小孔流道內容積交變空化流場特性分析

張博，李富柱，王勻，申坤倫，胡龍飛，許江琦，張恒杰

小孔流道內容積交變空化流場特性分析

張博，李富柱*，王勻，申坤倫，胡龍飛，許江琦，張恒杰

（江蘇大學 機械工程學院，江蘇 鎮江 212000）

基于容積交變空化原理，研究小孔流道內容積交變空化流場的演變規律，以及容積交變頻率和容積變化量等關鍵工藝參數對流場特性的影響，為容積交變空化拋光小孔內表面提供指導。首先，建立小孔流道內容積交變空化流場的三維瞬態仿真模型。其次，采用標準k-epsilon模型、Zwart-Gerber-Belamri模型模擬不同容積交變頻率和容積變化量下容積交變空化流場含氣率和湍流強度，并與高速攝像結果進行比較分析。最后，對機械加工的Al 1060和T2 Cu小孔內表面進行拋光，驗證容積交變空化拋光小孔內表面的可行性。在一個周期內，當容積變化量為20 mm，容積交變頻率分別為90、100、110、120 Hz時，小孔流道內容積交變空化流場含氣率和湍流強度均隨容積交變頻率的增大而增大，含氣率最高可達0.664 8；當容積交變頻率為120 Hz，容積變化量分別為10、15、20、25 mm時，小孔流道內容積交變空化流場含氣率和湍流強度均隨容積變化量的增大而增大，含氣率最高可達0.706 8。隨著活塞的拉伸和壓縮，湍流強度也由兩邊強、中間弱逐漸轉變為兩邊弱、中間強，并在周期末達到最大。實驗研究表明，經過容積交變空化拋光后，Al 1060小孔內表面的粗糙度由0.704 4 μm降低到0.324 7 μm，T2 Cu小孔內表面的粗糙度由0.721 4 μm降低到0.357 3 μm，小孔內表面粗糙度明顯降低。容積交變空化拋光小孔內表面具有可行性。可通過提高容積交變頻率和容積變化量來提高小孔流道內容積交變空化流場含氣率和湍流強度，進而提高容積交變空化拋光小孔內表面的拋光效率。

小孔流道；容積交變空化流場；含氣率；湍流強度；空化強度；容積交變頻率；容積變化量

拋光加工作為降低工件表面粗糙度、提高工件表面質量的重要手段，是超精密加工技術領域的研究熱點和前沿方向[1]。超精密拋光后，工件表面粗糙度可達到10?1nm級[2-3]。

小孔內表面作為組成機械零件的重要表面之一[4]，其質量嚴重影響著小孔類零部件的高使役性能[5-6]。小孔內表面常用的拋光方法有珩磨、滾壓、拋光輪加工等[7]，但這些方法存在拋光效率低、不適用于異型小孔內表面拋光等問題。磨粒流拋光（Abrasive Flow Polishing，AFP）技術雖然加工精度高、不受加工零件形狀的限制[8]，但由于磨粒流本身高黏度、假塑性的特性，在拋光小孔內表面時極易出現磨粒結塊、切削力過大的現象，進而導致“過拋”、“欠拋”等加工質量問題[9-10]。

空化是液體流動過程中局部壓力低于飽和蒸氣壓時液體內部或液固交界面上出現的空泡初生、發展、潰滅的現象[11-12]。在空化過程中，空泡潰滅瞬間局部溫度可高達10 000 K，局部壓力可達到0.1 GPa[13]，并會形成強烈的沖擊波和速度高達100 m/s的微射流[2]。利用空泡潰滅產生的沖擊波和微射流來對工件表面進行拋光，這一方法受到了越來越多學者的關注。Matsumoto等[14]和Preece等[15]基于高速攝影技術研究了壁面附近空泡的潰滅過程，研究表明，靠近壁面的空泡潰滅時產生的沖擊波和微射流會對壁面產生沖擊作用力。Hutli等[16]、Chen等[17]、Nagalingam等[18]利用水力空化對工件表面進行拋光，有效降低了工件表面的粗糙度。計時鳴等[19]利用超聲空化強化磨粒流對工件表面進行沖擊，在降低工件表面粗糙度的同時提高了磨粒流的加工效率。Toh[20]研究發現，超聲空化可有效降低不銹鋼銑削過程中毛刺的高度。陳鐵牛等[21]采用激光空化對0.5 mm的304不銹鋼微孔進行了拋光，研究表明，拋光過程是激光等離子沖擊波、空化激波及微射流共同作用的結果。盡管有關超聲空化、水力空化、激光空化等方法對材料表面進行拋光的研究取得了一定進展，但受空化發生方法的影響，其作用范圍具有明顯的不確定性，很難應用于大深徑比小孔內表面的拋光。

