負壓裝置噴射流通道結構優化設計仿真

賈 凱，關 波，劉修配，常 晶，仝 杰，關世璽

(1.中北大學 機電工程學院，太原 030051；2.北方自動控制技術研究所，太原 030051;3.江西星火軍工工業有限公司，南昌 331700)

膛線加工的特點是，既具有深孔加工的特性，又屬于內螺旋槽加工工藝，加工工藝難度大，是行業內公認一個的制造難點[1]。深孔加工技術由于其加工過程的特殊性，技術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的排屑不暢問題已經成為提升深孔鉆削效果的重中之重[2]。目前常用的技術手段是通過優化負壓內排屑系統結構，進而提升DF系統[3]的加工精度，提高加工過程的穩定性和可靠性，解決多種型號身管膛線在科研試制和生產中遇到的基礎性、共性問題，滿足生產單位的技術需求，以適應新型火炮身管逐步向采用多種類型膛線技術的發展趨勢。

本文重點研究如何增大DF系統的負壓抽屑能力[4]，通過對原有噴射流通道的結構及原理[5]進行分析，采用提高切削液速率，降低負壓區負壓值的方法，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軟件對不同尺寸收縮雙曲線負壓裝置的抽屑效應進行對比分析，得到負壓排屑效果最優的射流通道模型。

1 DF負壓抽屑系統

1.1 DF負壓排屑系統結構和鉆削原理

如圖1所示,系統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，流經鉆桿與已完成加工孔壁之間的輸油間隙后，流向切削區中的切削刃，將廢屑推入鉆桿后進入抽屑裝置。后一支切削液為主射流，它流經負壓通道流入負壓抽屑裝置，由于射流通道之間的間隙狹窄而獲得較高的流速，鉆桿末端會因流速增大形成錐面射流出現負壓區，產生對切屑的抽吸作用，可以提高整個內部排屑通道的介質流動速率，從而使排屑流速度和能量提高，實現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.負壓抽屑裝置

圖1 DF系統整體結構

1.2 影響負壓排屑的主要因素

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

圖2 負壓抽屑裝置油液射流通道匯流模型示意圖

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

(1)

(2)

(3)

式中：d為負壓噴口直徑；Ton為負壓射流通道出口處動量修正系數。

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

2 模型設計和仿真設置

2.1 物理模型

本研究提出的收縮型雙曲面射流通道結構(如圖3(a))是DF內排屑系統的子結構，在不考慮切屑存在的前提下，將除負壓噴射角度和橢圓短半軸的長度均設置為定值，即切削液流速10 m/s,負壓射流油液流速20 m/s,負壓噴嘴間隙最小值保持0.4 mm，運用Fluent將構建好的三維內流道模型進行仿真，針對負壓系統中切削液的流動狀態進行分析研究。

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的尺寸大小對裝置的負壓效果都會產生一定程度的影響，本研究將利用正交試驗法對不同尺寸負壓射流通道結構與圖4所示原有射流通道結構進行仿真對比分析，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構進行仿真試驗。

圖3 收縮雙曲線射流通道模型

圖4 傳統射流通道處示意圖

2.2 計算方法

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

2)啟動Fluent，選擇三維求解器，將msh格式文件導入，并進行網格檢測；

3)在黏性模型中選定標準k-ε湍流模型(忽略重力)；

4)流體材料設置為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，其余標量選擇不可滲透壁面條件；

6)選擇數值計算差分格式：① 壓力插值默認standard法；② 壓力-速度耦合方式應用SIMPLEC；動量、湍流動能、湍流耗散率選擇Second Order Upwind Scheme；

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

8)設置收斂標準并進行初始化計算，差分方程表示的連續方程兩邊的差值小于0.000 01為準，設置迭代次數觀察收斂結果。

3 試驗結果分析研究

將收縮雙曲線結構負壓射流裝置與傳統射流裝置結構通過建立的監測模型對比分析速度變化、負壓效應，進而確定最優解。

1)負壓變化對比

圖5為傳統負壓結構XY軸仿真曲線，負壓值在噴射錐角處至混流區之間急劇下降，之后逐漸達到穩定值。設定18 mm處壓力值為監測參考點P，P點為真空區切削液的最低負壓值，反映了負壓排屑裝置對切削液的抽吸效果，P處壓力值為-33 100 Pa。

圖5 負壓變化曲線

對25組不同尺寸結構的射流通道結構進行仿真分析，監測P點數值得到負壓效應對比結果，如表1所示。

由圖5和表1進行負壓值分析可知：

① 多組收縮型雙曲線結構負壓最小值均低于原有負壓結構負壓最小值，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組負壓最小值相較于原有負壓最小值降低幅度均超過22%。

② 當噴射角K=32°、短半軸b=0.8 mm時，負壓提升效果相較于原有負壓裝置結構最為明顯，負壓最小值降低了42%。

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

表1 18 mm處不同尺寸下負壓效應 Pa

2)速率變化對比

圖6為傳統負壓結構XY軸速度變化仿真曲線，反映了切削液在內部運動速率的提高程度，速度最大值為 11.485 7 m/s。

圖6 速率變化曲線

對25組不同結構的射流通道結構進行仿真分析，如圖7～圖11。觀測得出切削液流速的提高程度并進行分析，選出效果最優的組合。

對監測得到的反映切削液流速提高程度不同結構的射流通道進行仿真分析，得到速度值如表2所示。

圖7 30°噴射角下不同半軸監測速度曲線

圖8 31°噴射角下不同半軸監測速度曲線

圖9 32°噴射角下不同半軸監測速度曲線

圖10 33°噴射角下不同半軸監測速度曲線

圖11 34°噴射角下不同半軸監測速度對比曲線

表2 不同數值組合下速度對比 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進行速度分析可知：

① 多組收縮型雙曲線負壓射流裝置相較于原有結構，切削液流速均有明顯增大。

② 當噴射角K=32°、短半軸b=0.8 mm時速度值相較于原有負壓裝置結構增幅最大，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 該結構尺寸的大小影響射流噴嘴處前后分離區能量交換：噴射角K增大，雖然可以減少該區域的能量損失，但同時也減少了切削液的軸向流速；噴射角K減小，會影響射流油液和切削油液的能量轉換與傳遞。

4 結論

試驗表明，該收縮型雙曲面結構射流通道與原有負壓射流裝置相比，在負壓效應和切削液流速方面都優于傳統負壓系統，負壓區負壓值降低，切削液流速增大；在深孔加工中，通過仿真分析得到當噴射錐角K=32°、短半軸b=0.8 mm時為雙曲線收縮型結構射流通道的最優解，負壓最小值比原有負壓裝置降低42%，切削液流速提高了5%。此次負壓裝置的優化試驗為研究推進準干式負壓系統提供了理論依據和試驗驗證，