骆元庆，何 涛，3，王传礼，罗 刚，秦 颖

(1.矿山智能装备与技术安徽省重点实验室，安徽 淮南 232001；2.安徽理工大学 机械工程学院，安徽 淮南 232001；3.教育部矿山智能技术与装备省部共建协同创新中心，安徽 淮南 232001)

在煤炭开采中，为保障开采工作者的安全，支护工程必不可少。临时支护支架在掘进过程中及时支护顶板，消除空顶作业，保障工作面生产安全，实现多工序平行作业[1-3]。在支护过程中立柱油缸伸出使支架和顶板与巷道顶部接触，移架过程中推移油缸伸缩循环使支架交替移动[4]。两过程需依靠较高精度的同步系统来实现油缸的同步[5-7]。同步阀作为同步系统的关键元件[8]，在单个出口负载产生变化时，通过改变可变节流口开度来保证每个负载的压力与流量相同。当支架在支护过程中，顶板的冒落不可预测，立柱和与之相连的两油缸负载和力矩瞬间急剧增长，使同步阀入口与出口产生巨大压差，乳化液作为工作介质，汽化压力较高[9]，在阀腔内易发生气蚀，降低同步阀的稳定性与可靠性，从而影响元件性能[10]。

孙芃等[11]利用对锥阀的流场进行数值模拟，通过设置二级节流结构，可明显减弱阀腔内气穴的产生。杨友胜等[12]对微型阻尼孔元件的流量特性与气蚀特性进行仿真与实验，发现气蚀在孔进口最先产生，且当出入口压差增大时，气蚀强度增大。袁聪等[13]通过三维动态流场仿真，发现直角型锥阀和倒角型锥阀均在阀芯后沿存在分离流诱发的附着型空化，在阀口下游有漩涡空化。Chattopadhyay等[14]针对滑阀内流场产生的气蚀现象，使用标准k-ε和Realizablek-ε湍流模型进行仿真。Coutier等[15]针对是否考虑流体可压缩性，采用不同湍流模型模拟流场空化现象，指出流体可压缩性对湍流模型的影响。本文主要针对巷道临时支护支架同步阀气蚀现象进行分析，通过Fluent建立了同步阀腔多相流模型，分析同步阀在分流状态下某一出口负载突然增大导致压力急剧上升，两端负载压力不同时的气蚀特性，分析了换向活塞与阀芯结构参数对气蚀强度与位置分布的影响规律，优化其结构参数。

1 同步阀原理及数值理论模型建立

1.1 同步阀原理

同步阀由阀体、阀芯、固定节流孔圈、换向活塞、弹簧、弹簧座及端盖等组成[16]。同步阀分流工况原理如图1所示[17]，流体从P口流入，经过固定节流口、换向活塞与可变节流口后，从A、B口流出，此时换向活塞与弹簧座相接。若A、B两口连接的负载压力相同，即p3=p4，此时阀芯两侧压力与弹簧力之和相同，阀芯处于中位，两口输出流量相同，即q1=q2。当A、B某一口负载压力变化时，阀芯位置便会随之改变，使两口流量不同。若B口压力增大，即p3q2，此时b腔的压力也将瞬间升高，但a腔仍保持原压力，此压差被反馈到阀芯两边的弹簧腔中，阀芯向左移动，右边可变节流口开口度变大，液阻减小，从而使B口输出流量q2逐渐增大，同时A口输出流量q1逐渐减小，直到q1≈q2，p3≈p4。

图1 同步阀分流工况

1.2 湍流模型

同步阀节流口处雷诺数大于临界值，流动形式为湍流。采用标准Standardk-ε湍流模型[18]。此模型通过细致的推导分析可以得出湍动能k值，而湍流耗散率ε是采取经验模拟研究方案得出的。其中的计算方程分别为：

Gk+Gb-ρε-YM+Sk

(1)

式中，ρ为流体密度，kg/m3；xi，xj为位移分量，m；ui为流体速度，m/s；μ，μt为层流黏度和湍流黏度，Pa·s；σk为湍动能k的普朗特数；σε为湍流耗散率ε的普郎特数；Gk，Gb为由平均速度梯度、升力造成的湍动能；E为湍流耗散率，m2/s3；YM为综合扩散率；Sk，Sε为自定义源相；C1ε，C2ε，C3ε为经验系数。

