董偉康 關(guān)世璽 郭鎮(zhèn)豪 劉 亞

1.中北大學(xué)機電工程學(xué)院，太原，030051

2.首都航天機械有限公司，北京，100076

0 引言

在機械制造領(lǐng)域，深孔加工占到孔加工的40%以上［1］。深孔加工具有不可觀測、排屑難、油溫高等特性［2］，對于超大長徑比（L/D＞10）的深孔加工，其排屑更是一個難題［3］。目前常用技術(shù)是內(nèi)排屑DF（double feeder）系統(tǒng)，通過油泵供給的切削液分成前后兩支：前一支油液流經(jīng)切削刃，將切屑推入鉆頭喉部，經(jīng)鉆頭內(nèi)腔進入鉆桿，流入負壓裝置；后一支液流經(jīng)負壓裝置噴嘴處的射流間隙，由于射流通道窄小而獲得較大的流速和能量，在鉆桿末端產(chǎn)生負壓區(qū)域，使排屑流被吸入并與被加速的主射流混合，通過剪切作用，排屑流速度和能量增大，從而加速排出切屑。但現(xiàn)有負壓排屑裝置對長距離抽吸切削液的效果不太理想［4］。本文重點研究如何提高內(nèi)排屑DF系統(tǒng)負壓排屑能力。通過對現(xiàn)有深孔加工負壓裝置的結(jié)構(gòu)及工作原理的分析，采用減少前后分離區(qū)能量損耗的方法，設(shè)計楔形結(jié)構(gòu)負壓裝置填充該區(qū)域，減少非必要的能量損耗［5］，以達到增強排屑動力的效果。

1 現(xiàn)有負壓射流技術(shù)簡介

在現(xiàn)有深孔負壓排屑裝置中，噴嘴處附近的切削液與射流油液進行能量交換，在噴嘴處形成真空區(qū)、前分離區(qū)、射流區(qū)、后分離區(qū)、能量轉(zhuǎn)換區(qū)、混流區(qū)6個區(qū)域［6］，見圖1。

圖1 負壓射流模型Fig.1 Negative pressure jet model

（1）射流區(qū)——噴嘴流體通道。

（2）前/后分離區(qū)——射流區(qū)外側(cè)與主排屑通道交匯處。射流區(qū)流體從噴嘴進入排屑通道的過程中，通道截面急劇擴大，流體與固體壁面脫離形成分離區(qū)，該區(qū)具有強烈的紊動性，伴隨著很大的能量損失。

（3）能量轉(zhuǎn)換區(qū)——射流區(qū)外側(cè)與后排屑通道交匯處。此區(qū)內(nèi)兩相流進行能量轉(zhuǎn)換，使得主排屑通道內(nèi)流體速度增大。

（4）真空區(qū)——噴嘴前部錐形流束。由射流與主排屑通道流體能量交換形成負壓區(qū)，對排屑通道內(nèi)的切削液起到抽吸作用。

（5）混流區(qū)——后排屑通道中間部分。兩股切削液得到充分的混合，能量轉(zhuǎn)換結(jié)束。

根據(jù)以上分析可以看出，現(xiàn)有裝置的前/后分離區(qū)造成了能量損失，對負壓抽屑效果產(chǎn)生了消極影響，因此需要在噴嘴前/后分離區(qū)分別設(shè)計楔形結(jié)構(gòu)，以填充原有部分前/后分離區(qū)所占區(qū)域。新設(shè)計的楔形結(jié)構(gòu)負壓裝置見圖2。

圖2 楔形結(jié)構(gòu)負壓裝置的負壓射流模型Fig.2 Negative pressure jet model of wedge structure for negative pressure devices

2 楔形結(jié)構(gòu)負壓裝置理論分析

對該楔形結(jié)構(gòu)負壓裝置進行理論分析，討論楔形結(jié)構(gòu)對DF系統(tǒng)負壓裝置切削液流速、負壓區(qū)壓力值及湍流動能的提升效果。

圖3為原有負壓裝置二維結(jié)構(gòu)簡圖［7］，在噴嘴前截面1-1與截面2-2處孔徑均為D1，噴嘴后截面3-3處孔徑為D2，D2=D1+2S cosα，其中S為負壓噴嘴間隙，α為負壓噴嘴的噴射角。

圖3 原有負壓裝置結(jié)構(gòu)Fig.3 Original negative pressure device structure

圖4 將楔形結(jié)構(gòu)填充進負壓裝置中，截面1′-1′處孔徑仍為 D1，截面 2′-2′處孔徑為 D3，截面 3′-3′處孔徑為 D4，在截面 2′-2′和 3′-3′處減小孔徑，使得D3＜ D1，D4＜ D2。

