張 晉 朱漢銀 姚 靜 李建斌 李艷鵬 孔祥東

1.先進制造成形技術(shù)及裝備國家地方聯(lián)合工程研究中心(燕山大學(xué)),秦皇島,066004 2.燕山大學(xué)河北省重型機械流體動力傳輸與控制實驗室,秦皇島,066004 3.燕山大學(xué)機械工程學(xué)院,秦皇島,066004

某雙閥芯電液比例多路閥主閥進口節(jié)流流場及閥口壓降特性研究

張 晉1,2,3朱漢銀3姚 靜1,2,3李建斌3李艷鵬3孔祥東1,2,3

1.先進制造成形技術(shù)及裝備國家地方聯(lián)合工程研究中心(燕山大學(xué)),秦皇島,066004 2.燕山大學(xué)河北省重型機械流體動力傳輸與控制實驗室,秦皇島,066004 3.燕山大學(xué)機械工程學(xué)院,秦皇島,066004

以某系列雙閥芯電液比例多路閥為研究對象，采用CFD流場仿真技術(shù)和PIV可視化測速技術(shù)對不同閥口開度和流量下的主閥沿進口流道、節(jié)流口、閥腔的流場進行了流體仿真和試驗可視化研究。應(yīng)用Fluent軟件仿真研究了主閥進口節(jié)流流場分布并得出閥口壓降特性；采用PIV試驗研究的手段對流場分析結(jié)果加以驗證，應(yīng)用2D-PIV技術(shù)獲得主閥腔內(nèi)部一個截面上的流場分布，并通過相似理論計算得出閥口壓降特性。CFD流場仿真和PIV試驗結(jié)果表明：該雙閥芯電液比例多路閥主閥出油環(huán)形腔內(nèi)會形成較大旋渦，且閥口開度和流量對主閥進口節(jié)流內(nèi)部流場結(jié)構(gòu)和閥口壓降特性有重要的影響。研究結(jié)果對定性分析雙閥芯電液比例多路閥主閥內(nèi)能量損失和噪聲、主閥的結(jié)構(gòu)和流道的設(shè)計以及優(yōu)化具有重要實際意義，為CFD技術(shù)和PIV技術(shù)在雙閥芯多路閥領(lǐng)域的應(yīng)用研究提供了參考。

雙閥芯；電液比例多路閥；計算流體動力學(xué)；粒子圖像測速法

0 引言

基于負載口獨立控制技術(shù)的可編程雙閥芯電液比例多路閥,作為智能型工程機械的一種控制元件，其性能直接影響整機的操控性和可靠性。研究雙閥芯電液比例多路閥特性，對打破歐美國家對雙閥芯電液比例多路閥的關(guān)鍵技術(shù)壟斷、彌補國內(nèi)雙閥芯電液比例多路閥研制的空白具有重要意義。

目前國內(nèi)對雙閥芯電液比例多路閥的研究偏重于控制策略，而在液壓閥特性及結(jié)構(gòu)優(yōu)化方面，研究主要集中于傳統(tǒng)單閥芯液壓閥，而針對雙閥芯電液比例多路閥特性的研究并不多見。文獻[1]研究了叉車用多路閥結(jié)構(gòu)參數(shù)對流體壓力速度的影響規(guī)律，并從仿真結(jié)果得出流體能量損失的原因；文獻[2]利用CFD技術(shù)對電液比例換向閥閥芯所受穩(wěn)態(tài)液動力進行了分析，指出閥芯所受液動力能夠通過優(yōu)化閥芯以及閥套的結(jié)構(gòu)來減小。

PIV(particle image velocimetry)技術(shù)是一種非接觸式流場可視化測量技術(shù)，該技術(shù)具有無擾動、能測量流場速度分布與瞬時流動信息等獨特優(yōu)點，目前已得到廣泛應(yīng)用[3-6]。近年來，有不少學(xué)者利用該技術(shù)對液壓元件內(nèi)部流場進行了測量分析，為液壓元件結(jié)構(gòu)設(shè)計提供了幫助。文獻[7]針對比例閥異形閥口流量特性，利用PIV技術(shù)對U形、V形及圓頭漸擴形閥口流場進行了可視化研究，分析得出圓頭漸擴形閥口具有良好的流量特性，并且能夠減小閥內(nèi)形成的漩渦面積和強度，減小了能量損失；文獻[8-10]利用CFD技術(shù)和PIV技術(shù)分別研究了進口式節(jié)流滑閥和液壓控制錐閥在不同開度下的流場分布；文獻[11]采用PIV技術(shù)分析軸向柱塞泵配流副實際流場分布并與理論結(jié)果進行對比分析，得出了最優(yōu)的理論分析模型和仿真參數(shù)。

