節流閥口來提高出口壓力，一級節流閥口為非銳邊結構避免產生旋渦，以此減輕氣蝕現象的發生，同時引流沖束抵消大部分主沖束能量，減輕沖蝕現象。

1 純水溢流閥閥芯結構設計

純水數字溢流閥結構如圖1所示，此純水溢流閥先導閥部分為通用型數字先導閥組件，不做過多敘述，主閥體部分主要由閥體、閥套、閥芯組成。

圖1 純水溢流閥

圖2(a)為現有的二級同心式閥芯(以下簡稱閥芯a)，圖2(b)為基于二級同心式閥芯結構優化設計的非銳邊多級閥口串聯式閥芯結構(以下簡稱閥芯b)。

圖2 閥芯結構

對比閥芯a，閥芯b通過兩級串聯式閥口來分擔總壓降，純水溢流閥節流口流量的計算等同薄壁小孔，則有：

(1)

(2)

對于二級串聯式閥口，上述Δp=Δp1+Δp2，在每一個分級節流口則有：

(3)

(4)

因此，當總壓降被分解成兩個更小的壓降，各分級節流口的流速會降低，依據伯努利方程：

(5)

當上式動能部分降低后，對應靜壓力部分會升高，以此來避免出現低于飽和蒸汽的現象。為避免流通截面的突然變化，對一級閥口銳邊倒圓處理[11]。同時在一、二級閥口開有高壓引流孔。設計閥芯b時，需要注意以下問題：

(1)相同配合間隙，純水介質泄漏量是油介質的幾十倍，高速流動的介質攜帶微小顆粒污染物會在配合表面留下流線形的細槽，形成沖蝕[12-13]。因此采用O形圈做閥芯與閥套的動密封件，為減少摩擦力，提高閥芯響應速度，壓縮量不宜太大。

(2)設計閥芯閥套時，希望大部分氣泡泯滅在流域中間而非產生微射流機制，對閥套內壁產生類似水錘效應的應力[14]，因此增大節流出口與閥套內壁之間的流道區域。如圖3、4所示：一方面高速射出流體會攜帶顆粒污染物沖刷閥套內壁，產生噪聲，后期內壁表面在氣蝕作用下發生疲勞，會加劇沖蝕現象造成的危害；另一方面氣泡過于靠近內壁，氣泡遠離內壁一側會先破裂，形成微射流機制，對內壁形成定點沖擊，其應力等同水錘效應。

圖4 流速矢量圖

(3)為保護閥芯線密封帶，設計閥芯半錐角α略大于閥套半錐角β，令節流入口收縮，提高壓力，將氣蝕引至節流口下游。

(4)適當增大閥套半錐角β，令流體射束更加集中，通過增加碰撞概率來消耗流體動能，提高出口壓力[15]。

2 純水溢流閥數學建模

假設系統其他元件對溢流閥動態特性影響忽略不計，出口壓力為零，依據溢流閥實際閥芯結構，推導純水溢流閥數學模型，其動態特性描述如下：

主閥芯一級閥口為非銳邊薄壁小孔形式，其流量方程為

(6)

一級閥口流通截面為圓環，設外圓半徑為r1、內圓半徑為r2，則有：

(7)

式中：Cd1為一級閥口流量系數；p1為溢流閥入口壓力；p2為一級節流后壓力。

閥芯二級閥口為錐閥形式，其流量方程為

(8)

二級閥口為線密封，設閥芯位移為x，閥座半錐角為β，閥座密封面上頂面直徑為da，密封線圓周直徑為ds，二級閥口流通截面為圓臺側表面，圓臺頂面直徑為ds，底面直徑為ds+2xsinβcosβ，則閥口流通面積為

A2=πxsinβ(ds+xsinβcosβ)

(9)

故流經二級閥口的流量為

(10)

式中：ρ為流體的密度即純水的密度；Cd2為二級閥口流量系數。

一級閥口高壓引流口為長阻尼孔形式，共計8個引流口，則總流量為

(11)

