磨料水射流（精选5篇）
磨料水射流 篇1
0 引言
低渗油气藏高效开发、原油采收率提高和低煤阶煤层气径向水平井技术,是当前具有重要战略意义的热点课题,也是石油工程技术发展的重要方向。利用磨料射流高效破岩来钻进径向水平井是近年来逐渐成熟、具有鲜明技术特点的新方法。对于老井或近井地带污染严重的油井来说,这一方法可以有效改善油藏的压力分布,提高残余油的采收率和单井的油气产量;对于占我国煤层气资源量比重40%以上的低煤阶煤层气资源来说,这一方法可以依靠多条水平井眼沟通煤层内的裂缝和裂隙,减小流体流动阻力,从而有效提高煤层气开发效率。
目前,对磨料水射流中磨料颗粒受力的研究比较少。文献[1]采用量纲比较和典型函数法对磨料颗粒受力进行了分析比较。作为典型的液固两相湍流流动,流体湍流对磨料颗粒的拖曳力一直是学者们研究的重点,但流体湍流对磨料颗粒所受拖曳力的影响规律则一直没有确定的结论。文献[2,3]研究了湍流对颗粒受力的影响规律,但该实验数据分散性较大,并且不同实验的颗粒雷诺数(以颗粒直径为长度特征尺度计算得到的雷诺数)Rep也不尽相同,实验结果不具有可比性。
1 数值计算
计算是在恒定密度、等温、不可压缩和湍流流动条件下进行的。采用直接求解雷诺时均输运方程的方法来处理湍流流动中的雷诺应力项。流体流动控制方程的具体表达式和各物理量的具体含义见文献[4,5]。
计算域如图1a所示。随着Rep的增大,颗粒附近的流场不再呈现对称性质。考虑到磨料颗粒附近流场的复杂性,将整个磨料颗粒置于流场中进行计算,这同文献[6]中的选取有所不同,本文的方法能够最大限度地减小流场尺寸对计算结果的影响。现场常用的磨料颗粒粒径为300～400μm,本次计算的磨料颗粒直径dp=350μm。现场常用的磨料颗粒体积分数在8%左右,在此体积分数范围附近,磨料颗粒的间距较大,粒间碰撞几率较小,采用单个磨料颗粒所得结论可以直接应用于现场实际。当Rep小于2500时,来流速度小于150m/s。颗粒表面边界条件采用标准壁面函数处理。颗粒附近网格划分情况参见图1b。最小网格尺寸为50μm,最大网格尺寸为200μm。网格总数为1.54×106。为提高计算精度,采用具有3阶精度的守恒律的单调迎风中心格式(monotone upstream-centered schemes for conservation laws,MUSCL)进行控制方程中动量方程与湍流方程的离散。程序收敛判据为所有控制方程的残差绝对值的和小于10-6。
表征湍流的参数有很多,本文选取了湍流强度和湍流黏度比这两个参数来开展研究。湍流强度I表征湍流脉动的激烈程度,是湍流脉动速度与平均速度的比值。湍流黏度比R是湍流黏度同流体分子黏度的比值,它同湍流雷诺数成正比。在高雷诺数边界层流动、剪切层流动以及充分发展管流流动中,R可高达100甚至达到1000;在大多数外部流动的自由流动边界上,R则较小,一般在1～10之间。本次计算中,入口平面上的湍流强度I在5%～70%之间变化,湍流黏度比R在1～1200之间变化。给定进口的湍流强度和湍流黏度比后,可根据湍流理论换算出该处的湍动能和湍动能耗散率,然后进行流场中湍流的模拟计算。磨料颗粒的受力信息通过积分颗粒表面的黏性力和压力来获取。
2 计算结果与讨论
为了检验各种湍流模型对计算结果的影响,本文采用标准k-ε模型、RNG k-ε模型、Realizable k-ε模型和雷诺应力模型对受限湍流冲击射流进行计算,并将计算结果与实验结果[7]进行比较。图2a给出了计算域,流体介质为FC-77流体[7]。图2b为采用雷诺应力模型计算出的冲击射流流场内的流线分布图,从中可以得到再附点的位置。表1给出了采用不同湍流模型的计算结果与实验结果的,其中,b=6.35mm。
由表1可知,雷诺应力模型的计算结果与实验结果最接近。为此,本文选用雷诺应力模型对球形磨料颗粒附近的流动进行数值模拟,在Rep<2500的条件下,研究了不同湍流强度和湍流黏度比对颗粒受力的影响。图3给出了在Rep=2100,R=200条件下,湍流强度对颗粒受力的影响。随着湍流强度的增大,颗粒所受的曳力也越来越大,相应的曳力系数CD也逐步增大。在时均速度一定的情况下,湍流强度增大意味着湍流脉动速度增大,即流场中湍流小涡团的比重增加。在颗粒表面粗糙度保持恒定的前提下,流经颗粒表面的湍流小涡团数目增加,湍流涡团耗散成机械能的数目也增大,对颗粒表面做功增加,造成的颗粒所受曳力增大,相应的其曳力系数也增大。文献[2]采用实验方法对颗粒所受曳力问题进行了研究,得到了湍流强度和积分长度尺度对颗粒所受曳力的影响规律。将本文计算结果同文献[2]中的实验结果对比,发现二者一致。