本文將CFD技術(shù)和PIV測試技術(shù)應(yīng)用到雙閥芯電液比例多路閥內(nèi)部流場中，以流體力學(xué)控制方程和標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模型方程為數(shù)學(xué)模型對主閥進口節(jié)流流場進行了流體仿真和試驗可視化分析，研究了不同閥口開度和流量對速度分布、流動分離、渦旋形成過程、射流角、能量損失、噪聲的產(chǎn)生以及穩(wěn)態(tài)液動力等的影響，并得出相應(yīng)的閥口壓降特性。

1 流場數(shù)值模擬

本文采用流場數(shù)值模擬方法，應(yīng)用Fluent流場仿真軟件分析雙閥芯電液比例多路閥的主閥進口節(jié)流流場分布以及閥口壓降特性。

1.1 雙閥芯電液比例多路閥結(jié)構(gòu)及仿真數(shù)學(xué)模型

本文以某系列雙閥芯電液比例多路閥為研究對象，其工作單元的結(jié)構(gòu)示意圖見圖1。

1.主閥塊 2.音圈電機 3.先導(dǎo)閥4.控制器 5.對中彈簧 6.先導(dǎo)閥芯 7.位移傳感器 8.壓力傳感器 9.獨立控制閥芯圖1 雙閥芯電液比例多路閥工作單元結(jié)構(gòu)圖Fig.1 Structure of Dual Spool electro-hydraulic proportional multi-way valve

在對雙閥芯電液比例多路閥的主閥內(nèi)部流場分布及閥口特性進行仿真分析的過程中，因為油液流動狀態(tài)一般呈較強湍流狀態(tài)，所以假定流體密度為常數(shù)，同時不考慮油液重力以及油液熱傳導(dǎo)的影響。由假設(shè)可知仿真過程中的基本方程[12-16]含有流體力學(xué)控制方程，包括流量連續(xù)性方程、動量守恒方程以及標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模型方程。

雙閥芯電液比例多路閥主閥和先導(dǎo)閥閥口處油液流動狀態(tài)一般為較強的湍流狀態(tài)，在仿真計算過程中采用了標(biāo)準(zhǔn)湍流模型，具體湍流參數(shù)根據(jù)相關(guān)計算方法獲得，包括湍流強度、湍流長度尺度、修正湍流黏度、湍動能、湍動能耗散率、比耗散率的計算等。

1.2 仿真建模與邊界條件設(shè)定

1.2.1 仿真建模與網(wǎng)格劃分

雙閥芯電液比例多路閥主閥模型建立過程中，在不影響主閥內(nèi)部主流區(qū)域流體狀態(tài)的情況下，對實際模型進行了一定的簡化，假設(shè)閥芯與閥體配合精確、沒有徑向間隙等。

使用CFD前處理軟件Gambit,采用不同尺寸的混合網(wǎng)格(tet/hybrid)對主閥模型進行網(wǎng)格劃分。同時，針對閥口位置流場物理量變化劇烈、流體流動狀態(tài)復(fù)雜等特點，對閥口計算區(qū)域進行了局部加密，以保證仿真結(jié)果的有效性。在最終確定網(wǎng)格模型前對網(wǎng)格進行了無關(guān)性驗證，如圖2所示， 以保證最后計算結(jié)果對網(wǎng)格密度變化的敏感程度最小。

圖2 主閥進口節(jié)流流場仿真網(wǎng)格模型Fig.2 Simulation grid model of main valve inlet flow field

1.2.2 計算條件與邊界條件設(shè)定

(1)計算條件。假定流場中流體單向流動，流體流動過程中不發(fā)生熱傳導(dǎo)現(xiàn)象；流體介質(zhì)是不可壓縮且恒定的牛頓流體，即隨流體速度梯度的變化，流體介質(zhì)的動力黏度保持不變；流體介質(zhì)選擇46號抗磨液壓油，密度為890 kg/m3，動力黏度為0.046 Pa·s。

