喷丸处理范文

喷丸处理范文（精选7篇）

喷丸处理 第1篇

重型运输越野车已经广泛应用于国防建设、油田作业、矿采作业、公路运输等行业。其底盘产品主要采用双纵梁独立悬架结构形式,其纵梁为“Z”字断面结构,应用了折弯薄板搭接焊成形工艺。底盘产品系列车身长度9～20m,其纵梁长度8～18m,如图1所示。底盘纵梁在焊接过程中,由于受到不均匀加热的影响和焊缝在冷却过程中收缩是在构件整体的拘束下进行的,产生了不均匀的内应力和不规则收缩变形,而导致纵梁焊后产生较大的弯曲变形,给后续制造加工带来了很大困难。焊接变形一直是工程中的难题,本文针对长悬臂结构件的焊接成形过程,提出喷丸处理方法来进一步控制焊接变形,以期提高产品的品质和成品率,给企业带来直接的经济技术效益。

1试验

1.1试验材料

重型运输越野车车架焊接的原材料是武汉钢铁(集团)公司制造的WL510钢板,含碳量0.13%,抗拉强度510～610MPa,厚度6mm。焊接采用三块折弯钢板搭接焊,共有四道焊缝,焊缝位置如图2所示,焊缝为单层单道焊缝。

1.2焊接方式与试验设备

实物焊接采用了德国IGM公司的全自动焊接机器人(图3)焊接,避免了人工焊接的不稳定性,有效保证了产品的工艺一致性。喷丸处理采用了QS7530自动抛喷丸清理机。三坐标测量仪采用了美国u牌高精度三坐标测量仪,如图4所示。

1.3焊接工艺参数

试验过程采用了比例试验件进行研究,选取的焊接工艺参数如表1。四条焊缝均采用左焊方式,考虑到各焊缝之间的相互影响,参考了相关文献资料,焊道的焊接顺序优选为2314。

2结果与分析

2.1焊接前的应力

对焊接前的试件表面应力进行了测量。采用了MSF-3M型应力分析仪对试验件表面进行了应力测量,根据试验的方案和目的,主要对试验件的进行了应力测量,应力值如表2所示(横向为垂直焊缝方向,纵向为平行焊缝方向),喷丸处理后表面压应力值在横向和纵向上均可以提高10%～20%。

2.2焊接前后的变形

试验件的焊接前、后分别用三坐标测量仪进行了测量,测量的数据为单点坐标数据,利用Matlab软件生成较为直观的三维模型图如图5所示。

对坐标数据进行分析,试件上的同一点在焊接前后的“Z”轴变化值进行取标准差法,计算出这些变化值的离散程度,即为试验件的凹凸变形度。其计算公式为:

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经计算,各试验件的变形量如下表3所示。

由表3可见,试件一、二经过喷丸处理后焊接成形,试件三、四为未喷丸处理的试件。试件一和试件三的焊接工艺参数完全一致,试件一的表面变形量要小于试件三。试件二和试件四的焊接工艺参数完全一致,试件二的表面变形量要小于试件四。这说明结构焊接件经过喷丸处理后再进行焊接,是对表面变形有改善作用的,其原因主要是因为在喷丸处理过程中,在结构件外表面形成了一层压应力,与焊接后形成的部分拉应力相抵消,从而使焊接后的表面残余拉应力值降低。

2.3喷丸处理的影响机制

控制焊接变形的方法有反变形法、预应力法、夹具固定约束法、焊接顺序优化法、焊接工艺参数优化等,通过喷丸处理方式控制焊接变形属于预应力法。喷丸处理使工件表面产生强烈的迥性变形,进而使工件表面产生位错、孪晶等,当位错增值到一定程度就会产生运动、湮灭、重排等一系列运动,晶粒得到不断的细化而达到纳米尺寸[1]。材料喷丸处理后的试样结构从表层到基体依次是纳米层、微晶层、形变孪晶层和无变形层影响的近基体组织层,试样最表层一定的深度范围内是纳米层,但其基体仍然保持原有的粗晶状态,表面纳米晶组织与基体组织之间不存在明显的界面,因此在使用过程中不会发生剥层和分离[2],从而实现了零件的整体性能提高,提高了材料表面的硬度和耐磨性,进一步提高了零件的抗应力腐蚀能力和抗疲劳性能,同时提高了零件残余应力的热稳定性。

3结论

焊接件的焊接实例说明在结构件焊接前进行喷丸处理,不仅能对焊件起到清洗的作用,而且能够降低焊接后的结构件残余应力,进而可以有效地缩小结构件的变形,其工艺优点是实施简便,效果明显。喷丸处理后的某重型车车架纵梁焊接变形能够有效控制,焊接后整体的纵梁上拱量不超过6mm,能够较好地满足后续制造的尺寸精度和要求。

参考文献

[1]王仁智.表面喷丸强化机制[J].机械工程材料,1988,6(5):18-21.

喷丸处理 第2篇

本工作测试了喷丸处理前后6151-T6 铝合金的S-N曲线。比较了喷丸处理前后材料的疲劳强度、疲劳裂纹萌生和扩展特性。重点讨论了残余压应力对材料疲劳性能的影响机制。

1 实验材料及方法

1.1 实验材料

Al-Mg-Si系6151 锻造铝合金成分(质量分数/%):Fe 0.18,Cr 0.18,Si 0.92,Mg 0.62,余量为Al。热处理条件(T6)为:778K,2.5h保持后水冷;443K,8h保持后空冷。 热处理后的平均晶粒粒径207μm,名义屈服强度289MPa,抗拉强度332MPa,伸长率24.2%。

砂漏形状疲劳试样的挟持部直径11mm,最小断面的直径8mm,缺口圆弧半径30mm,试样尺寸如图1所示。试样经机械加工后,分别进行电解研磨,喷丸和喷丸后再经滚筒研磨以除去部分表面粗糙度的3种表面处理。喷丸处理的条件:先用150#高速工具钢丸粒、294kPa的喷射压力,再用300#陶瓷丸粒、392kPa的喷射压力进行处理。

1.1.1 表面粗糙度

使用SE-30D触针式表面粗糙度测量仪对试样的表面粗糙度进行测量,结果如表1所示。表1中的数值是以2.5mm为基准长度、经过6次测量得到的粗糙度平均值。Rmax为试样的轮廓最大高度,Ra为轮廓算术平均偏差,Rz为微观不平度十点高度。从表1可以看出,喷丸(Short-Peening,SP)试样的表面粗糙度远高于电解研磨(Electrolytic Polishing,EP)试样的相应值,是电解研磨试样的12倍以上。喷丸后再经滚筒研磨(Barreling after Short-Peening,SPB)后,试样表面粗糙度约减小为喷丸试样的一半。