本課題組提出了一種新型容積交變空化發生方法，其發生原理如圖1所示。該方法利用活塞的往復運動改變密封腔的體積以形成壓力交變[22]，進而形成容積交變空泡，可解決大深徑比小孔內表面精密拋光的技術難題。容積交變空化流場的特性直接決定著容積交變空化拋光技術的拋光效果，故本文對小孔流道內容積交變空化流場特性進行了分析，探究其演變規律及容積交變頻率和容積變化量等關鍵工藝參數對流場特性的影響，以期為容積交變空化拋光小孔表面提供指導。其中，容積交變頻率為活塞來回拉伸的運動頻率，容積變化量用活塞運動的行程來表示。

1 數值模型

1.1 物理模型

以小孔流道內的流體域為研究對象，利用Solid Works進行幾何建模，建立的容積交變空化物理模型如圖2所示。

1.2 數學模型

當發生容積交變空化時，小孔流道內的流體為液氣混合流，考慮到液態水和空泡之間的相互作用，選用Fluent軟件對容積交變空化流場進行模擬。小孔流道內容積交變空化流場為復雜多相流新型空化流場，因此，采用多相流Mixture模型，兩相分別為水和水蒸氣；選用標準k-epsilon模型、Zwart-Gerber-Belamri模型模擬流體在小孔流道內的流動；采用基于壓力的隱式求解器進行瞬態求解。

圖1 容積交變空化發生原理

圖2 容積交變空化物理模型

1.3 邊界條件和網格劃分

邊界條件選擇動網格中的In-Cylinder模型，曲柄轉速設置為6 000 r/min，曲柄半徑設置為10 mm，連桿長度設置為25 mm。通過網格劃分軟件ICEM進行空間六面體網格劃分，如圖3所示。為了精確反映小孔流道內容積交變空化流場的變化情況，對小孔流道內流域進行網格加密處理，網格總數為766 801。

圖3 網格劃分

2 結果與分析

2.1 容積交變空化流場演變

2.1.1 容積交變空化流場含氣率

含氣率是目前衡量流場空化強度的主要指標，一個區域的含氣率越大，說明空化強度越大[23]。對1個大氣壓（101 325 Pa）下，容積交變頻率為100 Hz，容積變化量為20 mm，且充滿流體介質的小孔流道內容積交變流場進行模擬。當容積變化量最大時，容積交變空化流場的含氣率分布情況如圖4所示。隨著活塞的拉伸，密封腔體積增大，小孔流道兩端的壓力急劇下降，流體介質由液相轉變為氣相，故小孔流道兩端的含氣率最大。從小孔流道兩端到流道中心，由于壓力下降速率變慢，故流體介質由液相轉變為氣相的能力減弱，含氣率逐漸下降。

圖4 容積變化量最大時的含氣率分布

小孔流道中心軸線上一個周期的含氣率分布情況如圖5所示，其中，0 mm處為小孔流道中心位置。由圖5可知，當時間和位置不同時，小孔流道內含氣率會發生變化。在0～5 ms時，活塞處于拉伸階段，隨著密封腔體積的增大，小孔流道中的液相不斷轉換為氣相，使小孔流道內的含氣率不斷提高。但由于小孔流道中心軸線上的壓力下降速率不同，故小孔流道內軸線上的含氣率分布情況也不同，整體呈中間低、兩邊高的分布趨勢。在5～8.75 ms時，活塞處于壓縮階段，密封腔體積減小，壓力增大，導致空泡開始潰滅。在空泡潰滅的同時，活塞區域的空泡也從兩端進入小孔流道，故小孔流道內含氣率的上升速率逐漸變慢，小孔流道兩端的含氣率與中間的含氣率逐漸持平。在8.75～10 ms時，活塞進一步壓縮，大量從活塞區域進入小孔流道的空泡在小孔流道兩端就開始潰滅，故小孔流道內的含氣率開始下降，流道中心的含氣率開始高于流道兩端的含氣率。

