低溫微量超聲霧化聲學系統?

陳小靜 唐 軍 肖淼鑫 徐鏡福 白林鋒

(1 新鄉學院機電工程學院 新鄉 453003)

(2 南通山口精工機電有限公司 南通 226000)

(3 河南科技學院信息工程學院 新鄉 453003)

0 引言

目前，全球掀起一股“綠色浪潮”，環境問題成為世界各國關注的熱點。有些國家甚至以保護本國環境為由，制定了極為苛刻的產品環境指標來限制國際產品進入本國市場，形成貿易壁壘[1-2]。為了消除“綠色貿易壁壘”，推行綠色制造技術，各國科技工作者針對切削過程中刀具-工件之間的潤滑、冷卻問題進行了大量的研究工作。

各國的研究主要集中在環保切削液、微量潤滑(Minimum quantity lubrication,MQL)、納米流體微量潤滑(Nano-fluids minimum quantity lubrication,NMQL)、冷風切削、冷風微量潤滑切削(Cryogenic minimum quantity lubrication,CMQL)以及冷風納米流體微量潤滑(Cryogenic air nano-fluids minimum quantity lubrication,CNMQL)等對刀具的切削力/溫度，刀具磨損形式、刀具壽命及工件表面質量影響規律的探索。

在環保切削液方面：Rahim 等[3]分別在澆注切削液與MQL(介質：棕櫚油與合成酯)條件下鉆削鈦合金，對比分析了不同切削參數對扭矩和切削溫度的影響規律，發現棕櫚油MQL 可以取代傳統潤滑液。Han等[4]利用過熱水蒸氣作為潤滑介質對難加工材料進行切削實驗，有效解決了傳統切削液升溫汽化而形成刀具對工件的沖擊，并通過切削實驗發現該冷卻方式可使切削力降低30%，刀具磨損減少了60%。

在MQL、NMQL、CMQL、CNMQL 及冷風切削方面，Priarone 等[5]在對比不同冷卻條件對鈦鋁金屬間化合物的切削效果后得出MQL 更有利減少刀具磨損和工件表面冷作硬化。Namti等[6]提出了一種基于NMQL 鈦合金微孔加工技術，結果發現：NMQL不僅可以減低鉆削力和推力，而且可以有效減輕鉆屑的黏附和鉆孔的毛刺。何寧、李亮團隊分別在切削液澆注、干切、低溫冷風、低溫CO2、低溫氮氣、最小量潤滑條件下對TC4 進行高速切削，較為系統地分析了刀具的切削性能、摩擦磨損及失效形式，并指出在熱裂紋未引起崩刃、剝落等缺陷時降低冷卻溫度有助于提高刀具的使用壽命[7-10]。劉國濤[11]主要對比分析了MQL、NMQL 及CNMQL對TC4 的工件表面質量的影響，實驗發現：納米液滴在工件表面具有較強吸附能力；CNMQL 避免犁溝和磨屑黏附現象，工件表面質量得到顯著提高。陳琛等[12]為了改善微量潤滑液滴粒徑低易飄散的問題，提出了一種氣輔式靜電微量潤滑(Electrostatic minimum quantity lubrication,EMQL)，通過檢測發現空氣中PM10的質量濃度較傳統MQL 方式降低了5.065%，并指出當電壓為30 kV 和35 kV 時磨削工件(鎳基合金)的表面質量最優。

在干式切削方面：赫青山等[13]、賈東洲等[14]利用研制的熱管砂輪對TC4進行磨削試驗，發現磨削溫度穩定在120?C，可以有效避免工件表面出現燒傷。

此外，很多學者在綠色切削及工藝方面做了大量的研究工作。

綜上所述，微量潤滑技術可以降低刀具-工件之間的摩擦系數，實現二者的冷卻、潤滑。超聲霧化可以在提高冷卻液的利用率同時，對砂輪氣隙中的磨屑進行沖刷。因此，將兩種加工技術進行復合以適應綠色制造，具有一定的工程實際應用價值。本文首先基于縱波疊加原理建立帶中心孔換能器和帶中心孔復合變幅桿的頻率方程，并通過有限元法獲得了超聲霧化噴嘴的動力學特性和磨削區速度場特性，最后對GCr15 開展了不同潤滑方式的磨削實驗。

1 低溫微量霧化系統

低溫微量霧化系統結構如圖1 所示。該系統主要包括：低溫微量供液系統、超聲波發生器以及25 kHz超聲波霧化噴嘴3大部分。

圖1 低溫微量霧化系統結構示意圖Fig.1 The structural diagram of cryogenic minimum quantity lubrication system