(2)邊界條件。入口邊界條件設(shè)定為流量入口mass-flow-inlet；出口邊界條件設(shè)定為壓力出口pressure-outlet；由閥芯和閥體構(gòu)成的閥腔外表面與入口腔、出口腔的內(nèi)表面設(shè)定為interface面；其余與流體接觸的壁面邊界條件均設(shè)定為wall。

2 仿真結(jié)果及分析

2.1 主閥進口節(jié)流仿真分析

2.1.1 閥口開度對主閥進口節(jié)流流場分布影響

圖3為入口流量為100 L/min，閥口開度xp分別為1 mm、1.5 mm、2 mm、3 mm的速度云圖及流線圖。

(a)xp=1 mm(b)xp=1.5 mm

(c)xp=2 mm(d)xp=3 mm圖3 不同閥口開度下速度云圖及流線圖Fig.3 Velocity contour and streamlines under different valve opening

對比圖3a～圖3d可以看出，隨著閥口開度的增大，閥口及閥腔內(nèi)部流體最大速度、油液速度梯度、旋渦的尺度都隨之減小，旋渦的渦核位置有先下移后上升的趨勢，具體如下：閥口開度為1 mm時，流速變化為從0到40 m/s；閥口開度為1.5 mm時，流速變化為從2 m/s到38 m/s；閥口開度為2 mm時，流速變化為從2 m/s到30 m/s；閥口開度為3 mm時，流速變化為從2 m/s到26 m/s；旋渦的尺度和位置在圖中可以更直觀地看出。在閥口開度較小(如xp=1 mm、xp=1.5 mm)的情況下，閥口射流角變化不大，射流角等于45°，與閥芯倒角大小相同；當(dāng)閥口開度較大(xp=2 mm、xp=3 mm)時，閥口油液射流角逐漸增大，這是由閥口開度增大，限制射流流束的閥芯壁面長度減小造成的。

由圖4可以看出，壓力梯度變化較為明顯的區(qū)域主要分布在閥口和進油腔內(nèi)。油液流經(jīng)閥口后，閥腔內(nèi)部壓力沿軸向分布不均，造成了閥芯穩(wěn)態(tài)液動力的產(chǎn)生。同時閥口附近靠近壁面處形成了局部低壓，這是由于收縮流動作用導(dǎo)致收縮處流速增大，油液壓力急劇下降導(dǎo)致低壓區(qū)的出現(xiàn)。當(dāng)局部低壓區(qū)壓力值降低到一定程度時，會導(dǎo)致氣穴現(xiàn)象出現(xiàn)。氣穴不僅會導(dǎo)致閥芯運動過程產(chǎn)生噪聲，而且會導(dǎo)致氣蝕現(xiàn)象，破壞閥體表面。

(a)xp=1 mm(b)xp=1.5 mm

(c)xp=2 mm(d)xp=3 mm圖4 不同閥口開度下壓力云圖Fig.4 Pressure contour under different valve opening

對比圖4a～圖4d可以看出，閥口開度為1 mm時，壓力變化為從0.5 MPa到2.2 MPa，閥芯入口腔壓力約為1.86 MPa，且閥口處低壓區(qū)域分布面積最小；閥口開度為1.5 mm時，壓力變化為從0.8 MPa到1.6 MPa，閥芯入口腔壓力約為1.5 MPa，且閥口處低壓區(qū)域分布面積較閥口開度為1 mm時增大；閥口開度為2 mm時，壓力變化為從0.8 MPa到1.4 MPa，閥芯入口腔壓力約為1.3 MPa，且閥口處低壓區(qū)域分布面積較閥口開度為1.5 mm時增大；閥口開度為3 mm時，壓力變化為從0.85 MPa到1.3 MPa，閥芯入口腔壓力約為1.2 MPa，且閥口處低壓區(qū)域分布面積較閥口開度為2 mm時增大。