圖4 楔形結(jié)構(gòu)負壓裝置結(jié)構(gòu)Fig.4 Structure of wedge-shaped negative pressure device

圖3 與圖4排屑通道選用相同的流量qV，截面面 積 A= πD24 ，可 得 A1=A2=A1′＞ A2′，A3′＜A3。設(shè)定圖3與圖4具有相同的切削液位能。根據(jù)能量方程可得

式中，A1、A2、A3、A1′、A2′、A3′分別為截面1-1、2-2、3-3、1′-1′、2′-2 ′、3 ′-3′處斷面面積；v1、v2、v3、v1′、v2′、v3′分別為截面1-1、2-2、3-3、1′-1′、2′-2′、3′-3′處切削液流速。

2.1 速度分析

圖3中A1=A2，由式(1)可得v1=v2，由于A1=A1′＞A2′，從而得出 v1=v1′＜ v2′。在噴嘴前部，圖4處速度要大于圖3處速度，增大了切削液流速，增大量為Δv1=v2′-v2。噴嘴處油液進入排屑通道后進行能量交換，大幅增大了切削液流速。圖3中A3＞ A3′，根據(jù)式（1）得出v3＜ v3′，在噴嘴后部的能量轉(zhuǎn)換區(qū)提高了交換效率，增大了切削液流速，增大量為Δv2=v3′-v3。

2.2 壓力分析

將伯努利方程運用到圖3與圖4的壓力對比分析中，可以得到：

式中，z2為切削區(qū)排屑入口截面2-2處切削液位能，J；z2′為負壓噴口截面2′-2′處切削液位能，J；p2、p2′為截面2-2和2′-2′處的平均壓力，Pa；g為重力加速度，N/kg；ρ為密度，kg/m3。

由以上分析可知，v2′＞ v2，Δv=v2′-v2，由于(Δv)2]，從而表明圖4中截面2′-2′處負壓區(qū)壓力值更小。負壓區(qū)壓力值的大小決定對切削液抽吸效果的強弱，所以圖4效果要強于圖3效果。同理，在噴嘴油液進入到排屑管道后，由于A3′＜ A3，得出 v3′＞ v3，根據(jù)伯努利方程可得出圖4中截面3′-3′處負壓區(qū)壓力值變小，且抽吸效果增強，提高了排屑能力。

2.3 湍流動能分析

湍流動能值的大小反映了兩相流能量傳遞能力的強弱，傳遞能力越強，射流油液對切削液的抽吸效果越強。

噴嘴處存在不同的能量區(qū)域，楔形結(jié)構(gòu)填充部分前/后分離區(qū)可減少該區(qū)域能量損耗，若該結(jié)構(gòu)尺寸過大，則將導(dǎo)致楔形結(jié)構(gòu)部分位于混流區(qū)，影響混流區(qū)內(nèi)兩相流的能量傳遞，湍流值減小，從而降低負壓排屑能力，因此，楔形尺寸應(yīng)與前/后分離區(qū)相匹配。目前前/后分離區(qū)尚未有明確的劃分標準，通過對不同尺寸的楔形結(jié)構(gòu)進行仿真分析，來確定楔形結(jié)構(gòu)最優(yōu)解，以保證湍流動能值最大。

3 Fluent仿真實驗

3.1 物理模型

該楔形結(jié)構(gòu)負壓裝置建立在內(nèi)排屑孔徑為20 mm的深孔鉆削系統(tǒng)中［8］，切削廢液流速0.5 m/s，負壓射流油液流速2 m/s，負壓噴嘴間隙0.4 mm，負壓噴嘴噴射角30°。在不考慮切屑存在的情況下，運用Fluent進行仿真實驗。由于該結(jié)構(gòu)為旋轉(zhuǎn)對稱結(jié)構(gòu)，由楔形結(jié)構(gòu)旋轉(zhuǎn)可得，噴嘴前后2個楔形塊大小相同，布置方向相反，可選用二維平面模型進行仿真，仿真楔形尺寸見圖5。

圖5 楔形尺寸Fig.5 Wedge size

圖5 中，∠BAC值與噴嘴角度相同，取30°定值；楔形結(jié)構(gòu)長度L1取值為25 mm、50 mm、75 mm、100 mm；寬度L2取值為0.5 mm、1.0 mm、2.0 mm。

由于L1、L2尺寸均可能影響負壓效果，對其采用單一變量法進行仿真實驗。對L1與L2不同尺寸組合進行仿真數(shù)據(jù)分析。

3.2 計算方法

（1）采用壓力基隱式求解器，選擇標準k-ε湍流模型。

（2）流體材料屬性。選擇硫化切削液，密度為2 000 kg/m3，黏度為1.72 kPa·s。

（3）壁面條件選擇。無滑移條件，壁面粗糙度保持默認值0.5。

（4）選擇數(shù)值計算差分格式。①壓力插值保持默認的Standard方法；②壓力-速度耦合方式選擇SIMPLEC；③動量、湍流動能、湍流耗散率均采用Second Order Upwind Scheme。