低溫微量供液系統主要是借助微量泵和壓縮機將潤滑液從油池中吸出并冷卻后輸送到超聲霧化噴嘴的前端。然后，在超聲波發生器的作用下，超聲霧化噴嘴前端產生強大的聲壓，當該聲壓值超越了潤滑液分子間的內聚力，流動的潤滑液液體被拉破，出現霧化現象。此外，該多余聲壓還會進一步推動潤滑液霧滴進一步向前定向運動，形成一定的沖擊力并突破砂輪-工件磨削過程中產生的“氣障”。

2 超聲霧化噴嘴的頻率方程

2.1 振動模式分析

根據工程實際需求，提出一種單波長超聲霧化噴嘴，如圖2 所示。該超聲霧化噴嘴主要有兩部分組成：第一部分是A 段帶中心孔的λ/2 波長超聲換能器；第二部分是B 段帶中心孔的λ/2 波長復合變幅桿。

圖2 單波長超聲霧化噴嘴Fig.2 The single wavelength ultrasonic atomizer

2.2 帶中心孔換能器的頻率方程

帶中心孔換能器主要有后壓蓋、壓電陶瓷晶堆、前端蓋以及空心螺柱等組成，如圖3 所示。考慮到超聲霧化噴嘴安裝連接，將法蘭設置在2-3 連接端面處(即1/4λ節面I-I處)。

圖3 帶中心孔超聲換能器的結構簡圖Fig.3 Structural diagram of ultrasonic transducer with center hole

由文獻[15]可知，該帶中心孔換能器的等效電路圖，如圖4所示。

圖4 等效電路圖Fig.4 Equivalent circuit diagram

在空載狀態下，帶中心孔換能器前后兩端的負載阻抗ZB=ZF=0。其各段的等效機械阻抗為[15]

后1/4λ帶中心孔換能器的共振頻率方程為

2.3 帶中心孔復合變幅桿的頻率方程

帶中心孔λ/2波長復合變幅桿末端通過螺紋與霧化頭相連，其結構簡圖與等效四端網絡如圖5、圖6 所示。其中，L6、L8為帶中心孔圓柱段長度；L7為帶中心孔的圓錐過渡段長度；R6、R8分別為大小端的半徑為中心孔半徑為霧化頭長度。

圖5 帶中心孔超聲復合變幅桿的結構簡圖Fig.5 The structural diagram of ultrasonic composite horn with central hole

圖6 等效四端網絡Fig.6 Equivalent four-terminal networks

帶中心孔超聲復合變幅桿的傳輸矩陣為[16]

式(5)中，D6、D7和D8表示各段的傳輸矩陣參數：

由此可得，頻率方程為

3 有限元分析

考慮到超聲霧化噴嘴的加工制造，將前端蓋L3、L4與L6、L7和L8做成一體，材質為7075；霧化頭段通過螺紋與前部分連接，材質為7075；后壓蓋L1段材質為40Cr；壓電陶瓷為PZT8。材料特征參數見表1。

表1 材料特征參數Table 1 The material characteristic parameters

3.1 動力學分析

依據上述參數，利用三維建模軟件和有限元分析軟件對超聲霧化噴嘴進行建模和模態分析，如圖7 所示。其中，壓電陶瓷PZT8 采用三維耦合場體單元SOLID5，掃略法劃分網格，網格數目為450；40Cr 與7075 鋁合金采用SOLID95 單元類型，自由法劃分網格，網格數目為17278。應用有限元分析軟件中的Path Operations功能，獲得沿超聲霧化噴嘴軸線路徑上各質點的位移分布情況(即：振動模式)，如圖8所示。

圖7 超聲霧化噴嘴的模態Fig.7 The mode of ultrasonic atomizer

圖8 超聲霧化噴嘴的振動模式Fig.8 The vibration mode of ultrasonic atomizer

采用Mode Superpos’n方法對整個超聲霧化噴嘴進行諧響應分析，并觀察輸出端面上1688#節點的諧響應特性，如圖9所示。

圖9 諧響應曲線Fig.9 Harmonic response curve

由圖7～9中內容可知，超聲霧化噴嘴的理論計算頻率為24908 Hz，相對于系統設計頻率25 kHz的偏差率在6‰以內；超聲霧化噴嘴滿足全波長縱向振動模式。

3.2 流場特性分析

應用流體仿真分析軟件對超聲霧化噴嘴作用前后，砂輪-工件周圍的氣體流場進行計算分析，結果如圖10 所示。流體仿真分析各參數分別為：砂輪直徑350 mm，粗糙度為0.5 mm，旋轉速度為150 rad/s；霧化頭直徑為20 mm；砂輪-工件間隙為0.1 mm；設定砂輪-工件之間的流場特性滿足k-epsilon模型；霧滴進行類風處理。

