微量润滑论文（共4篇）
微量润滑论文 篇1
在传统的切削加工中, 切削液的负面影响已不容忽视:处理和排放易引起环境污染, 切削液雾对操作工人健康构成威胁, 使用成本相对昂贵……
面对企业不断降低成本、改善生产条件, 以及国家绿色发展的有关要求, 随着环保、节能降耗、加工精度的需求提升, 微量润滑切削系统越来越受到众多专业人士的重视, 绿色切削技术成为现代机械制造领域主要发展方向之一, 多种绿色切削技术纷纷涌现, 其中微量润滑切削技术就是一种具有极大发展潜力和广阔应用前景的绿色切削技术。
微量润滑 (MIN IMUM QUANTITY LUBRICATION, 简称MQL) 主要是将压缩空气与少量润滑油混合, 雾化后形成微米级的液滴, 喷射到加工区, 对刀具和工件之间的加工区进行润滑 (图1) 。这种切削方式极大地减少了切削液的用量 (仅为0.03~0.2L/h, 而常规传统湿切削时的切削液用量高达20~100L/min) , 大大减少了环境污染, 在21世纪绿色环保主题下, 有着很大的发展前景。
一、为什么要引进微量润滑系统
1. 环保的需要
目前在机械加工中普遍使用的切削液, 在制造、使用、处理和排放的各个时期均会对环境造成严重污染, 甚至对人体健康有伤害。1996年, 国际标准化协会颁布了关于环境管理的ISO14000系列标准, 德国、美国、加拿大和日本等国家也相继制定出更加严格的工业排放标准, 进一步限制了切削液的使用。特别是对于饮用水大多取自地下水的欧洲来说, 切削油废液的排放, 就直接影响饮用水的污染。
2. 节能降耗的需要
所有与切削油废液处理有关的成本费用都在上升。据说在德国与切削油有关连的费用已上升至生产加工费用的15%~30%, 如图2所示。
3. 机械加工的需要
在对钛合金、淬硬钢、高温合金和不锈钢等材料的切削加工应用中, 与使用干式切削和湿法切削相比, MQL表现出了良好的切削性能, 正确合理地使用MQL能有效提高刀具耐用度, 改善工件已加工表面质量。高速切削是高性能加工的一种主要工艺技术, 已经广泛应用于航空、模具、汽车等行业。但常规加大切削液流量、降低切削温升的办法已不能达到理想的效果。为了实现高速切削, 必须采用有效的冷却润滑方法, 才能进一步提高加工效率。MQL切削技术在绿色切削的基础上实现了高速切削, 因此得到了广泛应用。如:我国某飞机制造厂将微量切削用于其航空铝合金加工机上, 效果显著。
二、MQL的结构
MQL系统结构现在比较流行的有二种给油方式——外部给油冷却及内部给油冷却, 如图3所示。
其中内部给油冷却又可分为轴内混合及轴外混合给油冷却, 具体示例如图4所示。
外部给油及内部给油两种方式优缺点如表1所示。
三、MQL切削液的选择
MQL切削技术作为一种现代制造模式, 所使用的切削液除了具有传统切削液的润滑、冷却、防锈、清洗等功能以外, 还应具有无毒、不伤害操作者、不污染环境、不易腐败变质等性能, 具体体现在可生物降解性、氧化安定性、储存稳定性、切削润滑性等方面。选取目前市场上最常用的3种成份的MQL切削液 (合成酯、植物油、聚乙二醇) 做比较。经多次实验研究, 得出数据如图5所示 (生物降解百分率的最大和最小值越高, 表明生物降解性越好) 。
氧化安定性的测量是将20ml试样放在70℃空气中暴露168H, 用碘价法对暴露前后的切削液分子量进行测量, 碘价下降越少, 氧化安定性越好。结果如图6所示。
储存安定性的测量是将50ml的切削液放在100ml的样品瓶中, 加盖密封, 在70℃空气中暴露4周, 测量其黏度和酸值的变化, 变化越小者, 储存安定性越好。结果如图7所示。
为研究切削液对切削效果的影响, 进行如下切削试验:试验是在德国Spinnle公司的SB-CNC超精密数控机床上进行, 工件为45钢和硬铝YL12, 切削速度为178、269、358、448、537m/min, 进给量0.03mm/r, 切削深度0.3mm, 空气流量2.3m/h, 空气压力0.4MPa, 切削液流量6.25ml/h, 喷嘴位置为主后刀面, 距刀尖20mm, 图8为加工的表面粗糙度值。
以上3种切削液, 在我国植物油价格最低, 合成酯最昂贵, 聚乙二醇价格居中。总结以上试验数据, 3种切削液各自评分如表2所示 (以最好的计为10分, 其他据测试结果差距评定分数) 。
一般来说, 不同场合以上各项因素的重要程度是不一样的。对于工件材料为45钢, 植物油是首选切削液, 合成酯为其次, 聚乙二醇最后;对于工件材料为YL12, 植物油为首选切削液, 聚乙二醇为其次, 合成酯最后。
四、常见的MQL切削系统
为使微量切削方法发挥更大效果, 有的MQL切削系统配有专用的给油装置。利用专用的给油装置, 把微量的切削油喷成油雾而涂布到刀刃上。此装置分油杯型油雾给油和外部供油装置给油两种, 如图9所示。
为达最佳效果, 要把切削油供给到刀刃处, 内部给油是最好的方法。对于外部给油装置。有的切削油还专门开发了油雾增压器。可通过利用油雾增压器来供应微量切削油。此油雾增压器产生出微粒子的油雾, 几乎不会粘附到配管内, 而且可以对高速主轴 (转速可达20000r/min甚至更高) 进行油雾给油, 回应时间完全与空气的到达相同, 对于大部份的配管, 油雾在1s以内就能到达刀刃处。油雾是由泵产生, 所以油雾浓度和油雾量都可以控制。另外, 在深孔加工方面, 为了排出切屑而需要高气压空气时, 使用增压器增压空气可加工比以前更深的孔。
五、结语
目前我国正在加快结构调整, 致力于重点发展高端装备以及成套装备中的关键设备, 加快提高技术水平和产品质量, 以解决长期以来制约我国装备制造业发展的关键设备和关键部件依靠进口的问题。MQL切削加工作为绿色切削的一种, 经过快速发展, 技术越来越成熟, 可以预见, 微量润滑切削系统在机械制造特别是我国高端装备制造业的前景会越来越广阔。
参考文献
[1]江苏大学.现代化切削技术之一——MQL技术[M].
