基于動網(wǎng)格的液壓缸雙向流固耦合分析

張 瑞 姜 峰 楊 晉 胡天威 王衛(wèi)強(qiáng)

1.蘭州蘭石能源裝備工程研究院有限公司，蘭州，7303142.蘭州交通大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院，蘭州，730070

基于動網(wǎng)格的液壓缸雙向流固耦合分析

張 瑞1姜 峰1楊 晉2胡天威1王衛(wèi)強(qiáng)1

1.蘭州蘭石能源裝備工程研究院有限公司，蘭州，7303142.蘭州交通大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院，蘭州，730070

針對液壓缸偏載引起的結(jié)構(gòu)磨損及液壓油泄漏等問題，基于動網(wǎng)格方法，開展了偏載工況下液壓缸的雙向流固耦合分析。研究表明：在自鎖半徑內(nèi)，隨偏載量增大，柱塞與導(dǎo)向套間的側(cè)推力、柱塞最大側(cè)傾位移和導(dǎo)向套應(yīng)力均增大，偏載量超過自鎖半徑時，三者都有所減小，但均比穩(wěn)態(tài)分析結(jié)果大，表明液壓油對柱塞側(cè)傾有“加劇”作用。因此，在液壓缸偏載分析設(shè)計(jì)中，建議采用流固耦合方法，或適當(dāng)增大穩(wěn)態(tài)分析結(jié)果的安全系數(shù)。

液壓缸；偏載；流固耦合；側(cè)傾

0 引言

柱塞式液壓缸是大型液壓機(jī)本體結(jié)構(gòu)中應(yīng)用最多的執(zhí)行元件。其中，雙球鉸結(jié)構(gòu)是工作缸柱塞與活動橫梁的主要連接形式。受工件形狀、溫度偏差、材質(zhì)不均等多種因素的影響,液壓機(jī)經(jīng)常出現(xiàn)偏載狀況[1-6]。液壓機(jī)的偏載經(jīng)常會導(dǎo)致柱塞偏轉(zhuǎn)并與其他組件接觸產(chǎn)生側(cè)向推力，而側(cè)推力的作用最終導(dǎo)致導(dǎo)向套及密封件磨損、缸體及柱塞桿劃傷、液壓油泄漏等故障的產(chǎn)生[7-9]，直接影響了設(shè)備的使用性能，且修復(fù)或更換零件成本高、費(fèi)時長。

由于偏載工況下導(dǎo)向套應(yīng)力及側(cè)推力實(shí)驗(yàn)研究較難實(shí)現(xiàn)，現(xiàn)有關(guān)于液壓缸的研究，多集中于對液壓缸結(jié)構(gòu)的有限元分析，很少考慮液壓油的影響[10-13]，尤其是考慮偏載的液壓缸結(jié)構(gòu)與液壓油流場耦合影響方面的研究非常有限。

液壓機(jī)以液壓油為介質(zhì)傳遞能量。液壓缸工作時，缸體與柱塞間隙內(nèi)的液壓油存在較高的工作壓力，在偏載工況下，柱塞與缸體間隙內(nèi)的油壓沿周向不再均勻分布，將產(chǎn)生一定的徑向作用力[14-15]，使得缸體和導(dǎo)向套在承受偏載產(chǎn)生的側(cè)推力作用的同時，也受到該液壓油壓力的作用。忽略流體對結(jié)構(gòu)的耦合作用，便不能真實(shí)反映結(jié)構(gòu)的力學(xué)特性[15-16]。因此采用流固耦合方法分析研究就成為了必要途徑。