1.3 空化模型

Zwart-Gerber-Belamri空化模型基于局部压力p和饱和蒸汽压pv的大小关系[19]，把空化现象分成蒸汽生成和蒸汽凝结。

当p≤pv时，蒸汽生成率为：

当p>pv时，蒸汽凝结率为：

式中，Re为蒸汽发生率，kg/s；Fvcp为蒸发优化系数；αnuc为成核位置体积分数；αV为气相体积分数；RB为空泡半径，m；ρV为气相密度，kg/m3；ρL为液相密度，kg/m3；Rc为蒸汽凝结率，kg/s；Fcond为凝结校正系数。

2 同步阀流场仿真分析

2.1 介质定义

阀内的流体介质为乳化液，由乳化油加水稀释制成，乳化油浓度为5%，物理性质与纯水相似[20]。故采用纯水的参数进行设置，参数见表1。

表1 流体介质参数

2.2 边界条件

采用自动网格划分，采用不同尺寸分区划分四面体网格，如图2所示。

图2 流道的网格划分

网格数量会影响仿真结果的准确性，故进行网格独立性验证，设置5组不同网格数量的模型，发现当网格数为760292时，继续增大网格数，气相体积分数增长极小，故选择此组网格进行仿真计算。网格独立性验证如图3所示。

图3 网格独立性验证

为分析流场在阀腔内产生的气蚀现象，选择多相流模型，采用Realizablek-ε模型；设phase1为liquid，phase2为vapor；根据同步阀的工况，同步阀入口至固定节流孔圈压力损失微小，故选取固定节流口为压力入口，同步阀出口为压力出口。设置入口与出口压力分别为1.5MPa、31.5MPa，以模拟两腔压差为30MPa的工况[21]。采用压力-速度算法，Presto离散格式，设置收敛精度为10-5。

2.3 仿真分析

由同步阀结构特点及工况，设置参数后仿真结果如图4所示。

图4 仿真结果

由图4(a)截面压力分布云图可知，流场在换向活塞出口处负压值最高达-0.09MPa，可变节流口处负压值最高达-0.105MPa，且两处低压范围较大。由图4(b)气相体积分数分布云图可知，换向活塞出口壁面最大气相体积分数为96%，可变节流口壁面最大气体体积分数为91%；由中心截面图可知，换向活塞出口处气相体积分数最高达到95%，气蚀区域集中在靠近入口的左侧处，这是由于此处节流面积突变，流体因受到剪切力使流体内的气泡被释放，不断堆积最终生成气穴，导致气蚀产生；可变节流口处气相体积分数最高达到93%，气蚀区域集中在左侧壁面以及右侧拐角处，这是由于介质在高压差下流动到达右侧拐角，接触壁面后回旋生成低压回流区，该区域内较强的流速及旋涡强度使流体能量被损耗，导致压力与能量降低，产生低压从而导致气蚀。两处气蚀区域均呈现出环状且对比(a)(b)两图可发现气相体积分数较高区域与负压区域相吻合。

3 同步阀结构参数优化

针对同步阀流场存在的气蚀问题，为提高其使用性能，对其进行结构优化，如图5所示。现使用双排阀口结构、改变固定节流口的直径d、双排阀口间距l以及阀口数，通过对比不同结构参数的气蚀现象，找出上述参数最优值，详细值见表2。

表2 结构参数

图5 参数优化(mm)

3.1 阀口排数的影响

与单排结构相同条件下，双排阀口流场内部仿真结果如图6所示，与图4(b)对比可知，阀体内部流场产生气蚀区域相似，但气蚀区域面积减小，换向活塞出口壁面处最大气相体积分数为92%，可变节流口壁面处最大气相体积分数为86%，气相体积分数分别下降4%与5%；由中心截面图可知，换向活塞出口处最大气相体积分数为86%，可变节流口处最大气相体积分数为91%，分别下降9%与2%，环状区域向出口靠近。

图6 双排结构气相分布

当换向活塞与阀芯采用双排结构，减小了换向活塞出口与可变节流口两端的压差，等效于又增加一级节流机构，使气蚀区域面积与强度降低，增强了同步阀的抗气蚀性能。

3.2 固定节流口直径的影响

双排阀口，其余参数不变，不同固定节流口直径对同步阀内部流场的影响如图7所示，图7(a)对比图6(d=7mm)可知，当d=6mm时换向活塞出口壁面处最大气相体积分数为88%，可变节流口壁面处最大为83%，分别降低4%与3%，换向活塞出口壁面气蚀区域减小；由中心截面图可知，换向活塞出口处最大气相体积分数为67%，可变节流口处为87%，分别下降19%与4%，换向活塞出口气蚀区域面积减小，可变节流口气蚀区域面积基本不变。图7(b)对比图7(a)可知，当直径d=5mm时，换向活塞出口壁面处发生气蚀区域几乎消失，可变节流口壁面处最大气相体积为81%，降低约2%，截面处最大为76%，降低约11%，发生气蚀区域面积几乎相同，固定节流口壁面最大气相体积分数为88%，截面处最大为79%且发生气蚀区域面积较大。