圖5 小孔流道內中心軸線上一個周期的含氣率分布

2.1.2 容積交變空化流場湍流強度

湍流強度的變化情況也體現了小孔流道內空化強度的變化情況[24]。當發生容積交變空化時，容積交變空泡的初生、發展、坍塌、潰滅過程會引起小孔流道內容積交變空化流場發生擾動，使脈沖壓力增大，湍流強度也相應增大。在活塞運動的一個周期（）內，對1/4、1/2、3/4和時刻的湍流強度進行觀測，其結果如圖6所示。

由圖6可知，在1/4與1/2時刻，活塞處于拉伸階段，小孔流道內的流體介質在負壓的牽引下向孔腔兩端分層流動，并伴隨著容積交變空泡的初生和發展。在3/4與時刻，活塞處于壓縮階段，流體介質從小孔流道兩端進入，伴隨著容積交變空泡坍塌和潰滅。當容積交變空泡坍塌、潰滅時，會產生微射流和沖擊波，從而對整個流場產生擾動，導致湍流加劇，小孔流道中流體介質的流動開始紊亂。此外，流體介質從小孔流道兩端進入后會在小孔流道中心相碰，碰撞后的部分空泡會隨著流體介質做發散運動，在運動過程中，空泡坍塌、潰滅時產生的微射流和沖擊波會朝著壁面運動，進一步提升對壁面的空化作用效果。

圖6 容積交變空化流場中湍流強度的周期性變化

2.2 工藝參數對容積交變空化流場的影響

2.2.1 容積交變頻率

容積交變頻率作為影響容積交變空化流場的重要工藝參數之一，直接影響著容積交變空化對小孔內表面的拋光效果。為此，對容積變化量為20 mm，容積交變頻率分別為90、100、110、120 Hz的容積交變空化流場進行模擬。容積變化量最大時含氣率的值域分布情況如圖7所示。可知，小孔流道內容積交變空化流場的含氣率隨容積交變頻率的增大而增大，當容積交變頻率為120 Hz時，容積交變空化流場含氣率可達到0.664 8。

圖7 不同容積交變頻率下流場含氣率值域分布

湍流強度與空化強度密切相關，容積交變空泡潰滅時產生的微射流和沖擊波會對流體造成擾動，使流體湍流強度增大。對容積變化量為20 mm，容積交變頻率分別為90、100、110、120 Hz的容積交變空化流場進行模擬。當容積變化量最大時，小孔流道中心軸線上的湍流強度分布情況如圖8所示。可知，在小孔流道內容積交變空化流場中，湍流強度整體呈中間低、兩端高的分布趨勢，且隨著容積交變頻率的增大，小孔流道內容積交變空化流場的湍流強度也增大。

圖8 不同頻率下流場湍流強度數值分布

2.2.2 容積變化量

容積變化量作為影響容積交變空化流場的重要工藝參數之一，同樣也影響著容積交變空化對小孔內表面的拋光效果。為此，對容積交變頻率為120 Hz，容積變化量分別為10、15、20、25 mm的容積交變空化流場進行模擬。小孔流道中含氣率的值域分布情況如圖9所示。可知，小孔流道內容積交變空化流場含氣率隨容積變化量的增大而增大，當容積變化量為25 mm時，容積交變空化流場含氣率可達到0.706 8，最小值也在0.58以上。

圖9 不同容積變化量下流場湍流強度數值分布

同理，對容積交變頻率為120 Hz，容積變化量分別為10、15、20、25 mm的容積交變空化流場進行模擬。當容積變化量最大時，小孔流道中心軸線上的湍流強度分布情況如圖10所示。可知，在小孔流道內容積交變空化流場中，湍流強度整體呈中間低、兩端高的分布趨勢，這與容積交變頻率對小孔流道內湍流強度的影響類似。隨著容積變化量的增大，小孔流道內容積交變空化流場的湍流強度也增大。