1.1.2 表面层的硬度分布

使用HM-211维氏硬度计对试样表面层的硬度进行测量,加载力为0.245N,持续30s。图2 为试样表面层的维氏硬度分布图,可知,EP试样的硬度为122HV,其表面和内部的硬度相同;SP试样在距表面约30μm处的硬度为145HV,随着深度的增加硬度逐渐下降;深度超过120μm后,SP试样的硬度与电解研磨试样的相同。由于喷丸造成试样表面的凹凸不平,在距离试样表面30μm范围内的硬度无法准确测出。

1.1.3 残余应力分布

对SP试样表面先进行电解研磨,逐次除去试样表面硬化层,同时使用Cr-Kα(222面),在40kV管电压、30mA管电流、5mm视准仪直径的条件下,利用PSPC-MSF3M型应力分析仪测定残余应力。

图3为X射线测得的SP试样残余应力σr沿试样深度方向的分布结果。SP试样表面约有85MPa的残余压应力存在。残余压应力的最大值发生在距试样表面约30μm处,其值约为210MPa,残余压应力的分布深度约为120μm。

1.2 实验方法

疲劳实验使用加载频率为29.7Hz的RB4-3150V1悬臂梁型旋转弯曲疲劳试验机,在室温空气中进行,疲劳实验进行到107周次。对于未断的试样,终止实验。使用扫描电子显微镜SEM观察断口;使用复形法测量表面裂纹的长度。

2 实验结果

2.1 S-N曲线

图4为EP,SP试样和SPB试样的S-N曲线。可知,在250MPa以下的应力幅范围,经喷丸处理试样的疲劳寿命获得提高,随着应力幅的降低,寿命提高的幅度增加;相反,在250MPa以上的应力幅范围,疲劳寿命反而下降。另外,喷丸后经滚筒研磨去掉部分表面粗糙度后,疲劳寿命略有提高,但S-N曲线的总体趋势与喷丸一致。

2.2 断口观察

图5 为EP试样在300MPa高应力幅作用下的SEM断口形貌。其疲劳裂纹萌生于试样表面,是由试样表面的晶体滑移引起的。萌生后的裂纹呈放射形状向试样内部扩展。在整个断口上,裂纹起始数量为3个。EP试样在低于300MPa应力幅作用下的断口形貌与此相同。

图5 EP试样裂纹萌生位置的SEM观察(σa=300MPa,Nf=1.36104cycle)Fig.5 SEM image of the crack initiation site for EP specimen(σa=300MPa,Nf=1.36104cycle)

图6为SP试样的断口形貌。SP试样的疲劳裂纹也萌生于试样的表面。在250MPa高应力幅的作用下,疲劳裂纹的起始数量较多,为13个(图6(a))。然而,在150MPa低应力幅的作用下,疲劳裂纹起始数量减少,为5个(图6(b))。在250MPa高应力幅的作用下,疲劳裂纹萌生位置有明显的晶体平面,表现为脆性破坏特征。晶体平面的大小相当于1~2个晶粒尺寸。当相邻的多个表面裂纹萌生后,连成一体向试样内部扩展(图6(c))。然而,在150MPa低应力幅的作用下,没有明显的晶体平面,表现为晶体滑移的特征(图6(d))。可见,喷丸引起的材料表面粗糙度的增加,促进了疲劳裂纹的萌生。此外,SPB试样与SP试样具有同样的断口特征。

2.3 喷丸对表面裂纹萌生及扩展的影响

图7为基于复形法对EP试样和SP试样在加载应力幅为150MPa时的表面裂纹扩展的观察。由于SP试样的表面凹凸不平,给表面裂纹的复形带来了困难。因此,考虑到SP试样的轮廓最大高度Rmax为11.62μm,在疲劳实验前,先磨去了10μm的表面层。两种试样的疲劳裂纹几乎都是沿着垂直于应力作用方向扩展。基于复形法最初观察到的EP和SP试样的裂纹长度分别为56μm和21μm,此时载荷的循环周次分别为3.1105和2.0106。

图8为EP和SP试样的表面裂纹长度L和其对应的循环数N的关系。表面裂纹的长度L是沿着垂直于应力作用方向的投影长度。如图8 所示,EP试样的裂纹长度随其对应循环数N的增加而缓慢增加,当裂纹长度超过2mm后,裂纹增长加快;而SP试样的裂纹刚刚出现后,就迅速扩展。这说明材料表面层的残余压应力不能减缓喷丸试样表面裂纹的扩展。

图6 SP试样的断口SEM形貌(a)σa=250MPa,Nf=2.72104cycle;(b)σa=150MPa,Nf=1.53106cycle;(c)图6(a)的裂纹萌生位置;(d)图6(b)的裂纹萌生位置Fig.6 Fractographs of SP specimens observed by SEM(a)σa=250MPa,Nf=2.72104cycle;(b)σa=150MPa,Nf=1.53106cycle;(c)crack initiation site in fig.6(a);(d)crack initiation site in fig.6(b)

图7基于复形法的裂纹扩展观察(a)EP试样;(b)SP试样Fig.7 Observation of crack propagation based on replica method(a)EP specimen;(b)SP specimen

图8表面裂纹长度L和对应循环数N的关系Fig.8 Relationship between surface crack length Land corresponding number of cycles N

图9为EP和SP试样的表面裂纹长度L和其对应的应力循环数N与断裂循环数Nf的比N/Nf的关系。如图9所示,EP试样的疲劳裂纹是在N/Nf=0.55时出现的,然后缓慢生长,当N/Nf>0.83后,裂纹迅速扩展;SP试样的疲劳裂纹是在N/Nf=0.89时出现的,随后裂纹迅速扩展。可见,喷丸处理提高了疲劳裂纹的萌生寿命。

3 讨论

3.1表面粗糙度对疲劳裂纹萌生的影响

喷丸处理的负面效果是喷丸造成材料表面粗糙度的增加从而引起材料疲劳强度的下降。图10为SP试样和EP试样在不同应力幅值作用下疲劳裂纹萌生点的数量。如图10所示,EP试样的疲劳裂纹起始数量与加载的应力幅值无关,而SP试样的裂纹起始数量随加载应力幅值的增加而增加。当加载的应力幅值达到250MPa后,表面粗糙度对疲劳裂纹的萌生影响较大。