羅威[17]針對導(dǎo)向套在高頻、大負(fù)載工況下產(chǎn)生的泄漏問題，進(jìn)行了液壓缸浮動支承環(huán)的流固耦合分析，給出了不同壓力下最佳間隙密封的間隙厚度和支承環(huán)厚度，但并未研究液壓油流場對液壓缸結(jié)構(gòu)的影響。王勇等[18]采用有限元軟件ANSYS Workbench對液壓缸受到?jīng)_擊荷載時沖擊瞬間液壓缸內(nèi)部流場壓力的變化進(jìn)行了流固耦合分析，但只研究了液壓缸軸向中心線的壓力分布，并未給出更多結(jié)果。陳昶龍[14]借助Fluent軟件對伺服液壓缸的靜壓支承密封流場進(jìn)行了仿真，分析了其壓力和速度分布及活塞桿速度對流場速度和出口泄漏量的影響，但并未描述流場對活塞等液壓缸結(jié)構(gòu)的影響。姚雪明等[19]通過構(gòu)建描述液壓缸碰撞的流固耦合方程組，利用ADINA有限元軟件分析了有無流體及不同荷載下液壓缸碰撞位移、速度、應(yīng)力的變化，其結(jié)果表明流體對液壓缸碰撞具有明顯的阻尼作用。

可見，現(xiàn)有關(guān)于液壓缸偏載時的雙向流固耦合分析較少，開展液壓缸流固耦合分析研究，對研究液壓缸各結(jié)構(gòu)的接觸問題是十分必要的。據(jù)此，本文擬采用ANSYS軟件，結(jié)合動網(wǎng)格技術(shù)進(jìn)行偏載作用下雙向流固耦合效應(yīng)對液壓缸結(jié)構(gòu)的影響研究。

1 模型及設(shè)置

1.1 流體模型及動網(wǎng)格

以80 MN快鍛壓機(jī)的主缸為研究對象，采用SolidWorks自底向上的方法建立主缸結(jié)構(gòu)模型。如圖1所示，工作缸采用雙球鉸連接，缸體內(nèi)徑為1260 mm，進(jìn)油口直徑為300 mm，缸體與柱塞間隙為10 mm。流體域?yàn)楦左w內(nèi)腔與柱塞構(gòu)成的空間域，包含缸體與柱塞形成的10 mm厚度的薄壁流域。

1.缸體 2.導(dǎo)向套 3.柱塞 4.上球鉸 5.中間桿 6.下球鉸 7.支撐塊 8.工件圖1 液壓缸結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Schematic diagram of hydraulic cylinder structure

將結(jié)構(gòu)模型導(dǎo)入ANSYS Workbench中構(gòu)建液壓缸流場模型，考慮到流場尺寸差異較大，且對邊界層要求較高，故對流場區(qū)域進(jìn)行適當(dāng)切分以提高網(wǎng)格質(zhì)量，并使用六面體網(wǎng)格，既保證計(jì)算精度，又減小計(jì)算量，網(wǎng)格劃分如圖2所示，網(wǎng)格最大扭曲度為0.87，滿足流體計(jì)算所要求的網(wǎng)格扭曲度小于0.98的要求。

圖2 流體域切分及網(wǎng)格劃分Fig.2 Fluid domain segmentation and mesh

在動網(wǎng)格設(shè)置中，間隙域內(nèi)網(wǎng)格為規(guī)則的六面體網(wǎng)格，故選擴(kuò)散光順網(wǎng)格更新方法。進(jìn)油口設(shè)置為壓力出口，柱塞端部區(qū)域設(shè)置為流固耦合面。柱塞與缸體間隙流域末端橫截面、流域周向外邊界設(shè)置為變形面，其他為壁面，見圖2。

液壓缸做功過程中，柱塞行程和速度較小，導(dǎo)向套和柱塞間隙流域的雷諾數(shù)處在102量級，為層流狀態(tài)；進(jìn)油口附近的液壓油流動速度較大，雷諾數(shù)處在104～105量級，為湍流狀態(tài)[20]。對于此類復(fù)雜的流場分析問題，使用層流模型能兼顧到湍流區(qū)域、轉(zhuǎn)捩區(qū)域及層流區(qū)域的流動，精度也會比湍流模型有所提高。故選擇基于壓力的瞬態(tài)層流模型。

液壓油的動力黏度為0.039 Pa·s，密度為870 kg/m3，導(dǎo)向套及液壓缸其他結(jié)構(gòu)的具體參數(shù)如表1所示。

表1 導(dǎo)向套及液壓缸其他結(jié)構(gòu)相關(guān)參數(shù)Tab.1 Hydraulic cylinder structure parameters such as guide sleeve

