∗国家高技术研究发展计划 (863 计划 2006AA09Z2006)资助项目。 20070206 收到初稿，200708xx收到修改稿。
现象。与水中的空化现象不同，油中的气化现象是 油的压力下降时，原来溶解在其中的过饱和空气分 离出来的气泡形成的。当发生气化现象时，经常会 有部分金属表面受到侵蚀，即在金属表面产生气蚀。 这种侵蚀现象发生的原因，被认为是气泡被流体带 到高压区发生溃灭时产生的间断性局部高温高压造 成的[4]。
由图 5 可以看出，小孔 1 中最低压力和最高速 度基本相同，仅在柱塞腔开始与小孔 2 及减压槽接 通时压力和速度峰值有很小的差别。此时，两种泵 的最低压力均低于液压油的空气分离压力, 最高速 度比较大，满足在柱塞腔中产生气泡的条件。
由图 6 可以看出，小孔 2 和减压槽中最低压力 和最高速度差别比较大。差别最大时，相同时间内 最高速度的增量泵 1 比泵 2 大 30 m/s，最低压力的 减幅泵 1 比泵 2 小 8 MPa，且泵 1 中低压和高速作 用的时间比较长。但是，最低压力和最高速度都不 满足产生气泡的条件。由此可见，在小孔 2 和减压 槽中不会产生气泡，对气蚀影响较大的应该是其中 的速度分布。
104.3 86.52
射流角 θ / (º)
图 10 改进后减压槽附近网格划分
48° 30°
缸体转角 Ф1 / (º)
图 11 减压槽出口速度方向随缸体转角的变化曲线
图 12 为上述轴向柱塞泵在相同工作条件下，连 续运转 2,000 h 后配流盘的气蚀情况。由图 12 可以
看出，经过 2 000 h 后配流盘表面仍很光滑，没有出 现气蚀破坏的痕迹。
图 8 减压槽出口速度方向随缸体转角变化曲线
(a) Ф1=13.95°
(b) Ф1=13.95°
(c) Ф1=15.30°
(d) Ф1=15.30°
(e) Ф1=17.10° 泵1
(f) Ф1=17.10° 泵2
速度v / (m·s-1)
图 9 配流盘气蚀机理示意图
因气泡产生到溃灭的时间大概为 0.1 ms，0.1 ms 内缸体转过 360°×10-4n/60=360°×10-4×1,800/60 =1.08°。可见，为减少配流盘表面的气蚀破坏，设 计过程中应该将缸体转角为 14.0º~16.0º时的射流 角控制在 30º~60º范围内，最大值要大于 40º。
4 使用效果分析
根据上述理论，实际设计时，将小孔 2 的长度 减为原来的 1/2(图 10)，其他参数不变。图 11 为 CFD 解析得到的减压槽出口速度方向随缸体转角的变化 曲线。由图 11 可以看出，缸体转角为 14.0°~16.0° 时减压槽出口的射流角为 30º~48º，在 30°~65°范围 内，最大值 48°>40°，配流盘不容易产生气蚀。
向也有很大的区别。泵 1 的速度方向更接近配流盘
表面，容易将气泡带到配流盘表面，气泡在此处遇
到柱塞腔中的高压油溃灭时产生的高温和高压会对 配流盘表面产生侵蚀，进而形成试验中看到的蚀坑； 泵 2 不仅速度值比较小，而且方向偏向柱塞腔中央， 可以将气泡带入柱塞腔中心偏离配流盘表面的位 置。这种情况下，即使气泡遇到高压溃灭，由于高 压油的缓冲作用，对配流盘和柱塞腔的侵蚀也会比 较弱。可见，泵 1 配流盘的气蚀是由于射流角过小， 使气泡在配流盘表面溃灭而引起的。由此，可将气 蚀产生的机理表示为图 9。
大压强pmax就在边界附近，峰值非常大。例如，设 p0=0.1 MPa，R0/R=20，γ＝1.4，则pmax=2.91×104 MPa。
Hickling与Plesset指出[6]，溃灭压强从溃灭中心
向外移动时随距溃灭中心的距离r衰减很快。当
r/R0=2 时，溃灭压强减为 20~100 MPa。而气泡溃灭
图 12 使用 2 000 h 后配流盘的气蚀情况
由此可见，改进后泵的寿命延长到原来的 4 倍 多，实用效果非常显著。
3.2 柱塞腔与排油腔接通后小孔 2 和减压槽中速
度分布对气蚀的影响
图 7 为不同缸体转角对应小孔 2 和减压槽出口
处的速度分布，对应的最大速度值见表 3。图 8 为
小孔 2 和减压槽出口处的射流角(速度方向)随缸体
转角的变化。从图 7，8 和表 3 可以看出，缸体转角
相同时，两种结构的速度不仅数值相差比较大，方
0 1,800
蚀坑
(a) 泵 1 工作 500 h
(b) 泵 2 工作 2,000 h
图 2 试验中配流盘的气蚀情况
2 网格划分和计算条件
2.1 网格划分 为减少计算量，建模时将柱塞数目减少为3个，