[2]HORKOS CORP.ADVANCED NEAR DRY MACHINING SYSTEM[M].
[3]江苏大学.MQL切削液的选择[M].
微量润滑论文 篇2
很多机械装备中,摩擦副的入口区并没有足够的润滑材料形成全膜润滑,大多数情况下都是乏油润滑。虽然乏油下产生的液膜厚度低于全膜润滑下的液膜厚度[1,2],但乏油润滑在工业界使用广泛,特别是在食品机械和高速轴承[3]等领域。乏油下轴承仍然能够工作很长时间,表明点接触区内存在润滑材料的动态补给。润滑材料的动态补给过程与围绕点接触区润滑材料的迁移有关。因此,掌握围绕点接触区润滑材料的迁移规律,有助于提高对乏油润滑的认识。
自从1971年Wedeven等[4]通过光干涉试验研究乏油现象后,众多摩擦学者在试验和数值计算方面对乏油开展了一系列的研究。Chevalier等[1]分析了入口油膜分布对乏油弹流膜厚的影响;项忠霞等[5]对Si3N4陶瓷与冷激铸铁的摩擦配副进行了微量润滑摩擦磨损试验研究;苏宇等[6]在最小量润滑供给装置上进行了高速铣削钛合金试验;牛永生等[7]研究了润滑油量对牵引传动性能的影响,发现在极少量油的润滑下牵引性能仍保持良好;房师毅等[8]、耿葵花等[9]基于减少润滑油的使用,设计了新型的无油润滑的空气压缩机。而在数值计算方面:谭洪恩等[10]对特殊乏油现象进行模拟,发现了供油参数与中心膜厚和最小膜厚的变化关系;闫玉涛等[11]研究了椭圆接触乏油的弹流润滑,发现随着入口区距赫兹接触区距离的变小,接触中心最大油膜压力无显著变化;王静等[12]对乏油下纯滑动粗糙表面点接触热弹流润滑进行了研究,发现入口区乏油程度的增大会导致油膜中压力分布趋近于干接触状态;赵辉等[13]对不同供油条件下黏度对啮合齿轮性能进行了研究,发现乏油和充分供油下压力分布随黏度增大无显著变化;李珊珊等[14]研究了供油量对微织构表面润滑性能的影响,发现供油量显著影响接触区油膜厚度。但目前,对微量润滑供给(乏油)工况下润滑材料的迁移特性开展相关的研究却很少。而航空油是典型的高速工况下的润滑材料,对其微量润滑供给下迁移特性的研究具有较强的现实意义。
工程中常用的4010航空油是新一代低黏度Ⅱ型航空润滑油,国内学者对其油品进行过相关研究。王燕霜等[15]、姜伟泰[16]、董会杰[17]对4010航空油的黏温特性、高温结焦、润滑承载和台架试验等进行了研究,发现它具有良好的理化性能,能够满足发动机长时间工作的要求。4010航空油在高温、重载下具有良好的流变特性,能够在高温重载环境下工作[18]。但迄今为止,对4010航空油迁移特性的研究还相对较少。本文以4010航空油为润滑材料,在钢球和玻璃盘为配副的润滑测量平台上,采用荧光技术研究微量润滑供给下4010航空油的油池变化规律,探索其围绕点接触区润滑材料迁移的形成机理,期望为工程应用提供参考。
1 试验部分
1.1 试验材料
试验选用低黏度4010航空油(中国石化润滑油公司)作为润滑材料。在20℃温度下,通过旋转流变仪(Physica MCR301, Austria)获得它的体相黏度0.0261Pa·s。试验时,示踪剂选用一种油溶性荧光试剂OB (5-Di (5-tert-butylbenzoxazol-2-yl) thiophene, 北京福莱恩科技发展有限公司),其混合润滑材料的质量比为0.27%。这种荧光试剂的吸收峰与光源的波长非常接近,并能清晰地观察到荧光试剂所激发的视场。含有荧光试剂的混合润滑材料体相黏度为0.0269Pa·s,由此可判断出荧光试剂对润滑材料的流变特性的影响较小。
试验选用GCr15钢球和玻璃盘组成的摩擦副获取低载荷的接触应力。钢球直径为22.22mm(7/8英寸),玻璃盘的直径和厚度分别为140mm和20mm。试验前,采用白光表面形貌仪(MicroXAM,USA)测定钢球和玻璃盘铬膜的表面粗糙度均方根值分别为5nm和3nm,则钢球和玻璃盘的综合粗糙度均方根值为5.8nm。在载荷作用下接触区发生变形,接触区的实际粗糙度比自由表面的粗糙度低得多[19]。在每一组试验前后,钢球和玻璃盘的表面均通过乙醇和丙酮在超声波内先进行清洗,再进行烘干,并在每一组试验中均使用新钢球和玻璃盘表面。
1.2 试验方法
试验时,润滑测量平台的示意图见图1。高精度钢球通过一组砝码加载于涂有一层铬膜的玻璃盘上。玻璃盘通过伺服电机驱动,随后钢球在玻璃盘转动下进行自转。文献[20]的试验结果表明,载荷对油池形状的影响较小,而对转动速度的影响较大。试验时,接触区的施加载荷W为32N,对应的最大接触压力p为560MPa;玻璃盘的线速度随时间依次经历匀加速、匀速、匀减速的变化,如图2所示。三种微量润滑材料(0.3mL、0.7mL和1.2mL)是通过微量注射器注入到球盘的微间隙内的,再旋转玻璃盘让其转动几圈,使得玻璃盘滚道及钢球上润滑材料达到均匀分布。试验时,将不再添加任何润滑材料到球盘的微间隙内。