1.2 瞬態(tài)結(jié)構(gòu)模型及設(shè)置

將上球鉸與中間桿、下球鉸與中間桿設(shè)置為摩擦接觸，摩擦因數(shù)為0.3；導(dǎo)向套與柱塞之間設(shè)置為摩擦接觸，考慮到液壓油的潤滑作用，摩擦因數(shù)取0.1，其他組件間為綁定接觸。對工件和缸體施加固定約束。在缸體內(nèi)表面施加31 MPa工作壓力，在柱塞端部流固耦合面關(guān)聯(lián)加載實(shí)時變化的流體壓力。耦合設(shè)置中，設(shè)置模擬時間為5 s，時間步為0.05 s，保存每一步分析計(jì)算的結(jié)果。

1.3 穩(wěn)態(tài)結(jié)構(gòu)模型及設(shè)置

在穩(wěn)態(tài)結(jié)構(gòu)分析設(shè)置中，與瞬態(tài)結(jié)構(gòu)模型不同的是，對柱塞端部面施加工作壓力31 MPa，其他接觸和約束與瞬態(tài)模型相同。

CAE數(shù)值計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)值、理論值之間存在誤差(包括離散誤差、舍入誤差等)。在通常的計(jì)算中，離散誤差隨網(wǎng)格變細(xì)而減小。網(wǎng)格變細(xì)時，離散點(diǎn)增多，舍入誤差也隨之加大。由此可見，開展網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證是必要的。

為提高計(jì)算效率，對偏載量為300 mm的模型進(jìn)行不同網(wǎng)格密度的劃分，保證接觸、約束、載荷等其他設(shè)置一致，所得導(dǎo)向套應(yīng)力和柱塞側(cè)傾位移見圖3。隨著網(wǎng)格密度的增大，導(dǎo)向套等效應(yīng)力、柱塞側(cè)傾位移趨于穩(wěn)定。因此，采用網(wǎng)格數(shù)20萬進(jìn)行穩(wěn)態(tài)分析，而對于瞬態(tài)雙向流固耦合分析，由于計(jì)算能力的限制，取網(wǎng)格數(shù)為8.6萬，網(wǎng)格劃分及約束設(shè)置如圖4所示。

圖3 網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證Fig.3 Grid independence verification

圖4 液壓缸結(jié)構(gòu)網(wǎng)格Fig.4 Grid of hydraulic cylinder structure

將劉艷妍等[21]的自鎖半徑計(jì)算公式，代入本模型上下球鉸弧面、中間桿、柱塞等結(jié)構(gòu)的尺寸，計(jì)算得模型自鎖半徑為435.12 mm，故本文在偏載量為0～500 mm范圍內(nèi)取8種工況，包含正載、偏載量小于自鎖半徑和大于自鎖半徑情況，進(jìn)行瞬態(tài)雙向流固耦合分析，對比分析側(cè)推力、導(dǎo)向套應(yīng)力及柱塞最大側(cè)傾位移的變化，并將其與不考慮液壓油流場影響時的穩(wěn)態(tài)結(jié)構(gòu)模擬結(jié)果比較，分析液壓油流場對液壓缸結(jié)構(gòu)的影響。

2 結(jié)果分析

2.1 側(cè)推力

對于雙球鉸結(jié)構(gòu)液壓缸，當(dāng)支撐球鉸滿足自鎖條件時，工件偏置導(dǎo)致雙球鉸結(jié)構(gòu)產(chǎn)生的側(cè)向推力近似為[22]

Fc=2rFG/l=2πrD2p/(4l)

(1)

式中，r為工件偏載量；l為雙球鉸中心距離，包括上下球鉸半徑和中間桿弧頂之間的距離；FG為工作缸液壓力；D為柱塞直徑；p為工作壓力。

但劉艷妍等[22]在該計(jì)算公式推導(dǎo)過程中引入了兩個假設(shè)：①將液壓力視作集中力；②球面任意一點(diǎn)的接觸應(yīng)力按余弦分布。這與工程實(shí)際有一定偏差，可能會導(dǎo)致側(cè)推力計(jì)算誤差，因此，在對比側(cè)推力的同時，希望采用數(shù)值分析的結(jié)果對該公式加以修正。