圖10 砂輪-加工工件間流場分析Fig.10 Analysis of flow field between the grinding wheel and work-piece

由圖10(a)可知，砂輪在高速磨削過程中會在加工工件的切入側面產生渦流(即“氣障”)，阻礙切削液對切削區域的潤滑和冷卻，砂輪外表面氣體流速為30.4 m/s；由圖10(b)可知，當布置超聲霧化噴嘴后，砂輪-工件之間的渦流現象被超聲霧化的氣流所突破，砂輪外表面的平均氣體流速為31.89 m/s。

4 實驗測試

4.1 振動性能分析

依據前述小節所獲尺寸參數，加工制造超聲霧化噴嘴實物，并搭建低溫微量潤滑系統如圖11 所示。微量供液系統流量0.001～30 L/min 連續可調，最大揚程為3 m；制冷功率為600 W。

圖11 低溫微量潤滑系統Fig.11 Cryogenic minimum quantity lubrication system

應用邦聯時代PV70A 阻抗分析儀和基恩士LK-G10 型高頻激光振幅測量儀對加工制造的超聲霧化噴嘴進行阻抗分析和振幅測試工作，如圖12所示。

圖12 振動性能測試結果Fig.12 The test results of vibration performance

由圖12(a)可知，超聲霧化噴嘴的諧振頻率為25140 Hz，相對于系統設計頻率25 kHz的偏差率在6‰以內；品質因數為865.963，滿足自主研發TUR系列超聲加工控制系統對100～5000 品質因數的要求；由圖12(b)可知，在空載下，超聲霧化噴嘴的振幅為13.5 μm (即：Cursor A-B的數值)，超聲功率為120 W。

4.2 加工性能分析

在平面磨床M7132 上對表面平均硬度HRC55.9 的軸承鋼GCr15 進行對比磨削實驗，加工參數見表2。

表2 加工參數Table 2 The machining parameters

應用北京吉泰科儀JITAI770 硬度計對兩種試樣表面的硬度分別進行測量，測量間距為5 mm，結果如圖13所示。

圖13 加工工件的表面硬度分布Fig.13 The hardness distribution of workpiece surface

對加工試樣表面進行處理：使用電火花DK-805A 對加工試件切割取樣；萊州蔚儀P-1 型拋光機對兩種試樣進行拋光處理；采用4%的硝酸+96%酒精溶液對試件表面腐蝕，靜置15 min 自然風干；通過上海蔡康DMM-330C 金相顯微鏡觀察兩種試樣表面的組織結構，物鏡放大倍數為100，如圖14所示。

圖14 加工工件表面的金相組織Fig.14 The metallographic structure of workpiece surface

由圖13(a)可知：干式磨削試樣表面的平均硬度為45.1 HRC，峰谷之差為2.1 HRC；由圖13(b)可知：低溫微量潤滑試樣表面的平均硬度為55.9 HRC，峰谷之差為0.7 HRC。與低溫微量潤滑磨削試樣相比較，干式磨削試樣表面的硬度不僅降低了23.9%，而且試樣表面的表面硬度分布明顯不均勻，其中越靠近燒傷區域其表面的硬度也越低。由圖14(a)、圖14(b)可知：在干式磨削方式下，所獲加工工件表面的局部區域出現了較為嚴重的脫碳和灼燒現象；而在低溫微量潤滑方式下，加工工件表面效果良好且無退火燒傷現象。

5 結論

(1) 基于縱波疊加原理，分別應用等效電路法和傳輸矩陣法，獲得了帶中心孔換能器和帶中心孔復合變幅桿的頻率方程，并利用數學分析軟件獲得各段的結構參數，實現整個系統的全諧振。

(2) 通過對超聲霧化噴嘴進行有限元分析(即：模態分析、振動模式分析以及諧響應分析)和振動特性測試發現二者的諧振頻率相對于設計頻率25 kHz 的偏差率在0.6%以內，且空載狀態下超聲振幅達13.5 μm。

(3) 通過對超聲霧化噴嘴作用于磨削區氣體流場前后兩種狀態進行流體力學仿真分析，發現超聲霧化噴嘴產生的聲壓可以突破加工工件切入側產生的渦流(即“氣障”)現象，便于切削液對切削區域的潤滑和冷卻。

(4) 對比分析低溫微量超聲霧化潤滑系統作用前后的兩種磨削結果進行測試發現：低溫微量超聲霧化潤滑方式不僅切削液使用量少，而且可以避免工件表面出現燒傷和硬度降低的現象。