湍流黏度比对颗粒所受曳力的影响见图4。从图4可以看出,随着湍流黏度比的增大,颗粒所受曳力逐渐增大,相应的曳力系数也逐渐增大。若湍动能k和湍流黏度比R已知,则可计算得到湍动能耗散率ε
式中,Cμ为经验常数,Cμ=0.99。
从式(5)可以看出,随着湍流黏度比的增大,流场中的湍动能耗散率下降。湍动能耗散率是湍流中单位质量流体脉动动能的耗散率,即各向同性的小尺度涡的机械能转化为热能的速率。随着小尺度涡所含机械能转化为热能速率的降低,含能大涡热能转化的速率也逐渐降低,含能大涡对固相颗粒做功逐渐增加,这表现为颗粒所受曳力逐渐增大,相应的其曳力系数也逐渐增大。
为了分析湍流对颗粒受力的影响规律,图5给出了图1a中过颗粒球心向上直线上的速度分布。从图5可知:对于湍流流动而言,在颗粒附近存在一个非常大的速度尖峰,然后流速快速降低并达到某一稳定值。也就是说,在入口平面上的来流速度恒定的条件下,湍流黏性比的增大等同于湍流黏性的增大,而湍流黏性的增大势必会影响到固相颗粒附近绕流情况的变化,这种变化所导致的固相颗粒近壁处较大的流速梯度变化势必会对流体产生较大的阻力,根据作用力与反作用力的关系,固相颗粒所受曳力也势必会增大。
3 结语
本文采用数值模拟的方法研究了磨料射流湍流流场中静止磨料颗粒所受到的曳力受湍流参量的影响。数值计算中首先考察了不同湍流模型(标准k-ε模型、RNG k-ε模型、Realizable k-ε模型和雷诺应力模型)对淹没冲击射流流动计算结果的影响,从中选取表现比较优越的雷诺应力模型对磨料颗粒(直径dp=350μm) 附近的湍流流动进行了数值模拟。计算中,湍流强度在5%～70%之间,湍流黏度比为1～1200。由计算结果发现:在本文计算范围内,随着湍流强度的增强,固相颗粒所受曳力逐渐增大,颗粒的曳力系数增大;随着湍流黏度比的增大,固相颗粒所受的曳力逐渐增大,相应的曳力系数也增大。
摘要：为了弄清磨料水射流中磨料颗粒的受力情况,考察了不同湍流模型对淹没冲击射流计算结果的影响,从中选取表现较优越的雷诺应力模型对球形磨料颗粒附近的湍流流动进行数值模拟。计算中,湍流强度为5%～70%,湍流黏度比为1～1200。计算发现,在该计算范围内,随着湍流强度的增大,固相颗粒所受曳力逐渐增大,颗粒的曳力系数增大;随着湍流黏度比的增大,固相颗粒所受的曳力逐渐增大,相应的曳力系数也增大。
关键词：磨料水射流,曳力系数,磨料颗粒,数值模拟,湍流流动
参考文献
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磨料水射流除锈技术仿真研究 篇2
金属的锈蚀在日常生活和工业领域中是不可避免的问题, 锈蚀一旦发生, 会对金属工件产生极大的损害, 锈蚀程度会随着时间的推移由轻变重, 同时锈蚀范围也会由工件表面向工件内部蔓延, 直至使整个工件彻底锈蚀[1]。因此, 研究一种高效的除锈方法是十分有必要的。除锈的方法种类繁多, 侯玟, 张传俊[2]针对应用比较广泛的诸如高压水射流、酸洗、喷砂等几种除锈方法进行了概述, 说明了各种除锈方法的优缺点。常用的手工除锈、气动喷砂除锈、化学方法除锈等存在着效率低、污染环境等缺点, 磨料水射流技术便是针对于这些问题在近20年来发展起来的一种高效环保除锈方法[3]。
磨料水射流冲蚀靶板, 去除靶板表面材料起主要作用的是磨粒, 水的作用主要是将其动能传递给磨粒, 使磨粒保持一个很高的速度[4,5]。侵蚀是一个非常复杂的过程, 它取决于磨粒的冲击速度、冲击角度、形状以及尺寸[6]。针对固体磨粒侵蚀的研究很多。谢文伟, 邓建新[7]等人分别对Finnie微切削理论、Bitter变形磨损理论、弹塑性压痕破裂理论这3种常见的冲蚀磨损理论进行了分析, 认为没有一个模型能准确的预测材料的抗侵蚀能力。王明波, 王瑞和等人[8]基于有限元理论, 对单个磨粒冲击岩石过程进行了数值模拟, 得到了不同冲击速度, 冲击角度情况下, 岩石冲蚀体积的变化。吴晶华, 汤文成等人[9]运用LS-DYNA求解器数值模拟了单粒子冲蚀过程, 发现冲蚀角度、冲蚀速度不同时, 冲蚀后冲蚀坑的形状也不同, 通过比较不同工况下冲蚀结果, 以得出最优冲蚀条件。M.Junkar等人[10]运用有限元软件对磨料水射流加工工艺中单粒子冲击不锈钢的过程进行了数值模拟, 得到了冲击角度以及磨粒速度对侵蚀作用的影响, 数值模拟的结果跟实验验证的结果也能得到很好的吻合。大多数文献都停留在单粒子冲蚀作用的研究上, 没有考虑冲蚀实际上是多粒子连续作用的过程。
