铜套对柱塞滑靴组件作用力的影响

第４３卷第１期　２０１７年２月　兰州理工大学学报　Ｖｏ１．４３　Ｎｏ．１　Ｆｅｂ．２Ｏ１７　Ｊｏｕｒｎａｌ　ｏｆ　Ｌａｎｚｈｏｕ　Ｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙ　ｏｆ　Ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ　文章编号：１６７３－５１９６（２０１７）０１－００４５—０７　锕套对柱塞滑靴组件作用力的影响　杨国来　，黄昭雪　，赵　君　，张晓丽。，刘赞清。　（１．兰州理工大学能源与动力工程学院，甘肃兰州　７３００５０；２．兰州理工大学温州泵阀工程研究院，浙江温州　３２５１０５；３．兰州兰石能　源装备工程研究院有限公司，甘肃兰州　７３００５０）　摘要：为研究轴向柱塞泵中引入铜套后柱塞滑靴组件上作用力的变化，建立了柱塞滑靴组件的动力学模型和柱塞　副接触长度的数学模型，利用ＡＭＥＳｉｍ和ＭＡＴＬＡＢ数值仿真相结合的方法，得到作用在柱塞滑靴组件上的斜盘　反作用力及其等效接触力的特性曲线．分析结果表明：ｇｌ入铜套后，处于排油区的等效接触力将稳定在一定范围　内，且斜盘倾角越大，铜套越短，等效接触力的稳定值越大；同时铜套还能有效降低等效接触力的脉动和对斜盘倾　角的敏感度，但是对斜盘反力的影响很小，所以合理地设计铜套能有效改善柱塞滑靴组件的受力．　关键词：柱塞滑靴组件；铜套；斜盘反力；等效接触力；接触长度　中图分类号：ＴＨ１３７　文献标志码：Ａ　Ｉｎｆｌｕｅｎｃｅ　ｏｆ　ｂｒａｓｓ　ｂｕｓｈｉｎｇ　ｏｎ　ｆｏｒｃｅ　ｏｎ　ｐｉｓｔｏｎ—ｓｌｉｐｐｅｒ　ａｓｓｅｍｂｌｙ　ＹＡＮＧ　Ｇｕｏ　ｌａｉ　一，ＨＵＡＮ『Ｇ　Ｚｈａｏ　ｘｕｅ　，ＺＨＡＯ　Ｊｕｎ　ＺＨＡＮＧ　Ｘｉａｏ　ｌｉ。，ＬＩＵ　Ｙｕｎ　ｑｉｎｇ。　（１．Ｃｏｌｌｅｇｅ　ｏｆ　Ｅｎｅｒｇｙ　ａｎｄ　Ｐｏｗｅｒ　Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，Ｌａｒｍｈｏｕ　Ｕｎｉｖ．ｏｆ　Ｔｅｃｈ．，Ｉ￣ｎｚｈｏｕ　７３００５０，Ｃｈｉｎａ；２．Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ　Ｉｎｓｔｉｔｕｔｅ　ｏｆ　Ｗｅｎｚｈｏｕ　Ｐｕｍｐ　ａｎｄ　Ｖａｌｖｅ，ｌ￣ｎｚｈｏｕ　Ｕｎｉｖ．ｏｆ　Ｔｅｃｈ．，Ｗｅｎｚｈｏｕ　３２５１０５，Ｃｈｉｎａ；３．Ｌａｎｚｈｏｕ　ＬＳ　Ｅｎｅｒｇｙ　Ｅｑｕｉｐｍｅｎｔ　Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｇ　Ｉｎｓｔｉｎｔｕｔｅ　Ｃｏ．Ｌｔｄ．，　Ｌａｎｚｈｏｕ　７３００５０，Ｃｈｉａ）　ｎＡｂｓｔｒａｃｔ：Ｉｎ　ｏｒｄｅｒ　ｔｏ　ｉｎｖｅｓｔｉｇａｔｅ　ｔｈｅ　ｃｈａｎｇｅ　ｏｆ　ｔｈｅ　ｆｏｒｃｅ　ｏｎ　ｐｉｓｔｏｎ—ｓｌｉｐｐｅｒ　ａｓｓｅｍｂｌｙ　ｗｉｔｈ　ｉｎｔｒｏｄｕｃｅｄ　ｂｒａｓｓ　ｂｕｓｈｉｎｇ　ｉｎｔｏ　ａｘｉａｌ　ｐｉｓｔｏｎ　ｐｕｍｐ，ａ　ｄｙｎａｍｉｃ　ｍｏｄｅｌ　ｏｆ　ｉｔｓ　ｐｉｓｔｏｎ　ｓｌｉｐｐｅｒ　ａｓｓｅｍｂｌｙ　ａｎｄ　ｍａｔｈｅｍａｔｉｃａｌ　ｍｏｄｅｌ　ｏｆ　ｃｏｎｔａｃｔ　ｌｅｎｇｔｈ　ｏｆ　ｐｉｓｔｏｎ　ｃｙｌｉｎｄｅｒ　ｉｎｔｅｒｆａｃｅ　ａｒｅ　ｅｓｔａｂｌｉｓｈｅｄ　ａｎｄ　ｔｈｅ　ｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃ　ｃｕｒｖｅｓ　ｏｆ　ｓｗａｓｈ　ｐｌａｔｅ　ｒｅａｃ—　ｔｉｏｎ　ｆｏｒｃｅ　ｏｎ　ｐｉｓｔｏｎ　ｓｌｉｐｐｅｒ　ａｓｓｅｍｂｌｙ　ａｎｄ　ｉｔｓ　ｅｑｕｉｖａｌｅｎｔ　ｃｏｎｔａｃｔ　ｆｏｒｃｅ　ａｒｅ　ｏｂｔａｉｎｅｄ　ｂｙ　ｍｅａｎｓ　ｏｆ　ｉｎｃｏｒｐｏｒａｔｅ　ｎｕｍｅｒｉｃａｌ　ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ　ａｐｐｒｏａｃｈ　ｏｆ　ＡＭＥＳｉｍ　ｗｉｔｈ　ＭＡＴＩ　ＡＢ，Ｉｔ　ｉｓ　ｓｈｏｗｎ　ｂｙ　ｒｅｓｕｌｔ　ａｎａｌｙｓｉｓ　ｔｈａｔ　ｔｈｅ　ｅｑｕｉｖａ—　ｌｅｎｔ　ｃｏｎｔａｃｔ　ｆｏｒｃｅ　ａｔ　ｏｉｌ　ｄｉｓｃｈａｒｇｉｎｇ　ｚｏｎｅ　ｗｉｌｌ　ｂｅ　ｔｏ　ａ　ｃｅｒｔａｉｎ　ｅｘｔｅｎｔ　ｉｎ　ｔｈｅ　ｐｒｅｓｅｎｃｅ　ｏｆ　ｔｈｅ　ｂｒａｓｓ　ｂｕｓｈｉｎｇ　ａｎｄ　ｔｈｅ　ｇｒｅａｔｅｒ　ｔｈｅ　ｉｎｃｌｉｎｅｄ　ａｎｇｌｅ　ｏｆ　ｓｗａｓｈ　ｐｌａｔｅ　ａｎｄ　ｓｈｏｒｔｅｒ　ｔｈｅ　ｌｅｎｇｔｈ　ｏｆ　ｔｈｅ　ｂｒａｓｓ　ｂｕｓｈｉｎｇ，ｔｈｅ　ｇｒｅａｔｅｒ　ｔｈｅ　ｓｔａｂｉｌｉｌｉｔｙ　ｏｆ　ｔｈｅ　ｅｑｕｉｖａｌｅｎｔ　ｃｏｎｔａｃｔ　ｆｏｒｃｅ　ｗｉｌｌ　ｂｅ　ａｎｄ，ｍｅａｎｗｈｉｌｅ，ｔｈｅ　ｂｒａｓｓ　ｂｕｓｈｉｎｇ　ｗｉｌｌ　ｂｅ　ａｂｌｅ　ｔｏ　ｍａｋｅ　ｔｈｅ　ｐｕｌｓａｔｉｏｎ　ｏｆ　ｔｈｅ　ｅｑｕｉｖａｌｅｎｔ　ｃｏｎｔａｃｔ　ｆｏｒｃｅ　ａｎｄ　ｉｔｓ　ｓｅｎｓｉｔｉｖｉｔｙ　ｔｏ　ｓｗａｓｈ　ｐｌａｔｅ　ａｎｇｌｅ　ｄｅｃｒｅａｓｅｄ　ｅｆｆｅｃｔｉｖｅｌｙ　ｗｈｉｌｅ　ｉｔｓ　ｉｎｆｌｕｅｎｃｅ　ｏｎ　ｔｈｅ　ｒｅａｃｔｉｏｎ　ｆｏｒｃｅ　ｏｆ　ｔｈｅ　ｓｗａｓｈ　ｐｌａｔｅ　ｗｉｌｌ　ｂｅ　ｖｅｒｙ　ｓｍａｌ１．Ｔｈｅｒｅｆｏｒｅ，ａ　ｒｅａｓｏｎａｂｌｅ　ｄｅ—　ｓｉｇｎ　ｏｆ　ｂｒａｓｓ　ｂｕｓｈｉｎｇ　ｃａｎ　ｅｆｆｅｃｔｉｖｅｌｙ　ｉｍｐｒｏｖｅ　ｔｈｅ　ｓｔｒｅｓｓ　ｏｆ　ｔｈｅ　ｐｉｓｔｏｎ－ｓｌｉｐｐｅｒ　ａｓｓｅｍｂｌｙ，　Ｋｅｙ　ｗｏｒｄｓ：ｐｉｓｔｏｎ　ｓｌｉｐｐｅｒ　ａｓｓｅｍｂｌｙ；ｂｒａｓｓ　ｂｕｓｈｉｎｇ；ｓｗａｓｈ　ｐｌａｔｅ　ｒｅａｃｔｉｏｎ　ｆｏｒｃｅ；ｅｑｕｉｖａｌｅｎｔ　ｃｏｎｔａｃｔ　ｆｏｒｃｅ；　ｃｏｎｔａｃｔ　ｌｅｎｇｔｈ　轴向柱塞泵以其效率高、功率密度大、变量方　便、额定压力高等特点广泛应用于工业机械、行走机　械、航空及航天领域［　。］．柱塞滑靴组件是轴向柱塞　泵内部的关键部件之一，国内外学者对柱塞副润滑　性能、热变形、柱塞径向微观运动及摩擦副材料配对　等方面展开了广泛研究［４　］．由于铜套能够满足柱塞　副的很多性能要求，被广泛地应用于轴向柱塞泵中　但其对柱塞滑靴组件的受力会产生怎样的影响却鲜　见报道．本文通过建立柱塞滑靴组件的动力学模型　及柱塞滑靴组件与缸体孔间的接触长度模型，建立　起铜套对柱塞滑靴组件受力影响的机理，利用　ＭＡＴＩ　ＡＢ和ＡＭＥＳｉｍ仿真软件相结合的技术研　收稿日期：２０１５－１２－２１　基金项目：温州市科技特派员专项（２０１４ＦＤＯ２）　作者简介：杨国来（１９６３一）。男，辽宁沈阳人，教授，博导．　兰州理工大学学报　第４３卷　究铜套对柱塞滑靴组件受力的影响．　Ｆｗ一（ＦＩ　＋ＦＲ）ｆ　（３）　１单柱塞滑靴组件的动力学建模　柱塞随着缸体运动时完成吸排油两个过程，且　柱塞运动方向及腔内吸排油压力不一样，因此柱塞　在吸排油时受力情况不同．　１．