荧光技术是在显微镜下观察物质形状及其所在位置的一种有效工具[21,22],因此荧光显微镜(Olympus SZX16, Japan)被用于观察油池的变化规律。试验前,采用相机(Canon 7D, Japan)对准荧光显微镜的目镜,调节荧光光源的强度和显微镜的左右移动平台,以便在相机的显示屏上出现清晰的图像。试验时,采用相机对油池进行视频采集,记录一些序列文件。试验后,通过图像处理软件Eos Utility从序列文件中提取一些随时间变化的、有价值的荧光图片。
2 试验结果
图3所示为不同微量润滑供给下油池随卷吸速度的变化关系。可以看出,围绕点接触区润滑材料构成了一个封闭的油池,油池随速度的增大依次经历圆形、扁圆形、两个瓣膜、入口处凹陷等变化。在微量润滑供给下,油池存在一些共性的变化规律。
当钢球与玻璃盘静止时,油池呈现一个完整的圆形,1.2mL对应的油池区域显著大于0.3mL对应的油池区域。当卷吸速度较小时,油池变为扁圆形。当卷吸速度达到某一数值时,出口区产生的气穴效应开始明显。当气穴到达油池出口边缘时,油池被划分为两个瓣膜。随着卷吸速度的增大,油池瓣膜上的润滑材料分布有所变化,油池内侧形状面积小于外侧形状面积,并在油池入口区形成弯月面。当卷吸速度继续增大时,油池的入口区距赫兹接触区的距离将随之减小,其对应的弯月面曲率也随之增大。油池产生两个瓣膜的临界速度与接触区内润滑材料的供给量有关,接触区供给量较多的油池会产生较大的临界速度。接触区的润滑材料供给量为0.3mL、0.7mL和1.2mL,对应的临界速度分别为0.514m/s、0.741m/s和0.870m/s。当卷吸速度减小时,油池的变化基本上与加速时油池的变化呈现逆对应,但不是一种对称的变化。当卷吸速度减小到瓣膜产生的临界速度时,油池仍未合拢成一个整体;要想使其完全合拢,则需要进一步减小接触区的卷吸速度。当卷吸速度减小时,油池的内侧形状面积大于外侧的形状面积,这正与增速时相反。当卷吸速度接近于零时,油池又恢复为一个完整的圆形区域。
钢球被半浸泡于油杯内,通过钢球旋转将润滑材料卷吸到接触区内,进而形成充足供油,则对应的油池随卷吸速度的变化如图4所示。可以看出,随着卷吸速度的增大,油池经历圆形、扁椭圆形等变化,但在较高速度下并未出现油池产生两个瓣膜的现象。当卷吸速度超过0.429m/s时,油池基本保持不变。同时,从现有的试验结果中也并未发现显著的气穴,在入口区也未观察到弯月面。此外,随着卷吸速度的增大,入口区距赫兹接触区的距离表现为先增大后减小;反之,入口区距赫兹接触区的距离表现为减小。
3 讨论
首先,对油池进行受力分析[20,23],其受力示意图见图5。试验中,整个油池受到的力Ftol为
Ftol=G+Fc+rfd+rfg+rfb+p0 (1)
其中,G为重力;Fc为离心力;rfd为液体和玻璃盘之间的表面张力;rfg为液体和气体之间的界面张力;rfb为液体和钢球之间的界面张力;p0为大气压力。而重力G和离心力Fc的具体形式分别为
G=∭ΩρfgdV (2)
Fc=∭Ωρfw2drdV (3)
式中,ρf为润滑材料的密度;g为重力加速度;wd为玻璃盘的旋转速度;r为油池距离赫兹接触区中心的距离;Ω为积分区域;dV为油池的单位体积。
当钢球和玻璃盘静止时,点接触区油池中润滑材料受到重力、固液表面张力、液气表面张力、大气压力的作用,在运动中还受到离心力的作用,这些力的综合作用并保持平衡状态以确保一个稳定油池的存在。在静止状态下,钢球和玻璃盘的间隙形状是轴对称的,则围绕点接触区的润滑材料在其间隙中所受到的表面张力和重力作用也是完全对称的,从而使得间隙中围绕点接触区的润滑材料呈现一个完全对称的分布,即油池为一个完整的封闭圆形区域。在卷吸作用下,润滑材料从入口区进入油池并穿越油池。当润滑材料穿越油池时,一部分润滑材料沿着钢球/玻璃盘运动方向直接通过接触区;另一部分则被挤出并从接触区两侧流动,简称为绕流。不论是直接流过还是绕流,都会给油池施加一个沿运动方向的剪切作用,使得油池沿运动方向产生伸长变形。此时,油池接近于扁圆形区域。
润滑材料在赫兹接触区内承受的压力很高,当润滑材料通过接触区并到达发散楔时,润滑材料承受的压力急剧下降并达到其气化压力,使得一部分润滑材料从液相变为气相,同时也使得溶解在润滑材料中气体发生膨胀,进而气体间相互结合,形成了赫兹接触区外侧的气穴。随着卷吸速度的增大,气穴将进一步增大,如图6所示。当卷吸速度达到某一个临界值时,气穴与外围的大气连通,使完整的油池划成两瓣。产生的气穴不被润滑材料带走,却在赫兹出口区附近稳定地存在,这与钢球和玻璃盘之间的润滑材料流动有关[20],如图7所示。可以看出,跟随玻璃盘运动的润滑材料和跟随钢球运动的润滑材料在油池内部的某一位置处发生分离,而出口区弯月面到这个点的润滑材料产生逆流,使得接触区产生的气体在逆流区域的流动受阻,进而使得气穴能够稳定存在。但随着卷吸速度增大,气穴的体积逐渐变大。当卷吸速度增大到某一临界值时,气穴把油池划分为两个瓣膜。当围绕点接触区内润滑材料供给量越大时,对应的围绕气穴的油池面积也越大,则气穴扩展的阻力也随之增大,从而使得油池产生瓣膜的卷吸速度随之提高。要想使瓣膜消失,重新汇流成一个完整的油池,则需克服这些能量而做功,这是产生瓣膜和瓣膜重新汇流的速度不对称的重要原因。