针对这一问题, 本研究采用ANSYS/LS-DYNA有限元软件, 模拟多粒子连续冲击目标靶板过程, 分析研究材料去除机理。
1 多粒子连续冲击靶板有限元模型
1.1 控制方程
(1) 质量守恒方程:
式中:V—相对体积。
式中:ρ0—磨粒初始密度, ρ—磨粒当前密度。
(2) 动量守恒方程:
式中:σij—柯西应力, fi—单位质量介质体积力, ẍi—磨粒加速度。
(3) 能量守恒方程:
Ė=Vsijε̇ij- (p+q) V̇ (4)
式中:sij—偏应力张量。
且:
式中:p—流体压力。
且:
式中:ε̇ij—应变率张量, q—粘性力, δij—Kronecker记号。
1.2 物理模型的建立及网格的划分
因为所研究的问题是轴对称的, 为了节省计算时间, 本研究建立的半个物理模型如图1所示。这里首先建立了3个粒子以30°冲击角侵蚀靶板的物理模型, 之后以同样的方法建立不同粒子数目、不同冲击角度的物理模型。目标靶板的尺寸分别为:长0.6 mm, 宽0.3 mm, 高0.25 mm;磨粒的直径为0.1 mm。
本研究采用SOLID164实体单元, 划分六面体网格, 小球和靶板单元大小都设置为0.01 mm, 网格划分后模型单元总数为48 072, 其中每个小球单元数为1 024, 靶板的单元数为45 000;模型节点总数为52 889, 其中每个小球节点数为1 241, 靶板的节点数为49 166。
1.3 磨粒和靶板材料模型及参数的确定
目标靶板选用材料为45#钢, 由于粒子高速侵彻靶板过程会引起目标靶板产生很大变形, 以及很高的应变率, 笔者选用能描述这些材料特性的JohnsonCook材料模型, 该材料模型可以用来描述大部分金属材料。其材料模型参数如表1所示。本研究磨粒选用Si C, 材料模型选用线弹性模型, 其材料参数如表2所示。
1.4 接触算法及边界条件的设定
在定义磨粒与钢板接触之前, 本研究首先将每个小球都设置为独立的Part, 然后将各个小球分别与靶板定义接触。Si C磨粒与钢板之间接触设为面面侵蚀接触。
考虑到几何模型的对称性, 在对称面上设定对称约束。本研究利用一个有限的几何体模拟一个比较大的空间, 在靶板外壁面上设置非反射边界条件, 用于阻止在边界上产生的人造应力波反射, 阻止其重新进入模型并影响模拟结果。
2 仿真结果与分析
2.1 磨粒个数对冲蚀的影响
笔者取磨粒冲击速度130 m/s, 冲击角度90°为例, 研究其对目标靶板同一位置连续冲击6次的情况。
多次冲击后塑性应变图如图2所示。由图2可以看出, 磨粒以一个很高的速度在极短的时间内冲击目标靶板, 磨粒冲击靶板后, 动能迅速转换为压能, 产生极大的塑性应变, 使得靶板表面产生变形, 形成如图所示的凹坑。从图2中不难发现, 靶板受冲击后, 凹坑最深处塑性应变极大。锈层是一种松脆多孔的物质, 其在钢材表面的附着力也不是很大, 所以在如此大的冲击压力下, 钢材表面的锈层一定会被除去, 并且冲击压力还会对钢材表面产生一定的塑性强化作用。
观察对比粒子多次冲击后的靶板塑性应变可以发现, 在粒子与靶板接触的地方, 应变比较大, 随后呈半球型向外扩散, 并且越来越小。刚开始, 随着冲击次数的增加, 塑性应变区域逐渐增大, 到了第5、6次冲击后, 几乎就没有变化了, 这表明经过一定次数冲击后, 目标靶板去除量达到了一种稳定的状态。
冲击角为60°情况下, 磨粒速度以及个数对冲蚀磨损率的影响如图3所示。这里为了描述磨粒对目标靶板冲蚀磨损情况, 笔者引入冲蚀率的概念。冲蚀率是指单位冲击质量下材料的体积去除大小, 其数值上等于材料的去除体积除以冲击磨粒的总质量。从图3中可以看出, 随着冲击次数的增加, 冲蚀率的分布规律具有一定的相似性。侵蚀率随着磨粒速度的增加而增大, 这是因为高速度的磨粒具有很高的动能, 对靶板的冲蚀磨损必然增加。在前几次冲击中, 随着冲击次数的增加, 侵蚀率呈逐渐增大的趋势, 到了第5、6次冲击之后, 侵蚀率逐渐减低。这也能够说明经过一定次数冲击后, 目标靶板去除量达到了一种稳定的状态。