本模型中，l=4190 mm，D=1240 mm，p=31 MPa，代入式(1)得出不同偏載量時的側(cè)推力理論值，將所得理論值與雙向流固耦合、穩(wěn)態(tài)即非耦合分析所得側(cè)推力進(jìn)行對比分析，如圖5所示，一方面對比雙向耦合與非耦合所得側(cè)推力結(jié)果，分析液壓油流場對側(cè)推力影響，另一方面修正該側(cè)推力計(jì)算公式，提高理論推導(dǎo)的準(zhǔn)確性。

圖5 側(cè)推力隨偏載量的變化Fig.5 Side thrust change with the offset load

由圖5可見，偏載量小于自鎖半徑時，三種方法所得側(cè)推力隨偏載量線性增大，且雙向流固耦合分析比穩(wěn)態(tài)分析所得側(cè)推力大，表明液壓油流場在一定程度上增大了導(dǎo)向套所受側(cè)推力，因此不考慮流場影響會低估側(cè)推力。此外，雙向流固耦合分析所得結(jié)果比理論值稍大，但較非耦合結(jié)果與理論值更為接近，可見，理論公式對側(cè)推力的預(yù)估相對保守，會增大液壓缸事故產(chǎn)生的風(fēng)險，因此，根據(jù)雙向流固耦合側(cè)推力結(jié)果對側(cè)推力計(jì)算公式進(jìn)行修正，加入修正因子α，其取值為相同偏載量下，雙向耦合側(cè)推力與原理論值的比值α∈(1.06，1.58)，修正后的側(cè)向推力計(jì)算公式為

Fc=2αrFG/l

(2)

修正后的側(cè)推力計(jì)算公式使得側(cè)推力的計(jì)算更為準(zhǔn)確，對液壓缸結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的指導(dǎo)更為可靠。

當(dāng)偏載量大于理論計(jì)算所得自鎖半徑435.12 mm時，耦合分析和穩(wěn)態(tài)結(jié)構(gòu)分析所得側(cè)推力都有所下降，表明偏載量大于自鎖半徑后，球鉸開始旋轉(zhuǎn)，使得側(cè)推力相應(yīng)減小。

2.2 導(dǎo)向套應(yīng)力

導(dǎo)向套在柱塞往復(fù)運(yùn)動中起導(dǎo)向作用，一般用抗壓耐磨的錫青銅鑄造加工而成，該材料相對缸體、柱塞等結(jié)構(gòu)彈性模量較小，工作壽命相對較短，且由于偏載工況頻發(fā)，會進(jìn)一步影響導(dǎo)向套及液壓缸的正常工作。

圖6 導(dǎo)向套等效應(yīng)力云圖Fig.6 Equivalent stress contour of guide sleeve

由圖6可見，隨著偏載量的增加，導(dǎo)向套等效應(yīng)力由周向?qū)ΨQ分布發(fā)展成為非對稱分布，且等效應(yīng)力增大，體現(xiàn)了工件偏置對導(dǎo)向套應(yīng)力分布的顯著影響。流固耦合分析與穩(wěn)態(tài)結(jié)構(gòu)分析所得導(dǎo)向套應(yīng)力變化曲線見圖7，可見，在自鎖半徑內(nèi)，兩種情況下的導(dǎo)向套應(yīng)力隨偏載量的增大都有所增大。偏載量小于50 mm時，導(dǎo)向套應(yīng)力增大不明顯，且兩種模擬方法差異不大，但隨著偏載量的增大，流固耦合分析比穩(wěn)態(tài)結(jié)構(gòu)分析所得導(dǎo)向套應(yīng)力明顯偏大，且差異逐漸增大。當(dāng)偏載量大于自鎖半徑時，導(dǎo)向套應(yīng)力均有減小，但雙向耦合仍比穩(wěn)態(tài)結(jié)構(gòu)結(jié)果稍大。單純進(jìn)行液壓缸穩(wěn)態(tài)結(jié)構(gòu)的分析研究，忽略液壓油流場的影響，將會導(dǎo)致導(dǎo)向套應(yīng)力結(jié)果比實(shí)際情況偏小。此外，偏載量小于并接近自鎖半徑時，導(dǎo)向套應(yīng)力達(dá)到最大。

