李正寅，朱 棟，張曉博

（南京航空航天大學機電學院，南京 210016）

擴壓器是航空發(fā)動機壓氣機的關鍵部件，能夠將葉輪出口的高速氣流減速增壓，起到提高發(fā)動機推力的作用，常采用鎳基高溫合金等高強度材料制造［1-2］。傳統(tǒng)機械切削加工方法效率低下，刀具消耗嚴重。電解加工基于金屬陽極溶解的原理實現(xiàn)零件成形，具有加工效率高、無工具損耗、無重鑄層、不受工件材料力學性能限制等優(yōu)點，非常適合于擴壓器的制造［3-4］。

加工穩(wěn)定性是影響電解加工精度與重復性的重要因素，國內外研究人員為了提高電解加工穩(wěn)定性，針對陰極結構、流場形式及加工方法等進行了大量試驗研究。萬龍凱等［5］針對整體葉盤型面電解加工提出了陰極“C”形加強筋優(yōu)化結構以減少陰極變形；Yao 等［6］設計了多種鏤空片狀陰極結構內部加強筋設計方法，提升了鏤空陰極結構的整體剛性；Zhu 等［7］提出了薄片陰極厚度優(yōu)化設計方法以及W 型流場，提高了型面電解加工的穩(wěn)定性；Lin 等［8］設計了套料電解加工陰極增液縫，優(yōu)化了貧液區(qū)流場均勻性；Klink 等［9］開展仿真并試驗觀察了電解加工過程中流道內的氣穴，探究了進口壓力與流道寬度對空化現(xiàn)象的影響；Ghoshal等［10］研究了脈沖電源下陽極振幅及振動頻率對加工區(qū)氣泡逸散的影響，提高了微細電解加工精度及加工效率。

套料電解加工（Electrochemical trepanning，ECTr）是電解加工的一種典型方法，首都航天機械公司田繼安［11］提出了帶倒置絕緣腔的陰極結構，提高了套料電解加工精度；彭蘇皓等［12］設計了絕緣腔下葉盆葉背兩側供液的流場，提高了套料電解加工流場均勻性。目前關于套料電解加工穩(wěn)定性的研究主要集中于陰極結構設計以及流場形式優(yōu)化，而針對絕緣套結構對套料電解加工穩(wěn)定性影響的研究相對較少。

為了提高套料電解加工的精度及流場均勻性，一般采用帶有絕緣腔的陰極結構；但絕緣腔為懸臂梁結構，其自由端在流場下易發(fā)生彎曲變形，加工過程中存在不穩(wěn)定現(xiàn)象。為解決套料電解加工穩(wěn)定性差的問題，本文提出了一種絕緣套剛性優(yōu)化方法，以GH625 某型號擴壓器中分流葉片為研究對象，開展了相應的設計仿真分析與試驗研究。

1 絕緣套剛性優(yōu)化方法

擴壓器套料電解加工采用組合陰極結構，如圖1 所示。絕緣套首端固定于陰極體，尾端為自由端，內部設計絕緣腔減少已加工葉片的雜散腐蝕。絕緣套與陰極體之間留有較小間隙，作為電解液流道。由于葉片形狀不規(guī)則等因素，工件兩側間隙內流場壓力往往不能保持一致；且擴壓器葉柵通道狹窄，陰極寬度受限導致絕緣腔厚度小剛性差，在加工中受流場壓力易發(fā)生彎曲變形。絕緣套的變形將影響流場穩(wěn)定性，降低加工定域性以及工件的重復精度；嚴重時絕緣套發(fā)生疲勞斷裂，將直接導致工件失去絕緣保護。