冲击角为60°情况下, 磨粒速度以及个数对冲蚀深度的影响如图4所示。从图4中可以看出, 随着冲击次数的增加, 冲蚀深度的分布规律具有一定的相似性。冲蚀深度随着磨粒速度的增加而增大。在开始的5、6个磨粒冲击情况下, 随着冲击次数的增加, 侵蚀深度急剧增加, 随后曲线变得平缓, 增加速率开始降低。这再一次说明经过一定次数冲击后, 目标靶板去除量达到了一种稳定的状态。接下来, 本研究都取磨粒个数为6的情况加以研究。
2.2 磨粒冲击角对冲蚀的影响
冲击角分别为30°、45°、60°、90°情况下, 冲蚀坑的形状图如图5所示。从图5中可以看出, 随着冲击角度的增加, 冲蚀坑的深度不断增加, 但是面积却不断减小。这是因为, 随着角度的增加, 磨粒垂直方向的速度分量增加, 从而侵彻的深度也就增大。磨料速度和冲击角度对侵蚀深度的影响如图6所示。从图6中可以看出, 冲蚀坑的深度随着磨料速度和冲击角度的增加而增大。在30°~60°内, 侵蚀深度几乎呈线性增加, 随后增加比较缓慢, 到90°时达到峰值。这是因为磨料的冲击角度、速度越大, 具有的能量越大, 对靶板的冲击作用越大, 自然侵蚀深度也就越大。
磨粒冲击角度对冲蚀率的影响如图7所示。从图7中可以看出, 侵蚀率在60°的时候达到峰值。
2.3 磨粒直径对冲蚀的影响
磨粒直径大小对靶板侵蚀体积的影响如图8所示。从图8中可以看出, 侵蚀体积随着磨粒直径的增加呈非线性增长趋势。因为随着磨粒直径的增加, 动能相应增加, 造成靶板去除量增加。
磨粒直径大小对靶板侵蚀深度的影响如图9所示。从图9中可以看出, 侵蚀深度随着磨粒直径的增加几乎呈线性增长趋势。同样是因为磨粒动能随着直径的增加而增加, 对靶板的冲击作用加大, 从而造成侵蚀深度增加。但是实际情况中由于受到喷嘴出口直径的限制, 磨粒的直径也不能太大, 否则会对喷嘴造成磨损, 反而得不到预期的效果。
3 结束语
笔者研究了磨粒不同入射参数下对靶板的侵蚀作用, 并得出了如下结论:
(1) 材料侵蚀率随着冲击次数的增加而增加, 但是一定次数冲击后, 目标靶板去除量达到了一种稳定的状态;
(2) 随着冲击角度的增加, 侵蚀深度增加但是侵蚀面积减小, 冲击角为60°时侵蚀率最大;
(3) 随着磨粒直径的增加, 侵蚀深度及侵蚀体积逐渐增加。
参考文献
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磨料水射流 篇3
1 高压磨料水射流割缝卸压防突原理
1.1 装置系统
采用高压水泵供给高压水流,并在高压水流系统中加入磨料粒子,这些磨料粒子具有一定的浓度,二者在混合腔内经过充分混合,混合流经高压胶管流向高压喷枪,最后经喷嘴喷出,喷嘴喷出的极高速度的磨料粒子流就是磨料水射流[5,6,7]。射流中的粒子具有一定的硬度和质量,射流具有很好的穿透磨削、冲蚀的能力,能将煤层割出缝隙。高压磨料割缝装置系统[8]如图1所示。
1.2 卸压防突原理
在煤层钻进过程中,利用高压磨料水射流对两侧的实体煤进行冲蚀、切割,随着切割的深入,在两侧煤体内形成一条扁平槽缝,槽缝具有一定的深度,被切割下来的煤体随水流带出钻孔外。通过射流割缝,钻孔内煤体的暴露面积增加,一方面从保护层角度考虑,槽缝就相当于开采了一层很薄的保护层,从而层内自我解放,内部卸压,增大了煤层的透气性,为煤体内瓦斯流动和释放创造条件;另一方面,槽缝周围的煤体在地压的作用下向槽缝空间移动,扩大了卸压和排瓦斯的范围。因此,高压磨料水射流割缝卸压防突技术增大了煤层透气性,提高了抽采瓦斯的能力;同时又加大掘进面前方卸压区范围,起到防止突出的效果[9,10]。
2 卸压技术方案及工业性试验
2.1 工作面情况
试验地点选在平煤股份十二矿31010煤巷掘进工作面,该地点是十二矿规划的三水平首采工作面,位于三水平东翼上部,东邻八矿、南邻十二矿北山风井保护煤柱、西邻三水平三条下山、北面为未开采区域。工作面地表为高山,地面最高标高为+370 m。工作面回风巷设计1 065 m,胶带运输巷设计1 041 m,胶带运输巷瓦斯抽排巷1 034 m,切眼220 m。工作面设计可采走向长970 m,采高3.2 m,可采储量90万t。经测算,该工作面煤层瓦斯含量为22.5 m3/t,瓦斯压力为2.6 MPa。煤层顶、底板透气性较差,不利于瓦斯释放。
2.2 钻孔布置
