跑合方法對斜盤柱塞馬達總效率影響研究

高偉，王兆強，王金鉑，王小強，葛志偉，孫令濤，董壯壯

(1.上海工程技術大學機械與汽車工程學院，上海 201620；2.青島力克川液壓機械有限公司，山東青島 266109；3.上海船舶設備研究所，上海 200030；4.上海海岳液壓機電工程有限公司，上海 201620；5.上海電氣液壓氣動有限公司，上海 200237)

0 前言

隨著當今社會經(jīng)濟的發(fā)展，制造業(yè)成為推動社會進步的重要動力。而液壓系統(tǒng)又是制造業(yè)領域不可或缺的系統(tǒng)，液壓系統(tǒng)具備高負載、可控性強等優(yōu)良的性能。液壓系統(tǒng)由液壓油、液壓閥、液壓泵、管路、液壓馬達等液壓元件組成，不同液壓元件的組合，可以實現(xiàn)不同的功能[1-2]。液壓馬達是液壓系統(tǒng)的核心和基礎執(zhí)行元件，應用于工程機械、注塑機械、農(nóng)業(yè)機械、起重運輸機械、艦船機械、海洋工程、盾構機械等國民經(jīng)濟行業(yè)，以及軍用車輛、航空航天等軍工領域[3-4]。由于液壓馬達是工程機械液壓驅動系統(tǒng)中的關鍵部分[5-7]，其傳動效率直接影響整個系統(tǒng)驅動性能[8]。

由于斜盤式柱塞馬達內(nèi)部各滑動部件的相互摩擦，如柱塞和缸體、滑靴和斜盤、缸體和配流盤、柱塞的球面軸承等的摩擦，使輸出扭矩比理論輸出扭矩低[9-10]。根據(jù)馬達總效率公式可知，在相同的油溫、同樣的工況點下，馬達輸出的扭矩越大，機械效率越大，從而總效率越高。對于一臺新裝配的斜盤式軸向柱塞馬達，在加工、制造、裝配、測試等各個環(huán)節(jié)，其結構尺寸、工程材料特性、公差配合、工況載荷、環(huán)境因素等均具有隨機不確定性[11-15]。而且配流盤與缸體之間以及滑靴與斜盤之間的油膜并未建立，存在較大摩擦力，從而使得馬達的輸出扭矩較小，機械效率和總效率較低。對于馬達生產(chǎn)廠家，如何測出馬達準確的總效率，對于馬達的研究以及應用有重要的意義。

作者通過為某公司開發(fā)一臺液壓馬達出廠測試試驗臺，研究不同跑合方法下馬達總效率的變化，并總結出適合出廠試驗的跑合時間。

1 馬達總效率的影響因素

斜盤式柱塞馬達的總效率和三大摩擦副的摩擦因數(shù)有直接關系，摩擦因數(shù)越大，馬達損失的效率越高，馬達總效率越低；相反，摩擦因數(shù)越小，馬達總效率越高。圖1所示曲線反映了不同工況下摩擦因數(shù)的變化規(guī)律，分為幾種潤滑狀態(tài)，分別是邊界潤滑、彈流潤滑、混合潤滑和全油膜潤滑[16-17]。不同潤滑狀態(tài)下摩擦因數(shù)不同。

圖1 摩擦副潤滑狀態(tài)劃分

新裝配的馬達由于缸體與配流盤之間、滑靴與斜盤之間的油膜并未建立，馬達在開始跑合的瞬間處于邊界潤滑的狀態(tài)，隨跑合時間的增加，馬達逐漸過渡到全油膜潤滑狀態(tài)，摩擦因數(shù)會逐漸降至最低，馬達總效率會逐漸上升最終達到平穩(wěn)狀態(tài)。

根據(jù)圖1所示曲線可知，摩擦副的摩擦因數(shù)和轉速以及壓力相關。由于馬達正轉和反轉導致配流盤與斜盤的高壓側相反，因此馬達正轉或者反轉配流盤和斜盤的摩擦情況完全相反，導致馬達在連續(xù)正轉或者反轉結束時，正反轉的總效率存在一定偏差。

