楔形織構(gòu)表面對水液壓馬達配流副振動噪聲的影響

王志強，項錦波，傅祺，毋少峰，高殿榮

(1.杭州電子科技大學機械工程學院，浙江杭州，310018；2.浙江大學機械工程學院，浙江杭州，310058；3.燕山大學機械工程學院，河北秦皇島，066004)

低速直驅(qū)大扭矩水液壓馬達是以淡水或海水為工作介質(zhì)，將水壓能轉(zhuǎn)換為機械能，實現(xiàn)連續(xù)回轉(zhuǎn)運動的水液壓執(zhí)行元件。但由于水的黏度低、潤滑性能差和氣化壓力高等特殊性質(zhì)，導致更容易產(chǎn)生振動噪聲。馬達轉(zhuǎn)子端面與配流體形成的端面配流摩擦副是其中的關(guān)鍵摩擦副之一，其振動噪聲是水液壓馬達一個突出的問題[1?3]。研究表明，通過一定的加工手段在摩擦副表面制備出具有一定尺寸和排列的凹坑、凹痕或凸包等圖案的點陣，即織構(gòu)化表面處理可以有效地改善界面的摩擦學性能[4?10]。有學者對摩擦副表面進行了織構(gòu)化處理，研究了織構(gòu)化表面對摩擦噪聲的相互關(guān)系[11?15]，如HAMMERSTR?M 等[11]在制動盤表面進行圖案化噴砂處理，發(fā)現(xiàn)螺旋形的噴砂織構(gòu)表面具有降低尖叫噪聲的效果；汪久根等[12]通過有限元仿真的方法計算，發(fā)現(xiàn)Koch 雪花表面織構(gòu)可以減少高鐵與空氣摩擦噪聲；王正國等[13]等通過摩擦噪聲對比實驗，發(fā)現(xiàn)溝槽型織構(gòu)的尺寸及其分布對于摩擦噪聲具有重要影響；王東偉等[14?15]設(shè)計了摩擦噪聲實驗，也發(fā)現(xiàn)溝槽織構(gòu)內(nèi)填充不同的材料能進一步影響制動摩擦尖叫的產(chǎn)生。表面織構(gòu)在水液壓馬達方面的應用也受到了關(guān)注，馬浩等[16]發(fā)現(xiàn)仿生非光滑表面能夠提升配流副的承載能力。但關(guān)于織構(gòu)化表面對水液壓馬達振動噪聲的影響卻鮮有報道。

本文針對低速大扭矩水液壓馬達中的端面配流副，在配流體和轉(zhuǎn)子體端面引入正楔形和正反楔形表面織構(gòu)，通過動力學分析軟件ANSYS和聲學分析軟件ACTRAN 進行聯(lián)合仿真，探究配流副織構(gòu)位置配比方案和材料對其工作振動以及表面輻射噪聲的影響，并通過ACTRAN 模擬駐波管測量法探究端面織構(gòu)化對材料吸聲性能的影響。

1 仿真模型與方法

1.1 仿真模型

圖1所示為低速大扭矩水液壓馬達結(jié)構(gòu)示意圖。本文的水液壓馬達采用端面配流方式，配流體嵌入在后端蓋中，配流體內(nèi)的左側(cè)流道連通后端蓋進出水口，配流體右側(cè)端面緊貼轉(zhuǎn)子體，通過配合轉(zhuǎn)子體的轉(zhuǎn)動從而完成柱塞的吸排水動作。多個柱塞由于同時受到上述水液壓力作用沿徑向向外運動，將內(nèi)嵌在柱塞中的滾球壓緊到定子內(nèi)曲面上。通過切向分解多個來自內(nèi)曲面的反作用力，便可獲得驅(qū)動馬達轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)的轉(zhuǎn)矩，最終在輸出軸上形成一定的轉(zhuǎn)速和扭矩。

圖1 低速大扭矩水液壓馬達結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Structure of water hydraulic motor with low speed high torque

水液壓馬達振動噪聲主要分為結(jié)構(gòu)振動輻射噪聲和流致振動噪聲2種主要形式。

結(jié)構(gòu)振動輻射噪聲包括：1)配流副與轉(zhuǎn)子體接觸零部件之間產(chǎn)生周期性的激振力所引起振動噪聲；2)轉(zhuǎn)子體出現(xiàn)不平衡，產(chǎn)生周期性動不平衡力所引起結(jié)構(gòu)振動，并通過殼體向外界輻射噪聲；3)軸承與轉(zhuǎn)子及前端蓋間存在間隙，隨著馬達旋轉(zhuǎn)會產(chǎn)生周期性的激振力引發(fā)振動噪聲。

