BTA深孔鉆喉部結構的數值優化研究*

武 瑞,沈興全*,陳振亞

(1.中北大學 機械工程學院，山西 太原030051；2.山西省深孔加工工程技術研究中心，山西 太原 030051)

0 引 言

在深孔加工時，BTA深孔鉆頭與工件形成內部封閉、流道狹窄的空間[1]。鉆頭喉部易堵屑、排屑效率低是深孔加工的難題。

國內外專家學者圍繞深孔排屑問題進行了許多研究。從堵屑原因上，可以把深孔排屑研究分為兩方面：(1)控制切屑的運動，如鉆桿尾部抽屑，使之快速排出；(2)控制切屑形態，典型的有切屑的分屑與斷屑。

在抽屑方面，學者們建立了脈沖式供油非定常紊流瞬時流體模型,脈沖流體能夠產生較高的急速射流，有助于解決堵屑問題，并提高排屑效率[2]。同時，在脈沖式變負壓抽屑裝置理論與實踐方面的探索，又使負壓抽屑裝置所形成的抽吸力可以脈沖式地變化,使切屑在受到變化的抽吸力作用下，改變方向，然后順利地排出,從而提高了排屑效率[3-4]。在分屑與斷屑方面，超聲振動鉆削也是一個重要研究方向[5-6]。

為使冷卻系統更好地排屑，可以控制冷卻液的流動狀態，進而更好地控制切屑的運動。射流噴嘴處的楔形結構可以減少能量的損耗，提高冷卻液對切屑的沖擊效果，進而提升排屑效果[7]。多級曲面負壓抽屑系統,也是從冷卻液能量的角度出發，對機械結構作出了合理優化，從而提高了冷卻系統的排屑效果[8]。

本文將提出一種新型的BTA喉部結構的設計方案。

1 研究方法

具體的實驗步驟如下：

(1)在用深孔鉆鏜床T2120加工38 mm孔時，記錄其入口壓強和出口流量；

(2)建立CFD模型，模擬加工時的冷卻液流動狀態；

(3)提出新型的喉部結構，并進行有限元模擬仿真。

1.1 實驗

實驗設備為深孔鉆鏜床T2120，使用Φ38 mm鉆頭和與標準Φ33 mm鉆桿。

BTA排屑實驗示意圖如圖1所示。

圖1 BTA排屑實驗示意圖

實驗前，進行如下設置與假設：(1)加工方式為刀具靜止，工件旋轉的切削方式；(2)使用兩段2 300 mm鉆桿，其通過支撐座聯接；(3)加工對象為EA4T合金鋼車軸；(4)冷卻液密度不隨溫度和壓強變化。

試驗時主軸轉速為960 r/min，切削每齒進給量為1.0 mm/r；利用機床儀表、冷卻液泵出口處的壓力表、BTA冷卻液系統入口處的壓力表，對冷卻液流道進行檢測；采用固定容器與秒表配合的方式，測量冷卻液系統穩態流速，固定容器容積為180 L。

本研究在相同條件下進行多次實驗，所采集的數值采用加權平均的方法，以減小實測值與理論值之間的誤差。

冷卻液裝滿容器所用時間如表1所示。

表1 冷卻液裝滿容器所用時間

1.2 CFD模型的建立

基于有限體積法，本文開發了CFD模型，建立了深孔BTA冷卻液流道三維模型；使用ANSYS下Fluent項目模塊進行分析，采用ANSYS軟件下的mesh模塊，對BTA冷卻液流道分段進行網格劃分；對復雜的BTA深孔鉆頭部冷卻液流道模型進行結構劃分，采取相應的網格劃分策略，并對近壁面添加邊界層，以提高對管內湍流進行數值計算時的精度。

為了消除體網格單元大小對結果精度的影響，本文進行了網格無關性的檢驗，網格無關性檢驗指標為出口斷面的平均流速。

CFD模型檢測位置如圖2所示。

圖2 CFD模型檢測位置

通過網格無關性的檢驗，可得結果：0.4 mm體網格和0.35 mm體網格。分別計算出深孔BTA鉆頭部分的冷卻液流道模型的出口斷面平均速度值，相對誤差不超過0.74%。當網格尺寸小于0.35 mm時，體網格尺寸對于幾何模型的出口斷面速度值的影響可忽略不計；同時將模擬值與試驗值進行比較，得出模擬值與試驗值基本保持一致的結果。

綜合考慮，本文選擇的幾何模型體網格尺寸為0.35 mm；進口流體為硫化切削液，粘度為1.72×10-5(N/m2)·s，進口邊界為0.5 MP恒壓進口，進口湍流動能和湍流耗散率分別為4.4%和8.1%；出口邊界為0.1 MP壓力出口，為常壓自由出流；壁面運動條件為無滑移邊界條件，近壁面采用標準壁面函數法進行處理[8]，壁面粗糙度常數為0.2[9-10]。