由于試驗馬達為雙排量馬達，在大排量或小排量、相同轉速和壓力下，缸體對配流盤產(chǎn)生的壓力和摩擦力相同。但是在兩種排量下馬達斜盤的傾斜角度不同，因此在相同轉速與壓力下滑靴對斜盤產(chǎn)生的壓力和摩擦力不一樣，并且滑靴中心在斜盤的運動軌跡不同，其運動軌跡如圖2所示。由于大、小排量運動軌跡不相同，所以若只進行大排量跑合，那么小排量下斜盤有一部分并未受到摩擦，會導致小排量下整體摩擦因數(shù)并沒有降至最低，從而總效率沒有達到平穩(wěn)值；相反若只進行小排量跑合，那么大排量下總效率也未能達到平穩(wěn)值。

圖2 大排量、小排量滑靴中心在斜盤運動軌跡

作者為了驗證以上推論，設計了3組試驗，每組試驗都按照JB/T 10829—2008《液壓馬達》行業(yè)標準跑合方法進行跑合。

2 跑合對馬達總效率影響試驗

試驗測試某公司一款雙排量馬達，大排量為16.1 mL/r、小排量為9.1 mL/r的斜盤式柱塞馬達，共測試5臺馬達，編號分別為馬達1、2、3、4、5，進行3組試驗如下：

(1)試驗一

此試驗驗證同一工況點下，總效率隨跑合時間的變化。選用一臺馬達進行測試，編號為馬達1，具體試驗如下：

將新裝配的馬達1按照大排量正轉與反轉1 000 r/min，壓力分別為8、10、11、12、14 MPa；小排量正轉與反轉1 000 r/min，壓力分別為8、10、11、12、14 MPa的工況反復跑合8次，每次跑合6 min，每個工況點穩(wěn)定采集數(shù)據(jù)5 s，總跑合時間為48 min。分析跑合過程中馬達總效率隨跑合時間的變化，具體如圖3所示?？梢钥闯觯厚R達1開始跑合時總效率較低，隨跑合時間增加，馬達總效率逐漸升高最后達到穩(wěn)定。因此可以判斷出，馬達各摩擦副的摩擦因數(shù)基本符合圖1中曲線的變化趨勢。從試驗數(shù)據(jù)來看，當跑合總時間為12 min時馬達總效率基本接近最大值，當跑合總時間大于24 min后馬達總效率趨于穩(wěn)定。

圖3 馬達1大排量正轉(a)、大排量反轉(b)、小排量正轉(c)與小排量反轉(d)不同工況下馬達總效率隨跑合時間變化曲線

(2)試驗二

此試驗驗證在連續(xù)正轉或者反轉跑合后，正反轉總效率是否存在偏差。選用兩臺馬達進行測試，編號為馬達2、馬達3。具體試驗如下：

根據(jù)試驗一的試驗結果可知，新裝配的馬達在測試24 min后總效率趨于穩(wěn)定。馬達2跑合16遍(以下簡稱階段一)，大排量正轉轉速1 000 r/min，壓力為8、10、11、12、14 MPa，每個工況點穩(wěn)定采集數(shù)據(jù)時間5 s，總跑合時間為24 min。然后按照試驗一的跑合方法繼續(xù)跑合4遍(以下簡稱階段二)，分析在階段一跑合后正反轉總效率的偏差，以及隨階段二跑合時間增加正反轉總效率偏差的變化。

由圖4可以看出：隨跑合時間增加，馬達2大排量正轉總效率逐漸增大，第12 min后正轉總效率基本接近最大值，第21 min后正轉總效率已趨于穩(wěn)定?？梢钥闯龃嗽囼灲Y果與試驗一基本一致。

圖4 馬達2階段一大排量正轉不同工況點總效率隨跑合時間變化曲線

由圖5、6可以看出：在階段一跑合后，馬達正反轉總效率存在較大偏差，正轉的總效率略大于反轉總效率；階段二中，反轉的總效率逐漸上升，正轉總效率不變。因此可知經(jīng)過連續(xù)正轉跑合后，斜盤和配流盤正轉高壓側的摩擦因數(shù)已經(jīng)基本降至最低，而反轉高壓側由于沒有在較大壓力下摩擦，摩擦因數(shù)并未降至最小值，所以在階段一跑合后，正反轉總效率存在偏差。階段二中，由于進行了正反轉跑合，反轉高壓側的摩擦因數(shù)也逐漸降至最低，所以正反轉的總效率偏差逐漸降低。