圖7 導(dǎo)向套等效應(yīng)力隨偏載量的變化Fig.7 Equivalent stress of guide sleeve change with the offset load

目前，國內(nèi)快鍛設(shè)備的最大偏心距多是依據(jù)設(shè)備的有限元分析及設(shè)計(jì)經(jīng)驗(yàn)確定的，以本文所研究的80 MN快鍛壓機(jī)為例，其最大偏心距為300 mm。依據(jù)本文結(jié)果，偏載量為300 mm時，導(dǎo)向套應(yīng)力為115 MPa，而GB/T1176-2013規(guī)定錫青銅材料的屈服強(qiáng)度為170 MPa，此時導(dǎo)向套安全系數(shù)僅為1.5?？梢姡艨紤]液壓油流場與結(jié)構(gòu)耦合作用的影響，則需要通過適當(dāng)改變導(dǎo)向套厚度或更換材料等措施增大安全系數(shù)或相對減小允許最大偏心距，以減小偏載對導(dǎo)向套等結(jié)構(gòu)的影響，提高液壓設(shè)備的工作可靠性，延長使用壽命，保證加工精度。

2.3 柱塞最大側(cè)傾位移

工件的偏置會導(dǎo)致柱塞側(cè)傾，且柱塞最大側(cè)傾位移發(fā)生在柱塞端部。對比液壓缸穩(wěn)態(tài)結(jié)構(gòu)與流固耦合分析所得的柱塞最大傾位移結(jié)果，如圖8所示。在自鎖半徑以內(nèi)，柱塞最大側(cè)傾位移隨偏載量增大而增大，且流固耦合分析結(jié)果比穩(wěn)態(tài)結(jié)構(gòu)分析結(jié)果大，表明流場對柱塞的傾斜有“加劇”的作用。在偏載量超過自鎖半徑以后，球鉸旋轉(zhuǎn)使得柱塞側(cè)傾位移相應(yīng)減小。

圖8 柱塞最大側(cè)傾位移隨偏載量的變化Fig.8 The maximum roll displacement of plunger change with the offset load

在理論方面，液壓油流場變化剖面如圖9所示。正載情況下，柱塞左右流場對稱，產(chǎn)生的作用力大小相等、方向相反，徑向合力為0；偏載情況下，柱塞發(fā)生傾斜，壓差將會使柱塞所受流場作用力F1、F2不再相等，徑向合力不再為0，而壓差大小與流域厚度直接關(guān)聯(lián)。

圖9 偏載工況下流域變化示意圖Fig.9 Schematic diagram of field changes of offset load conditions

圖9所示的偏載工況下，在柱塞上取微分面積元dA，面積元的縱坐標(biāo)為y，面積元上的壓力合力垂直指向面元，大小為

dF=ρgysinθdA

(3)

對面積A積分可得力：

F=ρgsinθ∫AydA

(4)

由于∫AydA=ycA，yc為面積A的形心的縱坐標(biāo)，因此式(4)可表為

F=ρgycAsinθ

(5)

取截面寬度為1，柱塞左側(cè)長度為l，右側(cè)長度為l′，且l與l′幾乎相等，則面積A=l×1，A′=l′×1。對于左側(cè)流域，柱塞與導(dǎo)向套發(fā)生接觸，該側(cè)只有三角形流域，液壓油流場對柱塞的作用力為

F1=ρgycAsinθ=ρgl2sinθ/2

(6)

作用點(diǎn)為三角形流域的下三分點(diǎn)。

對于右側(cè)流域，可視為三角形流域和矩形流域，假設(shè)矩形流域厚度為h，則該側(cè)液壓油流場對柱塞的作用力為

(7)

三角形流域的作用點(diǎn)為其上三分點(diǎn)，矩形流域作用點(diǎn)為截面中點(diǎn)，故右側(cè)壓力作用點(diǎn)對截面形心有一定的縱向偏心距，更靠近坐標(biāo)原點(diǎn)。