流致振動噪聲主要是液壓系統(tǒng)本身的不穩(wěn)定導致液壓馬達輸入流量和壓力波動，這種流量和壓力的波動會對配流間隙和柱塞腔造成沖擊，引發(fā)振動噪聲。而低速大扭矩水液壓馬達由于本身對稱的結(jié)構(gòu)導致其脈動率非常小，因此，本研究中默認液壓系統(tǒng)穩(wěn)定，只研究配流副表面結(jié)構(gòu)對其振動噪聲的抑制作用。

圖2所示為配流體及轉(zhuǎn)子體模型圖。由圖2可見：織構(gòu)設(shè)計在配流副對磨的端面之上，沿幾何中心周向均勻分布在配流孔的兩側(cè)，其中，配流體表面周向均布24 個織構(gòu)單元，轉(zhuǎn)子體表面周向均布20 個織構(gòu)單元。相比于平底織構(gòu)凹坑，將凹坑底面適當傾斜能夠提高摩擦副的動壓承載能力，并降低摩擦因數(shù)[17?19],因此，本文將織構(gòu)設(shè)計成楔形，其中織構(gòu)單元寬a為2.5 mm，長b為7 mm，斜邊深c為2 mm。規(guī)定從端面的法向方向看，沿順時針方向凹坑深度越深的織構(gòu)單元為正楔，反之為反楔。為了探究織構(gòu)單元排列方式對對流副振動噪聲的影響，端面采用正楔形織構(gòu)和正反楔形織構(gòu)2種排列方式。正楔形織構(gòu)所有織構(gòu)單元均為正楔；正反楔形織構(gòu)在徑向上織構(gòu)單元保持一致，同為正楔(反楔)，在切向上織構(gòu)單元底部傾斜方向相反，為反楔(正楔)。為了探究織構(gòu)位置和種類配對方式對振動噪聲的影響，在配流體和轉(zhuǎn)子體端面分別設(shè)置無織構(gòu)端面、正楔形織構(gòu)端面和正反楔形織構(gòu)端面共3種表面形貌，再由不同端面織構(gòu)類型的配流體和轉(zhuǎn)子體進行組合配對，共形成9組配對方案，各配對方案的名稱如表1所示。

表1 配流副配對方案表Table 1 Matching scheme of port plate pair

圖2 配流體及轉(zhuǎn)子體模型圖Fig.2 Structural diagrams of port plate and rotor

1.2 仿真方法

為節(jié)約計算資源，簡化低速大扭矩水液壓馬達的轉(zhuǎn)子及配流體的模型。圖3所示為簡化后配流體和轉(zhuǎn)子體模型。去除離摩擦接觸較遠的大量實體及配流孔，將配流副模型簡化為2個薄片圓環(huán)體直接接觸。其中，簡化后的配流體內(nèi)徑為46 mm，外徑為83 mm，厚為3.0 mm；簡化后的轉(zhuǎn)子體內(nèi)徑為46 mm，外徑為85 mm，厚為3.5 mm。

圖3 簡化后配流體及轉(zhuǎn)子體模型Fig.3 Simplified model of port plate and rotor

為研究楔形表面織構(gòu)對界面摩擦噪聲的影響，在選取較優(yōu)配對材料的基礎(chǔ)上進行探索。不銹鋼316L 和與碳纖維增強型聚醚醚酮(CFRPEEK)配對時，摩擦因數(shù)小，耐磨性較好[20]，因此，以316L和CFRPEEK 分別作為配流體和轉(zhuǎn)子體的基體材料，表2所示為仿真時配流副材料的基本參數(shù)。

表2 配流副材料參數(shù)Table 2 Material parameters of port plate pair

本文設(shè)計的是一種低速大扭矩水液壓馬達，在正常工作時配流體和轉(zhuǎn)子體端面形成滑動摩擦副，兩者之間有一定預緊力，轉(zhuǎn)子體正常工作轉(zhuǎn)速為20～200 r/min，配流體保持不動。利用ANSYS 瞬態(tài)動力學模塊，采用完全法模擬以上工況，如圖4所示，轉(zhuǎn)子體在法向載荷F作用下模擬預緊力，以轉(zhuǎn)速n繞幾何中心進行旋轉(zhuǎn)，配流體一側(cè)端面施加固定約束，另一側(cè)端面與轉(zhuǎn)子體形成轉(zhuǎn)動摩擦。其中，端面接觸形式設(shè)為frictional，摩擦因數(shù)取0.1；F=100 N，轉(zhuǎn)速變化如圖5所示，0.7～1.0 s轉(zhuǎn)速保持不變，為50 r/min。