当油池一旦被划分成两个瓣膜时,每个侧带都形成了新的液气接触表面,表面能增加并保持一个稳定的状态。而接触区内侧的速度低于外侧的速度,在离心力的作用下使得内侧的油池长度小于外侧的油池长度。随着卷吸速度的增大,油池瓣膜将继续发生变形,以便调节油池的受力平衡,而入口区的弯月面继续向赫兹接触区移动。当卷吸速度降低并接近于零时,围绕点接触区的润滑材料在其表面张力和离心力等作用下,又恢复到一个完整的圆形油池。而在充足供油下,当速度低于0.907m/s时,在油池内未曾观察到明显的气穴,则赫兹出口区产生的气体可能被润滑材料带走,也正是由于供油充足,在入口区也未观察到弯月面。因此,油池充分反映了围绕点接触区的润滑材料对于工况的响应,也直观地显示围绕点接触区内润滑材料的迁移特性。
4 结论
(1)在围绕点接触区内始终存在一个封闭的油池。随着卷吸速度的增大,微量润滑下油池经历圆形、扁圆形、两个瓣膜、入口处凹陷等变化,与充足供油下的油池有着显著的差异;减速时油池与增速时的油池呈非对称变化。
(2)油池中气穴与润滑材料气化压力有关,产生两个瓣膜的临界速度与润滑材料的供给量呈正相关。
(3)油池反映了围绕点接触区润滑材料的迁移特性,围绕点接触区的润滑材料量、摩擦副的卷吸速度、润滑材料同固体壁面的表面张力和离心力均直接影响着油池的变化。
微量润滑论文 篇3
关键词：喷嘴,雾化,数值仿真,微量润滑,磨削
0引言
在传统的浇注冷却磨削过程中,实际能够进入磨削区的磨削液较少,且进入磨削区的磨削液受热后会迅速汽化为蒸汽膜,阻止新的磨削液进入高温磨削区[1,2],故浇注冷却很难满足磨削加工时冷却的 实际需求。 近年来,微量润滑 (minimum quantity lubrication,MQL)以其良好的 润滑、冷却和排屑性能以及低污染等优点,得到了国内外学者的广泛 关注[3],并已逐步在铣削[4]、钻削[5]和车削[6]等加工领域得到应用,日益受到磨削领域专家的重视[7,8,9]。MQL磨削时,磨削液流量仅为20~100mL/h,比传统浇注冷却磨削用量少三四个数量级[10],具有减少资源浪费和环境污染、降低生产成 本等优点[7,8]。磨削液被 雾化之后,其表面积急剧增大,润滑和换热性能都有较大的提升。
然而,磨削过程中高速旋转的砂轮表面会产生具有一定压力和速度的气障层[11],气障层的存在会严重阻碍磨削液进入磨削区。MQL的磨削液流量极小,其穿透能力受到限制,气障层问题显得尤为严重。因此如何将雾滴有效注入磨削区, 一直是制约着MQL在磨削加工领域得到广泛应用的关键问题。Ebbrell等[12]发现,雾滴必须 具备足够的动能才能穿透气障层,且穿透能力与雾滴的形状、速度、压力、入射角和喷射 距离有关。 基于此,Tawakoli等[13]研究了MQL流体入射角和喷射距离对其磨削润滑性能的影响,发现调整喷嘴的喷射方向并合理布置其安装位置能提高雾滴的穿透能力。Park等[14]研究发现小直径雾滴更容易穿过气障层。还有学者通过改进喷嘴结构来减小气障层对磨削液的影响,如文献[15]发现靴状的喷嘴结构不仅能扰乱砂轮表面快速流动的空气流向,还能增大砂轮的润滑区域。
笔者提出了一种双喷口结构的喷嘴结构,旨在通过采用合理的喷嘴结构来提升磨削液雾化性能,并将雾滴冲破砂轮表面气障层有效注入磨削区,同时分析MQL的雾化机理,建立微量润滑雾化数学模型,采用流体仿真技术研究该喷嘴的雾化性能,并通过雾 化试验对 数值仿真 模型进行 验证。
1双喷口喷嘴的结构
双喷口喷嘴的工作原理如图1所示。该喷嘴包含2个喷口(主喷口和辅助喷口)。雾化后的高速雾滴通过主喷口注入磨削区,对工件进行润滑和冷却。在主喷口前端有一辅助喷口,辅助喷口喷出具有一定角度的雾滴并率先喷射到砂轮表面,破坏砂轮周围的气障层,使得磨削区附近出现瞬时真空或低压区,从而使主喷口喷出的雾滴能够更为有效地进入磨削区。
图2为双喷口喷嘴的结构图。磨削液管安装在气管内部,两管保持同轴。磨削液由MQL供液系统送入磨削液管,气管与磨削液管之间的环形通道为高压空气通道,高压空气经空气压缩机加压后进入空气通道,其中,空气和磨削液的流量均可单独控制。磨削液管端部附近沿着其径向均布有若干小孔(位于均布小孔前端的磨削液管外表面有一圆锥面)。小孔后端的磨削液管加工有管肩。气管出口由辅助喷口和主喷口组成,两喷口前端的气管内壁有距离较长的圆弧面。磨削液管中的磨削液通过径向小孔流入气管并与高压气体混合,高速空气和低速的磨削液之间存在巨大的相对速度,在高速空气作用下,磨削液表面会产生很大的摩擦力,从而促使磨削液由珠状转变为膜状。如果摩擦力足以克服液体的表面张力,液态薄膜将会被破碎成微米级的小颗粒,从而完成磨削液的雾化。
2雾化模型
由于雾化过程非常复杂,所以很难采用一种模型将连续的液相和离散的雾滴耦合。为了更好地模拟雾化的过程,本文借鉴文献[16]提出的二级雾化模型,通过数学模型耦合连续相和离散相。
众所周知,液体雾化实际上是将连续液体分裂成离散小雾滴的物理过程。根据文献[16],黏性液体在外力作用下穿过气体介质时,首先会变成膜状,随着外力的增大,液膜分裂成大雾滴,随着时间的延续而破碎成小雾滴。黏性液体表面波的增长率为[17]