而在气蚀表面附近的区域(柱塞窗孔、减压槽和小孔 1、2) 进行网格局部加密，以增加计算精度。由此， 将整个模型划分为约298,356个网格和320,580个顶 点(图3)。为实现泵的工作过程，采用移动网格法进 行 CFD 仿真。计算过程中，随着柱塞腔内液压油不 断绕泵的轴心转动，柱塞孔内密闭容积位置和大小 不断变化，模拟缸体绕轴的旋转和柱塞的伸缩过程。 图3a 中 n 为缸体转速，e 为柱塞伸出方向，c 为柱 塞压缩方向，图3b 为配流盘网格划分，图3c 为泵1 和泵2配流盘减压槽附近的网格划分。
时，发生最大压强点的位置rm=41/3R=1.587R。 因此，流体在固体边界是否会产生气蚀破坏的
关键在于，气泡溃灭过程中的最大压强是否超过材
料强度，以及最大压强是否发生在固体边界附近。
1.3 气蚀试验结果 试验过程中泵的工作参数见表 1。图 2 显示了
气蚀试验结果。其中，图 2a 为泵 1 连续工作 500 h 后配流盘的气蚀破坏情况，图 2b 为泵 2 连续工作 2,000 h 后配流盘的气蚀破坏情况。结合图 1 和图 2 可以看出，泵 1 工作 500 h 后在吸油腔到排油腔过 渡区表面产生很深的蚀坑，而泵 2 工作 2,000 h 后过 渡区表面仍很光滑，几乎看不到侵蚀的痕迹。通过
和最高速度对气蚀的影响 与减压槽处流场相关的位置主要有柱塞窗孔、 小孔 1、小孔 2 和减压槽。当柱塞腔与小孔 1 接通 并开始出现油液回冲现象时缸体转角为 8.15°，与小
孔 2 及减压槽连通时缸体转角为 13.0°，油液回冲阶 段结束时缸体转角为 17.5°。结合配流盘上的气蚀情 况可以初步认为气蚀是在柱塞腔与小孔 2 及减压槽 连通后的液压回冲阶段初期形成的。图 4~6 分别是 上述三个位置在油液回冲阶段的最低压力和最高速 度随时间的变化曲线。
液压轴向柱塞泵配流盘气蚀机理∗
刘晓红 于兰英 刘桓龙 柯坚
(西南交通大学新型驱动技术中心 成都 610031)
摘要：对轴向柱塞泵配流盘进行了气蚀试验。在试验条件相同的情况下，减压槽处结构不同的配流盘得到了两种 截然不同的气蚀破坏结果。针对试验中两种配流盘的配流过程进行了计算流体动力学(Computational fluid dynamics，CFD)解析，得到了配流盘不同位置的速度分布，以及压力、速度随缸体转角的变化曲线；得出了配流 盘发生气蚀的机理，即气蚀不仅取决于配流盘附近的速度和压力大小，还取决于速度的方向——射流角；提出了 通过改变配流盘结构，将油液回冲阶段初期的射流角控制在 30°~60°内来减少配流盘上气蚀的方法。根据配流盘 气蚀产生的机理将油液回冲阶段初期的射流角控制在 30º~48º，经过试验，就气蚀破坏来讲配流盘的寿命延长到 了原来的 4 倍多。 关键词：轴向柱塞泵 配流盘 气蚀 计算流体动力学 射流角
梯度变化时，动力粘度μ不变）；③出现真空压力和
负压时液压油中不会出现空化现象；④通过计算，
此模型中的雷诺数Re=33,103，远大于临界雷诺数
Recri(2,000~3,000)，模型中主要流动状态是紊流，故 边界条件可采用k-ε紊流模型。
表 2 流动介质计算参数 (20℃,293K)
参数 常压下密度 ρ0/(kg·m-3) 动力粘度 μ/(Pa·s) 体积弹性模量 K/MPa
小孔 2
(g) 图(a)~ (f)中颜色代表的速度大小 图 7 不同缸体转角时减压槽处的速度分布
表 3 图 7 中的最大速度值
缸体转角 /(°)
图号
最高速度 v / (m • s−1)
(a) 13.95
(b)
178.5 148.1
(c) 15.30
(d)
164.5 136.2
(e) 17.10
(f)
图 1 配流盘结构简图
考虑液体可压缩性，气泡溃灭时内部压强为[5]
pi=p0(R0/R)3γ
(1)
式中：pi——气泡溃灭时气泡内的压强
P0——气泡内的初始压强
R0——气泡初始半径
R——气泡溃灭时的半径
γ——气泡内气体的绝热指数
上式表明，当固体边界附近的气泡溃灭时，半
径R变得很小，气泡中心靠近气泡边界，可认为最
e
c
高压边界 n
(a) 整体模型网格划分
低压边界
(b) 配流盘网格划分
泵1
泵2
(c) 减压槽附近局部网格放大
图3 网格划分
2.2 计算条件
因流场随时间变化比较剧烈，需要对轴向柱塞
泵进行瞬态分析，在建模过程中对流体状态作了如
下假设：①流动介质为40#液压油，其参数如表2所
示；②流体为可压缩[7]，恒定的牛顿流体（即速度
中图分类号：TH137
0 前言
近来，随着液压技术向高速、高压、大功率方 向的发展，液压元件中的气化现象已经很难避免。 气化现象引起的元件气蚀，成为妨碍该技术进一步 发展的因素。
目前，对气蚀的试验研究比较多。Malka R等[1] 通过试验研究了气蚀与腐蚀的相互关系， Al-Bukhaiti M A等[2]通过试验研究了射流角对流体 气蚀的影响。液压泵是液压系统的心脏，其配流过 程中产生的配流盘气蚀是不容忽视的。实际设计和 使用中，人们已经认识到配流过程中气化噪声的危 害，但对气化引起配流盘气蚀的研究却很少[3]。