圖4 配流副工況原理圖Fig.4 Working principle of port plate pairs

圖5 轉(zhuǎn)子體轉(zhuǎn)速時刻圖Fig.5 Time varying diagram of rotor body rotation speed

在頻域下進行聲學分析，ANSYS 諧響應分析模塊提供頻域下的振動分析，諧響應分析是一種穩(wěn)態(tài)響應，故將瞬態(tài)動力學分析得到的0.7～1.0 s的轉(zhuǎn)子體振動加速度進行傅里葉變換，作為配流副的振動載荷，采用模態(tài)疊加法進行諧響應分析。聲學軟件ACTRAN采用有限元/無限元法，能夠分析復雜結(jié)構(gòu)振動的聲輻射。以ICEM為前處理器進行網(wǎng)格劃分，如圖6所示。外部面網(wǎng)格是半徑為50 mm的球面，是無限元邊界，模擬遠場條件；內(nèi)部體網(wǎng)格為空氣域，是聲傳播區(qū)域；內(nèi)部面網(wǎng)格由配流體和轉(zhuǎn)子體的外表面組成，是聲振耦合面。將諧響應分析得到位移結(jié)果映射到聲振偶合面上作為聲源進行直接頻率響應分析。

圖6 聲輻射計算網(wǎng)格界面圖Fig.6 Grid interface of acoustic radiation

為了探究端面織構(gòu)化之后材料吸聲性能的影響，利用聲學軟件ACTRAN 模擬駐波管測量法計算光滑表面和織構(gòu)表面的吸聲性能，織構(gòu)表面的織構(gòu)單元尺寸與上文一致，織構(gòu)所占面積比與配流體端面保持一致，為11%，如圖7所示。駐波管內(nèi)部半徑為10 cm，長為1 m，管一側(cè)為方向垂直于壁面，聲速為1 m/s的面聲源，另一側(cè)為被測吸聲表面。被測表面內(nèi)徑尺寸與在駐波管一致，厚為10 cm，如圖8所示。為了更好體現(xiàn)織構(gòu)化表面對吸聲性能的影響，吸聲材料選取一種多孔吸聲材料并進行剛性處理，流阻為10 000 rayls/m，曲率為1.06，孔隙率為0.2，黏性特征長度為3×10?5m，熱特征長度為8×10?5m。在被測表面中心設(shè)立一個測量點，測量該點的聲壓和聲速，計算表面吸聲系數(shù)α[21]，

圖7 吸聲表面結(jié)構(gòu)示意圖Fig.7 Structural diagrams of sound absorption

圖8 駐波管結(jié)構(gòu)示意圖Fig.8 Structural diagrams of standing wave tube

式中：p和v分別為測量點處的聲壓和聲速；ρ為空氣密度，取1.225 kg/m3；c為聲音在空氣中的速度，取340 m/s。

2 配流副的振動噪聲分析

對表1的9組配對方案在相同的工況下進行仿真計算，得到如表3所示的不同配對方案轉(zhuǎn)子體在0.7～1.0 s的平均振動總加速度。同時，可以得到不同織構(gòu)配對方案配流副在0～1 kHz頻率下的表面平均聲壓和無限元邊界平均輻射聲功率，并將其與無織構(gòu)配流副進行比較，計算出聲功率的下降幅度，如圖9所示。其中，無織構(gòu)配流副在0～1 kHz頻率下的表面平均聲壓為67.76 dB，無限元邊界平均輻射聲功率為65.34 dB。需要注意的是，本文所述聲壓和聲功率不是實際計權(quán)聲壓值和聲功率值，而是測量點處聲壓和聲功率相對于參考聲壓的比值關(guān)系，即其實際含義為聲壓級和聲功率級，故單位為dB。由表3和圖9可見：相比無織構(gòu)表面，織構(gòu)化表面配流副均有減振降噪表現(xiàn)，不同配對方案減振降噪效果各不相同。