在工作面施工排放孔完成以后,对其上排的1、3、5、7号孔,其第2排的10、12、14、16号孔,其第3排的17、19、21、23号孔,其第4排的26、28、30、32号孔,总共16个钻孔进行高压磨料水射流割缝(图2)。高压磨料水射流割缝有一定的影响范围,巷道两帮的割缝孔进行高压磨料水射流割缝后可影响到巷道轮廓线以外的范围。割缝时,要求相邻孔之间尽量割穿,以确保卸压效果。
2.3 安全措施
割缝前必须检查割缝钢管的密封及连接的可靠性,严禁使用有砂眼的钢管。割缝时,水压控制在25～30 MPa范围内,若水压高于30 MPa,应立即进行卸压[11]。当喷头进入孔内预定深度后,方可加压割缝。当割缝至距离钻孔孔口2 m处时,应停止割缝,以免高压水伤人。换孔割缝及拆卸割缝设备时,必须先将压力泵全部卸压停泵后进行。割缝工作现场必须由专人负责统一指挥,并且在掘进工作面吊挂便携瓦斯仪,当瓦斯浓度达到0.8%时,立即停止割缝采取措施,待正常时方可继续割缝。
2.4 试验过程
该试验选取Ø2.1 mm的喷嘴,水压控制在一定范围内,水压一般不大于30 MPa,磨料粒子供给量4 kg/min,泵供水流量为1.5 m3/h左右,割缝时喷枪伸入到钻孔内9 m处,两侧割缝高度约35 mm,割缝深度均约750 mm。准备好相关工作,开启高压水泵,割缝沿钻孔由里向外匀速割缝,割缝速度保持在1～2 m/min。1#孔割缝过程中,有大量煤粉从孔内排出,发现大量水从2#孔内流出,说明1#、2#钻孔已经割通。之后再对3#钻孔进行割缝,依次往下进行。
3 试验效果分析
3.1 瓦斯浓度变化情况
在割缝进行的过程中,卸压作用呈现显著,瓦斯涌出量也有较大幅度提高。割缝前,因受应力集中的影响,煤体内的裂隙闭合,大量吸附状态的瓦斯被封存。在水射流的高压冲击下周围煤体卸压,裂隙迅速张开,透气性大大提高,吸附瓦斯迅速解吸,随着割缝的深入,瓦斯涌出量一直增加,割缝至孔底,瓦斯涌出量也达到最大值。割缝期间,巷道中瓦斯浓度最大值是之前的2倍左右,最大值为0.89%,稳定后的瓦斯排放也是之前的2倍左右,割缝前后巷道瓦斯浓度变化情况如图3所示。
3.2 有效影响范围
对煤体割缝过程中,随着槽缝的逐步形成,槽缝周边煤体内瓦斯的赋存状态遭到极大破坏,钻孔内瓦斯的涌出量会有较大的变化,基于此,可以通过测试钻孔内瓦斯涌出量的变化判断割缝的有效影响半径[12](图4)。
由图4可以看出,距缝槽中心4 m处瓦斯涌出量明显增大,而距离缝槽中心6 m处瓦斯涌出量与瓦斯原始涌出量变化不大。因此,根据判别指标认为割缝影响范围在4～5 m。根据巷道工作面钻孔布置,巷道两帮的钻孔进行割缝后可影响到巷道轮廓线以外的范围,降低了煤层巷道掘进工作面的突出危险性。
3.3 割缝前后含水量的变化
煤体经过射流割缝变得湿润,通过测试对比,割缝后煤的水分增加3%～5%,水对瓦斯起阻碍作用,瓦斯涌出量和速度都得到控制[13,14]。含水量的增加使煤的力学性质也发生了变化,塑性增大,弹性和强度减小,前方应力分布也发生根本变化,应力集中系数减小,高应力带转移至煤体深部。
3.4 割缝对放炮后巷道粉尘浓度的影响
对放炮25 min以后的粉尘浓度进行了测试,测试地点距工作面5 m处,测试数据见表1。
3.5 巷道掘进速度
工业性试验采用的高压磨料水射流割缝技术是平煤十二矿防突措施的有效补充,增强了防突措施的有效性,起到了提高瓦斯抽放浓度和防突的效果,并且大大缩短了措施执行时间,施工排放孔由原来的5个小班缩短到2个小班,提高了掘进速度。
4 结论
(1)高压磨料水射流割缝卸压防突技术一方面可以增大煤层透气性,提高瓦斯抽采能力;另一方面可以增大工作面前方卸压区范围,使煤体得到充分卸压,起到防止突出的效果。
(2)高压磨料水射流割缝技术及装备在平煤十二矿31010掘进工作面的应用,证明该技术可快速卸压、增透,能够提高掘进速度和掘进期间的安全性。
三相磨料射流切割试验研究 篇4
关键词：三相磨料射流,切割,去除量
1 引言
三相磨料射流是利用高压气体作为动力介质,推动磨料浆液形成高速磨料流冲击工件表面,利用磨料的动能冲击工件表面并产生细小的碎屑,实现去除材料的精密加工方法。可以进行去毛刺[1]、表面抛光、材料的切割,还具有其他一些机床的功能[2],如钻孔,切槽等。且磨料可以循环利用,成本低廉。三相磨料射流在切割方面有着传统工艺不可比拟的优点,如切口质量好,无污染,切缝整齐,因为有水的参与切割时温度低于100℃,是唯一的冷切割方法。目前国内的磨料射流切割系统一般都是利用高压水为驱动动力,本文研究了以高压气体为驱动动力的前混合磨料射流切割装置,利用微细喷嘴喷出高速磨料流完成对材料的切割,并以实验为基础,研究了三相磨料射流的切割工艺。