綜上所述，在入口流量一定的情況下，隨著閥口開度的增大，閥內(nèi)整體壓力變化梯度減小，閥芯入口腔油液壓力逐漸減小，閥口處低壓區(qū)域分布面積逐漸增大，降低了氣穴現(xiàn)象的出現(xiàn)幾率。閥芯上下表面壓力差值逐漸減小，這是閥芯受穩(wěn)態(tài)液動力隨閥口開度增大逐漸減小的直觀原因。同時對比流線圖和速度云圖可以看出，閥腔內(nèi)部出現(xiàn)的局部低壓區(qū)與旋渦出現(xiàn)區(qū)域相吻合，說明區(qū)域存在的壓力差是引起油液的局部回流產(chǎn)生旋渦的重要因素。

2.1.2 入口流量對主閥進口節(jié)流流場分布影響

圖5和圖6為閥口開度為2 mm，入口流量q分別為40 L/min、60 L/min、80 L/min、120 L/min時的速度云圖、流線圖、壓力云圖。

對比圖5a～圖5d可以看出，入口流量為40 L/min時，流速變化為從0到14 m/s；入口流量為60 L/min時，流速變化為從2 m/s到20 m/s；入口流量為80 L/min時，流速變化為從2 m/s到26 m/s； 閥口開度為3 mm時，流速變化為從0到40 m/s。由此可知，閥口開度一定，隨著入口流量的不斷增大，閥腔內(nèi)的油液流動速度逐漸增大。另外從圖5中可以看出，隨著入口流量的不斷增大，在閥腔內(nèi)部形成的旋渦面積減小，渦核位置逐漸靠近閥口位置，影響了主閥的通流能力。入口流量對射流角的影響很小，在整個入口流量變化范圍內(nèi)，閥口射流角的變化相對較小。

(a)q=40 L/min(b)q=60 L/min

(c)q=80 L/min(d)q=120 L/min圖5 不同入口流量下的速度云圖及流線圖分布Fig.5 Velocity contour and streamlines under different inlet flow rate

(a)q=40 L/min(b)q=60 L/min

(c)q=80 L/min(d)q=120 L/min圖6 不同入口流量下的壓力云圖分布Fig.6 Pressure contour under different inlet flow rate

對比圖6a～圖6d可以看出，入口流量為40 L/min時，壓力變化為從0.98 MPa到1.08 MPa；入口流量為60 L/min時，壓力變化為從0.96 MPa到1.16 MPa；入口流量為80 L/min時，壓力變化為從0.9 MPa到1.3 MPa；入口流量為80 L/min時，壓力變化為從0.8 MPa到1.6 MPa。由此可知，當(dāng)閥口開度一定時，隨著入口流量的增加，主閥入口腔的壓力逐漸增大，在閥口處壓力變化梯度逐漸增大。另外從圖6中可以看出，隨著入口流量的不斷增大，閥口處形成的局部低壓區(qū)面積逐漸減小，但是最低壓力值越來越小，導(dǎo)致出現(xiàn)氣穴的幾率增大，增加了閥芯噪聲和對閥體腐蝕的幾率。

2.2 主閥進口節(jié)流閥口壓降特性分析

根據(jù)2.1節(jié)分析可以得到主閥進口節(jié)流閥口在不同閥芯閥口開度、不同入口流量下的流量-壓降特性曲線和閥口開度-壓降特性曲線，如圖7所示。

由圖7a可知，閥口開度從3.5 mm逐漸減小到0.5 mm時，閥口兩側(cè)壓降從0.1 MPa逐漸增至0.7 MPa，即當(dāng)入口流量相同時，閥口兩側(cè)壓降隨著閥口開度的增大而逐漸減小。另外從圖7中可以看出，當(dāng)閥口開度小于1 mm時，壓降減小幅度較大，閥口開度大于1 mm時壓降減小趨勢較平緩。造成上述現(xiàn)象的主要原因是主閥閥口過流面積在閥口開度小于1 mm時，隨著閥口開度的增大，閥口過流面積增長幅度較小，導(dǎo)致在入口流量一定的情況下，壓降減小幅度增大。

(a)進口節(jié)流閥口流量-壓降特性

(b)進口節(jié)流閥口開度-壓降特性圖7 主閥口節(jié)流閥口壓降特性Fig.7 Pressure drop characteristics of main valve orifice