3.2 疲劳过程中表面残余压应力的变化

为了阐明残余压应力在疲劳过程中的变化,图11给出了高于名义屈服应力的应力(σa=300MPa)和低于名义屈服应力的应力(σa=200MPa)的应力幅作用下,SP试样在疲劳过程中表面残余压应力的变化。可知,当σa=300MPa时,在疲劳的初期阶段,试样表面的残余压应力发生快速松弛,从85MPa降到40MPa,约50%~60% 残余压应力被释放,此后保持40MPa的残余压应力直到试样折断;当σa=200MPa时,试样表面残余压应力未发生释放现象,直到折断。按照循环塑性理论,材料表面硬化层的循环屈服强度是控制残余压应力松弛的力学参量。当加载压应力与残余压应力之和高于表面硬化层的循环屈服强度时,会发生应力松弛现象;反之,不会发生。可是,材料表面硬化层的循环屈服强度很难测出。从实验结果推测,这个值约为340MPa(弯曲压应力300MPa与松弛后的剩余残余压应力40MPa之和)。因此,在图4的S-N曲线中,250~280MPa之间SP试样与EP试样疲劳寿命出现交叉的现象可以这样理解:当施加的弯曲压缩应力幅高于280MPa(如300MPa)时,加载压应力与残余压应力之和高于表面硬化层的循环屈服强度,残余压应力快速释放,其提高疲劳寿命的正效果减小,引起疲劳寿命降低的表面粗糙度负效果占优势,疲劳寿命降低。当弯曲压缩应力幅值位于250~280MPa时,加载压应力与残余压应力之和接近表面硬化层的循环屈服强度,对于表面粗糙度不同的SP试样及SPB试样,其表面粗糙度的负效果和压缩残余应力的正面效果在该范围间相互抵消,疲劳寿命几乎不受影响;当施加的弯曲压缩应力幅低于250MPa时,加载压应力与残余压应力之和低于表面硬化层的循环屈服强度,压缩残余应力未被释放,其正效果高于表面粗糙度的负效果,疲劳寿命增加。

4 结论

(1)在全应力幅范围,喷丸引起的表面粗糙度的增加使6151-T6铝合金的疲劳寿命略有降低。

(2)当加载的压应力与残余压应力之和低于材料表面硬化层的循环屈服强度时,硬化层中的残余压应力在疲劳过程中不发生应力松弛,疲劳寿命得到大幅度的提高;反之,将发生应力松弛现象,疲劳寿命的提高程度受残余压应力松弛程度的影响。

摘要：对经过电解抛光、喷丸处理和喷丸处理再抛光的三种6151-T6铝合金试样的表面粗糙度及喷丸处理后试样表面硬化层的硬度进行测试。对三种表面状态不同的铝合金材料进行旋转弯曲疲劳实验。研究喷丸处理试样表面残余应力随疲劳实验的变化情况,以及喷丸处理对该铝合金疲劳性能的影响。结果表明:喷丸处理对材料疲劳性能的影响与加载的压应力水平有关。当加载的压应力与表面残余压应力之和不超过材料表面硬化层的循环屈服强度时,硬化层中的残余压应力在疲劳过程中不发生应力松弛,疲劳寿命得到大幅度提高;反之,将发生应力松弛现象,疲劳寿命的提高程度受残余压应力松弛程度的影响。此外,喷丸处理造成的材料表面粗糙度的增加,在全应力幅范围,使材料的疲劳寿命略有降低。

浅析弹簧喷丸 第3篇

当零件受到圆形金属介质连续不断的冲击 (以下简称喷丸) , 零件的每个表面的压痕都会受到冲击。金属介质的不断冲击导致零件表面塑性变形。这使得表面层下面产生了抗压应力并平衡了工作 (拉伸) 应力。这种残余抗压应力延缓了疲劳裂缝的形成, 从而增加了零部件的使用寿命。喷丸处理是“冷加工”过程, 与高温下的金属流动不同, 虽然表面在喷丸的时候温度会有瞬间的上升。一般来说, 抗压应力延伸的深度从0.15mm到0.75mm。如果需要更深的深度, 抗压通过改变工艺参数来实现, 比如:金属介质的规格、冲击的速度、冲击的角度以及曝露的时间等。常用的两个衡量喷丸效果的参数是喷丸强度和覆盖率。 (100%, 200%或更高) 的覆盖率纯粹是目测的, 喷丸强度一般是用一个弹簧钢试片 (一般称为阿曼试片) 作为代表来测量。

零件喷丸强化后的特点:

1) 零件受喷表面残余压应力的大小和压应力层的深度取决于受喷材料的性能和喷丸强度。材料的强度和硬度越高, 压应力就越大, 压应力层的深度就越浅, 喷丸强度越高, 压应力层的深度也越大。

2) 受喷表层的材料组织发生变化。

3) 受喷表面变得粗糙。受喷表面的粗糙度随着喷丸强度的提高、表层硬度的降低和弹丸尺寸的减小而变差。

4) 尺寸增大。受喷表面的金属被挤出, 形成微小的金属波峰, 故而尺寸增大。

2 喷丸强度与以下因素有关

1) 抛 (喷) 丸大小:抛 (喷) 丸越大, 冲击动能越大, 抛 (喷) 丸强度也越大, 但抛 (喷) 丸的覆盖率降低。因此, 在保证抛 (喷) 丸强度的同时, 应尽量选用较小的抛 (喷) 丸。此外, 喷丸尺寸还受零件形状限制。当零件上有沟槽时, 抛 (喷) 丸直径应小于沟槽内圆半径的一半。抛 (喷) 丸粒度常在6~50目之间选用。

2) 抛 (喷) 丸的硬度:当抛 (喷) 丸硬度比零件硬度高时, 它的硬度值的变化不影响抛 (喷) 丸强度;当抛 (喷) 丸比零件软时, 若抛 (喷) 丸硬度值降低, 抛 (喷) 丸强度也降低。

3) 抛 (喷) 丸速度:抛 (喷) 丸速度增加时, 抛 (喷) 丸强度也增加, 但速度过高时, 抛 (喷) 丸破损量增加。

4) 喷 (抛) 射角度:抛 (喷) 丸射流与待喷表面垂直时, 抛 (喷) 丸强度最高, 因此一般都应保持在这种状态下进行抛 (喷) 丸处理。若受零件的形状限制, 必须用小角度喷丸时, 应适当加大喷丸尺寸与速度。

5) 抛 (喷) 丸的破碎量:抛 (喷) 丸破片的动能低, 破碎了的抛 (喷) 丸越多, 喷丸强度降低, 而且不规则的碎丸会划伤零件表面, 因此应经常清除碎丸, 保证喷 (抛) 丸完整率大于85%。抛 (喷) 丸设备基本相同, 只需采用一些辅助装置来更严格的控制抛 (喷) 丸过程。