對坐標(biāo)原點(diǎn)取矩，F(xiàn)1產(chǎn)生逆時針方向的轉(zhuǎn)矩，F(xiàn)2則產(chǎn)生順時針方向的轉(zhuǎn)矩，兩者對柱塞傾斜都有加劇趨勢。據(jù)此，在理論上進(jìn)一步佐證了本文結(jié)果。

3 結(jié)論

(1)自鎖半徑內(nèi)，側(cè)推力隨偏載量的增大而增大，且流固耦合分析比穩(wěn)態(tài)結(jié)構(gòu)分析所得側(cè)推力大，表明液壓油流場增大了偏載工況下柱塞產(chǎn)生的側(cè)推力。

(2)工件偏置對導(dǎo)向套應(yīng)力分布有顯著影響。自鎖半徑內(nèi)，導(dǎo)向套應(yīng)力隨偏載量增大而增大；隨著偏載量的增大，流固耦合分析與穩(wěn)態(tài)結(jié)構(gòu)分析所得導(dǎo)向套應(yīng)力差異逐漸增大。忽略液壓油流場的影響，將會導(dǎo)致導(dǎo)向套應(yīng)力分析結(jié)果比實(shí)際情況偏小。

(3)隨偏載量增大，柱塞最大側(cè)傾位移隨之增大；流固耦合分析比穩(wěn)態(tài)結(jié)構(gòu)分析結(jié)果大，表明液壓油流場對柱塞的傾斜有“加劇”作用。綜上所述，不考慮液壓油影響將會導(dǎo)致側(cè)推力、導(dǎo)向套應(yīng)力、柱塞側(cè)傾位移比實(shí)際值偏小，所以，在進(jìn)行液壓缸結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)時，若采用未考慮液壓油影響的穩(wěn)態(tài)結(jié)構(gòu)分析結(jié)果校核結(jié)構(gòu)強(qiáng)度，應(yīng)適當(dāng)增大設(shè)計(jì)安全系數(shù)，以保證導(dǎo)向套使用性能，減少液壓油泄漏等問題的產(chǎn)生。

[1] 趙長財(cái)，楊盛福，劉培培，等.大型模鍛液壓機(jī)平衡系統(tǒng)原理及其理論研究[J]．機(jī)械工程學(xué)報(bào)，2012，48(10)：82-89. ZHAO Changcai, YANG Shengfu, LIU Peipei, et al. Principle and Theoretical Analysis of the Balancing System for Large Die Forging Hydraulic Press[J]. Journal of Mechanical Engineering, 2012, 48(10)：82-89.

[2] 俞新陸.液壓機(jī)的設(shè)計(jì)與應(yīng)用[M]．北京：機(jī)械工業(yè)出版社, 2007. YU Xinlu. Design and Application of Hydraulic Press[M]. Beijing: China Machine Press, 2007.

[3] 許允斗，趙永生.3種鍛造操作機(jī)主運(yùn)動機(jī)構(gòu)受力比較分析[J].機(jī)械設(shè)計(jì)，2012，29(7)：38-42. XU Yundou, ZHAO Yongsheng. Force Comparative Analysis of Three Mechanisms of Forging Manipulator[J]. Journal of Machine Design, 2012, 29(7): 38-42.

[4] 趙長財(cái)，張濤，袁榮娟，等.液壓機(jī)立柱導(dǎo)套接觸應(yīng)力研究[J]. 重型機(jī)械, 1995(4)：14-16. ZHAO Changcai, ZHANG Tao, YUAN Rongjuan， et al. Contact Stress Analysis of Column and Guide Sleeve of Hydraulic Press [J]. Heavy Machines, 1995(4):14-16.

[5] 趙長財(cái)，李文平，周維海，等. 液壓機(jī)柱塞球面支承的力學(xué)及機(jī)構(gòu)學(xué)分析[J].重型機(jī)械，1996(4): 15-18. ZHAO Changcai, LI Wenping, ZHOU Weihai, et al. Hydraulic Press Plunger Spherical Connection of Mechanics and Mechanisms Analysis [J]. Heavy Machines, 1996(4): 15-18.

[6] LIU Zhongwei. Research on Rigidity of the Giant Forging Hydraulic Press on the Impact of Synchronization Performance[C]//2011 Second International Conference on Digital Manufacturing & Automation. Zhangjiajie, China, 2011: 1007-1010.