圖9 不同配對方案平均聲功率下降統(tǒng)計Fig.9 Average sound power decrease of different matching schemes

表3 不同配對方案轉(zhuǎn)子體0.7～1.0 s平均振動加速度Table 3 Average vibration acceleration of different matching schemes in 0.7?1.0 s

2.1 織構(gòu)位置對振動噪聲的影響

取W-Z 和Z-W 以及W-ZF 和ZF-W 組仿真結(jié)果進行分析，可知相較于開在轉(zhuǎn)子體表面，表面織構(gòu)開在配流體表面時，表面平均聲功率下降幅度更大，減振降噪效果更好。單獨取W-Z 和Z-W 仿真結(jié)果，對仿真進程中配流副的振動噪聲進行對比分析，如圖10所示。由圖10(a)可見：對比W-Z和Z-W方案，織構(gòu)開在配流體表面時振動較穩(wěn)定，而織構(gòu)開在轉(zhuǎn)子體表面時振動加速度較無織構(gòu)方案雖有大幅度降低，但存在較大波動和不穩(wěn)定振動現(xiàn)象。由圖10(b)和10(c)可見：當頻率為0～400 Hz 時，W-Z 方案并無降噪效果，Z-W 方案有降噪效果但幅度較?。欢旑l率超過400 Hz 后，二者均有較明顯的降噪效果。其余幾組仿真均存在與Z-W 方案類似現(xiàn)象，在頻率達到400 Hz 后降噪效果顯著。

圖10 W-W，W-Z和Z-W配對方案配流副振動噪聲對比Fig.10 Vibration noise contrast of port plate pairs with W-W,W-Z and W-W matching schemes

取Z-Z，Z-ZF，ZF-Z 和F-ZF 雙面都開設(shè)織構(gòu)的4 組結(jié)果進行對比，如圖11所示。由圖11(a)可見：對比W-W 和Z-Z 方案，在雙接觸面均開設(shè)織構(gòu)在各頻率階段都能取得較好減振降噪效果；由圖11(b)可見：對比Z-ZF，Z-Z 和Z-W 方案，在配流副雙接觸面均開設(shè)織構(gòu)時的減振降噪效果，相較于織構(gòu)僅開設(shè)在配流體端面時并無明顯提升。

圖11 雙面織構(gòu)方案降噪效果對比Fig.11 Comparison of noise reduction effects of twosided texture schemes

取W-Z 和W-ZF 以及Z-W 和ZF-W 這2 組仿真結(jié)果比較，探究正楔形織構(gòu)和正反楔形織構(gòu)對配流副振動噪聲的影響，兩者并沒有表現(xiàn)出明顯差異，織構(gòu)開在配流體時兩者振動噪聲情況比較接近，織構(gòu)開在轉(zhuǎn)子體正反楔形織構(gòu)要好于正楔形織構(gòu)。由于正楔型織構(gòu)和正反楔形織構(gòu)只有在相鄰織構(gòu)單元的底部傾斜方向的不同，由此推測其減振降噪性能與可能與轉(zhuǎn)子體轉(zhuǎn)速方向有關(guān)。為了進一步探究轉(zhuǎn)子體轉(zhuǎn)速方向?qū)p振降噪效果的影響，取減振降噪表現(xiàn)接近的Z-W和ZF-W這2種配對方案，將它們的轉(zhuǎn)速方向反置，其他邊界條件不變，假設(shè)原有轉(zhuǎn)速方向為正向，反置后方向為反向，結(jié)果如圖12所示。由圖12可見：轉(zhuǎn)子體轉(zhuǎn)動方向改變對ZF-W方案的影響不大，但使Z-W方案的振動噪聲增大。鑒于水液壓馬達工作時轉(zhuǎn)速方向并不固定，可知正反楔形織構(gòu)的減振降噪穩(wěn)定性更高。

圖12 Z-W和ZF-W轉(zhuǎn)子體不同轉(zhuǎn)速方向振動加速度對比Fig.12 Contrast of vibration acceleration of Z-W and ZFW in different rotational direction

