BTA深孔钻喉部结构的数值优化研究*

2020-03-04沈兴全陈振亚

机电工程 2020年1期

关键词：平均速度喉部冷却液

武瑞,沈兴全*,陈振亚

(1.中北大学机械工程学院，山西太原030051；2.山西省深孔加工工程技术研究中心，山西太原 030051)

0 引言

在深孔加工时，BTA深孔钻头与工件形成内部封闭、流道狭窄的空间[1]。钻头喉部易堵屑、排屑效率低是深孔加工的难题。

国内外专家学者围绕深孔排屑问题进行了许多研究。从堵屑原因上，可以把深孔排屑研究分为两方面：(1)控制切屑的运动，如钻杆尾部抽屑，使之快速排出；(2)控制切屑形态，典型的有切屑的分屑与断屑。

在抽屑方面，学者们建立了脉冲式供油非定常紊流瞬时流体模型,脉冲流体能够产生较高的急速射流，有助于解决堵屑问题，并提高排屑效率[2]。同时，在脉冲式变负压抽屑装置理论与实践方面的探索，又使负压抽屑装置所形成的抽吸力可以脉冲式地变化,使切屑在受到变化的抽吸力作用下，改变方向，然后顺利地排出,从而提高了排屑效率[3-4]。在分屑与断屑方面，超声振动钻削也是一个重要研究方向[5-6]。

为使冷却系统更好地排屑，可以控制冷却液的流动状态，进而更好地控制切屑的运动。射流喷嘴处的楔形结构可以减少能量的损耗，提高冷却液对切屑的冲击效果，进而提升排屑效果[7]。多级曲面负压抽屑系统,也是从冷却液能量的角度出发，对机械结构作出了合理优化，从而提高了冷却系统的排屑效果[8]。

本文将提出一种新型的BTA喉部结构的设计方案。

1 研究方法

具体的实验步骤如下：

(1)在用深孔钻镗床T2120加工38 mm孔时，记录其入口压强和出口流量；

(2)建立CFD模型，模拟加工时的冷却液流动状态；

(3)提出新型的喉部结构，并进行有限元模拟仿真。

1.1 实验

实验设备为深孔钻镗床T2120，使用Φ38 mm钻头和与标准Φ33 mm钻杆。

BTA排屑实验示意图如图1所示。

图1 BTA排屑实验示意图

实验前，进行如下设置与假设：(1)加工方式为刀具静止，工件旋转的切削方式；(2)使用两段2 300 mm钻杆，其通过支撑座联接；(3)加工对象为EA4T合金钢车轴；(4)冷却液密度不随温度和压强变化。

试验时主轴转速为960 r/min，切削每齿进给量为1.0 mm/r；利用机床仪表、冷却液泵出口处的压力表、BTA冷却液系统入口处的压力表，对冷却液流道进行检测；采用固定容器与秒表配合的方式，测量冷却液系统稳态流速，固定容器容积为180 L。

本研究在相同条件下进行多次实验，所采集的数值采用加权平均的方法，以减小实测值与理论值之间的误差。

冷却液装满容器所用时间如表1所示。

表1 冷却液装满容器所用时间

1.2 CFD模型的建立

基于有限体积法，本文开发了CFD模型，建立了深孔BTA冷却液流道三维模型；使用ANSYS下Fluent项目模块进行分析，采用ANSYS软件下的mesh模块，对BTA冷却液流道分段进行网格划分；对复杂的BTA深孔钻头部冷却液流道模型进行结构划分，采取相应的网格划分策略，并对近壁面添加边界层，以提高对管内湍流进行数值计算时的精度。