圖5 馬達2階段二大排量正轉(a)、大排量反轉(b)、小排量正轉(c)與小排量反轉(d)馬達總效率隨跑合時間變化曲線

圖6 馬達2階段二大排量正轉與反轉(a)、小排量正轉與反轉(b)在同工況點下總效率差值隨跑合時間變化曲線

馬達3跑合16遍(以下簡稱階段一)，大排量反轉轉速1 000 r/min，壓力為8、10、11、12、14 MPa，每個工況點穩(wěn)定采集數(shù)據(jù)時間5 s，總跑合時間為24 min。然后按照試驗一的跑合方法繼續(xù)跑合4遍(以下簡稱階段二)，分析在階段一跑合后正反轉總效率的偏差，以及隨階段二的跑合增加正反轉總效率偏差的變化。

由圖7可以看出：隨跑合時間增加，馬達3大排量反轉總效率逐漸增大，第12 min后反轉總效率基本接近最大值，第21 min后反轉總效率已趨于穩(wěn)定。此試驗結果與試驗一基本一致。

圖7 馬達3階段一大排量反轉不同工況點總效率隨跑合時間變化曲線

由圖8、9可以看出：在階段一跑合后，馬達正反轉總效率存在較大偏差，反轉的總效率略大于正轉的總效率；隨著階段二的跑合，正轉的總效率逐漸上升，反轉總效率不變。因此可知經(jīng)過連續(xù)反轉跑合后，斜盤和配流盤反轉高壓側的摩擦因數(shù)已經(jīng)基本降至最低，而正轉高壓側由于沒有在較大壓力下摩擦，摩擦因數(shù)并未降至最小值，所以在階段一跑合后，正反轉總效率存在偏差。階段二中由于進行了正反轉跑合，正轉高壓側的摩擦因數(shù)也逐漸降至最低，所以正反轉的總效率偏差值逐漸降低。

圖8 馬達3階段二大排量正轉(a)、大排量反轉(b)、小排量正轉(c)與小排量反轉(d)馬達總效率隨跑合時間變化曲線

圖9 馬達3階段二大排量反轉與大排量正轉(a)、小排量反轉與小排量正轉(b)在同工況點下總效率差值隨跑合時間變化曲線

由馬達2和馬達3的試驗結果可以看出：一臺新裝配的斜盤式柱塞馬達若只進行正轉或者反轉跑合，會導致最終測出的正反轉總效率存在偏差，偏差值達到2%～3%。因此馬達出廠測試需要進行正反轉跑合。

(3)試驗三

此試驗驗證在大排量或者小排量下跑合后，大、小排量總效率是否上升至最大值，以及分析跑合后再次進行大、小排量全面跑合時總效率上升速率的對比。選用兩臺馬達進行測試，編號為馬達4、馬達5。具體試驗如下：

將馬達4按照大排量正轉與反轉轉速1 000 r/min，壓力分別為8、10、11、12、14 MPa的工況下跑合8遍(以下稱階段一)，總跑合時間為24 min；然后按照試驗一的跑合方法繼續(xù)跑合4遍，試驗結果如圖10—12所示。

圖10 馬達4階段一大排量正轉(a)與大排量反轉(b)總效率隨跑合時間變化圖

由圖10可以看出：馬達4大排量正轉與反轉總效率隨跑合時間逐漸升高，在12 min后，大排量正反轉總效率基本接近最大值，在21 min后，大排量正反轉總效率基本穩(wěn)定，和試驗一結果基本一致。

由圖11、12可以看出：經(jīng)過階段一跑合后，大小排量總效率均有大幅提高，均接近平穩(wěn)值，但在階段二的跑合過程中，大排量總效率的增長速度略微小于小排量總效率的增長速度，階段二跑合后，小排量正反轉總效率上升了不到1%，大排量正反轉總效率基本沒上升。主要原因是在階段二的跑合中，小排量下滑靴在斜盤上的運動軌跡處受到摩擦，使得這一部分摩擦因數(shù)逐漸降至最低，而大排量下經(jīng)過階段一的跑合，斜盤對應運動軌跡處摩擦因數(shù)已降至最低，所以小排量總效率的上升速度較大排量快。