式中,k为干扰波的数量;h为液膜厚 度一半;σ 为表面张 力;ρL为液体密度;Q为气体与液体的密度比;U为液体初始速度;v为气体与液体的相对速度。
显然,当表面波增长率最大时,液膜开始破裂。为了简化雾滴破碎过程,假设每个波对应一个液膜,则有[16]
式中,dL为液膜半径;KS为最大增长率表面波的波数。
根据文献[17],雾滴的最频粒径d0与液膜半径dL及欧尼索数Oh有关,即
由于初始状态磨削液的轴向速度很低,可用气体速度近似为相对速度。利用上述模型可获得磨削液的初始粒径分布,如表1所示。
上述过程确定了液体雾化的初步粒径分布, 但此时润滑油还处于高速不稳定状态,雾滴直径较大,属于一级雾化。高速喷出的磨削液滴会在外力作用下继续破碎成小直径雾滴,为了更好地模拟这一过程,采用仿真软件对二级雾化过程进行分析。
3数值仿真分析
3.1三维仿真模型
如图3所示,三维仿真实体模型主要包括喷嘴、砂轮和工件。由于远离磨削区的砂轮区域对雾化效果影响极其微小,故建模时砂轮仅截取靠近磨削区的部分。经过多次对比仿真,磨削液管外径、内径分别定为4mm和2mm,气管外径、内径分别为8mm和6mm,磨削液管靠近端部位置径向均布4个直径为1mm的出液孔,辅助喷口、 主喷口直径分别为1mm和2mm。采用SolidWorks建立三维实体模型,采用ICEM进行网格划分,网格总数为361 868。
3.2参数设置
根据磨削实际工况,气体压力设置为0.5~ 0.7MPa,MQL的流量设 定为60 mL/h。 采用FLUENT软件进行仿真分析,气体入口采用压力入口,压力分别 为0.5 MPa、0.6 MPa和0.7 MPa。磨削液入口为速度入口,根据流量换算得出磨削液的速度大小为4.16mm/s。采用油基磨削液Vascomill 10 2903-06,密度为900kg/m3, 动力黏度为0.009Pa·s。离散相参数根据第2节理论模型获得。
3.3仿真结果与讨论
图4是压力为0.6MPa下雾滴的速度分布云图。由图4可知,主喷口出口处流体的速度达到最高值140m/s时,随着喷射距离的增加,流体逐渐呈锥形发散,流速也沿着轴线方向迅速减小。 根据文献[18],这是因为在喷射距离较短时,流体还未与周围空气发生动量交换,速度和流体束形状基本保持不变。随着喷射距离的增加,高速射流开始卷吸周围的空气并与之发生能量交换,射流外层的速度逐渐降低,内层的速度稳定区域也逐渐缩小,最终形成了图4所示的锥形速度场。 辅助喷口流体的最大速度仅为67m/s,远低于主喷口喷出的最大速度,这可能是在辅助喷口附近, 雾滴的流动方向发生突变而导致其能量损失所引起的。同时,辅助喷口雾滴的初始速度较小,且雾滴在喷射过程中存在速度衰减,从而导致辅助喷口喷出的锥形流体束明显小于主喷口流体。但辅助喷口流体的作用主要是为了扰乱气障层,并不需要太高的速度。
图5所示为雾滴在不同压力下沿着主喷口轴线方向的速度变化情况。由图5可知,不同压力下雾滴速度变化趋势大体一致,即沿着主喷口轴线方向喷射速度逐渐减小,且雾滴的最大速度随着气体压力的增大而增大。
将第2节得到的粒径分布导入上述流场,可以得到离散相的结果。图6为0.6MPa下雾滴粒径分布云图,由图可知,主喷口喷出的雾滴分布呈锥形,且当喷射距离较短时,射流束中央的雾滴直径大于边缘雾滴直径,而当喷射距离较长时,雾滴束中央与边缘的雾滴直径趋向一致。这是因为在喷射初期,射流束速度很大,其边缘的雾滴与周围空气迅速发生动量和动能交换,导致自身不断破裂,直径也随之减小;位于射流中央的雾滴速度相对稳定,其破碎速度较慢。随着雾滴的继续向前运动,射流中心的速度比边缘的速度大,从而使得射流中心雾滴受到的冲击增大,导致中心雾滴迅速破裂,雾滴直径迅速减小。辅助喷口喷出的雾滴直径较大,且未形成明显的锥形雾滴束。这是因为辅助喷口的雾滴速度较小,且雾化距离较短,导致雾滴直径较大。两喷口喷出的雾滴束会发生相互干扰,同时雾滴喷射到砂轮表面后将出现反弹现象,对喷雾形状及粒径产生影响。辅助喷口距砂轮更近,雾滴受反弹的影响更为突出;主喷口雾滴的动量较大且喷射距离较远,所受影响较小。
图7为不同压力下主喷口雾滴的粒径分布图, 由图可知,压力为0.6MPa时,雾滴直径基本分布在70~110μm之间,不同粒径所占体积百分比呈 “中间大,两头小”的趋势。通过比较不同压力下的粒径分布可知,随着压力的增大,雾滴粒径变小且其分布更加集中在一定的粒径范围内。其原因是, 喷射压力增大,将导致喷嘴内压缩空气与磨削液之间的相对速度增大,从而使油雾受到高压气体的冲击力增大,因此形成的雾滴直径更小。
3.4与传统喷嘴的对比分析
如图8所示,单口喷嘴的特点是磨削液在其管道轴向与高压空气直接混合。对两种喷嘴在相同雾化参数下的雾化性能进行了仿真对比,仿真时的气体压力 均为0.7 MPa,磨削液流 量均为60mL/h。