式中：d為孔直徑；μ為流體動力黏度；l為孔長度。同理，二級閥口高壓引流口總流量為

(12)

根據流量連續性可知：

Q1+Q3=Q2+Q4

(13)

主閥控制腔阻尼孔流量方程為

(14)

故主閥芯流量連續性方程為

(15)

主閥芯動態力平衡方程有：

Fpp1=p1A11+p2A12-p3A13

(16)

其中：Fw1為閥芯所受液動力，方向始終阻止閥芯開啟；Fm1為閥芯所受摩擦力，絕大部分由密封圈產生；Fk1為主閥芯彈簧預緊力，負責閥芯關閉時的復位，此溢流閥設計為0.2 MPa；m1為主閥芯質量；Bp為黏滯阻尼系數；k1為主閥芯彈簧剛度；Fpp1為閥芯液壓力，由一級閥口液壓力p1A11、二級閥口液壓力p2A12與主閥芯控制腔液壓力p3A13組成；A11為一級閥口有效作用面積；A12為一級閥口節流后有效作用面積；A13為閥芯控制上腔有效作用面積。

只考慮閥芯所受穩態液動力，對于此例上流式錐閥口，根據動量定理，其穩態液動力沿軸向的分量為

Fw1=ρQ[(-w2)cosα-(-w1)]

(17)

式中：w2為閥口節流處流速；w1為進入節流前流速。相比w2，w1可忽略不計，故上式簡化為

Fw1=-ρQw2cosα

(18)

由于高壓引流口流量很小，不計入，將式(10)代入式(18)，則有：

Fw1=-Cd2Cvπxsin2β(ds+xsinβcosβ)p2

(19)

式中：Cv為閥口速度系數。

考慮閥芯靜摩擦力與庫侖摩擦力，按Stribecks模型[16]則有：

(20)

式中：θ為速度模型系數；Fst為主閥芯靜摩擦力；Fco為主閥芯庫侖摩擦力。

相同地，可以推導先導閥動態特性，先導閥芯為球閥結構，其流量方程為

(21)

式中：Cd3為先導閥口流量系數；dq為球閥直徑；x1為閥芯位移；p4為閥口節流前壓力；假設節流后出口壓力為0。

類似地，先導閥芯動態力平衡方程為

Fpp2=p4A2

(22)

其中：Fw2為閥芯所受液動力，方向始終阻止閥芯開啟；Fm2為閥芯所受摩擦力，主要為彈簧與導向桿的摩擦力；Fk2為閥芯彈簧預緊力，負責調定工作壓力；m2為主閥芯質量；Bp1為黏滯阻尼系數；k2為閥芯彈簧剛度；A2為先導節流口有效作用面積。類似地，不做過多推導。

3 多級串聯閥芯仿真建模

進行仿真性能驗證前，構建仿真模型。為提高網格劃分質量，對流域結構進行優化，去掉對計算影響可忽略不計的倒角等結構。提取兩種閥芯內部流道并劃分網格，如圖5所示。

圖5 流道結構網格

網格質量參數如表1所示。

表1 網格質量參數

上述網格質量均滿足仿真條件。多相流仿真模型關鍵參數設置如表2所示。

表2 仿真參數設置

計算模型采用κ-omega模型，求解方程組使用coupled法。

4 仿真結果分析

為驗證二級閥芯結構的抗氣蝕性能，對閥芯a、b進行多相流仿真。由于使用速度入口，對于閥芯入口壓力較難規范，最終閥芯a開口0.7 mm，閥芯b開口0.75 mm，得到閥芯a入口壓力36 MPa，閥芯b入口壓力35.6 MPa，如圖6、7所示。

圖6 閥芯a壓力云圖

忽略壓力過渡階段，由圖7可知：二級閥芯主要將壓力劃分為3個等級，這樣各級壓力的梯度將減小，可以改善氣蝕現象。

圖7 閥芯b壓力云圖

4.1 沖蝕效果分析

當液體潔凈度降低時，節流口下游噴出的高速射束攜帶污染顆粒形成高速“水刀”，對閥套內壁造成損傷，當內壁由于氣蝕產生疲勞時，會加劇沖蝕造成的危害。

閥芯a速度云圖與矢量圖分別如圖8、9所示：從節流口噴出的射束局部最高速度到達271 m/s，射束到達閥套內壁時，流速降到70 m/s左右，在射束的上下兩側形成兩個旋渦，但旋渦的強度較小，沖蝕現象較輕，但仍存在。