[7] 常軍. 液壓系統(tǒng)常見故障現(xiàn)場診斷及處理方法[J]. 新技術(shù)新工藝, 2013, 33(5):102-105. CHANG Jun. One-site Diagnosis and Treatment of Common Failure about the Hydraulic System[J]. New Technology & New Process, 2013, 33(5):102-105.

[8] 王林鴻，杜潤生，吳波，等. 液壓缸低速運(yùn)動的動態(tài)分析[J]. 中國機(jī)械工程, 2006,17(20):2098-2101. WANG Linhong, DU Runsheng, WU Bo, et al. Dynamic Analysis on Slowly Moving Hydraulic Cylinder[J]. China Mechanical Engineering, 2006,17(20):2098-2101.

[9] 高俊峰, 孫茂, 蘆光榮, 等. 快速鍛造液壓機(jī)動載因數(shù)分析[J]. 鍛壓技術(shù), 2012, 37(6):57-60. GAO Junfeng, SUN Mao, LU Guangrong, et al. Dynamic Load Factor Analysis for High-speed Forging Hydraulic Press[J]. Forging & Stamping Technology, 2012, 37(6):57-60.

[10] 劉曉明, 葉瑋. 液壓缸結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)及運(yùn)行特性分析[J]. 液壓氣動與密封, 2013, 33(7):17-21. LIU Xiaoming, YE Wei. Structure Design and Analysis on Operating Property of Hydraulic Cylinder[J]. Hydraulics Pneumatics & Seals, 2013, 33(7):17-21.

[11] 楊光. 液壓缸承受軸向與徑向載荷的非線性有限元分析與優(yōu)化[J]. 煤礦機(jī)械, 2009, 30(11):84-85. YANG Guang. Nonlinear Finite Element Analysis and Optimization of Hydraulic Cylinder Enduring Axial Loads and Radial Loads[J]. Coal Mine Machinery, 2009, 30(11):84-85.

[12] 韓以倫, 溫學(xué)雷, 王斌龍. 基于 ANSYS 的液壓缸的有限元分析及優(yōu)化[J]. 煤礦機(jī)械, 2011, 32(9):94-96. HAN Yilun, WEN Xuelei, WANG Binlong. Finite Element Analysis and Optimization of Hydraulic Cylinder Based on ANSYS[J]. Coal Mine Machinery, 2011, 32(9):94-96.

[13] 胡旭林. 基于Workbench的液壓缸疲勞壽命分析[J]. 煤礦機(jī)械, 2013, 34(6):94-95. HU Xulin. Fatigue Analysis of Hydraulic Cylinder Based on Workbench Program[J]. Coal Mine Machinery, 2013, 34(6):94-95.

[14] 陳昶龍. 基于Fluent軟件的伺服液壓缸靜壓支承密封流場仿真[D]. 武漢：武漢科技大學(xué), 2012. CHEN Changlong. Simulation of the Flow Field of Hydrostatic Support Seal for Servo Hydraulic Cylinder Based on Fluent[D]. Wuhan: Wuhan University of Science and Technology, 2012.

[15] 張瑞, 胡天威, 楊晉. 柱塞式液壓缸內(nèi)流場數(shù)值研究[J].液壓氣動與密封, 2015, 35(11):9-13. ZHANG Rui, HU Tianwei, YANG Jin. Numerical Research on Internal Flow Field of Plunger Hydraulic Cylinder[J]. Hydraulics Pneumatics & Seals, 2015, 35(11):9-13.

[16] 宋學(xué)官，蔡琳，張華. ANSYS流固耦合分析與工程實(shí)例[M]．北京：中國水利水電出版社, 2012. SONG Xueguan, CAI Lin, ZHANG Hua. ANSYS Fluid-structure Interaction Analysis and Engineering Examples[M]. Beijing: China Water & Power Press, 2012.

[17] 羅威. 液壓缸間隙密封流場下支承環(huán)的流固耦合分析[D]. 武漢: 武漢科技大學(xué), 2012. LUO Wei.Ansys on Back-up Ring in Flow Field of the Hydraulic Cylinder Gap Seal by Fluid-solid Interaction[D]. Wuhan: Wuhan University of Science and Technology, 2012.