2 试验装置简介及试验设计
前混合磨料射流系统可以使磨料和水均匀混合,再通过喷嘴的加速使磨料获得更大的动能,从而使前混合磨料射流系统的能量传输效率比后混合磨料射流系统明显提高。
1.高压气泵2.高压软管3.球阀4.磨料腔5.喷嘴6.工件7.夹具8.工作台
图1为选用的试验装置简图,高压气泵产生的高压气体通过高压软管传输到磨料腔,腔内磨料与水的混合物在高压气体的加速下从微细喷嘴中高速喷出,完成对工件的切割。高压气泵的最高压力是14.8MPa,喷嘴直径尽可能地微细,本文中喷嘴直径是0.3mm,材料为硬质合金。
试验中选取的被切割样件是厚度为3mm的Q235钢板和普通玻璃,喷嘴直径为0.3mm,磨料是粒度为w1的Al2O3,浓度是15%。通过试验得出对去除量影响比较明显的因素。
3 三相磨料射流切割试验及机理分析
三相磨料射流系统对材料进行切割加工时,材料的去除量与靶距以及气体压力等因素都有关系。为此先用Q235做了两组针对靶距和气体压力的单因素试验,试验中气体压力为始终为10MPa,每次加工时间为60s,喷嘴直径0.3mm,磨料是粒度为w1的Al2O3(经在显微镜下观察,里面混有不少w3-w5的磨料),浓度是15%,根据资料[3],进行三相流切割加工时如果喷嘴尺寸很小,那么工作时应选取小靶距。所以选择靶距从1mm逐渐增大到20mm,共进行7次试验考察材料去除量的变化,表1为试验数据,图2为根据试验数据绘制的去除量与靶距的关系曲线。
从试验数据以及曲线图上可以看出在压力、加工时间以及磨料粒度浓度等因素不变的条件下随着靶距的增大,去除量在逐渐变小,变化比较平缓,并且靶距越小去除量越大,而且切割后发现当靶距出现变化时,切割后样件的切槽宽度基本不变化,都保持在1mm左右,这主要是因为喷嘴直径是0.3mm,其准直管的长度在4mm左右,这个长度使射流束有一定的聚集性,所以切出的槽宽都在1mm左右。
随后又做了气体压力的单因素试验,靶距始终为1mm,每次加工时间为60s,喷嘴直径为0.3mm,磨料是粒度为w1的Al2O3,浓度是15%,压力从4MPa逐渐增大到14MPa,共做6次实验,考察材料去除量的变化,表2为试验数据,图3为根据试验数据绘制的去除量与压力的关系曲线。
从试验数据以及曲线图上可以看出在靶距、加工时间以及磨料粒度浓度等因素不变的条件下随着气体压力的增大,去除量在变大,变化很迅速,曲线很陡峭,并且压力越大去除量越大。
采用正交试验[4]考察气体压力和靶距之间是否有交互作用,样件材料是Q235和普通玻璃,考察的因素与水平见表3,选择L9(34)正交表,每次加工时间是30s,其中去除量单位是mg。
经查表F0.005(2.4)=26.28,F0.05(2.4)=6.94,将计算结果与其进行比较可知切割Q235和玻璃时气体压力对去除量的影响是极其显著的,靶距对去除量影响比较小,并且第三列和第四列的值相对于前两列很小,这两列是第一、二列的交互作用列,由此可以知道气体压力与靶距两个因素的交互作用很弱。
图4和图5是Q235钢板和普通玻璃在14MPa压力下加工后的表面形貌,图中格子宽度是0.01mm。从图中可以看出,两者都有类似的结构,都有磨料冲蚀后形成的小的凹坑,而且都有工件相对喷嘴运动方向平行的短的划痕,长度都在1~2μm之间,这实际是磨料在冲击工件之后又沿工件上的槽流动时在工件上留下的擦痕。考虑到磨料中实际上混有相当多的3~5μm尺寸的磨粒,这时擦痕长度较短,说明磨粒在沿工件表面运动时只有较短的时间参与切削,这和作者用此方法抛光表面时情况不同。本试验中的擦痕主要是因为射流切出槽之后约束射流在工件表面槽中单方向流动所致。平面抛光时,磨粒方向较为紊乱,一般不形成明显擦痕。
射流在槽中所受的约束各点是不同的,图6是从垂直与槽的端面观察槽深的分布(图中格子宽度是0.01mm),由此可知越靠近槽边缘金属去除量越小,槽边越浅,这和射流在径向速度分布规律相吻合,也进一步证明了射流速度也即磨料的速度是金属去除量的关键因素。玻璃是脆性材料,而在此时表现出和塑性材料相似的性质,这是因为磨料较细,每个磨料去除材料微小,此时脆性材料也会表现出塑性破坏的行为。
4 建立数学模型及验证
