插裝閥壓力飛升速率的影響因素研究*

黃 浩,陳義訓,金曉宏,何志鵬

(武漢科技大學 機械自動化學院,湖北 武漢 430081)

0 引 言

在大流量、高壓力的電液控制場合,二通插裝閥的應用較為普遍。二通插裝閥具有閥芯動作靈敏、抗堵塞能力強、密封性好、泄漏小、油液流經(jīng)閥口壓力損失小等特點。

二通插裝閥的壓力飛升速率影響插裝閥的開啟與關閉特性,進而影響整個插裝閥系統(tǒng)的響應特性。因此,一些研究人員對二通插裝閥的壓力飛升速率進行了相應的研究。

為了更好地對液壓系統(tǒng)進行優(yōu)化設計,進而提高液壓系統(tǒng)的穩(wěn)定性、可靠性,有必要對液壓系統(tǒng)中的插裝閥各個方面的影響因素進行相關分析和研究。

庹前進等人[1]研究了插裝閥方向元件在阻尼孔位置、腔室的面積差等方面對插裝閥動作特性的影響,但是他們未對其中的阻尼孔的直徑與長度進行研究。

在對二通插裝閥系統(tǒng)動態(tài)特性進行的仿真研究中,董敏等人[2]利用鍵合圖方法,對插裝閥的啟閉特性進行了仿真,驗證了插裝閥啟閉的有效性,該研究較好地對插裝閥的啟閉特性進行了仿真。賈文華等人[3]采用AMESim對換向閥進行了聯(lián)合仿真,并運用了相關軟件,對相應的V型節(jié)流槽進行了優(yōu)化設計;但是該研究未進行與插裝閥的聯(lián)合體仿真,未研究換向時間對插裝閥啟閉特性的具體影響。張欣[4]采用了不同的控制方式,對插裝閥的啟閉特性進行了分析,研究了不同控制方式對插裝閥特性的具體影響。王欣等人[5]采用功率鍵方法,對插裝閥進行了優(yōu)化設計研究,對插裝閥的動態(tài)特性進行了分析;但是他們未就阻尼孔的替代方面進行研究。

綜上所述,在插裝閥阻尼孔的位置和啟閉特性等的研究方面目前已經(jīng)有了不少較好的成果,但是關于阻尼孔長度和阻尼孔替代的仿真研究仍然較少。

因此,筆者以試驗臺系統(tǒng)中的插裝閥為研究對象,從插裝閥的結構與壓力飛升的標準入手,利用AMESim仿真軟件建立插裝閥模型,就管道的長度、壓力與流量等級,阻尼孔的直徑、阻尼孔的替代和先導閥換向時間等因素,對壓力飛升速率的影響進行研究。

1 插裝閥的結構及飛升標準

1.1 插裝閥的結構

試驗臺采用的某型二通插裝閥的公稱直徑為32 mm。筆者根據(jù)實際工況選用型號為LC32A40E6XB的二通插裝閥。二通插裝閥由大結構先導控制閥、控制蓋板、插裝件、插裝塊等組成。

二通插裝閥內(nèi)部結構包括閥套、閥芯、彈簧、密封圈等,如圖1所示。

圖1 插裝閥組成圖1—先導控制閥;2—控制蓋板;3—插裝件;4—插裝塊體;5—密封圈;6—彈簧;7—閥芯;8—閥套

圖1中,先導控制閥為二位四通電磁換向閥。

單位時間的壓力飛升速度公式如下:

(1)

式中:ΔP—在ΔT時間內(nèi)容腔的壓力變化值,MPa;Δq—在ΔT時間內(nèi)進出容腔流量差,m3/s;Ke—油液的體積彈性模量,MPa;V—被試閥與階躍加載閥之間的油路連通容積,m3;v—在ΔT時間內(nèi)進出容腔的壓力變化率,MPa/s。

根據(jù)插裝閥開啟與閉合受力分析,插裝閥閥芯的力平衡方程如下:

F=PAAA+PBAB-PCAC-k(x-x0)

(2)

式中:AA—油口A的有效工作面積,m2;AB—油口B的有效工作面積,m2;AC—油口C的有效工作面積,m2;PA—油口A的壓力,MPa;PB—油口B的壓力,MPa;PC—油口C的壓力,MPa;k—彈簧剛度,N/m;x—彈簧預壓縮量,m;x0—位移,m。

由式(2)可得,當F>0時,閥口開啟;當F<0時,閥口閉合。

筆者對所選用插裝閥的閥芯進行受力分析,得到閥芯的運動方程如下:

(3)

式中:m—閥芯質(zhì)量,kg;B—芯運動粘性阻尼系數(shù),N/(m·s-1);Ks—態(tài)液動力系數(shù)。

其中:Ks=CdCvπdsin2β。

1.2 壓力飛升速率的標準

在瞬態(tài)工況標準中,壓力飛升速率試驗有如下標準:

(1)被試閥進口壓力變化率在600 MPa/s～800 MPa/s范圍內(nèi)達到B級要求,如表1所示。

表1 壓力飛升速率等級

其中,進口壓力變化率是指進口壓力從最終穩(wěn)態(tài)壓力值與起始壓力值之差的10%上升到90%的壓力變化量與相應的時間之比[6];

(2)階躍加載閥動作時間不應超過被試閥相應時間的10%,或者最大不應超過10 ms;

(3)進行瞬態(tài)實驗時,加載的壓力階躍信號可以使得被試閥的進油口產(chǎn)生一個滿足瞬態(tài)條件的壓力梯度。

2 壓力飛升速率的影響因素

影響壓力飛升速率的因素主要有:液壓管路的長度與混入氣體、先導換向閥的換向時間、阻尼孔直徑與替代、壓力與流量等級等。

2.1 混入氣體與管路長度

體積彈性模量公式如下:

(4)

式中:Vo—壓力變化前的體積;dV—在dp的作用下液體體積變化值;dp—壓力變化值。

油液的工作時間內(nèi)會出現(xiàn)體積變化,即:

(5)

式中:Km—有效的體積彈性模量;KG—氣體的體積彈性模量;Kf—純液體的體積彈性模量;Kc—管道形成的體積彈性模量;VG—混入氣體的體積;Vf—純液體的體積;Vt—氣體與液體的總體積,Vt=VG+Vf。

油液工作時,會出現(xiàn)體積隨著壓力的變化而變化的現(xiàn)象;同時,油液也會不可避免地接觸空氣,進而使空氣進入油液當中,影響壓力飛升速率,甚至是整體系統(tǒng)[7-9];

溶解在液壓油中、以微小的氣泡懸浮在油液中可能是油液中氣體存在的兩種形態(tài)。這些以不同的形態(tài)存在于油液中的氣體,不單單是形成氣蝕的重要原因,還是干擾壓力飛升速率的重要因素[10-12];

在強烈干擾的影響下,油液中的氣體會不斷析出,從而增加油液的體積,進而減低油液的有效體積彈性模量,最終影響飛升速率。

2.2 先導換向閥換向時間

先導換向閥的作用是控制二通插裝閥控制油路的開閉。因此,它能夠影響二通插裝閥開閉時間和電磁換向閥的換向時間;并且換向時間能夠影響單位時間內(nèi)進入插裝閥控制腔的油液流量,從而影響飛升速度。

2.3 阻尼孔

由于插裝閥的先導換向閥和控制油口所需的流量較小,主系統(tǒng)的流量較大,因此筆者在插裝閥的控制油口設置阻尼孔,在主系統(tǒng)與先導換向閥之間設置阻尼孔。如果阻尼孔較大,可能會損壞插裝閥;如果直徑較小,可能會影響插裝閥的啟閉時間[13]。

2.4 壓力等級與流量等級

在標準的瞬態(tài)試驗當中,測試閥的壓力被稱為公稱壓力,經(jīng)過測試閥的流量被稱為公稱流量。不同壓力等級與流量等級的閥體在進行瞬態(tài)試驗期間,系統(tǒng)的壓力與流量也會不一樣[14-18]。

因此,需要對不同系統(tǒng)中的壓力和流量進行具體分析,研究兩者在瞬態(tài)試驗中對壓力飛升速率的影響。

3 AMESim仿真及結果分析

筆者使用AMESim中的液壓庫對新的快速切換單元階躍加載原理圖進行仿真[19-21]。在一般情況下,需要對子模型進行確定,但這樣容易出錯,故此處對該仿真進行手動子模型設置;而其中采用的試驗參數(shù),均來自實驗元器件的真實參數(shù)。

AMESim仿真的流程圖如圖2所示。

圖2 AMESim仿真流程圖

圖2的流程圖說明如下:

(1)開始。按照試驗方案,建立瞬態(tài)試驗的原理圖;

(2)草繪模式。草圖鏈接,在仿真軟件的HCD庫中進行建模;

(3)子模型。手動建立子模型(一般情況下使用默認子模型);

(4)參數(shù)模式。對各元件進行參數(shù)設置;

(5)仿真模式。設置好仿真時間,運行、繪制相應的結果圖,并進行后處理[22]。

帶阻尼孔的AMESim模型如圖3所示。

圖3 帶阻尼孔AMESim模型

不帶阻尼孔采用軟管AMESim模型如圖4所示。

圖4 不帶阻尼孔采用軟管AMESim模型

實驗閥體仿真模型的具體參數(shù)設置如表2所示。

表2 實驗閥體仿真模型的具體參數(shù)