圖11 馬達4階段二大排量正轉(a)、大排量反轉(b)、小排量正轉(c)與小排量反轉(d)總效率隨跑合時間變化曲線

圖12 馬達4階段二大排量正轉與小排量正轉(a)、大排量反轉與小排量反轉(b)總效率差值隨跑合時間變化曲線

將馬達5按照大排量正轉與反轉轉速1 000 r/min，壓力分別為8、10、11、12、14 MPa的工況點下跑合8遍(以下稱階段一)，總跑合時間為24 min。然后按照試驗一的跑合方法繼續(xù)跑合4遍，試驗結果如圖13—15所示。

圖13 馬達5階段一小排量正轉(a)與反轉(b)總效率隨跑合時間變化曲線

由圖13可以看出：馬達5小排量正轉與反轉總效率隨跑合時間逐漸升高，在12 min后，小排量正反轉總效率基本接近最大值，在21 min后，小排量正反轉總效率基本穩(wěn)定。此試驗結果和試驗一基本一致。

如圖14、15可以看出：經(jīng)過階段一跑合后，大小排量總效率均有大幅提高，均接近平穩(wěn)值，但在階段二的跑合過程中，大排量總效率的增長速度略微大于小排量，階段二跑合后，大排量正反轉總效率上升了不到1%，小排量正反轉總效率基本沒上升。其主要原因是在階段二的跑合過程中，大排量下滑靴在斜盤上的運動軌跡處受到摩擦，使得這一部分摩擦因數(shù)逐漸降至最低，而小排量下經(jīng)過階段一的跑合，斜盤對應運動軌跡處摩擦因數(shù)已降至最低，所以大排量總效率上升速度較小排量快。

圖14 馬達5階段二大排量正轉(a)、大排量反轉(b)、小排量正轉(c)與小排量反轉(d)總效率隨跑合時間變化圖

圖15 馬達5階段二大排量正轉與小排量正轉(a)、大排量反轉與小排量反轉(b)總效率差值隨跑合時間變化圖

根據(jù)馬達4和馬達5的試驗結果可知，在一定時間內(nèi)，若只進行大排量跑合，那么小排量下總效率并不能快速提高至其最大值，與最大值差值小于1%；若只進行小排量跑合，結果相反。

3 結論

針對跑合方法對斜盤柱塞馬達總效率的影響，從分析影響馬達總效率的因素入手，測試了5臺馬達，分為3組試驗，分別分析了只進行正轉或者反轉跑合對于總效率的影響；只進行大排量或者小排量跑合對于總效率的影響；大小排量下正轉與反轉全面進行跑合對于總效率的影響。

(1)根據(jù)試驗一結果可知，一臺新裝配的斜盤式柱塞馬達若進行大小排量下正轉與反轉全面跑合，其總效率會隨跑合時間逐漸上升，最終達到平穩(wěn)。在跑合12 min后，馬達總效率基本接近最大值，跑合24 min后，馬達總效率已趨于穩(wěn)定。

(2)根據(jù)試驗二結果可知，一臺新裝配的斜盤式柱塞馬達若只進行正轉跑合，那么跑合12 min后正轉總效率基本接近最大值，跑合21 min后，正轉總效率已經(jīng)趨于穩(wěn)定，但反轉總效率比正轉總效率小2%～3%。若只進行反轉跑合，結果相反。

(3)根據(jù)試驗三結果可知，一臺新裝配的斜盤式柱塞馬達若只進行大排量正反轉跑合，那么跑合12 min后，大排量正反轉總效率已接近最大值，跑合21 min后，大排量正反轉總效率已趨于穩(wěn)定，但小排量正反轉總效率與最大值存在微小差值，差值小于1%；若只進行小排量正反轉跑合，結果相反。

綜上所述：一臺新裝配的斜盤式柱塞馬達在測試馬達總效率之前，需要按照JB/T 10829—2008《液壓馬達》行業(yè)標準跑合方法，進行大小排量下正轉與反轉全面跑合，跑合總時間不小于12 min，若想測出更加精準的總效率，跑合總時間不小于24 min。不同馬達存在差異。