3 喷丸的材质

强化用的弹丸主要有铸钢丸、钢丝切丸、有条件切丸、玻璃丸、陶瓷丸等等。

4 喷丸机类型

喷丸机的使用类型由喷丸的零件和速率来决定。

片弹簧是在一个内嵌的持续链式输送机上加工, 使用多个喷丸机对零件从顶部到底部进行喷丸。

卷簧是在一个内嵌的持续链式输送机上加工, 输送机上有一根“手指”可以将弹簧“推”进去。自旋滚筒提供一个内部喷丸室, 当喷丸的时候会旋动卷簧。多种喷丸机可提供喷丸。

规格相对较小的弹簧, 发动机气门等使用的弹簧, 这样的弹簧可以大批量一起放在抛丸滚筒里进行喷丸。

扭杆也在内嵌结构里进行喷丸。

5 过程变量

不管使用何种喷丸技术和机器, 采用可重复的、保持一致的方式来实现喷丸强度的目标才是所有行动的首要目标。因此了解改变喷丸最终结果的关键过程变量非常重要, 它们分别是:

抛丸机类型、转轮动力、轮转速、喷丸角度、轮定位、滚筒运动控制。

上述每个过程变量影响的最终结果如下:

抛丸机的直径决定了抛丸介质的切向速度。这是直接成正比的, 直径17.5”与14”的转轮在同等速度下产生更大的喷丸速率和喷丸强度。

转轮动力决定了介质冲击的数量, 从而影响了工艺加工的时间。转轮的尺寸和转轮的速率相结合才能达到所需的喷丸速率和强度。转轮喷丸机可以配备变频驱动器, 从而通过改变转轮的速度来改变喷丸速率。

喷丸转轮总是安装在喷丸机内部一个固定的位置。然而, 如果需要改变喷丸模式, 可以通过改变控制箱的设定来实现。控制箱的位置决定了喷丸转轮释放喷丸介质的确切点。

其他变量包括:喷丸介质的喷速、介质的规格、规格的一致性。

介质喷速的控制可以使用市场上出售的流量控制阀 (Magna Valve Electronics Inc.公司生产的, 是行业中广泛使用的阀门) 来控制。Magna Valves一般安装在介质出口的位置。

振动分级将喷丸介质分为特大型、适中型和较小型。两个滤网的组合确保每个周期循环中, 喷丸介质都保持大小一致。

喷丸介质的规格在确定覆盖率和喷丸循环周期时间中起着重要的作用。按规定, 1) 较小规格的喷丸允许即表面施加更高的压力, 2) 较大规格的喷丸在材料深度部位提供压力。

6 结语

弹簧喷丸经过多年的发展, 逐步进入了一个可监测、可控制的操作水平。现代弹簧喷丸设备供应商认识到操作重复性、一致性以及操作质量的需要, 并设计精密的生产设备以达到这些严格的要求。

这项技术的进化并不是单独受到设备机械方面的限制。正在努力研究辅助喷丸技术作用来增强喷丸操作的有效性。而越来越突出的是控制系统的复杂性, 可监控、可现实提供整个喷丸操作的工作报告, 从而提供各种运行参数的记录。

摘要：一片钢板弹簧, 因为铁匠在其冷却之后持续用铁锤敲打, 虽然当时铁匠不知道他这个行为所造成的影响。但是我们现在知道了, 这个钢板弹簧的使用寿命提高了600%以上!在卷簧、螺旋弹簧以及扭杆上也有这样的效果, 只不过增加的使用寿命不同。其他各种汽车和航空零件比如:连杆、曲柄轴、摇臂以及插齿齿轮、喷气式引擎叶片、起落架、传动轴, 喷丸经常是他们生产过程中的一道工序。

混合水射流喷丸强化技术 第4篇

关键词：混合水射流,喷丸,残余压应力,疲劳

引言

喷丸强化是一种有效提高金属零部件疲劳寿命的冷加工工艺,它具有效果好、成本低、生产效率高等优点,目前,广泛应用于机械、化工、冶金、航空航天等领域。随着工业的快速发展,对性能好和表面质量要求高的金属零件的需求日益增多,由此催生了一些有别于传统喷丸强化的表面强化新技术,如激光喷丸强化、微粒喷丸强化、超声喷丸强化、双面喷丸强化和水射流喷丸强化等。其中,水射流喷丸强化是在20世纪80年代末由Zafred[1]首先提出的,因其具有受喷材料表面粗糙度值增加小、喷丸强度范围宽、覆盖率高、喷丸灵活、控制方便、无尘、安全绿色环保等优点而得到了快速发展。

混合水射流喷丸强化是水射流喷丸强化技术的延拓与发展,是近期在水射流喷丸强化技术基础上发展起来的又一种喷丸强化新工艺,它具有喷丸强度高、喷丸压力低、强化效果好等优点,因此,混合水射流喷丸强化技术是喷丸强化技术发展的新方向之一。

1 混合水射流喷丸强化原理及装置

混合水射流喷丸强化基本原理就是在高压水中加入弹丸粒子,使其与携带巨大能量的高压水混合,形成混合水射流高能流束喷射到零件表面上,利用混合水射流中弹丸的冲击作用使零件表层材料产生塑性变形,从而引入残余压应力,达到提高零件疲劳寿命的目的。

混合水射流根据弹丸粒子加入方式的不同,可分为后混合水射流和前混合水射流。后混合水射流主要是根据传统的引射泵原理设计的,即弹丸粒子在负压或正压作用下,直接被“抽吸”入混合室与高压水混合后通过喷嘴喷出形成射流。前混合水射流是弹丸粒子先与高压水在储丸中混合,然后再经高压输送管进一步混合,最后经喷嘴喷出形成射流。

根据混合水射流形式不同,混合水射流喷丸强化装置分为后混合水射流喷丸强化装置和前混合水射流喷丸强化装置,通常均由供水系统、供压系统、供丸系统、控制系统和工作台等几部分组成。