由圖7b可知，入口流量從120 L/min逐漸減小到20 L/min時，閥口兩側(cè)壓降從7 MPa逐漸減小為0.5 MPa，即閥口開度為定值時，隨著入口流量的增加，閥口產(chǎn)生的壓降逐漸增大，油液經(jīng)過閥口后造成的節(jié)流損失隨之增大。對比不同閥口開度下主閥流量-壓降特性曲線斜率可以看出，閥口開度越小，流量-壓降特性曲線增長幅度越大，這與圖4分析的不同閥口開度下壓力云圖描述相符。

3 PIV試驗研究

3.1 PIV試驗測試系統(tǒng)

為了分析不同入口流量和不同閥口開度下主閥進口節(jié)流內(nèi)部流場分布情況，同時驗證數(shù)值仿真結(jié)果的準(zhǔn)確性，本文搭建了主閥內(nèi)部流場PIV試驗臺，試驗臺主要由液壓傳動系統(tǒng)、PIV測試系統(tǒng)及數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)組成，如圖8所示。

(a)液壓傳動系統(tǒng)

(b)PIV測試系統(tǒng)與數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)圖8 主閥內(nèi)部流場PIV試驗臺Fig.8 PIV test system of main valve internal flow field

對試驗?zāi)Ｐ瓦M行簡化，最終試驗?zāi)Ｐ统叽鐓?shù)和試驗工況參數(shù)如表1所示。

表1 試驗主要參數(shù)

3.2 試驗結(jié)果分析

本試驗主要分析主閥進口節(jié)流時不同入口流量以及不同閥口開度下主閥內(nèi)部流場分布，并對仿真結(jié)果進行驗證。根據(jù)流量比例系數(shù)kq與幾何比例系數(shù)kl可以得出試驗流量和閥口開度，如表2所示。

對一定流量下不同閥口開度主閥進口節(jié)流時的內(nèi)部流場進行拍攝，PIV系統(tǒng)脈沖觸發(fā)頻率調(diào)定為15 Hz，查問區(qū)域大小設(shè)定為32pixels×32pixels，采用時均分析方法對100組原始圖像進行分析處理，處理方法選擇自適應(yīng)關(guān)聯(lián)算法(adaptive-coorelation algorithm，ACA)，該算法能夠保證處理結(jié)果中的無效矢量較少。

表2 仿真與試驗數(shù)據(jù)對照表

主閥閥口及閥芯處流道區(qū)域為軸對稱結(jié)構(gòu)，流體流動狀態(tài)相似，本試驗只取靠近光源一側(cè)閥腔流場進行分析。

3.2.1 不同閥口開度主閥內(nèi)部流場分析

本組試驗過程中，利用變頻器和可調(diào)式節(jié)流閥調(diào)定主閥入口流量為定值，研究不同閥口開度主閥內(nèi)部流場的變化。由于篇幅有限，本組試驗取入口流量q=3.8 L/min，研究閥口開度分別為4 mm、6 mm、7 mm時內(nèi)部流場分布情況。圖9是仿真和試驗所得主閥腔中心對稱平面速度矢量圖。

由圖9可以看出，當(dāng)主閥入口流量一定時，隨著閥口開度的增大，主閥腔內(nèi)部流體最大速度逐漸減小，閥口A處流體射流角逐漸增大。閥腔內(nèi)流體最大速度區(qū)域基本保持在B處。在閥腔B處流體流動狀態(tài)比較穩(wěn)定，趨近于層流狀態(tài)；在閥口A處以及出口環(huán)腔C內(nèi)流體流動狀態(tài)比較復(fù)雜，為強紊流狀態(tài)，同時在出口環(huán)腔C處形成了較強的旋渦，造成了較大的能量損失。

(a)xp=4 mm(試驗)(b)xp=2 mm(仿真)

(c)xp=6 mm(試驗)(d)xp=3 mm(仿真)

(e)xp=7 mm(試驗)(f)xp=3.5 mm(仿真)圖9 不同閥口開度仿真及試驗速度矢量圖Fig.9 Velocity vector graph of simulation and test under different opening