基于以上實驗數據，筆者對有限元模型中的進口湍流動能和湍流耗散率進行調整，使有限元模型中，流速與實驗檢測模型流速誤差小于3%。

1.3 優化原理

1.3.1 總控制方程

深孔BTA鉆頭內部流場為典型的湍流。本文采用穩態不可壓縮納維-斯托克斯方程進行計算。在笛卡爾直角坐標系下，連續性方程和動量方程可表示為[11-12]：

▽V=0

(1)

(2)

(3)

(4)

(5)

式中：t—時間；ρ—切削液的密度；u，v，w—速度分量時均值；P—壓力時均值；μ—流體動力黏度；▽2i—某方向的拉普拉斯運算。

本文采用SIMPLE算法進行計算，應用Realizablek-ε兩方程渦黏性模式，對湍流動黏度進行修正,以較好地處理高應變率及流線彎曲程度較大的流動，更好地對鉆桿內部的冷卻液流動狀態進行模擬。

Realizablek-ε湍流模型的控制方程可表示為[13-14]：

(6)

(7)

壓力-速度耦合采用SIMPLE算法進行計算；壓力梯度項離散格式采用PRESTO，動量方程、湍流動能方程以及湍流耗散率方程均采用二階迎風離散格式，該離散格式對非結構網格的求解具有較高精度[15-17]。方程殘差收斂均為10-4。

1.3.2 湍流控制

由湍流強度公式可知：

(8)

(9)

(10)

式中：v—平均速度；P0—進口壓力；P1—出口壓力；d—口徑；ρ—介質密度；η—介質動力粘度系數。

1.3.3 優化原理

本文通過連通喉部后端與進油通道，降低冷卻液通過喉部的壓降，以控制湍流強度。由于冷卻液的流動特性，深孔加工時喉部后端的帶狀低速區域“梭形”的低速流場一直存在，不利BTA深孔鉆冷卻系統的高效排屑。“梭形”低速流區域與湍流強度的大小有密切關系，降低喉部的出口速度，可以保證冷卻液的動能不被降低。

1.4 優化設置

在現有BTA深孔鉆冷卻液流道的基礎上，本文對喉部后端的回轉形狀進行優化，并在喉部后端增加射流孔。

優化前后喉部回轉截面的對比如圖3所示。

圖3 優化前后喉部回轉截面對比

圖3中，射流孔在喉部后端10 mm處，通過4個直徑6 mm的圓柱型通道，聯通喉部后端、進油通道；圓柱軸線與鉆桿軸線成30°夾角[18]。

2 實驗結果與分析

2.1 射流孔對流場的影響

優化前后截面速度云圖對比圖如圖4所示。

圖4 優化前后截面速度云圖對比圖

由圖4可知：(1)在BTA喉部后端的出口處0～50 mm內，有一個“梭形”的低速區域，這是因為喉部后端的排屑面積突然增大，從喉部前端分開的兩個排屑口未充分混合，并且XY截面的低速流場得到明顯改善；(2)優化前喉部嚴重的湍流現象，在優化后得以降低；(3)鉆桿內冷卻液的平均速度得到提高；(4)有效地降低了系統由于湍流引起的動能損耗。

2.2 射流孔對系統流量的影響

出口斷面平均速度值對比如圖5所示。

圖5 出口斷面的平均速度值對比圖

由圖5知：在改變BTA深孔鉆的結構后，流過冷卻液系統的流量發生改變，優化后的平均速度提升了12.6%；根據相似理論可知，排屑效率也有相同的提高。

2.3 分析

由于深孔加工系統本身的特殊性，深孔加工時，直接測量鉆頭頭部的壓強和速度場非常困難，但根據直接反映系統排屑能力的冷卻液速度，通過測定排出的冷卻液流量，即可間接測定出口斷面的平均速度。

BTA深孔加工系統發生堵屑時，堵屑位置發生在喉部，本文根據CFD的速度云圖，假設了喉部后端存在“梭型”低速流場，提出了在喉部后端增加射流孔的方法，并在CFD模型上模擬了射流孔的作用。

本文測量了CFD模型的速度，并與實驗速度進行了對比，結果表明流量誤差小于3%，所以認為假設成立。

3 結束語

基于Realizable k-ε湍流模型，本文采用Fluent 15.0軟件，對BTA深孔鉆冷卻液排屑通道內部流場進行了三維定常數值模擬和優化模擬試驗，得到的結論如下：

(1)模擬值與試驗值基本吻合，且流速場最大相對誤差分別不超過3.1%，表明采用數值模擬的研究方法，分析BTA深孔鉆冷卻液排屑通道內部流場的水力特性是可行的；

(2)提出了喉部后端的“梭形”低速流場是喉部容易堵屑的首要因素，并從湍流控制理論方面，對進一步說明喉部位置容易堵屑給出了理論解釋，在堵屑預防理論上做了進一步的補充；

(3)為了消除低速區域對排屑的影響，提出加裝射流孔，改變因為機械結構產生的帶狀低速區域；

(4)從理論討論的角度，為解決喉部后端湍流引起的“梭形”低速流場區域提出了指導。