在建立的插裝閥仿真模型中,會對壓力飛升速率產(chǎn)生影響的因素主要包括阻尼孔、先導閥的換向時間、流量、壓力等[23]。

該仿真主要集中在插裝閥與先導閥的組合體上,將先導閥看作單一的節(jié)流閥,去除相應的阻尼孔,用橡膠軟管代替(其中,橡膠軟管的阻尼系數(shù)一般維持在0.45左右),獲得去除阻尼孔前后的壓力飛升時間及速率。

插裝閥實驗基本參數(shù)如表3所示。

續(xù)表

經(jīng)筆者查閱相關手冊,得到表3中采用的相關參數(shù)如下:

采用的LC32A40E6XB二通插裝閥的A口面積AA=5.3 cm2,B口面積AB=2.74 cm2,C口面積AC=8.04 cm2;閥芯最大開口xmax=9 mm,閥芯質(zhì)量m=0.05 kg,半錐角β=45°,節(jié)流孔直徑為2 mm,先導換向閥的通徑為6 mm。

根據(jù)式(3),可以得到等效阻尼孔直徑R=1.68 mm,Ks=CdCvπdsin2β=4.88×10-2。

3.1 混入氣體與管路長度

在上述仿真模型中,筆者設置的管道長度分別為2 m、4 m、6 m、8 m、10 m,且設置的相關數(shù)據(jù)如下:換向閥的換向時間為8 ms、控制油口的阻尼孔直徑為2 mm、系統(tǒng)的流量為100 L/min。

最終得到的仿真結果,即不同管道長度的瞬態(tài)響應曲線,如圖5所示。

圖5 不同管道長度的瞬態(tài)響應曲線

由圖5可知:管道長度越短,壓力飛升的速率就越大;同時,可以獲得不同管道長度時,壓力從穩(wěn)態(tài)壓力值的10%上升到90%所需的時間;根據(jù)式(1)便可以獲得不同的管道對應的壓力飛升速率。

不同管道長度的壓力飛升速率如表4所示。

表4 不同管道長度的壓力飛升速率

管道長度的仿真試驗方案為:在其他因素不改變的情況下,隨著管道長度增加,壓力飛升速率不斷降低;當達到6 m以上時,則不再符合相關標準。

3.2 先導換向閥換向時間

在仿真設置中,先導換向閥的換向時間分別為10 ms、30 ms、60 ms、100 ms、160 ms;相關的數(shù)據(jù)如下:阻尼孔直徑為2 mm,主泵出口與安全閥之間的管道長度為3 m,系統(tǒng)的流量設置為100 L/min。

最終得到的仿真結果,即不同換向時間的瞬態(tài)響應曲線,如圖6所示。

圖6 不同換向時間的瞬態(tài)響應曲線

在換向時間較短的情況下,壓力飛升的速率會加快;同時,可以得到不同換向時間時,壓力從穩(wěn)態(tài)壓力值的10%上升到90%所需的時間;根據(jù)式(1)便可以獲得不同的換向時間對應的壓力飛升速率。

不同換向時間的壓力飛升速率如表5所示。

表5 不同換向時間的壓力飛升速率

換向閥換向時間發(fā)熱仿真試驗方案為:在其他因素不變的情況下,隨著先導控制閥的換向時間不斷延長,壓力飛升速率出現(xiàn)降低。

3.3 阻尼孔直徑與阻尼孔替代

筆者設置阻尼孔的直徑分別為1.5 mm、2.0 mm、2.5 mm、3.0 mm,且暫時設置先導換向閥的換向時間為10 ms,主泵出口與安全閥之間的管道長度為3 m,系統(tǒng)流量為100 L/min。

最終得到的仿真結果,即不同阻尼孔直徑的瞬態(tài)響應曲線,如圖7所示。

圖7 不同阻尼孔直徑的瞬態(tài)響應曲線

圖7中,阻尼孔的直徑越大,壓力飛升的速率就越大,同時可以得到不同阻尼孔直徑時,壓力從穩(wěn)態(tài)壓力值的10%上升到90%所需的時間;根據(jù)式(1)可以獲得不同阻尼孔直徑時的壓力飛升速率。

不同阻尼孔直徑的壓力飛升速率如表6所示。

表6 不同阻尼孔直徑的壓力飛升速率

筆者設置所采用阻尼孔的直徑為2.0 mm,且暫時設置先導換向閥的換向時間為10 ms,主泵出口與安全閥之間的管道長度為3 m,系統(tǒng)流量為100 L/min,得到仿真結果。

其中,帶有阻尼孔的模型設置詳見圖3,用橡膠軟管代替的模型設置詳見圖4。

阻尼孔的代替方案為:用橡膠軟管代替阻尼孔,仿真分析中壓力飛升速率加快。

3.4 壓力等級與流量等級

筆者設置系統(tǒng)的壓力為32 MPa,設置系統(tǒng)流量分別為40 L/min、60 L/min、100 L/min、160 L/min、300 L/min,并得到相應的仿真結果。