對比試驗和仿真結(jié)果可以得到，試驗和仿真條件下主閥腔內(nèi)流體流動狀態(tài)相似，試驗流體最大流速區(qū)域B與仿真流體最大流速區(qū)域E相吻合，同時對比流速數(shù)值可以看出，試驗和仿真流體流速滿足相似計算中的流速比例，驗證了仿真數(shù)據(jù)的有效性。對比流體出口閥腔C和F內(nèi)部流體流動狀態(tài)，試驗中C處形成的旋渦較大，仿真中F處出現(xiàn)的旋渦較小，這是由于在試驗?zāi)Ｐ驮O(shè)計過程中進行了一定簡化，實際主閥閥體內(nèi)部是鑄造形成的，閥體結(jié)構(gòu)比較復(fù)雜，在進行試驗?zāi)Ｐ图庸さ倪^程中不能保證結(jié)構(gòu)的高度一致。

3.2.2 不同流量下主閥內(nèi)部流場分析

本組試驗過程中，調(diào)定閥口開度為一固定值，利用變頻器和可調(diào)式節(jié)流閥調(diào)節(jié)主閥流量，研究不同入口流量主閥內(nèi)部流場變化特點。

限于篇幅，本組試驗取閥口開度為4 mm，試驗入口流量分別為1.5 L/min、2.3 L/min、3 L/min、5 L/min的主閥腔中心對稱平面的試驗結(jié)果進行分析，如圖10所示。圖11為仿真時對應(yīng)閥口開度及入口流量下主閥腔中心對稱平面速度矢量圖。

由圖11可以看出，閥口開度一定時，隨著入口流量的增大，主閥腔內(nèi)部流體的流速逐漸增大，閥口A處射流角并沒有變化，說明流量大小不影響射流角的變化。閥腔內(nèi)部流速較高區(qū)域出現(xiàn)在B處，同時B處流體流動狀態(tài)比較穩(wěn)定；出口環(huán)腔C處出現(xiàn)了較強的旋渦。

(a)q=2 L/min(b)q=2.3 L/min

(c)q=3 L/min(d)q=5 L/min圖10 不同試驗入口流量下的速度矢量圖Fig.10 Velocity vector graph under different inlet flow rate in test

(a)q=40 L/min(b)q=60 L/min

(c)q=80 L/min(d)q=120 L/min圖11 不同仿真入口流量下的速度矢量圖Fig.11 Velocity vector graph under different inlet flow rate in simulation

由試驗和仿真所得速度矢量圖可以看出，試驗流體最大流速區(qū)域B與仿真流體最大流速區(qū)域E相吻合，并且仿真和試驗流速比例滿足相似計算中的流速比例。試驗結(jié)果驗證了仿真數(shù)據(jù)的可靠性。

3.2.3 壓降特性試驗分析

為驗證主閥進口節(jié)流壓降特性仿真的有效性，試驗過程中利用壓力傳感器記錄了閥口開度分別為4 mm、6 mm，入口流量為1.5 L/min、2.3 L/min、3 L/min、3.8 L/min、5 L/min時的主閥進出口壓力值。同時查表2對應(yīng)閥口開度為2 mm、3 mm時入口流量為40 L/min、60 L/min、80 L/min、100 L/min、120 L/min的進出口壓力值，并通過相似理論計算出試驗過程中閥口壓差理論值。圖12給出了經(jīng)過相似計算以及試驗得出的閥口壓降特性曲線。

(a)xp=4 mm(b)xp=6 mm圖12 仿真和試驗壓降特性對比曲線Fig.12 Contrast curves of pressure between simulation and test

由圖12可知，不同閥口開度下試驗閥口壓降特性曲線變化趨勢與根據(jù)仿真結(jié)果相似計算得出的閥口壓降特性曲線變化趨勢接近。隨著流量的增大，閥口壓降逐漸增大；在同一入口流量下，閥口開度越小，閥口產(chǎn)生的壓降越大。由曲線可以看出，試驗過程中閥口產(chǎn)生的壓降比仿真條件下的閥口壓降高。這是由于仿真過程中忽略了油液重力的影響，但在試驗中進口壓力測試點高度低于出口壓力測試點，使得進口壓力額外增加一段水柱的壓力，導(dǎo)致試驗閥口壓降數(shù)值較仿真閥口壓降數(shù)值高。此外還可以看出，流量小于3 L/min時試驗和仿真差值較大，流量大于3 L/min時試驗和仿真差值相對較小。這是由于試驗過程中在入口流量較小時，流體經(jīng)過閥口節(jié)流作用，流體流出管道不能形成滿流，導(dǎo)致此時出口壓力測試數(shù)值較小，從而造成壓降較大。

