負(fù)壓裝置噴射流通道結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)仿真

賈 凱，關(guān) 波，劉修配，常 晶，仝 杰，關(guān)世璽

(1.中北大學(xué) 機(jī)電工程學(xué)院，太原 030051；2.北方自動(dòng)控制技術(shù)研究所，太原 030051;3.江西星火軍工工業(yè)有限公司，南昌 331700)

膛線加工的特點(diǎn)是，既具有深孔加工的特性，又屬于內(nèi)螺旋槽加工工藝，加工工藝難度大，是行業(yè)內(nèi)公認(rèn)一個(gè)的制造難點(diǎn)[1]。深孔加工技術(shù)由于其加工過程的特殊性，技術(shù)人員不能直接觀測到鉆削情況，切削效果很不理想，如何解決加工過程中出現(xiàn)的排屑不暢問題已經(jīng)成為提升深孔鉆削效果的重中之重[2]。目前常用的技術(shù)手段是通過優(yōu)化負(fù)壓內(nèi)排屑系統(tǒng)結(jié)構(gòu)，進(jìn)而提升DF系統(tǒng)[3]的加工精度，提高加工過程的穩(wěn)定性和可靠性，解決多種型號(hào)身管膛線在科研試制和生產(chǎn)中遇到的基礎(chǔ)性、共性問題，滿足生產(chǎn)單位的技術(shù)需求，以適應(yīng)新型火炮身管逐步向采用多種類型膛線技術(shù)的發(fā)展趨勢(shì)。

本文重點(diǎn)研究如何增大DF系統(tǒng)的負(fù)壓抽屑能力[4]，通過對(duì)原有噴射流通道的結(jié)構(gòu)及原理[5]進(jìn)行分析，采用提高切削液速率，降低負(fù)壓區(qū)負(fù)壓值的方法，建立收縮型雙曲線射流通道二維模型，替代原有的直射流模型，利用Fluent軟件對(duì)不同尺寸收縮雙曲線負(fù)壓裝置的抽屑效應(yīng)進(jìn)行對(duì)比分析，得到負(fù)壓排屑效果最優(yōu)的射流通道模型。

1 DF負(fù)壓抽屑系統(tǒng)

1.1 DF負(fù)壓排屑系統(tǒng)結(jié)構(gòu)和鉆削原理

如圖1所示,系統(tǒng)通過油泵供給輸送給前后Q1，Q2兩支切削潤滑液[6]。前一支切削液Q1首先流入排屑通道中的輸油器，流經(jīng)鉆桿與已完成加工孔壁之間的輸油間隙后，流向切削區(qū)中的切削刃，將廢屑推入鉆桿后進(jìn)入抽屑裝置。后一支切削液為主射流，它流經(jīng)負(fù)壓通道流入負(fù)壓抽屑裝置，由于射流通道之間的間隙狹窄而獲得較高的流速，鉆桿末端會(huì)因流速增大形成錐面射流出現(xiàn)負(fù)壓區(qū)，產(chǎn)生對(duì)切屑的抽吸作用，可以提高整個(gè)內(nèi)部排屑通道的介質(zhì)流動(dòng)速率，從而使排屑流速度和能量提高，實(shí)現(xiàn)快速有效排屑的目的[7]。

1.加工零件; 2.BTA鉆頭; 3.鉆桿; 4.輸油器;5.鉆桿定位頭; 6.負(fù)壓抽屑裝置

圖1 DF系統(tǒng)整體結(jié)構(gòu)

1.2 影響負(fù)壓排屑的主要因素

基于流體力學(xué)理論分析研究負(fù)壓抽屑裝置的原理[8-10]，建立負(fù)壓抽屑裝置負(fù)壓射流通道模型,如圖2所示。

圖2 負(fù)壓抽屑裝置油液射流通道匯流模型示意圖

通過流體力學(xué)理論，對(duì)負(fù)壓抽屑裝置射流通道進(jìn)行理論分析可知，負(fù)壓射流的能量轉(zhuǎn)換效率越高，負(fù)壓裝置抽屑效果越好。影響負(fù)壓抽屑效果的主要是射流通道間隙S、射流角度k以及負(fù)壓區(qū)通道流量Q，降低負(fù)壓區(qū)的壓力，就可以有效提高負(fù)壓抽屑效果。其負(fù)壓裝置噴嘴射流通道處具有動(dòng)量F以及軸向分量Fx和徑向分量Fy分別為:

(1)

(2)

(3)