典型的后混合水射流喷丸强化装置如图1所示。其工作过程为:水箱1中水经过滤器2进行粗、精过滤,达到使用要求后,由增压泵3中的前置泵吸入,经过增压泵3增压至工作压力,并输送到喷头的水喷嘴15内,经水喷嘴进入混合室16内。供丸系统采用干式供丸,预先向贮丸箱13中注入弹丸,待注满后,打开气阀10和11,开启弹丸阀12,同时启动空气压缩机7,压缩空气经油水分离器8,将压缩空气中凝聚的水分和油分等杂质分离清除,使压缩空气得到净化。压缩空气由高频开关阀9控制,通过控制开关频率来调整供气次数,从而控制弹丸的供给量。弹丸经弹丸阀12由压缩空气送入混合室16内,并与水喷嘴15喷射出的水射流在混合室16内发生剧烈掺混合能量交换后,经弹丸喷嘴17喷向零件18表面。喷丸后的水和弹丸由收集箱19进行收集,同时,为保证供丸的连续性,要定期向贮丸箱13中补充新弹丸。上述工作过程均由控制柜20来控制,其中控制柜(a)控制喷头和回转装置的运动,控制柜(b)控制供丸系统,控制柜(c)控制供水系统和供压系统。

图2为典型的前混合水射流喷丸强化装置图[2]。其工作过程为:由高压泵2来的高压水分为两股,第一股高压水经水阀8和高压管进入供丸室11,形成向下的螺旋流,同时,通过弹丸粒子间的缝隙向上做渗流运动,弹丸在自重和螺旋流的作用下经供丸器流入混合室13,然后经浆料阀14向下流动;第二股高压水经水阀9通到浆料阀14下端,与流入的弹丸在高压管内均匀混合流向喷嘴,经喷嘴加速后以近于水射流的速度喷射到金属零件表面。

后混水射流喷丸强化装置弹丸供给均匀、能实现精确、连续供丸、易调节,但由于弹丸与水混合时间短,速度相差较大,弹丸难以进入水射流中心,射流冲蚀能力较弱,影响了其喷丸强化的质量和效率。前混合水射流喷丸强化改善了弹丸和水的混合效果,绝大多数弹丸能够进入水射流中心部位,弹丸和水的混合更加均匀,可以获得较高的喷丸速度,达到良好的喷丸效果,但弹丸流量的精确控制目前还没有得到有效解决。

2 混合水射流喷丸强化效果

2.1 喷丸对残余压应力的影响

前后混合水射流喷丸均可以有效增大金属材料表层的残余压应力。

采用后混合水射流对AISI 304不锈钢进行喷丸,当第1组喷丸参数:靶距为152mm、压力为103MPa、速度为1.02m/min、弹丸粒度为120#,当第2组喷丸参数:靶距为203mm、压力为262MPa、速度为1.02m/min、弹丸粒度为80#,当第3组喷丸参数:靶距为254mm、压力为172MPa、速度为1.02m/min、弹丸粒度为54#,当第4组喷丸参数:靶距为254mm、

压力为262MPa、速度为1.02m/min、弹丸粒度为80#时,产生的喷丸表面残余压应力分别为203MPa、461MPa、424MPa和463MPa,由以上可知最大残余压应力是在第4组喷丸参数时获得,最大值为463MPa。同时,弹丸尺寸和射流压力是影响残余应力最主要的参数,其影响分别超过25%和15%[3]。

采用前混合水射流分别对2Al1铝合金和45钢进行,均会产生较大的残余压应力,当对2Al1铝合金的喷丸压力分别为1MPa和4MPa时,喷丸产生的残余压应力分别为-132.7MPa和-109.2MPa,当对45钢的喷丸压力分别为4MPa和8MPa时,喷丸产生的残余压应力分别为-422.4MPa和-407.2MPa[4]。

2.2 喷丸对疲劳寿命的影响

前后混合水射流喷丸可以有效提高金属材料的疲劳寿命。

采用后混合水射流对AISI 304不锈钢和TiAl4V钛合金进行喷丸,当喷丸压力为262MPa、靶距为203mm、弹丸粒度为54#时,Ti6Al4V钛合金的疲劳强度增加了25%。

采用前混合水射流对2Al1和45钢疲劳试样进行喷丸,然后进行疲劳试验,对于2Al1铝合金,当应力振幅由190.3MPa减小到155.7MPa,试样疲劳寿命由未喷丸的9.324×104次和2.857×105次相应提高到1.001×106次和7.230×106次,分别增大了10.74倍和25.31倍;对于45钢,应力振幅由352.5MPa减小到282MPa,喷丸试样由未喷丸的4.794×104次和1.888×105次相应提高到1.202×105次和3.503×106次,分别增大了2.51倍和18.56倍。且喷丸前疲劳裂纹萌生于试样表面,喷丸后,疲劳裂纹有的萌生于试样内部,有的萌生于试样表面。

3 结语

(1)混合水射流喷丸强化是高压水射流技术的延拓和发展,具有喷丸强度高、强化效果好、对喷丸装置抗压性要求低、安全绿色环保等优点;

(2)混合水射流喷丸强化装置通常由供水系统、供压系统、供丸系统、控制系统和工作台等几部分组成。

(3)前后混合水射流喷丸强化均可以有效提高金属材料表层的残余压应力和提高金属材料的疲劳寿命。

参考文献

[1]P R Zafred.High Pressure Water Shot Peening.European Patent Specification.Publication[EB].0218354B1.1990-7

[2]董星,刘春生.磨料射流技术[M].徐州:中国矿业大学出版社,2002

[3]D.Arola,A.E.Alade,W.Weber.IMPROVING FATIGUE STRENGTH OF METALS USING ABRASIVE WATERJET PEENING[J].Machining Science and Technology,2006,10:197-218

液体喷丸强化对齿轮件的应用 第5篇

液体喷丸作为一种提高金属抗疲劳性能, 提高应力腐蚀抗力的有效工艺而被广泛采用, 同时喷丸件还可在其它方面获得改善。

2 液体喷丸强化的作用及目的

2.1 定义

所谓喷丸就是利用细小球状丸粒轰击材料表面以形成一个具有较高残余压应力的薄层。这种薄层对于工件的实际应用大有益处。

饱和点即是在1倍于饱和点的喷丸时间下, 弧高值的增量不超过饱和点处弧高值的10%。

弧高值曲线是指在其余的喷丸强化工艺参数不变的条件下, 同一类型的试片分别各自接受不同时间的喷丸, 由这组数据在弧高值时间坐标上绘出的曲线。

2.2 喷丸强化的作用

喷丸强化在工件表面形成压应力的目的就是防止工件疲劳破坏, 因为这种失效更容易发生在工件的拉应力区。把容易产生疲劳裂纹部位的拉应力变成压应力, 可以有效地限制裂纹的扩展。残余拉应力可以降低工件的疲劳寿命, 而压应力却可以提高工件的抗疲劳寿命。某些冷加工使工件在使用前就形成了有害的拉应力, 因而这种工件易发生早期失效, 从而缩短工件的使用寿命。