圖1 套料電解加工示意圖Fig.1 Schematic diagram of ECTr

為了解決絕緣套結構整體剛性差、變形嚴重的問題，提高陰極結構加工過程中的穩(wěn)定性，提出了一種在絕緣套自由端設計加強筋的剛性優(yōu)化方法（圖2）。本方法存在以下優(yōu)點：（1）條形加強筋平行排列于絕緣套自由端，厚度與間隙尺寸一致，能夠將流道間隙固定，起到限制絕緣套位移、防止顫振的作用［13］；（2）設計加強筋后的絕緣套自由端力臂減小，進而使其所受力矩減小，起到降低受力變形量的作用；（3）加強筋的一部分伸入絕緣腔外側，起到增加絕緣腔厚度的作用，提高了絕緣腔的剛性。

加強筋參數(shù)設計需要在保證絕緣套具有良好整體剛性的基礎上，減少其對加工區(qū)流場的影響，主要考慮以下參數(shù)：（1）加強筋的端部形狀。加強筋端面形狀影響電解液繞流后的流線狀態(tài)，需要保證流入加工區(qū)的流場均勻性。（2）加強筋距絕緣套底端的距離h。為了最大限度提高絕緣套剛性，加強筋距絕緣套底端的距離hmax要小于絕緣腔高度H，同時hmin應保證電解液繞流加強筋后到達加工區(qū)的流速滿足加工需求。（3）加強筋寬度b。加強筋寬度越大絕緣套的整體剛性越好，但同時會減小流道截面尺寸影響流場均勻性，需要進行合理的設計（圖3）。

圖2 絕緣套剛性優(yōu)化方法示意圖Fig.2 Schematic diagram of the stiffness optimization method of insulating sleeve

圖3 加強筋參數(shù)示意圖Fig.3 Schematic diagram of strengthening rib parameters

2 絕緣套受力變形仿真分析及加強筋設計

針對擴壓器套料電解加工絕緣套模型，開展絕緣套受力變形仿真分析，研究內容包括仿真模型建立、仿真結果對比分析、加強筋參數(shù)優(yōu)化設計等。

2.1 建立仿真模型

本文采用單向流固耦合方法，通過ANSYS 軟件中的fluent 流體動力學模塊及static structural 靜力學模塊對絕緣套結構整體剛性進行有限元分析。液體流動的湍流模型選擇RNGκ?ε模型，該模型考慮了平均流動中的旋轉及靜態(tài)流動，在處理流線彎曲程度較大及高應變率的流動時更具真實性，有利于近壁面低流速區(qū)的計算。模型滿足Navier-Stokes 方程［14］

式中：ρ為流體密度，k為流體湍動能，ε為耗散率，t為時間，μ為黏性系數(shù)，Gk為湍流動能產生項，μt為湍動黏度；經驗常數(shù)C1ε=1.44，C2ε=1.92，湍動能和湍動能耗散率所對應的普朗特數(shù)倒數(shù)σk=σε=1.39。

流體動力模塊計算結束后，將網格節(jié)點位移數(shù)據(jù)以及流體壓力計算數(shù)據(jù)傳輸給固體，從而計算得到固體變形量以及等效應力。流固兩相交界面滿足質量守恒方程和動量守恒方程

針對某型號擴壓器直紋葉片的套料電解加工開展了絕緣套設計，底部絕緣腔體深度尺寸H=9.5 mm，絕緣套及其流場模型如圖4（a）所示。在此基礎上初步設計參數(shù)b=3 mm，h=9 mm 的方形端部加強筋；由于葉片長度尺寸大，將加強筋數(shù)量設計為3 條。帶加強筋的絕緣套及其流場模型如圖4（b）所示。

2.2 仿真結果分析

流場的邊界條件如表1 所示，電解液入口壓力為1.4 MPa、出口壓力為0、湍流強度5%，絕緣套材料采用FR4 環(huán)氧樹脂。在流體動力學模塊計算結束后，通過靜力學模塊計算絕緣套變形量及等效應力。

圖4 有無加強筋絕緣套及其流場模型Fig.4 Insulating sleeve with or without strengthening ribs and its flow field model