2.2 配流副材料對振動噪聲的影響

針對配流體開設(shè)織構(gòu)減振降噪效果更好的現(xiàn)象，從配流體和轉(zhuǎn)子體材料的角度分析，配流體材料CFRPEEK相較于轉(zhuǎn)子體材料316L，其彈性模量低了1個數(shù)量級且其阻尼較高，在外界激勵下更易產(chǎn)生形變，從而將更多能量轉(zhuǎn)換為內(nèi)能而不是動能，因而，抑制振動的能力更強。已有研究表明織構(gòu)加工在較軟材料的表面可以有效地降低應力集中[22]。為了驗證配流副材料對振動噪聲的影響，將ZF-W 配對方案中的配流體材料改為316L，重新進行仿真實驗，實驗結(jié)果表明：配流體材料改為材料316L 之后，表面應力急劇增大，最大應力平均增大了1.44 MPa，如圖13所示的振動加速度顯著提升且波動較大，0～1 kHz頻率下聲振耦合面的平均聲壓也增大2 dB。

圖13 不同材料ZF-W轉(zhuǎn)子體振動加速度Fig.13 Vibration acceleration of rotor with ZF-W matching schemes of different materials

3 降噪機理分析

3.1 接觸應力角度

為了探求織構(gòu)的降噪機理，從消聲的角度分析，取瞬態(tài)動力分析摩擦界面接觸應力進行比較，發(fā)現(xiàn)表面織構(gòu)導致表面引入大量邊緣，這些邊緣打斷和分散了接觸界面的應力集中，使摩擦界面無法產(chǎn)生持續(xù)的能量堆積，從而抑制摩擦系統(tǒng)持續(xù)不穩(wěn)定振動，進而降低了摩擦引起的噪聲?？紤]到不同配對方案對接觸應力打斷和分散程度不同，這就造成了不同配對方案降噪效果出現(xiàn)差異，如圖14所示。

圖14 W-W和ZF-W配流體表面應力分布云圖Fig.14 Stress distribution of port plate with W-W and ZF-W matching schemes

3.2 吸聲角度

從吸聲角度分析，相較于光滑表面，織構(gòu)表面增大了材料與聲波的接觸面積，導致更多的聲能進入材料，降低了材料的表面阻抗，從而引起更多聲能在傳遞過程中衰減，進而達到降低噪聲的目的。為了驗證這一推測，對不同吸聲表面進行模擬駐波管的仿真，計算0～1.5 kHz 頻率下的吸聲系數(shù)。經(jīng)計算在0～1.5 kHz 頻率范圍內(nèi)，光滑表面的吸聲系數(shù)為0.286 4，正楔形織構(gòu)表面和正反楔形織構(gòu)表面吸聲系數(shù)十分接近，分別為0.308 1和0.307 9，這說明織構(gòu)化表面的吸聲性能要優(yōu)于光滑表面的吸聲性能。圖15所示為光滑表面與正楔形織構(gòu)表面的吸聲系數(shù)對比。由圖15可見：頻率為0～400 Hz 時光滑表面和正楔形織構(gòu)表面的吸聲系數(shù)基本相同；而當頻率超過400 Hz 時，正楔形織構(gòu)表面的吸聲系數(shù)隨著頻率增大逐步高于光滑表面的吸聲系數(shù)，結(jié)合之前配流副聲輻射計算中織構(gòu)化表面在頻率超過400 Hz 之后才開始出現(xiàn)明顯降噪的現(xiàn)象，可以推測，織構(gòu)化表面在頻率較低時，對振動噪聲的影響較小，當頻率較高時可以起到很好的減振降噪效果。

圖15 光滑表面與正楔形織構(gòu)表面吸聲系數(shù)對比Fig.15 Comparison of sound absorption coefficient of smooth surface and positive wedge texture

4 結(jié)論

1)在本文所選參數(shù)情況下，在水液壓馬達配流副端面進行楔形織構(gòu)化處理能起到很好的減振降噪效果，其中，織構(gòu)開在配流體端面的效果強于織構(gòu)開在轉(zhuǎn)子體端面的效果；兩接觸端面都開織構(gòu)時，較無織構(gòu)的減振降噪效果較好，但僅在配流體上開織構(gòu)并無提升效果；織構(gòu)的排列方式對其減振降噪的性能有一定影響，正反楔形織構(gòu)相較于正楔形織構(gòu)可以提高減振降噪的穩(wěn)定性。

2)表面織構(gòu)能打斷和分散接觸界面的應力集中，減少不穩(wěn)定振動，同時增大端面與聲波的接觸面積，提高材料的吸聲性能，從而達到減振降噪的目的。

3)織構(gòu)化表面的降噪性能與聲頻率相關(guān)，在頻率較低時，吸聲性能相對較差，當頻率較高時可以起到很好的減振降噪效果。