式中：d為負(fù)壓噴口直徑；Ton為負(fù)壓射流通道出口處動(dòng)量修正系數(shù)。

其中軸向分量Fx與轉(zhuǎn)換射流能量的大小呈正相關(guān)，徑向分量Fy與損失的射流能量的大小呈負(fù)相關(guān)，相比于傳統(tǒng)射流通道，為了提高射流轉(zhuǎn)換能量和轉(zhuǎn)換速率，增大Fx降低Fy，將原有射流通道改為收縮雙曲線結(jié)構(gòu)，可以降低負(fù)壓最小值，提高切削液的流速。

2 模型設(shè)計(jì)和仿真設(shè)置

2.1 物理模型

本研究提出的收縮型雙曲面射流通道結(jié)構(gòu)(如圖3(a))是DF內(nèi)排屑系統(tǒng)的子結(jié)構(gòu)，在不考慮切屑存在的前提下，將除負(fù)壓噴射角度和橢圓短半軸的長度均設(shè)置為定值，即切削液流速10 m/s,負(fù)壓射流油液流速20 m/s,負(fù)壓噴嘴間隙最小值保持0.4 mm，運(yùn)用Fluent將構(gòu)建好的三維內(nèi)流道模型進(jìn)行仿真，針對(duì)負(fù)壓系統(tǒng)中切削液的流動(dòng)狀態(tài)進(jìn)行分析研究。

圖3(b)中，射流通道物理模型為半橢圓形狀，噴射角度為k，短半軸長為b。由于k，b的尺寸大小對(duì)裝置的負(fù)壓效果都會(huì)產(chǎn)生一定程度的影響，本研究將利用正交試驗(yàn)法對(duì)不同尺寸負(fù)壓射流通道結(jié)構(gòu)與圖4所示原有射流通道結(jié)構(gòu)進(jìn)行仿真對(duì)比分析，k的取值分別為30°、31°、32°、33°、34°，短半軸b的取值分別為0.5 mm、0.8 mm、1 mm、1.2 mm、1.5 mm,組合出25組不同尺寸的射流通道結(jié)構(gòu)進(jìn)行仿真試驗(yàn)。

圖3 收縮雙曲線射流通道模型

圖4 傳統(tǒng)射流通道處示意圖

2.2 計(jì)算方法

1)將建立好的三維模型導(dǎo)入ICEM,定義邊界條件，分步劃分網(wǎng)格,輸出msh格式文件；

2)啟動(dòng)Fluent，選擇三維求解器，將msh格式文件導(dǎo)入，并進(jìn)行網(wǎng)格檢測；

3)在黏性模型中選定標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模型(忽略重力)；

4)流體材料設(shè)置為Sulfur-Liquid，密度為2 000 kg/m3，黏度為 1.72×103kg/m·s；

5)壁面選擇無滑移條件，壁面粗糙度0.5，其余標(biāo)量選擇不可滲透壁面條件；

6)選擇數(shù)值計(jì)算差分格式：① 壓力插值默認(rèn)standard法；② 壓力-速度耦合方式應(yīng)用SIMPLEC；動(dòng)量、湍流動(dòng)能、湍流耗散率選擇Second Order Upwind Scheme；

7)設(shè)置邊界條件：取inlet1處的流速為10 m/s；inlet2射流口處的流速為20 m/s；

8)設(shè)置收斂標(biāo)準(zhǔn)并進(jìn)行初始化計(jì)算，差分方程表示的連續(xù)方程兩邊的差值小于0.000 01為準(zhǔn)，設(shè)置迭代次數(shù)觀察收斂結(jié)果。

3 試驗(yàn)結(jié)果分析研究

將收縮雙曲線結(jié)構(gòu)負(fù)壓射流裝置與傳統(tǒng)射流裝置結(jié)構(gòu)通過建立的監(jiān)測模型對(duì)比分析速度變化、負(fù)壓效應(yīng)，進(jìn)而確定最優(yōu)解。

1)負(fù)壓變化對(duì)比

圖5為傳統(tǒng)負(fù)壓結(jié)構(gòu)XY軸仿真曲線，負(fù)壓值在噴射錐角處至混流區(qū)之間急劇下降，之后逐漸達(dá)到穩(wěn)定值。設(shè)定18 mm處壓力值為監(jiān)測參考點(diǎn)P，P點(diǎn)為真空區(qū)切削液的最低負(fù)壓值，反映了負(fù)壓排屑裝置對(duì)切削液的抽吸效果，P處壓力值為-33 100 Pa。

圖5 負(fù)壓變化曲線

對(duì)25組不同尺寸結(jié)構(gòu)的射流通道結(jié)構(gòu)進(jìn)行仿真分析，監(jiān)測P點(diǎn)數(shù)值得到負(fù)壓效應(yīng)對(duì)比結(jié)果，如表1所示。

