巷道臨時支護(hù)支架同步閥閥腔氣蝕特性研究

駱元慶，何 濤，3，王傳禮，羅 剛，秦 穎

(1.礦山智能裝備與技術(shù)安徽省重點(diǎn)實驗室，安徽 淮南 232001；2.安徽理工大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，安徽 淮南 232001；3.教育部礦山智能技術(shù)與裝備省部共建協(xié)同創(chuàng)新中心，安徽 淮南 232001)

在煤炭開采中，為保障開采工作者的安全，支護(hù)工程必不可少。臨時支護(hù)支架在掘進(jìn)過程中及時支護(hù)頂板，消除空頂作業(yè)，保障工作面生產(chǎn)安全，實現(xiàn)多工序平行作業(yè)[1-3]。在支護(hù)過程中立柱油缸伸出使支架和頂板與巷道頂部接觸，移架過程中推移油缸伸縮循環(huán)使支架交替移動[4]。兩過程需依靠較高精度的同步系統(tǒng)來實現(xiàn)油缸的同步[5-7]。同步閥作為同步系統(tǒng)的關(guān)鍵元件[8]，在單個出口負(fù)載產(chǎn)生變化時，通過改變可變節(jié)流口開度來保證每個負(fù)載的壓力與流量相同。當(dāng)支架在支護(hù)過程中，頂板的冒落不可預(yù)測，立柱和與之相連的兩油缸負(fù)載和力矩瞬間急劇增長，使同步閥入口與出口產(chǎn)生巨大壓差，乳化液作為工作介質(zhì)，汽化壓力較高[9]，在閥腔內(nèi)易發(fā)生氣蝕，降低同步閥的穩(wěn)定性與可靠性，從而影響元件性能[10]。

孫芃等[11]利用對錐閥的流場進(jìn)行數(shù)值模擬，通過設(shè)置二級節(jié)流結(jié)構(gòu)，可明顯減弱閥腔內(nèi)氣穴的產(chǎn)生。楊友勝等[12]對微型阻尼孔元件的流量特性與氣蝕特性進(jìn)行仿真與實驗，發(fā)現(xiàn)氣蝕在孔進(jìn)口最先產(chǎn)生，且當(dāng)出入口壓差增大時，氣蝕強(qiáng)度增大。袁聰?shù)萚13]通過三維動態(tài)流場仿真，發(fā)現(xiàn)直角型錐閥和倒角型錐閥均在閥芯后沿存在分離流誘發(fā)的附著型空化，在閥口下游有漩渦空化。Chattopadhyay等[14]針對滑閥內(nèi)流場產(chǎn)生的氣蝕現(xiàn)象，使用標(biāo)準(zhǔn)k-ε和Realizablek-ε湍流模型進(jìn)行仿真。Coutier等[15]針對是否考慮流體可壓縮性，采用不同湍流模型模擬流場空化現(xiàn)象，指出流體可壓縮性對湍流模型的影響。本文主要針對巷道臨時支護(hù)支架同步閥氣蝕現(xiàn)象進(jìn)行分析，通過Fluent建立了同步閥腔多相流模型，分析同步閥在分流狀態(tài)下某一出口負(fù)載突然增大導(dǎo)致壓力急劇上升，兩端負(fù)載壓力不同時的氣蝕特性，分析了換向活塞與閥芯結(jié)構(gòu)參數(shù)對氣蝕強(qiáng)度與位置分布的影響規(guī)律，優(yōu)化其結(jié)構(gòu)參數(shù)。

1 同步閥原理及數(shù)值理論模型建立

1.1 同步閥原理

同步閥由閥體、閥芯、固定節(jié)流孔圈、換向活塞、彈簧、彈簧座及端蓋等組成[16]。同步閥分流工況原理如圖1所示[17]，流體從P口流入，經(jīng)過固定節(jié)流口、換向活塞與可變節(jié)流口后，從A、B口流出，此時換向活塞與彈簧座相接。若A、B兩口連接的負(fù)載壓力相同，即p3=p4，此時閥芯兩側(cè)壓力與彈簧力之和相同，閥芯處于中位，兩口輸出流量相同，即q1=q2。當(dāng)A、B某一口負(fù)載壓力變化時，閥芯位置便會隨之改變，使兩口流量不同。若B口壓力增大，即p3q2，此時b腔的壓力也將瞬間升高，但a腔仍保持原壓力，此壓差被反饋到閥芯兩邊的彈簧腔中，閥芯向左移動，右邊可變節(jié)流口開口度變大，液阻減小，從而使B口輸出流量q2逐漸增大，同時A口輸出流量q1逐漸減小，直到q1≈q2，p3≈p4。