图9为双喷口喷嘴的主喷口和单口喷嘴的雾滴轴向速度曲线图。从图9可知,单口喷嘴的雾滴在喷口处达到最大速度205m/s,距喷嘴出口20mm时,其速度迅速衰减为50m/s。双喷口喷嘴的雾滴在喷口处的最大速度为164m/s,比单口喷嘴的 最大速度 低了约20%,距喷嘴出 口20mm时,速度迅速衰减为25m/s。这是因为双喷口喷嘴中的雾滴流经辅助喷口时会损失部分能量,导致最大速度有所降低。虽然速度降低会影响流体的穿透能力,但辅助喷口喷出的雾滴束会对砂轮表面进行冲击,迫使砂轮表面的圆周环流、 径向流等气流转变方向,减小气障层对主喷口雾滴有效注入磨削区的影响,如图6所示,主喷口喷出的雾滴 速度虽有 所下降,但更能顺 利进入磨 削区。
图10为单口喷嘴与双喷口喷嘴的主喷口雾滴粒径分布图。由图10可知,双喷口喷嘴的雾滴平均粒径明显小于单口喷嘴的平均粒径,并且雾滴粒径的分布范围相对集中,这表明双喷口喷嘴比单口喷嘴更能提高磨削液的雾化性能。如图8、图2所示,单口喷嘴的磨削液直接由磨削液管轴向进入混合室,双喷口喷嘴磨削液通过均布的径向小孔与空气混合。显然,从小孔流出的磨削液处于高压气体迎风面,在高速空气的剪切冲击作用下,液体的雾化会更加充分;同时,单个小孔的磨削液流量远小于磨削液通道的流量,这也使得磨削液与高压空气混合得更加充分。其次,双喷口喷嘴在小孔的前端磨削液管外表面加工有一圆锥面,高压气体顺着圆锥面将小孔流出的磨削液吹向小孔后端的圆柱面。 粘附在小孔后端圆柱面上的磨削液在气流作用下沿着管肩向外流动,有助于磨削液在圆柱面和管肩处膜化。磨削液与高压空气的接触面积大为增加, 混合得更加充分,雾滴直径将更小,分布更加均匀。 另外,双喷口喷嘴混合室的内壁呈圆弧面,雾滴与高压空气在混合室内的接触时间更长,这也将导致雾滴在压缩空气的作用下被雾化得更小,雾滴粒径分布也更为均匀。
4试验验证
为了验证本文提出的数值仿真模 型的可靠 性,在仿真参数与试验参数保持一致的情况下,将仿真结果与文献[16]的微量润滑喷嘴雾化试验结果进行了比较。试验采用的微量润滑系统为德国VOGEL外置式系统,该系统配置的磨削液喷嘴结构与第3节仿真时的单口喷嘴一致,采用Winner-312粒度分析仪对雾滴粒径分布进行检测。 供气压力均为0.7MPa,润滑油型号为2903-06 Vascomill 10,流量均为20 mL/h,环境温度 为25℃,监测点与喷嘴距离均为30mm。气体入口为压力入口,润滑油入口为速度入口,通过流量换算得出磨削液速度为1.39mm/s。图11为单口喷嘴仿真结果与试验结果粒径分布对比图,由图可知,仿真与试验的粒径分布趋势基本一致,仿真结果中粒径为140μm左右的雾滴所占的体积分布最大;而试验结果中,体积分布最大时的雾滴粒径为130μm,两者雾滴粒径误差小于10%。同时发现,雾滴粒径为50~100μm时,仿真获得的体积分布与试验数据吻合较好;雾滴粒径为150~ 200μm时,仿真获得的体积分布与实验值存在一定偏差,其原因主要是在实际雾化过程中,雾滴粒径越大,其受外界环境的影响更大。试验对比表明,二级雾化模能有效地反映实际雾化情况,说明双喷口喷嘴分析结果是可靠的。
5结论
(1)相同工况下,双喷口喷嘴的雾化效果要优于单口喷嘴。双喷口喷嘴采用侧混式结构,使气液两相混合更充分,能有效减小雾滴直径,并使雾滴直径分布更为均匀。
(2)双喷口结构辅助喷口喷出的雾滴束会对砂轮表面进行冲击,破坏砂轮表面气障层,减小磨削时砂轮气障层的影响,使得主喷口喷出的雾滴能更有效地进入磨削区。
微量润滑论文 篇4
传统制造业中,切削液的大量使用对环境及人员健康造成危害。环境友好无污染的干式切削是21 世纪绿色加工追求的最终目标,但不适用于高温合金和钛合金等难加工材料的加工[1]。开发环境友好且低( 无) 污染的润滑冷却方法是现阶段的主要任务[2]。微量润滑( minimal quantity lubrication,MQL) 技术是环境友好绿色切削技术的典型代表。MQL技术利用压缩空气将微量润滑油雾化成微米级雾滴,喷向切削区,对刀具与工件、切屑的接触界面进行润滑与冷却,起到减小摩擦、降低切削温度及阻止切屑粘附到刀具上的作用[3]。目前,MQL技术已成功应用于车削、铣削和钻削等领域。研究表明,MQL加工中,油雾的粒径与分布、渗透及润湿性及在加工区域的沉积量是影响其润滑冷却性能的关键因素[4]。
静电喷雾( electrostatic spraying,ES) 技术利用高压静电场使雾滴带电,可有效降低雾滴的平均粒径[5,6],提高雾滴分布的均匀性[7]、增强雾滴对目标物的吸附性、沉积效率及润湿渗透性[8,9,10,11,12],广泛应用于农药喷雾、喷墨打印和静电涂油等领域。高全杰等[13]对静电涂油中多针电极喷雾刀梁静电场特性与雾化效果进行了研究,得出液滴荷电后能破碎成更小的液滴,同时指出针电极最佳间距为2 mm时雾化粒径最小且分布更均匀; 杨超珍等[14]对农药喷雾电晕荷电进行研究,得出荷电能提高雾滴对目标物的吸附性和沉积效率。电极位置对雾滴荷电性能有较大影响,电极距离喷雾锥面越近,荷电效果越好; 陈志刚等[15]采用高压脉冲负电晕方式对农药喷雾进行荷电,电极数量对雾滴荷电存在较大影响,农药喷雾因其雾滴区域较宽的特点,电极数量增加可使雾滴荷电量增大。