當系統(tǒng)的壓力為32 MPa時,在流量增大的同時,瞬態(tài)試驗壓力飛升的速率就越大。

不同流量等級的壓力飛升速率如表7所示。

表7 不同流量等級的壓力飛升速率

筆者設置系統(tǒng)流量為100 L/min,分別設置系統(tǒng)流量為16 MPa、20 MPa、24 MPa、32 MPa,得到仿真結果。

當系統(tǒng)的流量為100 L/min時,系統(tǒng)壓力增大的同時,影響油液的相關因素會影響或者提高壓力飛升

的速率;但是系統(tǒng)壓力提高,系統(tǒng)的泄漏量也會增大,不利于壓力飛升速率的增加。

不同壓力等級的壓力飛升速率如表8所示。

表8 不同壓力等級的壓力飛升速率

不同壓力等級和流量等級瞬態(tài)響應變化圖,如圖8所示。

圖8 不同壓力等級和流量等級瞬態(tài)響應變化圖

4 瞬態(tài)實驗及結果分析

根據(jù)上述仿真結果,筆者選用二通插裝閥的型號為LC32A40E6XB,過渡蓋板的型號為LFA32-WEA6XB,先導換向閥的型號為G02-B2-D24-20,分別進行瞬態(tài)實驗。

實驗總體裝置圖及插裝閥等的實物圖如圖9所示。

圖9 總體裝置圖及插裝閥等的實物圖

具體的試驗步驟為:

(1)額定壓力為16 MPa,額定流量為100 L/min;

(2)額定壓力為32 MPa,額定流量為160 L/min。

實驗結果如圖10所示。

由圖10可知:實驗結果為縮小倍數(shù)的結果圖,皆達到實驗要求。

圖10 實驗結果圖1—工況為采用額定壓力為16 MPa,額定流量為100 L/min;2—工況為采用額定壓力為32 MPa,額定流量為160 L/min

(1)額定壓力為16 MPa,額定流量為100 L/min時,壓力從穩(wěn)態(tài)壓力值的10%上升到90%所需的時間ΔT為0.018 s,因此壓力飛升速率為:

(6)

(2)額定壓力為20 MPa,流量為160 L/min時,壓力從穩(wěn)態(tài)壓力值的10%上升到90%所需時間ΔT為0.019 s,獲得的壓力飛升的速率為:

(7)

上述兩次試驗壓力飛升的速率分別為675.5 MPa/s和808.4 MPa/s,由此可見,以上結果符合瞬態(tài)實驗的B級要求。

5 結束語

筆者通過對插裝閥的結構以及壓力飛升相關標準進行研究,分析了壓力飛升的影響因素,通過仿真和基礎數(shù)據(jù)的運用,得到了相應插裝閥壓力飛升影響因素的影響結果,并進行了實驗,驗證了相關的飛升要求。

研究結果表明:

(1)混入氣體與管路材料對壓力飛升速率的影響:氣體的滲入改變了油液的體積,影響了彈性模量,進而影響壓力飛升的速率。所選管路的長度和直徑越大,則管路中的油液體積越大,當壓力發(fā)生變化時,體積量的變化越大,對體積彈性模量的影響越大,進而影響壓力飛升速率;

(2)先導換向閥換向時間對壓力飛升速率的影響:在達到相關標準的前提下,換向的時間越短,壓力飛升的速率越快;

(3)阻尼孔直徑與有無對壓力飛升速率的影響:阻尼孔直徑越小,進入插裝閥控制油口的流量較小,會影響插裝閥的啟閉時間,加快壓力飛升的速率。在沒有阻尼孔的情況下,用橡膠軟管代替阻尼孔,可加快壓力飛升速率;

(4)壓力等級與流量等級對壓力飛升速率的影響:在相同的系統(tǒng)壓力下,系統(tǒng)流量越大,壓力飛升的速率越快;在相同的系統(tǒng)流量下,系統(tǒng)壓力的提升對壓力飛升的速率影響不大;

(5)進行了瞬態(tài)試驗,得到了相應的瞬態(tài)試驗響應數(shù)據(jù);為了達到B級精度要求,研究了阻尼孔直徑與阻尼孔代替等參數(shù)對壓力飛升速率的影響,確定了一組可以達到精度要求的參數(shù),并最終通過實驗驗證了其準確性與可行性。

根據(jù)上述理論分析可知,在設計插裝閥系統(tǒng)時,應根據(jù)實際工況,選擇密封較為嚴密的管路;換向閥要選擇適合實際工況,并且換向時間較短的元件;要在保證安全的前提下替代阻尼孔,并選用合適的壓力流量等級。

在下一研究階段,筆者將會對插裝閥其他方面的影響因素做進一步的研究。