圖1 同步閥分流工況

1.2 湍流模型

同步閥節(jié)流口處雷諾數(shù)大于臨界值，流動形式為湍流。采用標(biāo)準(zhǔn)Standardk-ε湍流模型[18]。此模型通過細(xì)致的推導(dǎo)分析可以得出湍動能k值，而湍流耗散率ε是采取經(jīng)驗?zāi)M研究方案得出的。其中的計算方程分別為：

Gk+Gb-ρε-YM+Sk

(1)

式中，ρ為流體密度，kg/m3；xi，xj為位移分量，m；ui為流體速度，m/s；μ，μt為層流黏度和湍流黏度，Pa·s；σk為湍動能k的普朗特數(shù)；σε為湍流耗散率ε的普郎特數(shù)；Gk，Gb為由平均速度梯度、升力造成的湍動能；E為湍流耗散率，m2/s3；YM為綜合擴(kuò)散率；Sk，Sε為自定義源相；C1ε，C2ε，C3ε為經(jīng)驗系數(shù)。

1.3 空化模型

Zwart-Gerber-Belamri空化模型基于局部壓力p和飽和蒸汽壓pv的大小關(guān)系[19]，把空化現(xiàn)象分成蒸汽生成和蒸汽凝結(jié)。

當(dāng)p≤pv時，蒸汽生成率為：

當(dāng)p>pv時，蒸汽凝結(jié)率為：

式中，Re為蒸汽發(fā)生率，kg/s；Fvcp為蒸發(fā)優(yōu)化系數(shù)；αnuc為成核位置體積分?jǐn)?shù)；αV為氣相體積分?jǐn)?shù)；RB為空泡半徑，m；ρV為氣相密度，kg/m3；ρL為液相密度，kg/m3；Rc為蒸汽凝結(jié)率，kg/s；Fcond為凝結(jié)校正系數(shù)。

2 同步閥流場仿真分析

2.1 介質(zhì)定義

閥內(nèi)的流體介質(zhì)為乳化液，由乳化油加水稀釋制成，乳化油濃度為5%，物理性質(zhì)與純水相似[20]。故采用純水的參數(shù)進(jìn)行設(shè)置，參數(shù)見表1。

表1 流體介質(zhì)參數(shù)

2.2 邊界條件

采用自動網(wǎng)格劃分，采用不同尺寸分區(qū)劃分四面體網(wǎng)格，如圖2所示。

圖2 流道的網(wǎng)格劃分

網(wǎng)格數(shù)量會影響仿真結(jié)果的準(zhǔn)確性，故進(jìn)行網(wǎng)格獨(dú)立性驗證，設(shè)置5組不同網(wǎng)格數(shù)量的模型，發(fā)現(xiàn)當(dāng)網(wǎng)格數(shù)為760292時，繼續(xù)增大網(wǎng)格數(shù)，氣相體積分?jǐn)?shù)增長極小，故選擇此組網(wǎng)格進(jìn)行仿真計算。網(wǎng)格獨(dú)立性驗證如圖3所示。

圖3 網(wǎng)格獨(dú)立性驗證

為分析流場在閥腔內(nèi)產(chǎn)生的氣蝕現(xiàn)象，選擇多相流模型，采用Realizablek-ε模型；設(shè)phase1為liquid，phase2為vapor；根據(jù)同步閥的工況，同步閥入口至固定節(jié)流孔圈壓力損失微小，故選取固定節(jié)流口為壓力入口，同步閥出口為壓力出口。設(shè)置入口與出口壓力分別為1.5MPa、31.5MPa，以模擬兩腔壓差為30MPa的工況[21]。采用壓力-速度算法，Presto離散格式，設(shè)置收斂精度為10-5。

2.3 仿真分析

由同步閥結(jié)構(gòu)特點(diǎn)及工況，設(shè)置參數(shù)后仿真結(jié)果如圖4所示。

圖4 仿真結(jié)果

由圖4(a)截面壓力分布云圖可知，流場在換向活塞出口處負(fù)壓值最高達(dá)-0.09MPa，可變節(jié)流口處負(fù)壓值最高達(dá)-0.105MPa，且兩處低壓范圍較大。由圖4(b)氣相體積分?jǐn)?shù)分布云圖可知，換向活塞出口壁面最大氣相體積分?jǐn)?shù)為96%，可變節(jié)流口壁面最大氣體體積分?jǐn)?shù)為91%；由中心截面圖可知，換向活塞出口處氣相體積分?jǐn)?shù)最高達(dá)到95%，氣蝕區(qū)域集中在靠近入口的左側(cè)處，這是由于此處節(jié)流面積突變，流體因受到剪切力使流體內(nèi)的氣泡被釋放，不斷堆積最終生成氣穴，導(dǎo)致氣蝕產(chǎn)生；可變節(jié)流口處氣相體積分?jǐn)?shù)最高達(dá)到93%，氣蝕區(qū)域集中在左側(cè)壁面以及右側(cè)拐角處，這是由于介質(zhì)在高壓差下流動到達(dá)右側(cè)拐角，接觸壁面后回旋生成低壓回流區(qū)，該區(qū)域內(nèi)較強(qiáng)的流速及旋渦強(qiáng)度使流體能量被損耗，導(dǎo)致壓力與能量降低，產(chǎn)生低壓從而導(dǎo)致氣蝕。兩處氣蝕區(qū)域均呈現(xiàn)出環(huán)狀且對比(a)(b)兩圖可發(fā)現(xiàn)氣相體積分?jǐn)?shù)較高區(qū)域與負(fù)壓區(qū)域相吻合。