１排油过程单柱塞滑靴组件的受力分析　式中：，为摩擦系数，其值取决于对偶材料及润滑条　件．．　不同工况下柱塞副的润滑状况不同，可能存在　混合润滑的工况，这时柱塞滑靴组件还会受到黏性　摩擦力Ｆｘ的作用．同时柱塞滑靴组件还受到重力　ＦＧ、惯性力Ｆ　和离心力ＦＥ的作用，分别可由下面三　个方程计算：　Ｆｃ—ｍｇ　（４）　柱塞腔内油液作用在柱塞端部的液压力为Ｆ。，　它的大小主要取决于油液的压力Ｐ：　Ｆｐ一　１　７ｃｄ。Ｐ　式中：ｄ为柱塞直径．　（１）　ＦＩ＝＝＝　Ｒ　ｔａｎｐｃｏｓ　０　ＦＥ：＝：ｍＲ　。　（５）　（６）　作用在柱塞上的油液压力通过滑靴传递到斜　盘，因此斜盘会有一个反力ＦＮ作用在滑靴柱塞组件　式中：ｍ为柱塞滑靴组件的质量；Ｒ为柱塞分布圆半　径；　为泵轴转速；０为柱塞相对外死点（ＯＤＣ）转过　的角位移．　上．斜盘在倾角为　时，ＦＮ可以分解为轴向力Ｆｖ和　径向力ＦＴ，其中Ｆｖ主要克服液压力及摩擦力等完　成排液过程，而ＦＴ的存在，会使柱塞产生倾斜，如图　１所示（倾斜度被放大），从而与缸体接触端产生很　大的接触应力［。一．　除此之外，为了保证滑靴在吸排油过程中紧贴　在斜盘上，压缩的中心加力弹簧通过回程盘将力作　用在滑靴上，所以柱塞滑靴组件还受到回程盘的轴　向压力ＦＭ，滑靴在斜盘上运动时还受到阻碍滑靴运　动的库伦摩擦力ＦＳ．　柱塞滑靴组件的作用力如图２所示，其中部分　受力在图中未标出．建立如图２所示坐标系，则可列　出其沿　轴和　轴的力平衡方程和力矩平衡方程．　为了简化模型，忽略了斜盘对滑靴的摩擦阻力ＦＳ和　滑靴柱塞组件的离心力ＦＥ，即　图１柱塞倾斜示意图　Ｆｉｇ．１　Ｓｃｈｅｍａｔｉｃ　ｄｉａｇｒａｍ　ｏｆ　ｐｉｓｔｏｎ　ｉｎｃｌｉｎａｔｉｏｎ　ＦＮＣＯＳ　—ＦＭ—Ｆｌ—Ｆｘ—Ｆｐ—Ｆｗ：Ｏ　（７）　ＦＮｓｉｎ』８一ＦＬ—ＦＧ＋ＦＲ一０　，　１　、　１　（８）　考虑到柱塞与柱塞腔的径向间隙远小于柱塞直　径及柱塞在柱塞腔内的接触长度，假设在柱塞头端　Ａ处和柱塞尾端Ｂ处的接触应力线性分布，并以等　ＦＬ（Ｌ　一Ｌｆ＋专Ｌｈ）－ｔ－专　Ｒ＋　，　１　、　１　ＦＧＬ　一ＦＲ《Ｌｐ一专Ｌ　）一吉　Ｌ一０　、　ｕ　，　（９）　效接触力ＦＩ　和ＦＲ表示，如图２所示．根据力分布三　角形相似原理可得　式中：Ｌ　为柱塞滑靴组件质心到柱塞球头中心的距　离；Ｌ　为柱塞底端到球头中心的距离．　方程（７）同时考虑了库伦摩擦和黏性摩擦．当柱　甓一ＦＲ　Ｌ　；　式中：Ｌｎ、Ｌ　分别为Ａ、Ｂ两端的接触长度．　Ｖ。　Ｉ　Ｌ．—　生　一　塞副工作在完全润滑工况时只有黏性摩擦力；当柱　塞副工作在混合润滑工况时两者都存在；当柱塞副　工作在临界润滑工况时则以库伦摩擦力为主＿９］．可　以根据实际工况选择以哪种摩擦力为主．　１．２吸油过程单柱塞滑靴组件的受力分析　Ｊ＿　囊一　１＿　｝ｉ　盔　．　一　：　一・‘≈　‘　‘■　柱塞滑靴组件处于吸油过程时，其运动状态与　排油过程正好相反，因此只是改变了某些力的大小　和方向．采用与排油过程相同的假设及简化模型，则　可列出其沿　轴和　轴的力平衡方程及以柱塞球头　中心为支点的力矩平衡方程：　ＦＮＣＯＳ　—ＦＭ—ＦＩ—Ｆｐ　４－Ｆｘ　４－Ｆｗ一０　（１０）　￡　Ｌ　’　　Ｉｌｊ　Ｌ＋　≯　’　…　图２柱塞滑靴组件的受力分析　Ｆｉｇ．２　Ｓｔｒｅｓｓ　ａｎａｌｙｓｉｓ　ｏｆ　ｐｉｓｔｏｎ－ｓｌｉｐｌ￣ｅｒ　ａｓｓｅｍｂｌｙ　接触应力的存在会引起库伦摩擦力Ｆｗ，因此　ＦＮｓｉｎ　一ＦＬ—ＦＧ＋ＦＲ一０　（１１）　第１期　杨国来等：铜套对柱塞滑靴组件作用力的影响　Ｆｔ．（Ｌ　一Ｌ　ｒ＋吉Ｌ　）＋丢ｃ　＋民Ｌ　一　ＦＲ（Ｌ　一号Ｌ　）一吉《，Ｆ　一０　（１２）　式中：Ｋ为结构参数．　