2.3 齿轮喷丸强化的目的

(1) 提高齿轮的弯曲疲劳强度; (2) 提高齿面的疲劳特性; (3) 消除连续的加工刀痕, 改善表面润滑条件。

从理论上讲, 渗碳淬火的齿轮在经过齿根喷丸强化后, 齿轮的承载能力可使齿根处的弯曲疲劳强度提高20%-30%, 而针对齿面接触疲劳失效 (也就是齿轮节圆处表面点蚀失效) 喷丸后可使渗碳淬火圆柱齿轮的寿命提高60%。喷丸处理并不只用于形成有利的残余压应力, 而且还用来改善表面光洁度。经喷丸后的工件表面布满了均匀叠错的凹痕, 消除了各种冷加工工艺形成的刀痕, 而刀痕则是拉应力集中产生的部位。经过实验, 在喷丸强度一定时, 粗大丸粒形成的表面光洁度要高于细小丸粒形成的表面光洁度。喷丸后工件表面所产生的均匀凹痕可改善齿轮的表面润滑。

3 工艺及应用

3.1 保证喷丸质量的条件

为了得到良好的喷丸效果, 必须要做到以下几点:规定喷丸强度;控制丸粒质量, 丸粒直径准1.2~1.4mm;保证完整的覆盖率。

3.2 齿轮喷丸强化工艺的制定及应用

由于齿轮的制作成本比较高, 在采取的加工工艺过程中, 不可以盲目实验, 要采用加工试片方式、采集数据的方法, 合理降低制造成本, 提高产品质量。

强化工艺的制定 (以一级大齿轮为例) :

(1) 齿轮试片的安装:将齿轮试片安装在专用夹具上。

(2) 喷嘴的选择:选择3个喷嘴, 安装时要拧紧螺钉, 并与专用夹具支撑轴垂直。

(3) 调整:安装好喷嘴后, 调整夹具, 使齿轮试片夹具中心在回转中心上, 固定齿轮试片。

(4) 设定强化压力、流量见表1。

(5) 设定强化时间见表2。

(6) 绘制弧高度值曲线确定喷丸强度。

在坐标曲线上找出饱和点, 按喷丸强度定义。对一组试片在一倍于饱和点喷丸时间下进行喷丸处理。如果弧高度值的增量超过饱和点处弧高度值的10%, 就可以确定饱和点处的高度值为工艺参数的喷丸强度。

对反复实验所得的数据进行分析后, 确定一级大齿轮的饱和点为45min, 弧高度值为0.313mm。

以一级大齿轮喷丸工艺为例, 以此类推, 得出二级小齿轮、高低压小齿轮的弧高值如表3所示。

以上零件风压、油压、总流量均宜控制在下述数值范围:风压3.8-5kg/mm;油压3.8-5kg/mm;总流量1.5-2.2m/h;总弧高度值0.25~0.35mm。

4 结语

经过数年的经验积累, 证明液体喷丸强化技术可靠, 稳定性好, 能同时满足产品的设计要求, 而且噪音小、无污染, 产品合格率可达到99%。

参考文献

喷丸强化对齿轮传动特性的影响 第6篇

1 齿轮对比试验

本试验在功率流封闭式齿轮疲劳试验台上, 采用快速齿轮疲劳试验方法, 即罗卡提 (Locati) [2]方法, 对相同材料的未喷丸齿轮和喷丸强化齿轮进行接触疲劳试验。试验过程中, 采用时域与频域综合方式, 全程实时监测扭矩、转速、振动、噪声、油温等变化情况, 对齿轮传动状态进行跟踪, 并采集相应的数据。

1) 试验齿轮为标准渐开线直齿圆柱齿轮, 齿轮材料为20Cr Mn Ti合金锻钢;模数m=3;齿数Z1=Z2=50;压力角α=20°;齿宽b=29 mm;工作齿宽bH=8~10 mm;啮合中心距a=150 mm;01号~10号试验齿轮都经过表面渗碳淬火处理, 有效硬化层深度为0.7~1.0 mm, 其中编号为01号、05号、06号和08号的试验齿轮为未进行表面喷丸强化, 02号、07号、09号和10号试验齿轮经过喷丸强化处理;齿面硬度为58HRC~64HRC;精度等级为6级。

2) 试验装置。一是试验台及传感器:试验是在太原理工大学齿轮研究所的电功率流封闭式齿轮试验台上完成。试验时改变输入转速和负载, 可获得不同转速和负载工况下齿轮箱的动态数据。转矩转速传感器在线监测齿轮的转速和扭矩;压电式IEPE传感器 (1号~8号) 、噪声传感器 (9号~10号) 、温度传感器 (11号) 和信号采集仪等为动态特性测试采集数据。齿轮箱及传感器布置情况见图1。二是试验齿轮的安装:试验齿轮齿宽29 mm, 试验采用图2所示的正反面交错搭接啮合方式。试验齿轮实际接触齿宽8~10 mm。

3) 试验载荷。据齿轮接触应力、弯曲应力公式及相关试验资料确定试验载荷σH为1 400 MPa, 1 500 MPa, 1 600 MPa, 1 700 MPa, 1 800 MPa, 1 900 MPa, 2 000 MPa, 2 100 MPa, 2 200 MPa, 2 300 MPa, 共十级, 在各级试验载荷下, 齿轮转速均为1 200 r/min。

4) 疲劳点蚀程度失效判据。一是本次试验以任一齿面的点蚀面积率达到4%作为接触疲劳失效依据。二是弯曲疲劳失效判据[3]:试验过程中, 载荷或频率突然下降5%~10%, 便停机检查, 只要试验齿轮齿根处出现可见疲劳裂纹或轮齿发生断裂, 则判定该齿轮发生弯曲疲劳失效, 立即停止试验。

5) 试验方法。疲劳试验之前, 首先对装配好的齿轮进行跑合。跑合载荷分空载、150 N·m, 300 N·m三种, 对应转速与运转时间为600 r/min, 30 min;800 r/min, 60 min;800 r/min, 60 min。

疲劳试验分为三组, 1号轮、5号轮与7号轮、10号轮为第一组;6号轮、8号轮与7'号轮10'号轮为第二组;6'号轮1'号轮与2号轮、9号轮为第三组。每一组试验齿轮都含一副喷丸强化齿轮及一副未喷丸齿轮, 同一组齿轮试验载荷及工况条件完全相同。不同组之间, 试验载荷及工况条件不完全相同。