在微量润滑基础上结合静电喷雾发展起来的静电气雾微量润滑技术( electrostatic spraying-minimum quantity lubrication,ES-MQL) ,具有液滴粒径小、雾化均匀、液滴表面张力、接触角小、液滴荷电及吸附性好等特点,可提高雾化切削液雾滴的润滑及冷却性能。静电气雾微量润滑技术中,油雾荷电可采用针状电极电晕放电的方式。笔者针对电晕电极布置结构对空间静电场强度及分布的影响进行研究,分析不同电极数量及结构型式对润滑油油雾荷电性能的影响。
1电晕静电喷雾微量润滑技术原理
1. 1 静电喷雾微量润滑系统
电晕静电喷雾微量润滑系统的示意图如图1 所示。气泵产生的压缩空气经内液外气双层管流向喷嘴,在气动频率发生器的控制下润滑油在喷嘴口破碎雾化。电晕环设置于喷嘴前方,电晕电极接高压静电发生器,构成电晕喷嘴单元。雾化润滑油经过电极电晕区,发生电晕荷电,以荷电气雾的形式二次雾化喷出,对目标物起到润滑冷却作用。
1. 2 电晕电极布置结构
由于针电极尖端曲率半径小,接通高压静电后,尖端附近形成高电场,产生电晕放电现象[16]。电晕静电喷雾微量润滑下电极布置结构示意图如图2 所示,电极布置结构三维图如图3 所示。电晕环以一定的极距d( 电极中心与喷嘴平面间的距离) 布置于喷嘴前方。定义两针尖距离为极尖距离S,极尖距离变化会影响电极在油雾区域的场强。同时,荷电区域的空间电场的强度及分布也受电晕环上电极数量的影响。在电晕静电气雾微量润滑条件下,润滑油雾经喷嘴呈锥状喷射,根据喷嘴直径、喷雾角及电极平面所在位置等实验条件,油雾主要分布在截面直径约为10 mm区域内。当极尖距离S = 4 mm、10 mm 、16 mm时,电极尖端分别位于喷雾体内部、相切及外部位置。相比正电晕放电,负电晕放电具有起晕电压低、荷电效率高、击穿电压高、电晕离子电流大及电压工作范围宽等特点,有利于润滑油的荷电。基于上述特点,本研究采用负电晕放电形式开展研究。
2电晕电极空间电场分布的分析
2. 1 电晕电极数量及极尖距离的选择
电晕电极布置结构如图3 所示,针电极布置于绝缘材料制成的电晕环内侧。单电极结构简单,电极的尖端布置在喷雾中心轴线上。双电极、四电极和六电极以一定极尖距离分布于电晕环内侧。为研究极尖距离对电晕区电场强度的影响,双电极按4 mm、10 mm、16 mm的极尖距离对称布置于喷雾中心轴线周围。
2. 2 电极布置结构的电场模拟
电晕电极的数量与结构形式对空间电场强度及分布有着直接影响。为得到适用于电晕静电喷雾微量润滑系统的电晕环,本研究对不同数量电极以及不同极尖距离电晕环的空间电场进行仿真分析。基于电极实际结构及加工环境,Ansoft Maxwell中参数设定如下:电晕电压为- 15 k V; 电极材料设定为perfect conductor( 相对介电常数为1,电导率为1e + 30 S /m) ; 接地板材料为steel ( 相对介电常数为1,电导率为2e + 6S / m) ; 计算域空间材料为air( 相对介电常数为1,电导率为0) 。针电极直径1 mm,电极长度10 mm,尖端长度1. 5 mm,尖端曲率半径为0. 05 mm,电极尖端距离钢板80 mm,电极数量为1,2,4,6。
不同电极数量下极尖距离为10 mm的电极产生的空间静电场的场强云图如图4 所示。由图4( a) 可以看出,单电晕电极针尖处场强较大( 云图颜色为淡黄色处) ,远离电极尖端时,场强急剧减小。由于针电极尖端曲率半径小于电极其他部分,根据尖端效应,更易电离出空间带电粒子,使得针尖场强较大。由图4( b) 可以看出,双电晕电极时,在两电极中心附近存在一场强较弱区域。这是因为对置电极产生的电场会相互干扰,导致中心区域电场强度抵消并降低。由图4( c) ,4( d) 可以看出,四电晕电极和六电晕电极时,同样存在相邻电极电场相互抵消的现象,中心区域电场强度降低。但由于电极数量增加,空间矢量电场合成后的场强相比于双电极时有所增大。
不同数量电极在喷雾方向中心轴线上的电场强度如图5 所示。由图5 可见,单电极时,在中心轴线上,零位表示位于电极尖端起始位,电场强度为零; 离开电极尖端,电场强度迅速增加到最高值,之后随着离尖端距离的增大而减弱。由于开始阶段处于针电极等势体内部,场强为零。因电荷易聚集在曲率半径小的尖端,导致峰值出现在针电极尖端处。多电极则呈现先增大后减小趋势,这是因为多电极下干扰强烈,对电场的削弱作用强。
由于电晕电极中心截面处于电极内部,场强为零,本研究对电晕电极平面右侧1 mm处径向截面的电场强度进行分析。不同数量电极在喷雾方向距离电晕电极平面1 mm处径向截面的电场强度如图6 所示。图6中虚线范围表示油雾区域,单电极在此区域内的电场强度由圆心向外逐渐减小,曲线呈正抛物线状;多电极在该区域内的电场强度曲线则呈现一反抛物线状,中心强度最小,且电极数量减少,波谷变得陡峭。可见,单电极在油雾区域的电场强度明显大于多电极。
不同数量电极在喷雾方向距离电晕电极平面1、3、5 mm处径向截面上的电场强度分布曲线图如图7所示。由图7( a) 可见,单电极在不同截面上的电场强度曲线都呈一抛物线状,且随截面距离增加峰形变缓,强度有所下降,高场强集中分布于雾滴经过区域。由图7( b) ,7( c) ,7( d) 可见,多电极情况下,电场强度曲线呈现M状,随截面距离增加,峰形变缓。油雾区域由于电极间相互干扰,使得电场强度低于两侧,不利于雾滴荷电。