从方程（１３￣１７）可知，斜盘反力ＦＮ和等效接触　力ＦｈＦＲ的大小与接触长度Ｌ　密切相关．铜套对于　柱塞滑靴组件与缸体之间的影响之一就是改变了它　联立方程（１～１２）可以得到任一受力的解析解．　以排油过程为例，并选择柱塞与缸体之Ｉ＇－￣Ｊ的摩擦以　库伦摩擦为主的工况，解出如下的解析解：　ｒ，＝：＝　Ｐ二兰　ｆ二曼　２　ｆ　们之间的接触长度，所以铜套间接地改变了等效接　触力和斜盘反力．　２接触长度的数学模型　图３是含有铜套和不含铜套的斜盘式轴向柱塞　泵的结构示意图．铜套作为柱塞的导向衬套，它要比　缸体短很多，俗称“短接触柱塞”［】　．通过合理控制　铜套的长度，使成本最小化，还可以改变导向套的材　，　　）　一　Ｒ　＝：＝　１２Ｌｐ一６Ｌｒ一６ｄｒ　一　（　（　（／　３　）４　Ｍ　、　）５　坫　　６　料以满足所需的摩擦要求，并且降低缸体柱塞孔的　７　＂　）皋　Ｋ一鬃　一　工艺要求，降低了加工成本．缸体柱塞孑Ｌ直接作为导　向衬套，接触长度更长，俗称“长接触柱塞　］．柱塞　孔的工艺要求高，加工成本高，但能减少泄漏．　（ａ）长接触柱塞　（ｂ）短接触柱塞　图３斜盘式轴向柱塞泵导向套示意图　Ｆｉｇ．３　Ｓｃｈｅｍａｔｉｃ　ｄｉａｇｒａｍ　ｏｆ　ｇｕｉｄｅ　ｓｌｅｅｖｅ　ｏｆ　ａｘｉａｌ　ｐｉｓｔｏｎ　ｐｕｍｐ　ｗｉｔｈ　ｓｗａｓｈ　ｐｌａｔｅ　２．１长接触柱塞数学模型　图３ａ是缸体柱塞孔直接作为导向套（便于描述简称“不含铜套”），以外死点（ＯＥＣ）作为基准点，柱　塞与缸体间的接触长度此时最短，设为Ｌ。，其值由　下式确定：　Ｌｏ－－－Ｌ　一Ｌｂ—Ｒ（ｔａｎ　ｉｔｍ。　４－ｔａｎ　）　（１８）　式中：Ｌ０为最小含接长度；Ｌ。为柱塞腔的长度；Ｌ　为　防止柱塞撞缸的预留长度；　为斜盘最大倾角．　随着柱塞从外死点转过任一角度　运动到Ａ　移周期性变化，且在　一１８０。时达到最大值：　Ｌ｛Ｔｌ　＝Ｌ　一Ｌｂ—Ｒ（ｔａｎ　２．２短接触柱塞数学模型　一ｔａｎ　（２１）　图３ｂ是铜套作为导向套的示意图．从图中可以　直观地看到，当接触长度小于铜套的长度时，接触长　度随着柱塞位移的增大而增大，而当柱塞的位移和　最小含接长度之和大于铜套长度时，接触长度就等　于铜套长度．因此短接触柱塞的接触长度可由下式　确定：　位置时，接触长度Ｌｆ可由下式确定：　Ｌｆ—Ｌ。４－Ｌ。　Ｌ。一Ｒｔａｎ　（１一ＣＯＳ　）　式中：Ｌ。为柱塞的位移．　对于长接触柱塞，其接触长度随着柱塞的角位　（１９）　（２０）　ｆ１．ｆ—Ｌ。４－Ｌ。Ｌｆ＜Ｌ　【Ｌｆ—Ｌ　式中：Ｌ　为铜套的长度．　Ｌｆ≥Ｌ　…、　方程组（２２）表明短接触柱塞的接触长度最大值　取决于铜套的长度．　兰州理工大学‘学报　・　第４３卷　３铜套对柱塞滑靴组件受力的影响　３．１仿真建模　基于上文对柱塞滑靴组件的受力和接触长度的　分析，采用ＭＡＴＩ　ＡＢ程序编程和单柱塞ＡＭＥＳｉｍ　建模相结合的办法分析接触长度对柱塞滑靴组件受　力的影响，仿真计算流程如图４所示．柱塞滑靴组件　与缸体间的接触长度和柱塞滑靴组件的作用力采用　ＭＡＴＬＡＢ程序编程，而柱塞腔内油液的压力变化　是一个动态的过程，采用ＡＭＥＳｉｍ仿真建模．对某　一型号的轴向柱塞泵简化建模，建立该型号泵的单　柱塞ＡＭＥＳｉｍ仿真模型，如图５所示．将其仿真得　到的柱塞腔压力数据导人到ＭＡＴＩ　ＡＢ程序当中，　便可得到柱塞滑靴组件任一时刻的作用力．该型号　泵的主要参数见表１．　