圖10 不同容積變化量下流場湍流強度值域分布

2.3 容積交變空化流場高速攝像分析

為了驗證容積交變空化流場的數值模擬結果，在容積交變空化實驗平臺上（見圖11）對容積交變空化流場進行高速攝像分析。當容積交變頻率為100 Hz、容積變化量為20 mm時，容積交變空化流場的演變過程如圖12所示。

由圖12可知，在0～5 ms時，活塞處于拉伸階段；在5～10 ms時，活塞處于壓縮階段。在0 ms時刻，上個運動周期剛剛結束，活塞運動頻率過快，導致部分空泡來不及潰滅。隨后當活塞拉伸時，在區域1內，小孔流道中的空泡數量不斷減少，但負壓的牽引使流體介質流出小孔流道，小孔流道中開始出現空隙，導致含氣率上升，這與數值模擬結果一致。在5～10 ms時，活塞處于壓縮階段，在區域3和區域4內，容積交變空泡逐漸占據了小孔流道內的間隙，且小孔流道中空泡數量增加的趨勢與數值模擬的含氣率變化趨勢大致相似。

在活塞拉伸階段，在區域2內，流體攜帶空泡向小孔流道兩端運動，這與數值模擬的負壓誘導流體向小孔流道兩端運動的結果相同，流體與空泡受到的牽引力相同，流體流動時未受到明顯的擾動。在活塞壓縮階段，在區域5與區域6內，流體不僅由小孔流道中心向外做發散運動，還受到空泡潰滅擾動的影響，其流動整體呈現紊亂的現象，這與模擬壓縮狀態下時刻湍流強度的分布相似。

對比小孔流道內容積交變空化流場的模擬結果和拍攝結果發現，含氣率隨著活塞的拉伸運動而不斷增大。在活塞拉伸階段，流體流動相對穩定，湍流強度較小；在活塞壓縮階段，流體流動相對紊亂，湍流強度開始增大，并在周期末達到極值。因此，在周期末，小孔流道中的湍流強度最大，空化程度也最劇烈，其對壁面的作用效果也最強。

圖11 容積交變空化實驗平臺

圖12 容積交變空泡演變規律

2.4 容積交變空化拋光小孔內表面實驗研究

為了進一步驗證容積交變空化拋光小孔內表面的可行性，對機械加工的Al 1060和T2 Cu小孔進行拋光，并對拋光前后小孔內表面的粗糙度進行測量。Al 1060和T2 Cu的化學成分分別如表1和表2所示。容積交變空化拋光的工藝參數如下：容積交變頻率為40 Hz，活塞行程為20 mm，拋光時間為6 h。

拋光前后小孔內表面形貌如圖13所示。可知，機械加工后的小孔內表面存在明顯劃痕，經容積交變空化拋光后，小孔內表面的劃痕被有效去除，光潔度有了明顯提升。拋光后，Al 1060小孔內表面的粗糙度由0.704 4 μm降低到0.324 7 μm，T2 Cu小孔內表面的粗糙度由0.721 4 μm降低到0.357 3 μm，小孔內表面粗糙度明顯降低，驗證了容積交變空化拋光小孔內表面的可行性。

表1 Al 1060化學成分

Tab.1 Chemical composition of Al 1060 wt.%

表2 T2 Cu化學成分

Tab.2 Chemical composition of T2 Cu wt.%

圖13 拋光前后小孔內表面形貌

3 結論

通過對小孔流道內容積交變空化流場的演變規律以及容積交變頻率和容積變化量等關鍵工藝參數對空化流場特性的影響規律進行研究，可獲得以下主要結論：

1）小孔流道內容積交變空化流場存在空泡，即存在明顯的空化現象，且在一個周期內，小孔流道內的空化強度由兩邊強、中間弱逐漸轉變成兩邊弱、中間強。

2）空化強度與含氣率和湍流強度密切相關，分析一個周期內小孔流道內容積交變空化流場的含氣率和湍流強度可知，含氣率隨著活塞的拉伸運動而不斷增大，湍流強度在周期末達到最大，故周期末空化程度最劇烈，對壁面的作用效果最強。