圖8 閥芯a速度云圖

圖9 閥芯a節流口速度矢量

閥芯b速度云圖與矢量圖分別如圖10、11所示：二級節流口局部最大流速235 m/s，對比閥芯a降速明顯，閥口下游的射束并未到達閥套內壁，射束在節流口與高壓引流口的射束相撞，消耗了主射束大部分能量，矢量圖中有明顯的低速區向高速區的回流，但并未形成旋渦。通過對比可知，引入高壓引流口的閥芯b抗沖蝕能力優秀。

圖10 閥芯b速度云圖

圖11 閥芯b節流口速度矢量

4.2 氣蝕效果分析

氣蝕過程中，氣泡急速產生、擴張、泯滅，會在介質中形成激波，當泯滅發生在零件表面時，會使金屬材料受到沖擊，其危害不亞于“水錘效應”，同時也會破壞氧化膜，加速金屬的腐蝕。選取射束正對主出口、閥套內壁兩個切片位置展示氣蝕效果。

閥套內壁切片云圖如圖12、13所示，閥芯a最高氣相體積分數達到99.4%，而閥芯b為98.7%，體系分數有所下降但效果有限；從水蒸氣生成范圍角度分析，兩種閥芯氣蝕現象均發生密封口下游，保護了最重要的密封部分，閥芯a氣泡擴散范圍更大，泯滅部位發生在流域中間，未沖擊閥套內壁，閥芯b氣泡范圍極小，可忽略不計，抗氣蝕能力更好。

圖12 閥芯a氣相體積分數云圖

圖13 閥芯b氣相體積分數云圖

主出口切片云圖如圖14、15所示，局部最高氣相體積分數與閥套內壁切片保持一致，但兩種閥芯的氣泡擴散范圍顯著增大，特別是閥芯a，氣泡擴散范圍延伸到閥芯尾部上游，閥芯b氣泡擴散范圍依然很小，抗氣蝕能力出色。

圖14 閥芯a主出口切片氣相體積分數云圖

圖15 閥芯b主出口切片氣相體積分數云圖

4.3 高壓引流孔對閥口氣蝕的影響

第4.2節分析了閥芯a、b的抗氣蝕性能，但高壓引流孔對氣蝕的改善并未提及，因此分析不帶高壓引流孔的二級閥口抗氣蝕能力如圖16所示。可知：二級閥口不帶高壓引流孔最高氣相體積分數為98.3%，二級閥口帶高壓引流孔最高氣相體積分數為98.7%，氣蝕泯滅范圍略小于二級閥口不帶引流孔的閥芯，有一定抗氣蝕能力，但類比抗沖蝕能力，其抗氣蝕能力效果不顯著。

圖16 不帶引流氣相體積分數云圖

5 總結

本文作者針對水基溢流閥閥芯閥套的氣蝕、沖蝕問題，設計了一種帶高壓引流孔的非銳邊二級串聯式閥芯，通過Fluent氣液多相流仿真證明了：

(1)提高閥口下游與閥套內壁的流域空間，一定程度上可以減輕沖蝕對閥套內壁的損傷。

(2)對比普通式閥芯，設計的新式閥芯通過在二級閥口設置高壓引流口，引流射束可以有效抵消主射束的沖擊能量，減輕沖蝕現象。

(3)對比普通式閥芯，設計的二級串聯式閥芯各閥口可以分擔溢流閥總壓降，流量不變的情況下，降低流體的動能，提高靜壓來降低氣蝕。

因此對比普通閥芯，設計的帶高壓引流孔非銳邊二級串聯式閥芯抗氣蝕、沖蝕能力更強，理論使用壽命更長，優勢明顯。