2 试验结果与分析

1) 疲劳强度对比。三组试验齿轮接触疲劳极限值对比见表1;弯曲疲劳极限值对比见表2。通过表1、表2可知:未喷丸齿轮和喷丸齿轮的接触疲劳强度平均值分别1 589 MPa和1 814 MPa, 弯曲疲劳强度平均值分别为642 MPa和818 MPa。喷丸强化工艺能有效提高齿轮疲劳强度。

(MPa)

2) 振动信号RMS分析。在机械工程测试中,

(MPa)

对随机信号进行时域分析, 可以快速分析系统的瞬态和稳态性能。均方根幅值 (RMS) 是时域分析中经常用到的幅值参数, 其计算公式为

本文以均方根幅值作为统计特征值, 描述齿轮传动过程中产生的振动。图3与图4为不同载荷下1号和7号传感器振动信号RMS值随转矩的变化曲线, 分析可知, 1号和7号传感器振动RMS值随着载荷的增加而增大。在相同载荷下, 喷丸齿轮1号传感器振动RMS值高于未喷丸齿轮, 随着载荷的增加, 差距愈加明显;对于7号传感器, 喷丸齿轮和未喷丸齿轮在轴向振动RMS值相差不大, 反而未喷丸的RMS值比喷丸处理的略大。这是因为对齿轮进行喷丸强化时, 会使轮齿发生塑性变形, 齿面粗糙度增大, 从而引起径向振动RMS值变大。试验齿轮为直齿轮, 正常啮合情况对轴向振动RMS值影响不大, 但本次试验齿轮为错齿啮合, 齿轮在加载运转时发生变形会向轴向两端挤压, 未喷丸齿轮轮齿硬度较小, 变形较大, 轴向挤压更加严重, 与喷丸齿轮相比, 其轴向振动RMS值较大。

3 结论

通过试验获得未喷丸齿轮和喷丸齿轮的接触疲劳强度平均值分别1 589 MPa和1 814 MPa, 喷丸强化可使齿轮的接触疲劳强度提高14.16%。通过试验获得未喷丸齿轮和喷丸齿轮的弯曲疲劳强度平均值分别为642 MPa和818 MPa, 喷丸强化可使齿轮的弯曲疲劳强度提高27.42%。由于喷丸过程中弹丸对齿轮表面的高速撞击, 使轮齿发生塑性变形, 齿面粗糙度增大, 传动过程中振动增大。

摘要：在功率流封闭式齿轮疲劳试验台上, 对喷丸强化20Cr Mn Ti渗碳淬火齿轮进行疲劳对比试验。为进一步探索喷丸强化工艺对齿轮的抗疲劳特性及动态特性的影响, 采用了分组、改变工况条件等试验方法。试验结果表明, 喷丸强化能显著提高齿轮的疲劳强度, 其接触疲劳强度可提升14.6%, 弯曲疲劳强度提升27.42%;但通过对振动数据分析, 发现喷丸强化对齿轮的动态性能有不良影响, 喷丸强化使齿轮在传动过程中振动增大。

关键词：齿轮,喷丸强化,疲劳强度,动态特性

参考文献

[1]郭应国, 张洁, 张社会, 等.我国齿轮材料及其热处理技术的最新进展[J].热加工工艺, 2003 (2) :54-55.

[2]史文库, 郑志峰.应用LOCATI法快速测定链板疲劳极限[J].石油矿场机械, 1990, 19 (2) :25-27.

冰粒气射流喷丸喷头流场数值模拟 第7篇

冰粒气射流喷丸强化技术是一项将冰粒和气射流技术相结合后用于喷丸强化的新技术,它使用冰粒替代了传统喷丸强化中常用的沙粒、玻璃等弹丸,实现了对环境的零污染。喷头是冰粒气射流系统中的重要组成部分,冰粒和气射流在喷头内的混合过程以及运动形态一直是气射流工作者研究的重点。但在混合过程中,弹丸在喷头中的流动受到高速气流的附加质量力、阻力、压差力、萨夫门升力、重力和马格努斯升力等的综合作用,使得这个过程很难用实验方法进行测量和分析,采用理论分析方法也难以求得高精度的解析解。但是随着计算流体软件的出现,使得对高速复杂的射流分析成为可能[1,2,3,4,5,6]。笔者运用先进的计算流体力学软件FLUENT对冰粒气射流喷丸喷头内流连续相及离散相进行数值模拟,探究射流压力和粒径对连续相和离散相在喷头内部分布规律的影响,为研究其他喷丸参数对射流在喷头内部分布规律的影响奠定了基础。

2 模型与方法

2.1 有限元模型

采用FLUENT前处理软件Gambit建立冰粒气射流用喷头的几何模型,对喷头进行网格划分后得到有限元模型如图1所示。

由图1可知,气体入口直径3mm,长度30mm;混合室直径17mm,长度30mm;弹丸入口直径11mm,长度12.5mm;圆锥收敛段大端直径13.5mm,长度10mm;混合管直径7.5mm,长度25mm。

2.2 数学模型

在气固两相射流中气体为定常可压缩,连续相在欧拉坐标系下描述;固体处理为颗粒相用离散相模型在拉格朗日坐标系下进行描述,其中固体颗粒体积分数小于10%。采用可压缩湍流雷诺时均N-S方程作为连续相气体的控制方程。由于时均化的方程不封闭,需要通过补充标准的k-ε两方程模型来解决RANS方程封闭问题[7]。

(1)控制方程

动量方程(Navier-Stokes方程):

式中:u-连续相气体的速度;t-运动时间;ρ-连续相气体的密度;x、y、z-三维直角坐标系中的坐标方向;μ-分子动力黏性系数;u、v、w-速度矢量u在x、y、z方向的分量。

(2)湍流模型

k方程

式中:k-湍动能,J;μt-湍动粘度,Pas,μt=Cμρk2/ε;Cμ-系数;ε-湍流耗散率;C1、C2-系数;ε-湍流耗散率;C1、C2-k和ε的湍流Prandtl数;模拟时,取Cμ=0.09,C1=1.44,C2=1.92,σk=1.0,σε=1.3[8]。

2.3 计算方法

选择三维单精度求解器,采用一阶精度迎风差分格式,基于节点的高斯克林函数求梯度方法计算梯度,并使用Roe-FDS通量差分方法计算压力速度耦合。计算时动量、压力等松弛因子均取默认值,根据气动力的收敛状况来判断收敛情况。