输入泵的结构参　数　系统参数等　／启动＼　ＡＭ暖Ｓｉｍ　＼模型／　＼／　Ｉ输出　入柱塞腔、　　Ｉ　ｌ输入　３３　２　２　Ｏ　Ｏ　２　６　４　６　４　２　０　１　的　∞■　５　５　０　５　５　＝二　ｌ　输出／锌　＼输出　短接触柱塞一滑　长接触柱塞一滑　靴组件作用力计　靴组件作用力计　算结果及其图形　算结果及其图形　图４仿真计算流程　Ｊ　Ｆｉｇ．４　Ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ　ｃａｌｃｕｌａｔｉｎｏ　ｆｌｏｗ　Ｉ　图５单柱塞液压模型　Ｆｉｇ，．５　Ｈｙｄｒａｕｌｉｃｍｏｄｅｌ　ｏｆ　ｓｉｎｇｌｅｐｉｓｔｏｎ　表１轴向柱塞泵的基本参数　Ｔａｂ．１　Ｂａｓｉｃ　ｐａｒａｍｅｔｅｒｓ　ｏｆ　ａｘｉａｌ　ｐｉｓｔｏｎ　ｐｕｍｐ　参数　数值　额定压力／ＭＰａ　转速／（ｒ・ｍｉｎ一　）　柱塞滑靴组件质量／ｇ　吸油口压力／ＭＰａ　壳体压力／ＭＰａ　柱塞直径／ｍｍ　一　柱塞长度／ｍｍ　铜套长度／ｍｍ　柱塞腔深度／ｍｍ　／＼　＼／　＞　柱塞分布圆半径／ｒａｍ　回程力／Ｎ　柱塞副摩擦系数　斜盘最大倾角／（。）　３．２铜套对柱塞滑靴组件受力的影响　一　３．２．１斜盘反力　图６是柱塞泵斜盘倾角　一１６。，额定压力下斜　盘反力ＦＮ和接触长度Ｌ　的曲线图．从图中可以看　出，不含铜套的接触长度Ｌｎ和含有铜套的接触长度　Ｌｆ２在角位移为６７。左右开始发生变化，２９３。左右又　逐渐相等，但同一区间的不含铜套的斜盘反力ＦＮ　和含有铜套的斜盘反力Ｆ№几乎重合，从其局部放　大图中看到两者的区别很小．说明铜套对作用在柱　塞滑靴组件上的斜盘反力影响很小．图７是负载压　力分别为２５．ｏ、３４．３、４５．０　ＭＰａ下不含铜套的斜盘　反力和含铜套的斜盘反力的曲线图．从图中可以看　出不含铜套的斜盘反力和含有铜套的斜盘反力在不　同负载压力下两者几乎重合，只是负载压力越大，斜　盘反力相应地增大．　７０　６５　６０　５５　５０　ｌ　４５　４０　３５　３０　２５　０　４０　８０　１２０　１６０　２００　２４０　２８０　３２０　３６０　（。）　图６铜套对斜盘反力的影响　Ｆ唔６　Ｅｆｆｅｃｔ　ｏｆ　ｂｒａｓｓ　ｂｕｓｈｉｎｇｏｎ　ｒｅａｃｔｉｏｎ　ｆｏｒｃｅ　ｏｆ　ｓｗａｓｈ　ｐｌａｔｅ　图８是负载一定，斜盘倾角分别为８。、１２。、１６。　时斜盘反力的曲线图，不同倾角下，铜套对斜盘反力　第１期　杨国来等：铜套对柱塞滑靴组件作用力的影响　Ｏ　６　２　８　４　Ｏ　６　２９　７　４　２　　８　４　加　，／、／／＼／、　一４５．Ｏ　ＭＰａ　／，、厂　ｊ３４　３　ＭＰａ　／２５．０　ＭＰａ　八／、　一　，　…　：　‘０　４０　８０　１２Ｏ　１６０　２００　２４０　２８０　３２０　３６０　ｏ／（。）　图７压力对斜盘反力的影响　Ｆｉｇ．７　Ｅｆｆｅｃｔ　ｏｆ　ｐｒｅｓｓｕｒｅ　ｏｎ　ｒｅａｃｔｉｏｎ　ｆｏｒｃｅ　ｏｆ　ｓｗａｓｈ　ｐｌａｔｅ　——Ｂ＝ｌ６。　…。一／３＝１２。　……－／３＝ｓ。　Ｅ　Ｏ　４Ｏ　８０　１２０　１６０　２００　２４０　２８０　３２０　３６０　ｏｉ（。）　（ａ）无铜套　．　，　：　　：．：－ｆＪ　ｆ　…。——卢一ｌｆ＝ｌ１６２。　……・８：８。　．．．　０　４Ｏ　８０　１２０　１６０　２００　２４０　２８０　３２０　３６０　ｅ｜ｃ、　（ｂ）有铜套　图８不同倾角下的斜盘反力　Ｆｉ．ｇ８　Ｒｅａｃｔｉｏｎ　ｆｏｒｃｅ　ｏｆ　ｓｗａｓｈ　ｐｌａｔｅ　ｗｉｔｈ　ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ　ｉｎ　ｄｉｎｅｄ　ａｎｇｌｅｓ　几乎没有影响，即铜套对斜盘反力的影响与斜盘倾　角无关．