对于多电极,极尖距离S的变化同样会影响其电场强度大小与分布。不同极尖距离下,双电晕电极在不同距离截面处的电场强度分布曲线如图8 所示。计算结果表明,当极尖距离为4 mm时,两电极极尖距离过小,相互抵消十分严重,导致电场强度弱且更分散;当极尖距离为16 mm时,虽然电极间距离的加大减少了相互间的干扰,但电极尖端与喷雾锥面距离增大,同样导致油雾区域电场强度降低。极尖距离为10 mm时雾滴所在区域电场强度最大; 此外,从图8( b) ,8( c) ,8( d) 可以看出,在相同距离截面处,极尖距离为10 mm时电场强度曲线两波峰的间距最短,说明此时高场强区域最为集中,相互间干扰较弱。
综上分析表明,由于微量润滑油雾分布区域呈细锥状,采用针尖布置于喷雾轴心线上的单电极荷电方式,可在油雾荷电区域获得较高的电场强度及较为合理的电场分布,有利于提高油雾荷电。
3润滑油雾滴荷电性能试验
3. 1 试验设计
润滑油油雾的荷电量是表征油雾荷电性能最基本的物理量,直接影响润滑油的雾化效果和润滑冷却性能。对于粉体、雾滴等物质的带电情况,通常用荷质比衡量,即带电量与物质质量之比[17]。其他条件一定,通过对不同电极数量的电晕环油雾荷质比进行测量,便可比较不同电极布置结构对油雾荷电性能的影响。通常测量荷质比的方法有法拉第筒法、网状目标法及模拟目标法。本研究采用网状目标法[18],检测润滑油油雾的荷电性能。网状目标法利用数个金属网收集沉积的荷电油雾,用微安表测量金属网与大地之间的电流,通过测得的电流和油雾的沉积量计算出荷质比。平均荷质比计算公式为:
式中: Aq—润滑油油雾的荷质比,Q—静电荷总量,M—收集的油雾总质量,I—电流强度,t—测量时间,ρ—润滑油密度,q—润滑油质量流量。
试验用润滑油为阿库路巴纯天然植物润滑油,不含矿物油、活性硫化物及挥发性有机化合物,是以亚油酸和油酸为主的脂肪酸甘油酯。主要理化性能: 比重0. 92,40 ℃ 下运动黏度37 mm2/ s,闪点320 ℃ ,倾点- 20 ℃ ,油膜强度60 kg / cm2,25 ℃ 下表面张力29. 5 m N / m。
3. 2 试验装置
润滑油油雾荷质比测量系统如图9 所示,系统主要由喷雾发生装置、高压静电发生装置及油雾荷电量采集装置3 部分构成。喷雾发生装置采用Accu-Lube精密润滑喷油机; 高压静电发生装置采用型号为EST705高精度高稳定静电发生器,最大输出电压- 60 k V,电流2 m A; 油雾荷电量测量采用Agilent 34420A7 1 /2Digit Nano Volt / Micro Ohm Meter精密电压表,灵敏度为100 p V。实验中,以不同电极数量的电晕环( 多电极极尖距离为10 mm) 、润滑油流量、压缩空气压和充电电压为变量进行交叉实验。
3. 2 试验结果分析
气压0. 3 MPa,流量10 ml/h,不同电极数量下油雾荷质比随电压的变化规律如图10 所示。由图10 可见,不同电极数量时油雾的荷质比均随着电压的升高而增大。单电极时,雾滴在-10 k V时的荷质比为-7 ×10- 2C / kg,5 k V时才荷上电,且荷质比仅在- 10- 4C /kg数量级水平,表明空气电离程度低。由于相同电压下单电极产生电场强度更大,利于润滑油介质的充分荷电; 多电极则因电极间存在相互干扰,削弱了电场强度。增大电极间的极尖距离虽然可以有效地减少多电极间的相互干扰,但由于微量润滑气压大、流量小,雾化锥角小,油雾分布区域较窄。因此,通过增加电极的极尖距离不利于油雾荷电。可见,结构简单、起晕电压低、荷电效率高的单电极更适合于微量润滑气雾的荷电。此外,润滑油油雾的荷电量还受到气压和润滑油流量的影响。
润滑油流量10 m L/h,单电极时不同电压下气压对油雾荷质比的影响规律如图11 所示。由图11 可知,在相同电压下,油雾荷电量随气压增大而增加,气压为0. 4 MPa时油雾荷电量最大,荷电能力最强。提高喷雾系统压力,液体从喷嘴喷出时,较高的内外压力差及空气较强的撞击力增强了润滑油的雾化效果,使润滑油破碎成更小的雾滴,获得更大的表面积,使得雾滴更容易荷电。
气压0. 3 MPa,单电极时不同电压下润滑油流量对油雾荷电性能的影响如图12 所示。流量为5 ml/h时润滑油荷质比最大,荷电性能最好,随流量的增加,油雾荷电能力逐渐变弱。润滑油流量越大,雾化产生的雾滴粒径也相对越大,空间存在的静电荷数一定时,雾滴粒径变大,单位质量所带电荷量减少,平均荷质比减小,导致雾滴荷电性能降低。
4结束语
( 1) 多电晕电极在电极平面中心区域产生的空间矢量电场相互干扰、抵消,使得电晕静电气雾微量润滑条件下细锥状油雾区域的电场强度低且分散,不利于油雾荷电。
( 2) 采用针尖位于喷雾轴心线上的单电晕电极具有结构简单、电场强度高以及高场强集中分布于润滑油细锥状气雾区域等特点,适用于电晕静电气雾微量润滑系统。