由圖5和表1進(jìn)行負(fù)壓值分析可知：

① 多組收縮型雙曲線結(jié)構(gòu)負(fù)壓最小值均低于原有負(fù)壓結(jié)構(gòu)負(fù)壓最小值，分別為31°(0.5 mm)、34°(0.5 mm)、31°(0.8 mm)、32°(0.8 mm)、33°(0.8 mm)、31°(1 mm)、32°(1.2 mm)、33°(1.2 mm)、34°(1.2 mm)、34°(1.5 mm)。其中31°(0.5 mm)、32°(0.8 mm)、32°(1.2 mm)、33°(1.2 mm)、34°(1.2 mm)這5組負(fù)壓最小值相較于原有負(fù)壓最小值降低幅度均超過22%。

② 當(dāng)噴射角K=32°、短半軸b=0.8 mm時(shí)，負(fù)壓提升效果相較于原有負(fù)壓裝置結(jié)構(gòu)最為明顯，負(fù)壓最小值降低了42%。

③ 通過改變噴射角K和短半軸b的尺寸大小，降低射流噴嘴外側(cè)前后分離區(qū)的能量損耗，提高負(fù)壓裝置真空區(qū)的抽吸能力，得到排屑效果最好監(jiān)測模型。

表1 18 mm處不同尺寸下負(fù)壓效應(yīng) Pa

2)速率變化對(duì)比

圖6為傳統(tǒng)負(fù)壓結(jié)構(gòu)XY軸速度變化仿真曲線，反映了切削液在內(nèi)部運(yùn)動(dòng)速率的提高程度，速度最大值為 11.485 7 m/s。

圖6 速率變化曲線

對(duì)25組不同結(jié)構(gòu)的射流通道結(jié)構(gòu)進(jìn)行仿真分析，如圖7～圖11。觀測得出切削液流速的提高程度并進(jìn)行分析，選出效果最優(yōu)的組合。

對(duì)監(jiān)測得到的反映切削液流速提高程度不同結(jié)構(gòu)的射流通道進(jìn)行仿真分析，得到速度值如表2所示。

圖7 30°噴射角下不同半軸監(jiān)測速度曲線

圖8 31°噴射角下不同半軸監(jiān)測速度曲線

圖9 32°噴射角下不同半軸監(jiān)測速度曲線

圖10 33°噴射角下不同半軸監(jiān)測速度曲線

圖11 34°噴射角下不同半軸監(jiān)測速度對(duì)比曲線

表2 不同數(shù)值組合下速度對(duì)比 m·s-1

b/mm30°31°32°33°34°0.511.115 311.966 310.988 010.902 011.840 40.811.446 511.966 312.057 411.164 411.646 5111.354 011.729 111.406 811.262 211.230 41.211.313 411.204 611.914 611.906 712.001 01.511.281 511.303 210.870 811.337 311.811 6

由圖6～圖11和表2進(jìn)行速度分析可知：

① 多組收縮型雙曲線負(fù)壓射流裝置相較于原有結(jié)構(gòu)，切削液流速均有明顯增大。

② 當(dāng)噴射角K=32°、短半軸b=0.8 mm時(shí)速度值相較于原有負(fù)壓裝置結(jié)構(gòu)增幅最大，速度值提高5%；噴射錐角K=34°、短半軸b=1.2 mm效果次之，速度值提高4.5%。

③ 該結(jié)構(gòu)尺寸的大小影響射流噴嘴處前后分離區(qū)能量交換：噴射角K增大，雖然可以減少該區(qū)域的能量損失，但同時(shí)也減少了切削液的軸向流速；噴射角K減小，會(huì)影響射流油液和切削油液的能量轉(zhuǎn)換與傳遞。

4 結(jié)論

試驗(yàn)表明，該收縮型雙曲面結(jié)構(gòu)射流通道與原有負(fù)壓射流裝置相比，在負(fù)壓效應(yīng)和切削液流速方面都優(yōu)于傳統(tǒng)負(fù)壓系統(tǒng)，負(fù)壓區(qū)負(fù)壓值降低，切削液流速增大；在深孔加工中，通過仿真分析得到當(dāng)噴射錐角K=32°、短半軸b=0.8 mm時(shí)為雙曲線收縮型結(jié)構(gòu)射流通道的最優(yōu)解，負(fù)壓最小值比原有負(fù)壓裝置降低42%，切削液流速提高了5%。此次負(fù)壓裝置的優(yōu)化試驗(yàn)為研究推進(jìn)準(zhǔn)干式負(fù)壓系統(tǒng)提供了理論依據(jù)和試驗(yàn)驗(yàn)證，