虽然不同倾角下斜盘反力稍有不同，究其原　因可能是压力对斜盘倾角比较敏感，斜盘倾角不同，　柱塞腔内密闭的容腔体积不同，其所产生的压力会　有差别．结合图６～８可以得出：斜盘对柱塞滑靴组　件的反作用力几乎不受铜套的影响，与负载压力对　斜盘反力的影响相比，铜套的影响完全可以忽略．　３．２．２等效接触力　图９是斜盘倾角　一１６。，额定压力下柱塞头端　等效接触力ＦＩ　与其相应接触长度Ｌ　的曲线图．图９　中柱塞头端等效接触力ＦＬ和接触长度Ｌｎ在Ａ　Ｄ　Ｈ　ｍ　８　６　４　２　加　Ｈ　ｍ　８　６　４　２　ｌ２　ｌ０　８　至６　＼　４　２　０　２　ｏ／（。）　图９铜套对柱塞头端等效接触力的影响　Ｆ唔９　Ｅｆｆｅｃｔ　ｆｏ　ｂｒａｓｓ　ｂｕｓｈｉｎｇ　ｏｎ　ｅｑｕｉｖａｌｅｎｔ　ｃｏｎｔａｃｔ　ｆｏｒｃｅ　ｆｏｐｉｓｔｏｎ　ｈｅａｄ　ｅｎｄ　段有明显的变化，在Ｄ　Ｅ　段变化很小，在Ａ　点之前　和Ｅ　点之后相等．在Ｂ　点之前，不含铜套的柱塞接　触长度Ｌ　和含有铜套的接触长度Ｌｈ２相等，同一　下的Ａ　点之前，不含铜套的等效接触力ＦＩＪ　和含有　铜套的等效接触力　也相等；在Ｂ　Ｃ　段，不含铜套　的接触长度Ｌｍ先增大后减小，但始终大于含铜套　的接触长度Ｌ　，不含铜套的等效接触力ＦＩ　要比含　有铜套的等效接触力Ｆ　小．在排油区，其中不含铜　套的柱塞头端等效接触力ＦＩ　随着接触长度ＬＭ的　增加迅速降低，含有铜套的柱塞接触长度Ｌ　保持　不变，等效接触力Ｆ　也保持在一个稳定范围内，只　是随着油液压力有一定的脉动；在吸油区，柱塞头端　等效接触力随着接触长度的减小缓慢增大，不含铜　套的等效接触力Ｆｕ增加的比含有铜套的等效接触　力Ｆ　快；在Ｃ　点之后柱塞接触长度相等，等效接触　力相等．基于以上变化规律，可以发现作用在柱塞头　端的等效接触力受油液压力ｐ和接触长度Ｌ　的共　同影响．图９中同一接触长度下，铜套对排油区柱塞　头端的影响明显大于吸油区，表明铜套对柱塞头端　等效接触力的影响对油压敏感，压力越大影响越明　显．铜套对等效接触力的影响是通过改变接触长度　Ｌ　实现的，当接触长度大于铜套长度后会保持不　变，使得等效接触力更多的只受油压作用．　图１Ｏ是铜套长度分别为４Ｏ，４５，５０　ｍｍ时作用　在柱塞头端的等效接触力Ｆ　的曲线图．从图中可　以看出，Ｌ。一４０　ｍｍ时处于排油区的ＦＩ２在ｌＯ．６　ｋＮ左右上下波动；Ｌ　－－４５　ｍｍ时处于排油区的　在９．３　ｋＮ左右上下波动；Ｌ。一５０　ｍｌＴｌ时处于排油　区的ＦＩ。在８．３　ｋＮ左右上下波动．说明作用在柱塞　滑靴组件头端的等效接触力，其稳定值的范围与铜　套的长度有关，铜套长度越短，等效接触力稳定值会　兰州理工大学学报　第４３卷　更大．所以合理设计铜套的长度能有效控制作用在　柱塞滑靴组件头端的等效接触力，降低等效接触力　触力对斜盘倾角的敏感度，究其原因是铜套改变了　接触长度的变化规律．图１２ａ中处于排油区的Ｌ　随　着　的增大而增大，且　越大，Ｌｎ　增大的梯度越大，　因此ＦＩ　】脉动值大；图１２ｂ中处于排油区的Ｌｈ２受Ｌ。　影响先增大后保持不变，且Ｌ　的最大值不受　影响　而是由Ｌ　决定，因此　脉动值小；当Ｌ　保持不变　的脉动幅值，从而提高柱塞滑靴组件的使用寿命．　１２　５　１０．０　互７　５　——　一Ｌ＝４０　ｎ１ｍ　—－．一Ｌ＝４５　ｍｍ　时，等效接触力更多的只受到压力的影响，倾角越　５．０　—　Ｌ：５０　Ｆｉｌｍ　２　５　０　４Ｕ　８Ｏ　ｌ２０　ｌ６０　２００　２４０　２８０　３２０　３６０　ｅ／（。）　图ｌ０铜套长度对柱塞头端等效接触力的影响　Ｆｉｇ．