[18] 王勇, 王陽陽. 沖擊載荷下液壓缸內(nèi)壓的流固耦合仿真與振動分析[J]. 液壓與氣動, 2011, 35(10):25-27. WANG Yong, WANG Yangyang. The Fluid-solid Coupling Analysis and Vibration Analysis of Hydraulic Cylinder Internal Pressure with Axial Impact Loading[J]. Chinese Hydraulics & Pneumatics, 2011, 35(10):25-27.

[19] 姚雪明, 權(quán)輝. 基于流固耦合的液壓缸碰撞研究[J]. 液壓氣動與密封, 2012, 32(5):13-16. YAO Xueming, QUAN Hui. Collision Analysis of the Cylinder Based on Fluid-structure Interaction[J]. Hydraulics Pneumatics & Seals, 2012, 32(5):13-16.

[20] 丁祖榮. 流體力學(xué)[M]. 北京: 高等教育出版社, 2003. DING Zurong. Fluid Mechanics[M]. Beijing: Higher Education Press, 2003.

[21] 劉艷妍, 楊晉, 馬學(xué)鵬, 等. 上推式快鍛液壓機(jī)活動橫梁轉(zhuǎn)動自鎖條件研究[J]. 機(jī)械工程學(xué)報(bào), 2014, 50(8): 66-72. LIU Yanyan, YANG Jin, MA Xuepeng, et al. Rotating Self-locked Condition Research of the Pushing High-speed Forging Hydraulic Press’ Movable Beam[J]. Journal of Mechanical Engineering, 2014，50(8)：66-72.

[22] 劉艷妍,楊晉. 雙柱鍛造液壓機(jī)工作缸球鉸力學(xué)分析[J].機(jī)械科學(xué)與技術(shù), 2014, 33(6):789-791. LIU Yanyan, YANG Jin. The Mechanics Analysis of Spheric Joint of Working Cylinder for Double Column Type Forging Hydraulic Press[J]. Mechanical Science and Technology for Aerospace Engineering, 2014, 33(6): 789-791.

(編輯 張 洋)

Fluid-structure Coupling Analysis of Hydraulic Cylinder Based on Dynamic Mesh Technology

ZHANG Rui1JIANG Feng1YANG Jin2HU Tianwei1WANG Weiqiang1

1.Lanzhou LS Energy Equipment Engineering Institute Co.，Ltd.,Lanzhou，730314 2.School of Mechatronic Engineering,Lanzhou Jiaotong University,Lanzhou，730070

Aiming at problems of abrasion of guide sleeve and leakage of hydraulic fluid caused by offset load of hydraulic cylinder, the fluid-structure coupling simulations of hydraulic cylinders under offset load conditions were carried out based on dynamic mesh. Results indicate that, within the radius of friction circle, side thrust of plunger to guide sleeve，the maximum roll displacement of plunger and stress of guide sleeve increase with the increases of offset loads. When the amount of offset load is larger than the radius of friction circle, the three items decrease but still are larger than the results under steady conditions, which indicates that the hydraulic fluid “intensify” the rolls of plunger. Therefore, in the offset loading analyses and design of hydraulic cylinders, fluid-structure coupling technology is strongly recommended, or rationally increase the safety factor of steady structure analysis.

hydraulic cylinder; offset load; fluid-structure coupling; roll

2016-03-04

國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51265022)；甘肅省自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(145RJZA187)。

TH137

10.3969/j.issn.1004-132X.2017.02.006

張 瑞，女，1987年生。蘭州蘭石能源裝備工程研究院有限公司工程師。主要研究方向?yàn)榱黧w傳動與控制。發(fā)表論文4篇。E-mail: zhrshgy@163.com。姜 峰，男，1981年生。蘭州蘭石能源裝備工程研究院有限公司工程師。楊 晉，男，1962年生。蘭州交通大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院教授。胡天威，男，1986年生。蘭州蘭石能源裝備工程研究院有限公司工程師。王衛(wèi)強(qiáng)，1985年生。蘭州蘭石能源裝備工程研究院工程師。