3 同步閥結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化

針對同步閥流場存在的氣蝕問題，為提高其使用性能，對其進(jìn)行結(jié)構(gòu)優(yōu)化，如圖5所示?，F(xiàn)使用雙排閥口結(jié)構(gòu)、改變固定節(jié)流口的直徑d、雙排閥口間距l(xiāng)以及閥口數(shù)，通過對比不同結(jié)構(gòu)參數(shù)的氣蝕現(xiàn)象，找出上述參數(shù)最優(yōu)值，詳細(xì)值見表2。

表2 結(jié)構(gòu)參數(shù)

圖5 參數(shù)優(yōu)化(mm)

3.1 閥口排數(shù)的影響

與單排結(jié)構(gòu)相同條件下，雙排閥口流場內(nèi)部仿真結(jié)果如圖6所示，與圖4(b)對比可知，閥體內(nèi)部流場產(chǎn)生氣蝕區(qū)域相似，但氣蝕區(qū)域面積減小，換向活塞出口壁面處最大氣相體積分?jǐn)?shù)為92%，可變節(jié)流口壁面處最大氣相體積分?jǐn)?shù)為86%，氣相體積分?jǐn)?shù)分別下降4%與5%；由中心截面圖可知，換向活塞出口處最大氣相體積分?jǐn)?shù)為86%，可變節(jié)流口處最大氣相體積分?jǐn)?shù)為91%，分別下降9%與2%，環(huán)狀區(qū)域向出口靠近。

圖6 雙排結(jié)構(gòu)氣相分布

當(dāng)換向活塞與閥芯采用雙排結(jié)構(gòu)，減小了換向活塞出口與可變節(jié)流口兩端的壓差，等效于又增加一級節(jié)流機(jī)構(gòu)，使氣蝕區(qū)域面積與強(qiáng)度降低，增強(qiáng)了同步閥的抗氣蝕性能。

3.2 固定節(jié)流口直徑的影響

雙排閥口，其余參數(shù)不變，不同固定節(jié)流口直徑對同步閥內(nèi)部流場的影響如圖7所示，圖7(a)對比圖6(d=7mm)可知，當(dāng)d=6mm時換向活塞出口壁面處最大氣相體積分?jǐn)?shù)為88%，可變節(jié)流口壁面處最大為83%，分別降低4%與3%，換向活塞出口壁面氣蝕區(qū)域減??；由中心截面圖可知，換向活塞出口處最大氣相體積分?jǐn)?shù)為67%，可變節(jié)流口處為87%，分別下降19%與4%，換向活塞出口氣蝕區(qū)域面積減小，可變節(jié)流口氣蝕區(qū)域面積基本不變。圖7(b)對比圖7(a)可知，當(dāng)直徑d=5mm時，換向活塞出口壁面處發(fā)生氣蝕區(qū)域幾乎消失，可變節(jié)流口壁面處最大氣相體積為81%，降低約2%，截面處最大為76%，降低約11%，發(fā)生氣蝕區(qū)域面積幾乎相同，固定節(jié)流口壁面最大氣相體積分?jǐn)?shù)為88%，截面處最大為79%且發(fā)生氣蝕區(qū)域面積較大。

圖7 不同孔徑氣相分布

產(chǎn)生上述現(xiàn)象是因為縮小固定節(jié)流口孔徑使兩端壓降增大，流體流速增大，進(jìn)而使換向活塞兩端的壓差減小，氣蝕強(qiáng)度降低，面積減小，若繼續(xù)縮小固定節(jié)流口孔徑，雖然可有效削弱換向活塞出口處的氣蝕，但同時不斷增大的壓差加劇了固定節(jié)流口處的氣蝕。綜合考慮固定節(jié)流口與變向活塞出口的氣蝕強(qiáng)度與氣蝕面積，選擇固定節(jié)流口直徑d=6mm。