１０　Ｅｆｆｅｃｔ　ｏｆ　ｂｒａｓｓ　ｂｕｓｈｉｎｇ　ｌｅｎｇｔｈ　Ｏｉｌ　ｅｑｕｉｖａｌｅｎｔ　ｃｏｎ—　ｔａｃｔ　ｆｏｒｃｅ　ｏｆｐｉｓｔｏｎ　ｈｅａｄ　ｅｎｄ　图ｌ１是斜盘倾角口一１６。，额定压力下柱塞尾端　等效接触力ＦＲ与其相应接触长度Ｌ　的曲线图．从　图中可以看出，柱塞滑靴组件尾端等效接触力变化　规律和头端等效接触力相似，说明铜套对柱塞滑靴　组件尾端等效接触力的影响和头端是一致的，即铜　套能改变尾端等效接触力的大小，使处于排油区尾　端的等效接触力稳定在一个范围内，这个稳定值与　铜套长度有关．　０　５　Ｏ　５　Ｏ　５　Ｏ　５　Ｏ　５　０　５　ｕｌＬｕ＼ｊｒ，　ｅ／（　）　图１１铜套对柱塞尾端等效接触力的影响　Ｆｉｇ．１１　Ｅｆｆｅｃｔ　ｏｆ　ｂｒａｓｓ　ｂｕｓｈｉｎｇ　ｏｎ　ｅｑｕｉｖａｌｅｎｔ　ｃｏｎｔａｃｔ　ｆｏｒｃｅ　ｏｆｔｈｅｐｉｓｔｏｎｔｒａｉｌｉｎｇ　ｅｎｄ　图１２是斜盘倾角　分别为８。、１２。、１６。时柱塞　头端等效接触力与接触长度的曲线图．图ｌ２中当　一１６。时，处于排油区的Ｆ　不均匀系数为０．６０４，　Ｆｌ。不均匀系数为０．２５５；当　一１２。时Ｆｕ不均匀系　数为０．４５３，Ｆ　不均匀系数为０．１６１；当　一８。时Ｆｕ　不均匀系数为０．３１９，Ｆ　不均匀系数为０．１１３．这些　数据表明，在排油区不含铜套的等效接触力Ｆ　受　斜盘倾角影响很大，　越大，脉动越大；含有铜套的　等效接触力Ｆｒ　同样也受口的影响，但相比Ｆｕ，同　一　下，脉动值大大降低．这说明铜套降低了等效接　小，压力越小，因此等效接触力也越小．　一　ｌ６。的　．值一　１６。的　值　ｅ／（。）　（ａ）无铜套　ｅ／（。）　（ｂ）有铜套　图１２不同倾角时铜套对柱塞头端等效接触力的影响　Ｆｉｇ．１２　Ｅｆｆｅｃｔ　ｏｆ　ｂｒａｓｓ　ｂｕｓｈｉｎｇ　ｏｎ　ｅｑｕｉｖａｌｅｎｔ　ｃｏｎｔａｃｔ　ｆｏｒｃｅ　ｏｆ　ｐｉｓｔｏｎ　ｈｅａｄ　ｅｎｄ　ｗｊｔｌＩ　ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ　ｉｎｃｌｉｎｅｄ　ａｎｇｌｅｓ　图１３是斜盘倾角　分别为８。、１２。、１６。时作用　在柱塞滑靴组件尾端的等效接触力与接触长度的曲　线图，从图中可以看出，铜套对其的影响和头端等效　接触力是一样的．综合以上铜套对作用在柱塞滑靴　组件等效接触力的分析，可以得出铜套对等效接触　力影响很大，它能使处于排油区时的等效接触力稳　定在一定范围内，这个稳定值与铜套的长度和斜盘　倾角有关；合理设计铜套的长度能有效降低等效接　触力的脉动值以及等效接触力对斜盘倾角的敏感　度，改善柱塞滑靴组件的受力，从而提高泵的使用寿　命．　第１期　杨国来等：铜套对柱塞滑靴组件作用力的影响　一　１６。的，　值一一　１６。的　值　７　２４　６　２３　５　２２　２１　４　ｚ　３　２０　ｌ　ｌ９　２　１８　ｌ　Ｉ７　Ｏ　１６　—Ｉ　１５　０　４Ｏ　８Ｏ　ｌ２Ｏ　１６０　２００　２４０　２８０　３２０　３６０　ｏ１（。）　（ａ）无铜套　——　１６。的　值—．一　１６。的　值　７　２Ｏ　６　１９　５　ｌ８　４　至３　ｌ７　ｌ＼　　１６　２　Ｊ５　ｌ　Ｏ　ｌ４　一１　ｌ３　０　４Ｏ　８Ｏ　ｌ２Ｏ　ｌ６０　２００　２４０　２８０　３２０　３６０　０／（。）　（ｂ）有铜套　图１３不同倾角时铜套对柱塞尾端等效接触力的影响　Ｆｉｇ．１３　Ｅｆｆｅｃｔ　ｏｆ　ｂｒａｓｓ　ｂｕｓｈｉｎｇ　ｏｎ　ｅｑｕｉｖａｌｅｎｔ　ｃｏｎｔａｃｔ　ｆｏｒｃｅ　ｏｆ　ｐｉｓｔｏｎ　ｔｒａｉｌｉｎｇ　ｅｎｄ　ｗｉｔｈ　ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ　ｉｎ‘　ｄｉｎｅｄ　ａｎｇｌｅｓ　４结论　１）铜套对作用在柱塞滑靴组件上的斜盘反作　用力影响很小，相比油液压力对斜盘反力的影响，铜　套的影响可以忽略．　