根据表2的试验所得数据,在靶距1mm、加工时间为60s、喷嘴直径为0.3mm、磨料是粒度为w1的Al2O3、浓度是15%的条件下,运用Excel程序,可以求出靶距不变时材料去除量Q与气体压力p的回归方程,根据图3的曲线形式得到回归方式是:
当显著性水平α=0.05,实验数据组数n=5时,查表得相关系数临界值rmin=0.878。由于r>rmin,所以,所得的方程是有效的。
根据流体力学的知识,如果连续流体从喷嘴里喷出的平均速度为v,那么可知[5]:
其中p1、p2是喷嘴内外静压力,d1、d2是喷嘴与射流截面的直径,ρ是流体的密度。对于本文中提到的磨料射流试验,p1>>p2,试验中工件表面射流截面的直径是1mm,相对于喷嘴直径0.3mm来说(d1/d2)4<<1,所以公式(2)可以近似化为:p=ρv2/2(3)再联立已经得到的回归方程可以知道去除量Q与流体速度v的关系,即:Q=0.00093(ρv2/2)2.183(4)
从式(3)和(4)可知,p越大,v也越大,Q变化得就越快,与实验后图3的曲线图象形式相吻合。将表4中Q235在4MPa、9MPa、14MPa(相关系数r=95%)下的去除量代入回归方程,因为回归方程是在加工时间为60s下建立的,而表4中的数据是在加工30s下得出的,但是由于切割时间比较短并考虑到每次实验都会有一定的误差,计算时将表4中压力值代入回归方程得到的数值除以2后分别是0.0083,0.0657和0.1227,和表4中的试验结果相比较,吻合得还比较好,如果在操作中气体压力和靶距的值控制得更精确,那么误差会进一步缩小。
5 结论
(1)在三相磨料射流切割试验研究中表明,气体压力越大,金属去除量越大;靶距越大,金属去除量越小,但是变化比较缓慢。
(2)通过气体压力和靶距的正交试验,得出两者之间的交互作用很微弱,设定工艺参数时刻分别考虑。
(3)通过单因素试验数据,得出了Q235钢板的去除量和气体压力之间的回归方程:
此方程的运用范围是靶距1mm,磨料粒度是w1的Al2O3,浓度是15%,加工时间是60s。
参考文献
[1]汪庆华,袁泉,李福援.三相射流去毛刺工艺的试验研究[J].工具技术,2006(12):39-41.
[2]薛胜雄,等.高压水射流技术与应用[M].北京:机械工业出版杜,1998.
[3]沈忠厚.水射流理论与技术[M].山东:石油大学出版社,1998.
[4]汪荣鑫.数理统计[M].西安:西安交通大学出版社,2004.
磨料水射流 篇5
1 实验装置及过程
实验是在中国石油大学 (华东) 水射流研究中心的磨料射流实验台上进行的。整个实验系统包括高压泵组、磨料射流发生装置、冲蚀实验仓和控制机构四部分[2]。实验过程如下:水池中的水经高压泵组加压后形成高压水, 高压水在磨料罐前分成两部分, 一部分进入磨料罐将磨料颗粒流态化, 另一部分则进入混合腔, 与流态化的磨料混合形成磨料射流。实验开始前, 先将试件 (长:40mm, 宽:4mm, 高:2.5mm) 用1000目砂纸和丝绸打磨抛光, 而后将其以设定的冲击角度安装在冲蚀实验仓的固定支架上, 打开阀门, 开始冲蚀实验并计时, 到达设定的冲蚀时间后, 关闭阀门, 取出试件, 烘干并用丙酮清洗表面三次, 烘干后称重, 完成一次实验测试。
目前, 对材料冲蚀的研究多采用旋转冲蚀试验机来完成[5,6,7], 其工作过程是:将试件按一定角度固定在圆筒形容器内的桨式叶片上, 向容器内注入混有固相颗粒的液体, 开动电动机, 带动桨式叶片搅动两相流体, 试件淹没在两相流体中受固相颗粒冲蚀而失重, 到达设定的冲蚀时间后, 关闭设备, 取出试件, 清洗、烘干后称重。对上述过程分析后发现, 容器内的冲蚀颗粒重复使用, 经与试件和器壁碰撞后会发生破碎、尺寸减小等现象, 从而导致后续的冲蚀作用变弱。而本文中采用开放式系统, 混有磨料颗粒的高压水完成对试件的冲蚀作用后不再循环使用, 从而避免了上述冲蚀作用变弱的缺点。
2 实验结果与分析
2.1 冲击角对冲蚀速率的影响
冲击角是影响材料冲蚀速率的重要因素之一, 弄清其对冲蚀的影响对于研究材料的冲蚀机理意义重大。图1中显示了不同颗粒尺寸 (250μm、500μm和800μm) 、不同冲击角条件下冲蚀速率的变化情况, 其他工矿条件为:射流冲击速度4.0m/s, 磨料浓度 (体积含量) 8.5%。从图上可以看出, 粒径为250μm的磨料颗粒在15°冲击角下造成的冲蚀速率为17.53mm/a。随着冲击角的增大, 冲蚀速率逐步增大, 当冲击角达到45°时冲击速率达到最大, 为29.41m m/a。而后冲击速率逐步下降, 当冲击角为90°时冲蚀速率回落到13.01mm/a。另两种尺寸颗粒的情况与此类似。综合三种尺寸磨料颗粒冲蚀情况可以看出, 随着颗粒冲击角的逐步增大, 冲蚀速率呈现了先增大, 当冲击角为45°时冲蚀速率达到最大值, 后减小, 直至冲击角达到90°的发展趋势。