表1 仿真參數(shù)Table 1 Simulation parameters

通過以上模型建立及參數(shù)設置，開展了無/有加強筋絕緣套流固耦合單向仿真研究，獲得絕緣套變形量及等效應力云圖，分別如圖5、6 所示。分析結果可知：（1）無加強筋絕緣套流場下存在整體結構彎曲變形，最大變形量達到了0.241 mm，位于絕緣套自由端；（2）主要受力區(qū)域位于兩個固定端以及絕緣腔區(qū)域，最大等效應力達到了62.1 MPa。絕緣套變形趨勢為自由端整體向一側彎曲，在加工過程中極有可能與工件側壁產生干涉。

圖5 無加強筋絕緣套變形及等效應力云圖Fig.5 Deformation and equivalent stress cloud diagram of insulating sleeve without strengthening ribs

圖6 有加強筋絕緣套變形及等效應力云圖Fig.6 Deformation and equivalent stress cloud diagram of insulating sleeve with strengthening ribs

有加強筋絕緣套的受力變形存在以下現(xiàn)象：（1）絕緣套變形不再呈整體彎曲趨勢，變形集中在自由端加強筋以下區(qū)域，最大變形量由無加強筋時的0.241 mm 減小為0.057 5 mm；（2）絕緣套固定端受力區(qū)域明顯減少，受力區(qū)域集中在絕緣套自由端及加強筋處，最大等效應力由無加強筋時的62.1 MPa減少為37.3 MPa，但絕緣腔受力區(qū)域總體不變，考慮是h取值較大的原因；（3）電解液繞流加強筋后，流速分布如圖7 所示，其尾端出現(xiàn)卡門渦街現(xiàn)象，存在橫向流速，產生了一定程度上的渦旋［15］，這將導致加工區(qū)的流線出現(xiàn)紊亂；且電解液繞流加強筋后流速較低，不利于加工的穩(wěn)定性。

圖7 帶加強筋絕緣套側壁流速流線圖Fig.7 Flow diagram of the side wall of insulating sleeve with strengthening ribs

2.3 加強筋端部形狀及底端距離h 優(yōu)化

為解決產生渦流的問題，對加強筋端部進行倒圓處理，起到減少流體與固體邊界層的分離、均勻流線的作用，且?guī)缀醪粫^緣套剛性產生影響。倒圓直徑與加強筋寬度b相同為3 mm，優(yōu)化加強筋端部形狀后的流速流線圖如圖8（a）所示。與方端加強筋相比：（1）電解液繞流圓形加強筋后未出現(xiàn)渦流，橫向速度較小，流線保持穩(wěn)定；（2）電解液繞流圓形端部端加強筋后的流速有所提高。對繞流加強筋后的流場中線沿流程均勻采集數(shù)據(jù)點，流速數(shù)據(jù)如圖8（b）所示。

流體的流動狀態(tài)分為層流和湍流，可通過雷諾數(shù)Re確定。當雷諾數(shù)大于2 300，流體為湍流，反之為層流。加工區(qū)電解液需保持湍流狀態(tài)，且如果電解液流速過低，沿流程溫升過大會影響加工間隙內電導率分布。為保證加工在較穩(wěn)定的狀態(tài)，加工間隙內的電解液存在最低流速限制

圖8 電解液流速分布及數(shù)據(jù)Fig.8 Electrolyte flow rate distribution and data

式中：uR為實現(xiàn)湍流狀態(tài)的最小流速，為允許溫升ΔT下電解液的入口流速；υ為電解液運動黏性系數(shù)；Dh為水力直徑；i為電流密度；l為流程長度；ρ為電解液密度；κ為電導率；C為比熱容。根據(jù)式（5，6）可得流速u的范圍為

代入模型參數(shù)值計算得最小流速u≥8.3 m/s，以此為界限確定流速距底端距離h的最小取值。分析流速數(shù)據(jù)可知，電解液在1.48 mm 流程處達到最低流速，然后呈弧線上升。由設計準則可知h的取值范圍為1.48 mm＜h＜9.5 mm，綜合考慮取h=6 mm。