图7 不同孔径气相分布

产生上述现象是因为缩小固定节流口孔径使两端压降增大，流体流速增大，进而使换向活塞两端的压差减小，气蚀强度降低，面积减小，若继续缩小固定节流口孔径，虽然可有效削弱换向活塞出口处的气蚀，但同时不断增大的压差加剧了固定节流口处的气蚀。综合考虑固定节流口与变向活塞出口的气蚀强度与气蚀面积，选择固定节流口直径d=6mm。

3.3 双排阀口间距离的影响

双排阀口，固定节流口孔径d=6mm，其余参数不变，不同孔间距对同步阀内部流场的影响如图8所示。图8(a)对比图7(a)(l=12mm)可知，当l=10.5mm时换向活塞出口壁面处最大气相体积分数为71%，可变节流口壁面处最大为81%，分别降低降低17%与2%；由中心截面图可知，换向活塞出口处最大气相体积分数为42%，可变节流口处为83%，分别下降25%与4%，换向活塞气蚀区域面积减小，可变节流口气蚀区域面积基本不变。图8(b)对比图8(a)可知，当直径l=9mm时，换向活塞出口壁面与截面气蚀强度与区域面积基本不变，但可变节流口壁面处最大气相体积分数为86%，截面最大为89%，分别上涨5%与6%。

图8 不同孔间距气相分布

这表明间距过大使双排阀口无法有效分散阀腔内压力，间距过小使双排阀口功效与单排类似，都使最大气相体积分数增大，综合考虑选择间距l=10.5mm。

3.4 阀口个数的影响

双排阀口，固定节流口孔径d=6mm，阀口间距l=10.5mm，其余条件相同，不同阀口数对同步阀内部流场的影响如图9所示。图9(a)对比图8(a)可知，当阀口数为12时换向活塞出口气蚀区域消失，可变节流口壁面处最大气相体积分数为72%，降低9%，气蚀区域面积减小；由中心截面图可知，可变节流口处最大气相体积分数为65%，气相体积分数下降18%，右侧拐角处气蚀区域消失，左侧气蚀面积减小，固定节流口壁面处最大气相体积分数为59%，截面处最大为52%。图9(b)对比图9(a)可知当阀口数为16时可变节流口壁面处最大气相体积分数为72%；截面处为67%，气蚀区域面积减小，固定节流口壁面最大气相体积分数为91%，截面处最大为87%且发生气蚀区域面积较大。

图9 不同阀口数气相分布

这是由于增加阀口的个数口使阀腔内的压力分布更加均匀，换向活塞出口与可变节流口处气蚀强度与面积减小，但同时使阀腔内压力降低，导致固定节流口压差增大，开始出现气蚀，进一步增加阀口数，固定节流口气蚀强度与面积增大，综合考虑选择阀口数为12。

4 结 论

1)当同步阀处于分流工况时，当某一出口压力负载激增时，两腔的压差使流体通过固定节流口、换向活塞出口以及可变节流口这些节流面积突变处，损失能量与压力，形成负压区域，产生气蚀，多增设一排阀口等同于增加新的节流机构，可减小气蚀强度与气蚀面积。

2)减小固定节流口直径，可有效减小换向活塞出口与可变节流口处的气蚀强度与面积，但过小的直径使固定节流口处压差增大，导致气蚀增强。

3)随着双排阀口距离的减小，气蚀强度与面积呈现先减小后增大的情况，距离较远无法有效分散阀腔内压力，距离较近其效果与单排阀口类似，皆无法有效降低气蚀强度。

4)增设阀口个数使腔内压力分布均匀，降低阀腔内压力，使换向活塞出口与可变节流口处的气蚀强度与面积减小，但同时使固定节流口处压差增大，致使气蚀增强；当同步阀采用双排机构、固定节流口直径为6mm、双排阀口距离为10.5mm、阀口数为12时，最大气相体积分数降低24%，气蚀面积缩小，抗气蚀能力得到增强。