2.2 颗粒粒径对冲蚀速率的影响
颗粒粒径对材料冲蚀速率也具有重要影响。鉴于目前现场常用的磨料颗粒粒径在60目到80目之间[8], 本次实验选择了三种颗粒尺寸:250μm、500μm和800μm。同时, 实验采用的射流发生系统是前混合式, 即磨料颗粒有较充足的时间去响应流体的加速作用。下面来分析不同颗粒尺寸对冲蚀速率的影响情况。小尺寸颗粒体积较小, 所受惯性力较小, 同大尺寸颗粒相比易跟随流体流动而使其自身加速得到较高的冲击速度。试件在较高冲击速度下其冲蚀量较大, 冲蚀速率较快。但试件冲蚀量同冲蚀颗粒体积也存在关联, 小尺寸颗粒所占体积较小, 在试件表面造成的冲蚀坑体积也较小。同时, 在磨料颗粒体积分数一定的情况下, 射流中小尺寸磨料颗粒数目大于大尺寸磨料颗粒的数目, 这就导致单位体积内小尺寸颗粒数目多于大尺寸颗粒的, 颗粒之间随机碰撞的几率随之增大。随机碰撞几率的增大会使得颗粒所具有的动能部分转化成热能而耗散, 从而导致颗粒速度降低。大尺寸颗粒的情况则与之不同, 大尺寸颗粒同流体的跟随性弱于小尺寸颗粒, 导致其最终冲击速度低于小颗粒的, 但大尺寸颗粒会在试件表面形成较大体积的冲蚀坑。同时, 由于颗粒数目少, 粒间碰撞几率较低, 其动能损耗也小。综合上述分析, 颗粒尺寸对试件冲蚀速率的影响是上述几种因素共同作用的结果。图2中显示了颗粒粒径对冲蚀速率的影响规律, 实验流速4m/s, 固相体积分数8.5%。可以看到, 随着颗粒粒径的增大, 试件冲蚀速率逐渐增大, 说明在本实验的粒径范围内颗粒尺寸的增大向着试件冲蚀速率增加的方向发展。
2.3 固相含量对冲蚀速率的影响规律
当固相体积分数低于10%时, 液固两相流中固相颗粒间距较大, 粒子间发生碰撞的几率不高[9,10,11]。在此前提下, 随着固相含量的增加, 射流中冲击粒子的数目增大, 对试件造成的冲蚀速率也会随之增大;当固相体积分数高于10%时, 粒间碰撞的几率逐步增大, 碰撞所产生的热能耗散也随之增加, 用于材料冲蚀的动能会减少。图3中显示了流速4.0m/s、粒径500μm条件下固相体积分数在4%到20%范围内不同冲击角条件下冲蚀速率的变化情况。可以看到, 随着固相体积分数的增加, 不同冲击角下材料的冲蚀速率普遍呈现增大的趋势。具体来说, 冲击角45°时对材料造成的冲蚀速率最大, 75°次之, 30°和60°交错在一起对材料造成的冲蚀速率较小。另外, 除45°冲击角条件下曲线变化不明显外, 其他三条曲线在固相体积分数10%附近都或多或少地表现出曲率的变化, 由此印证了粒子浓度增加造成粒间热能损耗增大、动能损失的实质。
2.4 流速对冲蚀速率的影响
流体流速对试件冲蚀速率也具有显著影响。为此, 采用500μm固相颗粒考察不同冲击角条件、不同流速下试件冲蚀速率的变化情况, 固相体积分数为8.5%, 实验结果如图4。在固相体积分数相同的情况下, 冲蚀粒子的数目是一定的。随着流体流速的增加, 冲蚀到试件表面的固相颗粒速度随之增大, 对试件表面的冲蚀作用增强, 冲蚀速率增大。
最后, 采用共轭梯度结合通用全局优化算法[12,13,14,15]对所得实验数据进行回归分析, 得到冲蚀速率随冲击角、固相体积分数、流体流速和粒径变化的关系式 (相关系数的平方R2=0.8816) :
E=0.0040641θ0.07425C0.04499V2.9090D0.9241
式中
E—冲蚀速率, mm/a
θ—冲击角, °
C—固相体积分数, 无因次
V—流体流速, m/s
D—粒径, μm。
3 结论
本文对塑性铝制试件在液固两相流中的冲蚀行为开展了室内实验研究, 得到如下结论:
(1) 当冲击角接近45°时试件的冲蚀速率最大。随着冲击角从0°增大到45°, 试件的冲蚀速率逐步增大;而当冲击角从45°增大到90°时, 试件的冲蚀速率逐步减小。
(2) 当前测量范围内, 试件冲蚀速率随颗粒尺寸的增大而增大。
(3) 随着固相含量的增大, 试件冲蚀速率随之增大。高固相浓度条件下, 试件冲蚀速率的增速逐步放缓。