2.4 加強筋寬度b 優(yōu)化

將加強筋寬度減小能夠減少流場繞流加強筋后的低流速區(qū)面積，但同時會削弱其提高剛性的作用。因此在圓端加強筋、h=6 mm 的基礎上對加強筋寬度b分別為1、2 和3 mm 時的絕緣套建立流固耦合模型，開展了絕緣套受力變形仿真，提取最大變形量以及最大等效應力數(shù)據(jù)如圖9 所示。

圖9 寬度b 取1、2 和3 mm 時絕緣套最大受力變形量Fig.9 The maximum deformation of insulating sleeve when the width b is 1, 2, and 3 mm

分析數(shù)據(jù)可知：（1）絕緣套最大變形量隨著寬度的減小而幾乎不變，保持在0.028 mm 左右；（2）絕緣套最大等效應力隨著寬度的減小而增加，寬度b由3 mm 降為2 mm 時，最大等效應力由33.7 MPa 增加為37.3 MPa，而寬度降為1 mm 時，最大等效應力增加至48.1 MPa，增幅較大，對絕緣套的剛性影響較大。綜合考慮選用2 mm 寬度，最優(yōu)加強筋結構的絕緣套變形及等效應力云圖如圖10 所示。

綜上所述，寬度b=2 mm、距底端距離h=6 mm、圓形端部加強筋為最優(yōu)加強筋參數(shù)，使絕緣套最大變形量降低88.3%，最大等效應力降低39.9%。接下來開展相應的試驗研究驗證絕緣套剛性優(yōu)化方法的有效性。

圖10 寬度b=2 mm 絕緣套變形及等效應力云圖Fig.10 Deformation and equivalent stress cloud diagram of insulating sleeve with width b=2mm

3 套料電解加工試驗

3.1 試驗準備

為了驗證加強筋絕緣套結構的有效性，探究其對擴壓器分流葉片套料電解加工過程穩(wěn)定性的影響，制造了寬度b=2 mm、距底端距離h=6 mm、圓形端部加強筋的絕緣套并開展了試驗研究。電解加工試驗系統(tǒng)如圖11 所示，主要包括電解加工機床、電解液循環(huán)系統(tǒng)、直流電源系統(tǒng)、工裝夾具等。試驗加工參數(shù)如表2 所示。

圖11 擴壓器套料電解加工系統(tǒng)示意圖Fig.11 Schematic diagram of the diffuser sleeve ECM system

表2 試驗參數(shù)Table 2 Experimental parameters

3.2 試驗結果分析

3.2.1 加工穩(wěn)定性的影響

開展了無/有加強筋結構的套料電解加工對比試驗，電流數(shù)據(jù)如圖12 所示。無加強筋的絕緣套在1 mm/min 的陰極進給速度下加工過程存在一定的電流波動，加工穩(wěn)定性較差；有加強筋的絕緣套加工平穩(wěn)，無明顯的電流波動現(xiàn)象，陰極進給速度得到提升，分別開展了1.0、1.2 和1.4 mm/min 進給速度下的套料電解加工試驗。使用優(yōu)化后的絕緣套實現(xiàn)了極限速度為1.4 mm/min 的穩(wěn)定套料電解加工，電流約保持在1 080 A。無加強筋的絕緣套剛性較差，加工中易發(fā)生彎曲變形，嚴重時絕緣套直接發(fā)生斷裂，斷裂位置與前文仿真最大變形量位置相符合，如圖13（a）所示。有加強筋的絕緣套如圖13（b）所示。

圖12 在1.0、1.2 和1.4 mm/min 進給速度下的加工電流Fig.12 Machining current at 1.0, 1.2 and 1.4 mm/min feed rate