3）數值模擬結果表明，小孔流道內容積交變空化流場的含氣率和湍流強度隨容積交變頻率、容積變化量的增大而增大，當容積交變頻率為120 Hz、容積變化量為25 mm時，小孔流道內的含氣率可達到0.706 8。

4）實驗結果表明，進行容積交變空化拋光后，Al 1060小孔內表面的粗糙度由0.704 4 μm降低到0.324 7 μm，T2 Cu小孔內表面的粗糙度由0.721 4 μm降低到0.357 3 μm，小孔內表面粗糙度明顯降低，說明容積交變空化拋光小孔內表面具有可行性。

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Analysis of Cavitation Flow Field Characteristics of Small Hole Runner Based on Volume Alternating Cavitation

ZHANG Bo, LI Fu-zhu*, WANG Yun, SHEN Kun-lun, HU Long-fei, XU Jiang-qi, ZHANG Heng-jie

(School of Mechanical Engineering, Jiangsu University, Jiangsu Zhenjiang 212000, China)

The work aims to analyze cavitation flow field characteristics of the small hole runner based on the principle of volume alternating cavitation and the effect of key process parameters such as volume alternating frequency and volume changes on flow field characteristics, to guide the finishing of inner surface of the small holes based on volume alternating cavitation. A three-dimensional transient simulation model of the volume alternating cavitation flow field in the small hole runner was established. The standard k-epsilon model and the Zwart-Gerber-Belamri model were used to simulate the changes of vapor volume fraction and turbulence intensity under different volume alternating frequencies and volume changes. The results were compared with those of the high-speed camera. In addition, two different materials Al 1060 and T2 Cu were chosen as the target material to verify the feasibility of volume alternating cavitation finishing effects. In a cycle when the volume change was 20 mm and the volume alternating frequency was 90, 100, 110, and 120 Hz respectively, the vapor volume fraction and turbulence intensity in the small hole runner increased with the increase of the volume alternating frequency, and the vapor volume fraction was up to 0.664 8. When the volume alternating frequency was 120 Hz and the volume change was 10, 15, 20, and 25 mm respectively, the vapor volume fraction and turbulence intensity also increased with the increase of the volume change, and the vapor volume fraction was reach up to 0.706 8. As the pistons were stretched and compressed, the turbulence intensity gradually changed from strong on both sides and weak in the middle to weak on both sides and strong in the middle, and reached the maximum at the end of the cycle. Furthermore, the experimental results showed that after volume alternating cavitation finishing, the roughness value of the inner surface of the Al 1060 hole was reduced from 0.704 4 μm to 0.324 7 μm, and the roughness value of the inner surface of the T2 Cu hole was reduced from 0.721 4 μm to 0.357 3 μm, showing an obvious decrease in inner surface roughness. Therefore, it is feasible to finish the inner surface of the small hole by volume alternating cavitation. The vapor volume fraction and turbulence intensity of the cavitation field in the small hole runner can be improved by increasing the volume alternating frequency and volume change, and then the finishing efficiency of the inner surface of the small hole can also be improved.

small hole runner; volume alternating cavitation flow field; vapor volume fraction; turbulence intensity; cavitation intensity; volume alternating frequency; volume change

10.3969/j.issn.1674-6457.2023.10.024

TG356.28

A

1674-6457(2023)10-0204-08

2023-07-27

2023-07-27

裝備預先研究領域基金（8092301201）

Equipment Advance Research Area Fund Project (8092301201)

張博, 李富柱, 王勻, 等. 小孔流道內容積交變空化流場特性分析[J]. 精密成形工程, 2023, 15(10): 204-211.

ZHANG Bo, LI Fu-zhu, WANG Yun, et al. Analysis of Cavitation Flow Field Characteristics of Small Hole Runner Based on Volume Alternating Cavitation[J]. Journal of Netshape Forming Engineering, 2023, 15(10): 204-211.

責任編輯：蔣紅晨