（5）松弛因子設(shè)置。設(shè)置壓力項松弛因子0.3，密度、質(zhì)量項松馳因子1，動量項松馳因子0.5，湍流能項松馳因子0.6，湍流耗散率項松馳因子0.6，湍流黏性項松馳因子0.6。

（6）邊界條件設(shè)置。排屑通道進油口速度為0.5 m/s，射流口速度為2 m/s。

（7）收斂準則選擇。以差分方程表示的連續(xù)方程兩邊的計算差值小于0.000 01為基準。

3.3 仿真實驗結(jié)果分析

本文通過監(jiān)測模型對稱軸上速度、負壓區(qū)壓力值、湍流動能值，對楔形結(jié)構(gòu)負壓裝置進行對比分析以確定最優(yōu)解。

圖6為原始結(jié)構(gòu)（L1，L2=0）的仿真曲線，圖6a所示A點為負壓裝置前端流速最大值，反映了切削液流速增大程度，A處速度值為0.583 905 m/s。圖6b所示B點為真空區(qū)切削液液的最小負壓區(qū)壓力值，反映了負壓排屑裝置對切削液的抽吸效果，B處壓力值為-90.941 4 Pa。圖6c所示C點為混流區(qū)兩相流的最大湍流動能值，反映了兩相流能量傳遞的能力，C處湍流動能值為0.043 203 1 m2/s2。

對不同尺寸結(jié)構(gòu)進行仿真分析，監(jiān)測A、B、C處相應(yīng)數(shù)值得出速度對比（表1）、負壓區(qū)壓力值對比（表2）及湍流動能值對比（表3）。結(jié)合圖6a與表1分析可知：①楔形結(jié)構(gòu)負壓裝置相對于原始結(jié)構(gòu)，其切削液流速有了一定的增大；②長度L1增大，A值速度增大；③寬度L2增大，A處速度增大。結(jié)合圖6b與表2分析可知：①楔形結(jié)構(gòu)負壓裝置相對于原始結(jié)構(gòu)，其最小負壓區(qū)壓力值更小；②最小負壓區(qū)壓力值出現(xiàn)在噴嘴前部真空區(qū)內(nèi)，可確定真空區(qū)的大致范圍；③長度L1增大，負壓區(qū)壓力值減小，減小幅度相對較??；④寬度L2增大，負壓區(qū)壓力值減小，抽吸效果增強。結(jié)合圖6c與表3分析可知：①楔形結(jié)構(gòu)負壓裝置相對于原始結(jié)構(gòu)，其湍流動能值增大；②當(dāng)長度L1=75 mm、寬度L2=1 mm時，該負壓裝置具有最大的湍流動能值0.048 127 1 m2/s2，在混流區(qū)兩相流能量傳遞能力最強，該楔形結(jié)構(gòu)尺寸與前/后分離區(qū)的重合度最高,此時相比于傳統(tǒng)負壓裝置，其切削液流速增大約10.07%，湍流動能增大約11.39%，負壓區(qū)壓力值減小約79.26%。

圖6 原始結(jié)構(gòu)仿真曲線Fig.6 Original structural simulation curve

表1 速度對比（A處）Tab.1 Speed contrast（location A） m/s

表2 負壓區(qū)壓力值對比（B處）Tab.2 Negative pressure value contrast（location B） Pa

表3 湍流動能對比（C處）Tab.3 Turbulent kinetic energy contrast（location C）m2/s2

4 結(jié)論

（1）本文設(shè)計的楔形結(jié)構(gòu)負壓裝置與傳統(tǒng)負壓裝置結(jié)構(gòu)相比，其切削液流速和湍流動能值均增大，負壓區(qū)壓力值減小。

（2）在20 mm孔徑的深孔加工中，確定當(dāng)長度L1=75 mm、寬度L2=1 mm時楔形結(jié)構(gòu)為最優(yōu)解，與前/后分離區(qū)的重合度最高。

（3）當(dāng)長度L1=75 mm、寬度L2=1 mm時的楔形結(jié)構(gòu)負壓裝置相比于傳統(tǒng)負壓裝置，其切削液流速增大約10.07%，湍流動能增大約11.39%，負壓區(qū)壓力值減小約79.26%。

（4）本文在以上理論研究、仿真實驗成果基礎(chǔ)上，下一步將采用分析測試方法進行實踐驗證，開展相關(guān)實驗論證。