4 結(jié)論

(1)油液經(jīng)過主閥進口節(jié)流時呈高速射流狀態(tài)，閥口附近流速和壓力變化梯度較大；閥口后出現(xiàn)了局部低壓區(qū)及負壓區(qū)，易誘發(fā)氣穴的產(chǎn)生；閥腔內(nèi)部出現(xiàn)了不同尺度、不同強度的旋渦，產(chǎn)生了較大的能量損失和噪聲。

(2)入口流量一定時，閥口開度的增大會使主閥內(nèi)部油液流速、旋渦尺度、壓力變化梯度、局部低壓區(qū)域面積均減?。恢鏖y進口節(jié)流時，閥口開度小于1.5 mm不影響射流角的大小，當(dāng)閥口開度大于1.5 mm時，隨著閥口開度的增大，射流角會逐漸增大。

(3)閥口開度一定時，入口流量的增大導(dǎo)致主閥內(nèi)部流速、旋渦尺度、壓力變化梯度及局部低壓區(qū)域面積逐漸增大，局部低壓值減小，增大了氣穴產(chǎn)生幾率；主閥進口節(jié)流射流角大小不受流量的影響。

(4)由于閥口過流面積的影響，相同入口流量下，閥口開度的增大導(dǎo)致主閥進口節(jié)流閥口壓降減小，并且在閥口開度較小時，閥口壓降減小幅度較大。

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(編輯 王旻玥)

Research on Flow Field and Pressure Drop Characteristics of Main Valve Inlet Throttle of a Dual Spool Electro-Hydraulic Proportional Multi-way Valve

ZHANG Jin1,2,3ZHU Hanyin3YAO Jing1,2,3LI Jianbin3LI Yanpeng3KONG Xiangdong1,2,3

1.National Engineering Research Center for Local Joint of Advanced Manufacturing Technology and Equipment(Yanshan University),Qinhuangdao,Hebei,066004 2.Hebei Key Laboratory of Heavy Machinery Fluid Power Transmission and Control,Yanshan University,Qinhuangdao，Hebei,066004 3.School of Mechanical Engineering,Yanshan University,Qinhuangdao，Hebei,066004

Taking a dual spool electro-hydraulic proportional multi-way valve as the research object, the flow field of main valve along the inlet flow channel, the orifice and valve cavity under different valve opening conditions and flow rate were studied by simulations and experiments using CFD simulation and PIV technology. The flow field, the main valve inlet throttle and the pressure drop characteristics were obtained and the results of flow field analysis were verified by means of PIV test. 2D-PIV technology was used to obtain the flow field distribution on a cross section of the main valve cavity, and the valve port pressure drop characteristics were calculated by similar theory. The results show that a larger vortex may be formed along the main valve outlet ring cavity, and the valve opening conditions and flow rate have important influences on both inlet throttle internal flow structure of the main valve and valve pressure drop characteristics. It has great practical significance for qualitative analysis of energy loss, noise, design and optimization of structures as well as flow channels of the main valve. It also provides a reference for the applications of CFD simulation and PIV technology in the field of dual spool multi-way valves.

dual spool; electro-hydraulic proportional multi-way valve; computational fluid dynamics(CFD); particle image velocimetry(PIV)

2016-07-01

國家科技支撐計劃資助項目(2014BAF02B00)

TH137.5

10.3969/j.issn.1004-132X.2017.10.001

張 晉，男，1984年生。燕山大學(xué)機械工程學(xué)院講師。主要研究方向為電液伺服控制系統(tǒng)等。朱漢銀，男，1991年生。燕山大學(xué)機械工程學(xué)院碩士研究生。姚 靜，女，1978年生。燕山大學(xué)機械工程學(xué)院副教授。李建斌，男，1988年生。燕山大學(xué)機械工程學(xué)院碩士研究生。李艷鵬，男，1989年生。燕山大學(xué)機械工程學(xué)院碩士研究生?？紫闁|(通信作者)，男，1959年生。燕山大學(xué)機械工程學(xué)院教授、博士研究生導(dǎo)師。E-mail：xdkong@ysu.edu.cn。