3.2.2 不同進給速度下的加工精度

圖13 絕緣套實物圖Fig.13 Physical drawing of insulating sleeve

使用基恩士VHX-6000 三維顯微系統(tǒng)測得1.0、1.2 和1.4 mm/min 速度下加工的葉片截面如圖14 所示。對比分析可知：（1）在1.0 mm/min 的加工速度下，葉尖雜散腐蝕嚴重，存在一定錐角，葉片的截面厚度較小；（2）隨著陰極進給速度的提高，葉尖雜散腐蝕作用減少，當進給速度為1.4 mm/min 時，葉尖錐角得到明顯改善，截面厚度有所增加。加工平衡間隙隨著進給速度的提高而減小，使得陰極側壁對工件材料的腐蝕時間縮短，加工定域性得到改善。

圖14 在1.0、1.2 和1.4 mm/min 進給速度下的葉片截面Fig.14 Blade section at 1.0, 1.2 and 1.4 mm/min feed speed

圖15 在1.0、1.2和1.4 mm/min進給速度下的葉身輪廓精度Fig.15 Blade profile accuracy at 1.0，1.2 and 1.4 mm/min feed speed

對葉身自前緣至尾緣進行輪廓精度檢測如圖15 所示，分析結果可知：（1）葉身中部余量要高于葉片前緣及尾緣的余量，呈現(xiàn)為自前緣至尾緣先增加后減少的分布規(guī)律；（2）隨著加工速度的提高，葉身整體余量增加。葉片前緣圓弧較小，在加工過程中存在電場集中效應，導致前緣處腐蝕量增大。隨著陰極進給速度的提高，葉片受到加工刃側壁雜散腐蝕的時間縮短，葉片整體余量增加。當進給速度為1.0 mm/min 時，葉身全輪廓為負偏差，當進給速度達到1.4 mm/min 后，葉身輪廓無局部過切，能夠實現(xiàn)有余量的套料電解加工。

3.2.3 不同進給速度下的表面質量

圖16 在1.0、1.2 和1.4 mm/min 進給速度下的粗糙度Fig.16 Roughness at 1.0，1.2 and 1.4mm/min feed rate

使用MAHR PS1 粗糙度測試儀測得1.0、1.2和1.4 mm/min 速度下的工件表面粗糙度如圖16所示，圖17 給出了1.4 mm/min 進給速度下的粗糙度檢測。分析結果可知：（1）隨著進給速度的提高，葉片側壁粗糙度和流道面粗糙度呈下降趨勢，當陰極的進給速度為1.0 mm/min 提高至1.4 mm/min時，葉片側壁粗糙度Ra 由0.649 μm 減小為0.581 μm，流道面粗糙度Ra 由0.475 μm 減小為0.322 μm；（2）葉片側壁粗糙度均高于流道面，由于葉片側壁在加工過程中一直受雜散腐蝕作用，表面質量低于流道面。陰極進給速度的提高，能夠減小加工平衡間隙，提高電流密度；工件材料的溶解均勻性因此得到改善，葉片側壁和流道面的加工質量有所提高。

圖17 在1.4 mm/min 進給速度下的粗糙度檢測Fig.17 Roughness inspection at 1.4 mm/min feed rate

4 結論

本文提出了一種套料電解加工絕緣套剛性優(yōu)化方法，通過仿真及試驗研究分析了方法的有效性，得出結論如下：

（1）本文采用單向流固耦合有限元分析的方法，研究了加強筋結構對絕緣套受力變形的影響規(guī)律。由仿真結果可知，設計加強筋后絕緣套整體剛性得到明顯的提高。

（2）通過對不同加強筋參數(shù)的絕緣套仿真分析，得到了b=2 mm、h=6 mm 的3 條圓形端部加強筋，在保證流場均勻性的基礎上，最大化提升了絕緣套的剛性，使最大變形量減少了88.3%。

（3）為驗證仿真結果的準確性，開展了套料電解加工試驗，實現(xiàn)了極限速度為1.4 mm/min 的穩(wěn)定套料電解加工，加工出葉片流道面粗糙度Ra=0.322 μm，葉片側壁粗糙度Ra=0.581 μm，驗證了加強筋剛性優(yōu)化方法的有效性，對于套料電解加工的陰極結構設計具有重要借鑒意義。