为了消除体网格单元大小对结果精度的影响，本文进行了网格无关性的检验，网格无关性检验指标为出口断面的平均流速。

CFD模型检测位置如图2所示。

图2 CFD模型检测位置

通过网格无关性的检验，可得结果：0.4 mm体网格和0.35 mm体网格。分别计算出深孔BTA钻头部分的冷却液流道模型的出口断面平均速度值，相对误差不超过0.74%。当网格尺寸小于0.35 mm时，体网格尺寸对于几何模型的出口断面速度值的影响可忽略不计；同时将模拟值与试验值进行比较，得出模拟值与试验值基本保持一致的结果。

综合考虑，本文选择的几何模型体网格尺寸为0.35 mm；进口流体为硫化切削液，粘度为1.72×10-5(N/m2)·s，进口边界为0.5 MP恒压进口，进口湍流动能和湍流耗散率分别为4.4%和8.1%；出口边界为0.1 MP压力出口，为常压自由出流；壁面运动条件为无滑移边界条件，近壁面采用标准壁面函数法进行处理[8]，壁面粗糙度常数为0.2[9-10]。

基于以上实验数据，笔者对有限元模型中的进口湍流动能和湍流耗散率进行调整，使有限元模型中，流速与实验检测模型流速误差小于3%。

1.3 优化原理

1.3.1 总控制方程

深孔BTA钻头内部流场为典型的湍流。本文采用稳态不可压缩纳维-斯托克斯方程进行计算。在笛卡尔直角坐标系下，连续性方程和动量方程可表示为[11-12]：

▽V=0

(1)

(2)

(3)

(4)

(5)

式中：t—时间；ρ—切削液的密度；u，v，w—速度分量时均值；P—压力时均值；μ—流体动力黏度；▽2i—某方向的拉普拉斯运算。

本文采用SIMPLE算法进行计算，应用Realizablek-ε两方程涡黏性模式，对湍流动黏度进行修正,以较好地处理高应变率及流线弯曲程度较大的流动，更好地对钻杆内部的冷却液流动状态进行模拟。

Realizablek-ε湍流模型的控制方程可表示为[13-14]：

(6)

(7)

压力-速度耦合采用SIMPLE算法进行计算；压力梯度项离散格式采用PRESTO，动量方程、湍流动能方程以及湍流耗散率方程均采用二阶迎风离散格式，该离散格式对非结构网格的求解具有较高精度[15-17]。方程残差收敛均为10-4。

1.3.2 湍流控制

由湍流强度公式可知：

(8)

(9)

(10)

式中：v—平均速度；P0—进口压力；P1—出口压力；d—口径；ρ—介质密度；η—介质动力粘度系数。

1.3.3 优化原理

本文通过连通喉部后端与进油通道，降低冷却液通过喉部的压降，以控制湍流强度。由于冷却液的流动特性，深孔加工时喉部后端的带状低速区域“梭形”的低速流场一直存在，不利BTA深孔钻冷却系统的高效排屑。“梭形”低速流区域与湍流强度的大小有密切关系，降低喉部的出口速度，可以保证冷却液的动能不被降低。

1.4 优化设置

在现有BTA深孔钻冷却液流道的基础上，本文对喉部后端的回转形状进行优化，并在喉部后端增加射流孔。

优化前后喉部回转截面的对比如图3所示。

图3 优化前后喉部回转截面对比

图3中，射流孔在喉部后端10 mm处，通过4个直径6 mm的圆柱型通道，联通喉部后端、进油通道；圆柱轴线与钻杆轴线成30°夹角[18]。

2 实验结果与分析

2.1 射流孔对流场的影响

优化前后截面速度云图对比图如图4所示。

图4 优化前后截面速度云图对比图

由图4可知：(1)在BTA喉部后端的出口处0～50 mm内，有一个“梭形”的低速区域，这是因为喉部后端的排屑面积突然增大，从喉部前端分开的两个排屑口未充分混合，并且XY截面的低速流场得到明显改善；(2)优化前喉部严重的湍流现象，在优化后得以降低；(3)钻杆内冷却液的平均速度得到提高；(4)有效地降低了系统由于湍流引起的动能损耗。