3.3 雙排閥口間距離的影響

雙排閥口，固定節(jié)流口孔徑d=6mm，其余參數(shù)不變，不同孔間距對同步閥內(nèi)部流場的影響如圖8所示。圖8(a)對比圖7(a)(l=12mm)可知，當(dāng)l=10.5mm時換向活塞出口壁面處最大氣相體積分?jǐn)?shù)為71%，可變節(jié)流口壁面處最大為81%，分別降低降低17%與2%；由中心截面圖可知，換向活塞出口處最大氣相體積分?jǐn)?shù)為42%，可變節(jié)流口處為83%，分別下降25%與4%，換向活塞氣蝕區(qū)域面積減小，可變節(jié)流口氣蝕區(qū)域面積基本不變。圖8(b)對比圖8(a)可知，當(dāng)直徑l=9mm時，換向活塞出口壁面與截面氣蝕強(qiáng)度與區(qū)域面積基本不變，但可變節(jié)流口壁面處最大氣相體積分?jǐn)?shù)為86%，截面最大為89%，分別上漲5%與6%。

圖8 不同孔間距氣相分布

這表明間距過大使雙排閥口無法有效分散閥腔內(nèi)壓力，間距過小使雙排閥口功效與單排類似，都使最大氣相體積分?jǐn)?shù)增大，綜合考慮選擇間距l(xiāng)=10.5mm。

3.4 閥口個數(shù)的影響

雙排閥口，固定節(jié)流口孔徑d=6mm，閥口間距l(xiāng)=10.5mm，其余條件相同，不同閥口數(shù)對同步閥內(nèi)部流場的影響如圖9所示。圖9(a)對比圖8(a)可知，當(dāng)閥口數(shù)為12時換向活塞出口氣蝕區(qū)域消失，可變節(jié)流口壁面處最大氣相體積分?jǐn)?shù)為72%，降低9%，氣蝕區(qū)域面積減??；由中心截面圖可知，可變節(jié)流口處最大氣相體積分?jǐn)?shù)為65%，氣相體積分?jǐn)?shù)下降18%，右側(cè)拐角處氣蝕區(qū)域消失，左側(cè)氣蝕面積減小，固定節(jié)流口壁面處最大氣相體積分?jǐn)?shù)為59%，截面處最大為52%。圖9(b)對比圖9(a)可知當(dāng)閥口數(shù)為16時可變節(jié)流口壁面處最大氣相體積分?jǐn)?shù)為72%；截面處為67%，氣蝕區(qū)域面積減小，固定節(jié)流口壁面最大氣相體積分?jǐn)?shù)為91%，截面處最大為87%且發(fā)生氣蝕區(qū)域面積較大。

圖9 不同閥口數(shù)氣相分布

這是由于增加閥口的個數(shù)口使閥腔內(nèi)的壓力分布更加均勻，換向活塞出口與可變節(jié)流口處氣蝕強(qiáng)度與面積減小，但同時使閥腔內(nèi)壓力降低，導(dǎo)致固定節(jié)流口壓差增大，開始出現(xiàn)氣蝕，進(jìn)一步增加閥口數(shù)，固定節(jié)流口氣蝕強(qiáng)度與面積增大，綜合考慮選擇閥口數(shù)為12。

4 結(jié) 論

1)當(dāng)同步閥處于分流工況時，當(dāng)某一出口壓力負(fù)載激增時，兩腔的壓差使流體通過固定節(jié)流口、換向活塞出口以及可變節(jié)流口這些節(jié)流面積突變處，損失能量與壓力，形成負(fù)壓區(qū)域，產(chǎn)生氣蝕，多增設(shè)一排閥口等同于增加新的節(jié)流機(jī)構(gòu)，可減小氣蝕強(qiáng)度與氣蝕面積。

2)減小固定節(jié)流口直徑，可有效減小換向活塞出口與可變節(jié)流口處的氣蝕強(qiáng)度與面積，但過小的直徑使固定節(jié)流口處壓差增大，導(dǎo)致氣蝕增強(qiáng)。

3)隨著雙排閥口距離的減小，氣蝕強(qiáng)度與面積呈現(xiàn)先減小后增大的情況，距離較遠(yuǎn)無法有效分散閥腔內(nèi)壓力，距離較近其效果與單排閥口類似，皆無法有效降低氣蝕強(qiáng)度。

4)增設(shè)閥口個數(shù)使腔內(nèi)壓力分布均勻，降低閥腔內(nèi)壓力，使換向活塞出口與可變節(jié)流口處的氣蝕強(qiáng)度與面積減小，但同時使固定節(jié)流口處壓差增大，致使氣蝕增強(qiáng)；當(dāng)同步閥采用雙排機(jī)構(gòu)、固定節(jié)流口直徑為6mm、雙排閥口距離為10.5mm、閥口數(shù)為12時，最大氣相體積分?jǐn)?shù)降低24%，氣蝕面積縮小，抗氣蝕能力得到增強(qiáng)。