2.4 边界条件

连续相:入口定义为全压入口,出口定义为大气压力出口,壁面定义为无滑移边界条件并采用壁面函数法计算近壁面区域。

离散相:入口定位为速度入口,出口定义为大气压力出口,假定颗粒与壁面碰撞时发生弹性反射,恢复系数为1。

3 结果分析

3.1 射流压力对连续相轴向动压强和轴向速度的影响

为了研究射流压力对喷头内连续相轴向动压强和轴向速度的影响,分别对工作压力为0.4MPa、0.6MPa、0.8MPa和1MPa时的射流状态进行了数值模拟。

(1)射流压力对连续相轴向动压强的影响

图2给出了不同射流压力作用下轴心处的轴向动压强沿射流路径变化曲线图。

由图2可知,在气体喷嘴内,当射流压力为0.4MPa时,喷枪内部轴向动压强先是急剧减小,然后缓慢上升,在气体喷嘴出口处达到最大;当射流压力为0.6MPa、0.8MPa和1MPa时,喷枪内部轴向动压强一直呈缓慢上升,且同样在气体喷嘴出口处达到最大。进入混合室后,轴向动压强均近似呈直线下降,经过圆锥形收敛段时,由于截面积的减小,导致轴向动压强有小幅度增大。进入弹丸喷嘴后,轴向动压强逐渐减小,在喷嘴出口处达到最小。当射流压力分别为0.4MPa、0.6MPa、0.8MPa和1MPa时,气体喷嘴出口处的轴向动压强分别为0.26MPa、0.35MPa、0.43MPa和0.49MPa,弹丸喷嘴出口处的轴向动压强分别为0.055MPa、0.064MPa、0.077MPa和0.089MPa,可知当射流压力增大时,气体喷嘴出口处的轴向动压强和弹丸喷嘴出口处的轴向动压强也随着增大。

(2)射流压力对连续相轴向速度的影响

图3给出了不同射流压力作用下喷头内部轴向速度分布云图。

由图3可知,不同射流压力作用下,喷头内部轴向速度的分布形状基本相似,均近似沿轴线成对称分布;不同位置的轴截面上的轴向速度最大值均出现在轴截面的中心,且各轴截面上轴向速度值有所不同;最大的轴向速度值均在气体喷嘴出口中心处附近取得。

当射流压力为0.4MPa时,喷头内部轴向速度先是急剧减小,然后上升,上升幅度逐渐增大,轴向速度在气体喷嘴出口处附近达到最大;当射流压力为0.6MPa、0.8MPa和1MPa时,喷头内部轴向动压强先是缓慢下降,然后快速上升,且同样在气体喷嘴出口处附近达到最大。进入混合室后,轴向速度急剧下降,经过圆锥形收敛段时,由于截面积的减小,导致轴向速度有小幅度增大。进入弹丸喷嘴后,轴向速度逐渐减小,在弹丸喷嘴出口处达到最小。当射流压力分别为0.4MPa、0.6MPa、0.8MPa和1MPa时,气体喷嘴出口处的轴向速度分别为452.7m/s、472.7m/s、488.4m/s和501.5m/s,弹丸喷嘴出口处的轴向速度分别为251.3m/s、258.6m/s、269.5m/s和280.6m/s,可知当射流压力增大时,气体喷嘴出口处的轴向速度和弹丸喷嘴出口处的轴向速度也随着增大。

3.2 射流压力和粒径对弹丸轴向速度的影响

为了研究射流压力和粒径对喷头内弹丸轴向速度的影响,工作压力分别取为0.4MPa、0.6MPa、0.8MPa和1MPa,粒径分别取为0.3mm、0.5mm、0.7mm和0.9mm。

(1)射流压力对弹丸轴向速度的影响

图4给出了不同射流压力作用下同一位置入口处弹丸轴向速度随弹丸在喷头内运动时间变化曲线。从图4可以看出,弹丸在最初进入喷头时轴向速度值均很小且运动方向经常变化,但弹丸轴向速度在其进入弹丸喷嘴后呈现直线上升趋势,且在弹丸喷嘴出口处达到最大值。当射流压力分别为0.4MPa、0.6MPa、0.8MPa和1MPa时,弹丸在弹丸喷嘴出口处的轴向速度分别为74.72m/s、98.69m/s、86.22m/s和70.09m/s。可知当射流压力增大时,弹丸喷嘴出口处的轴向速度是先增大后减小。

(2)粒径对弹丸轴向速度的影响

图5给出了不同粒径时同一位置入口处弹丸轴向速度随弹丸在喷头内运动时间变化曲线。从图5可以看出,弹丸在最初进入喷头时轴向速度值均很小且运动方向经常变化,但弹丸轴向速度在其进入弹丸喷嘴后呈现直线上升趋势,且在弹丸喷嘴出口处达到最大值。当粒径分别为0.3mm、0.5mm、0.7mm和0.9mm时,弹丸在弹丸喷嘴出口处的轴向速度分别为98.69m/s、63.35m/s、42.28m/s和36.11m/s。可知当粒径增大时,弹丸喷嘴出口处的轴向速度是一直减小。

4 结论

(1)轴向动压强在弹丸喷嘴出口处取得最小值,但当射流压力增大时,气体喷嘴出口处的轴向动压强和弹丸喷嘴出口处的轴向动压强也随着增大。

(2)不同射流压力作用下,喷头内部轴向速度的分布形状基本相似,均近似沿轴线成对称分布;不同位置的轴截面上的轴向速度最大值均出现在轴截面的中心,且各轴截面上轴向速度值有所不同;最大的轴向速度值均在气体喷嘴出口中心处附近取得。当射流压力增大时,气体喷嘴出口处的轴向速度和弹丸喷嘴出口处的轴向速度也随着增大。

(3)弹丸进入弹丸喷嘴后其轴向速度呈直线上升趋势,且在弹丸喷嘴出口处达到最大值。但当射流压力增大时,弹丸喷嘴出口处的轴向速度是先增大后减小,射流压力为0.6MPa时,弹丸轴向速度最大,值为98.69m/s;当粒径增大时,弹丸喷嘴出口处的轴向速度是一直减小。

摘要：基于射流的湍动特性,应用FLUENT对冰粒气射流喷头内流进行数值模拟。分析了射流压力对内流连续相轴向速度和轴向动压强及射流压力和粒径对弹丸轴向速度的影响。结果表明,当射流压力增大时,气体喷嘴出口处和弹丸喷嘴出口处的轴向动压强也随着增大;当射流压力增大时,气体喷嘴出口处和弹丸喷嘴出口处的轴向速度也随着增大;粒子速度随着射流压力的增大呈现先增大后减小的趋势,随着粒径的增大呈现减小的趋势,但最大值均出现在磨料喷嘴出口处。

关键词：气射流,喷丸,冰粒,数值模拟

参考文献

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