２）铜套对作用在柱塞两端的等效接触力影响很　大，这种影响主要发生在排油区，并且是由铜套通过　改变柱塞副接触长度的变化规律引起的．　３）铜套作为衬套时，处于排油区的等效接触力　稳定在一定的范围内，其稳定值与铜套的长度和斜　盘倾角有关．铜套长度越短，斜盘倾角越大，等效接　触力稳定值越大．　４）相比缸体直接作为衬套，铜套能有效降低等　效接触力的脉动和对斜盘倾角的敏感度．所以铜套　作为柱塞副的衬套，不仅能提高柱塞副的耐磨性能，　还可以改善作用在柱塞滑靴组件上的等效接触力，　提高柱塞滑靴组件的使用寿命．　参考文献　Ｉ－１－Ｉ路甬祥．液压气动技术的进展ＥＪ３．国际学术动态，１９９４（３）：　６４－６８．　－１２３王益群，张伟．流体传动及控制技术的评述［Ｊ］．机械工程学　报，２００３，３９（１０）：９５—９９．　［３３成俊兰，吴晓明．２１世纪的液压技术发展展望ｌ－Ｊ３．通用机械，　２００３（３）：１３—１４．　［４］ＭＵＲＲＥＮＨＯＦＦ　Ｓ　Ｇ　Ｈ．Ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ　ｏｆ　ｔｈｅ　ｌｕｂｒｉｃａｔｉｎｇ　ｆｉｌｍ　ｂｅ—　ｔｗｅｅｎ　ｃｏｎｔｏｕｒｅｄ　ｐｉｓｔｏｎ　ａｎｄ　ｃｙｌｉｎｄｅｒ　ＥＪ３．Ｉｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌ　Ｊｏｕｒｎａｌ　ｏｆ　Ｆｌｕｉｄ　Ｐｏｗｅｒ，２０１０，１１（２）：ｔ５—２４．　［５］ＰＥＩ　ＯＳＩ　Ｍ，ＩＣＡＮＴＹＳＹＮＯＶＡ　Ｍ．Ｈｅａｔ　ｔｒａｎｓｆｅｒ　ａｎｄ　ｔｈｅｒｍａｌ　ｅｌａｓｔｉｃ　ｄｅｆｏｒｒｎａｔｉｏｎ　ａｎａｌｙｓｉｓ　Ｏｎ　ｔｈｅ　ｐｉｓｔ０ｎ／ｃｙ１ｉｎｄｅｒ　ｉｎｔｅｒｆａｃｅ　ｏｆ　ａｘｉａｌ　ｐｉｓｔｏｎ　ｍａｃｈｉｎｅｓ口］．Ｊｏｕｒｎａｌ　ｏｆ　Ｔｒｉｂｏｌｏｇｙ，２０１２，１３４（４）：　１ｌ９—１２８．　［６］ＸＵ　Ｂｉｎｇ，ＺＨＡＮＧ　Ｊ，ＹＡＮＧ　Ｈ，ｅｔ　ａ１．Ｉｎｖｅｓｔｉｇａｔｉｏｎ　ｏｎ　ｔｈｅ　ｒａ—　ｄｉａｌ　ｍｉｃｒｏ－ｍｏｔｉｏｎ　ａｂｏｕｔ　ｐｉｓｔｏｎ　ｏｆ　ａｘｉａｌ　ｐｉｓｔｏｎ　ｐｕｍｐ［Ｊ］．（３ｈｉ—　ｎｅｓｅ　Ｊｏｕｒｎａｌ　ｏｆ　Ｍｅｅｈａｎｉｃａｌ　Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，２０１３，２６（２）：３２５—３３３．　［７］ＰＥＬＯＳＩ　Ｍ　Ａｎ　ｉｎｖｅｓｔｉｇａｔｉｏｎ　ｏｆ　ｔｈｅ　ｌｆｕｉｄ－ｓｔｒｕｃｔｕｒｅ　ｉｎｔｅｒａｃｔｉｏｎ　ｏｆ　ｐｉｓｔｏｎ／ｃｙｌｉｎｄｅｒ　ｉｎｔｅｒｆａｃｅ　ｒＤ］．ｗｅｓｔ　Ｌａｆａｙｅｔｔｅ：Ｐｕｒｄｕｅ　Ｕｎｉ—　ｖｅｒｓｉｔｙ，２０１２．　［８］　李壮云．液压元件与系统Ｉ－Ｍ］．３版．北京：机械工业出版社，　２０１２．　［９］许耀明．油膜理论与液压泵和马达的摩擦副设计［Ｍ］．北京：　机械工业出版社，１９８７．　［１Ｏ３　ＩＶＡＮＴＹＳＹＮ　ｊ，ⅣＡＮＴＹｓＹＮＯｖＡ　Ｍ．Ｈｙｄｒｏｓｔａｔｉｃ　ｐｕｍｐｓ　ａｎｄ　ｍｏｔｏｒｓ［Ｍ］．Ｎｅｗ　Ｄｅｌｈｉ：Ａｋａｄｅｍｉａ　Ｂｏｏｋｓ　Ｉｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌ，　２００１．