一種新型導流式油氣潤滑噴嘴

劉牧原 郭 峰 焦一航 彭淑玲 王 希

1.青島理工大學機械工程學院，青島，266520 2.煙臺華順機械工程設備有限公司，煙臺，264670

0 引言

軸承潤滑方式是影響軸承極限轉速及穩定性的重要因素，隨著工業的發展，對軸承轉速的要求不斷提高，傳統的潤滑方式已難以滿足工業需求。油氣潤滑作為一種先進的微量潤滑方式，具有提高軸承轉速、清潔軸承、節能環保等優點［1］。油氣潤滑技術利用壓縮空氣，將定量的潤滑油源源不斷地運輸到潤滑點，并使潤滑油以微液滴的形式進入軸承，在滾動體和內外滾道間形成彈性流體動壓油膜，同時，壓縮空氣可以冷卻、密封軸承。目前，油氣潤滑廣泛用于高速電主軸以及冶金等行業［2-3］。

許多研究人員對油氣潤滑系統進行了研究，但研究多集中于對供油量、供氣壓力、供油間隔、潤滑劑黏度等油氣潤滑參數的選擇［4-7］，硬件方面也多集中于油氣混合器、油氣分配器的研究，關于油氣潤滑專用噴嘴的相關研究及產品較少。

目前常用的油氣潤滑噴嘴多為針型噴嘴，針型噴嘴的多個結構參數均會對潤滑效果造成影響。LACEY等［8］通過實驗發現不同的噴嘴供油角度會對軸承潤滑效果產生影響。JIANG等［9］研究發現不同的噴嘴位置會影響軸承潤滑效果。張友平［10］研究了噴嘴長徑比、直徑等參數對液滴大小的影響，增大噴嘴的長徑比、減小噴嘴直徑可減小油滴，但這種尺寸改進是有限的，油滴大小主要由氣流速度決定。在新型噴嘴的設計方面，AKAMATSU等［11］設計了一種新型噴嘴，該噴嘴將潤滑油噴向軸承內圈，再通過內圈的傾角設計，利用離心力將潤滑油輸送到軸承接觸區，提高了潤滑油的利用率，降低了噪聲及耗氣量，但該設計需要特殊的軸承設計，目前無法取代針形噴嘴。

噴嘴作為連接油氣發生器與潤滑點的最后一個環節，其射流特性對軸承潤滑效果有著直接影響。傳統針型噴嘴的射流形態為環狀流，射流中心為壓縮空氣，四周為撕裂的潤滑油膜或油滴。該射流形態具有以下缺陷：射流中心的壓縮空氣利用率低，無法起到輸送潤滑油的作用；中心壓縮空氣還會導致射流面積的擴大，降低噴嘴供油效率；射流油滴大小主要由氣流速度決定，提高氣流速度可以增強油滴的細化效果，但過高的氣體流速不僅增加油氣潤滑系統的能耗，還會影響軸承內潤滑油分布的均勻性。目前用于油氣潤滑的針型噴嘴尚無統一設計標準，因此不同的噴嘴設計會導致供油量、供氣壓力等潤滑參數通用性較差。

為在保證噴嘴通用性的同時彌補針型噴嘴的供油缺陷，本文提出了一種新型導流式油氣潤滑噴嘴設計方案，將細纖維絲作為導流體引導潤滑油滴的流動，實現油滴的均勻細化，并將針形噴嘴的環狀射流改造為錐形射流以提高潤滑油及壓縮空氣的利用率。

1 導流式油氣潤滑噴嘴結構設計

本文提出的導流式油氣潤滑噴嘴，是在傳統針型噴嘴內部安裝導流體纖維絲，將原來黏附在管壁上的環狀潤滑油流吸附到導流體纖維上，使潤滑油通過導流體纖維絲離開噴嘴，消除針型噴嘴潤滑油射流中央的空氣核，減小噴油面積，提高壓縮空氣的利用效率，同時，因為油滴沿纖維絲末端離開噴嘴，因此纖維絲可以均勻細化油滴。

圖1 導流式噴嘴結構示意圖Fig.1 Schematic diagram of a guide-type nozzle

導流式油氣潤滑噴嘴的結構見圖1，主要分為三個部分：噴嘴本體、導流體、固定器。導流體為間隔均勻的細纖維絲，固定器將導流纖維絲固定于噴嘴本體內部。纖維絲間隙的毛細力將噴嘴本體內部孔壁上的潤滑油吸附到導流體，在導流纖維間高速流動空氣的驅動下離開導流纖維，噴入軸承。

圖2為油氣潤滑供油參數相同的兩種噴嘴的射流形態圖。由圖2可以看出，在針型噴嘴射流過程中，潤滑油環形流沿針型噴嘴孔壁噴出，出口處中心區存在明顯的高壓空氣核，針型噴嘴射流橫截面積較大；在導流式噴嘴中，潤滑油沿導流體纖維離開噴嘴，導流式噴嘴射流橫截面積小，油滴分布較規則。通過兩種噴嘴射流形態圖的對比可知，導流式噴嘴可有效改善針型噴嘴的環狀射流，消除中央空氣核，減小噴油面積。

圖2 噴嘴射流形態圖Fig.2 Picture of jet flow of different types of nozzles

2 氣相參數檢測

氣體作為運輸潤滑油的載體，可以起到冷卻軸承、沖破軸承氣障的作用，但氣體的消耗量過大，也會使油氣潤滑系統產生較高的維護成本。噴嘴的結構及尺寸是決定氣體流速、流量的關鍵因素，因此，檢測噴嘴壓縮空氣的出口流速及出口流量，是衡量噴嘴性能的重要因素。本節分別對兩種噴嘴的入口處壓力及流量進行檢測，通過計算流體力學對噴嘴出口速度進行仿真模擬計算。

2.1 噴嘴入口壓力和流量

油氣潤滑系統剛啟動（潤滑油還未輸送，噴嘴只有氣相射流）時，檢測油氣潤滑系統的噴嘴入口端氣相參數，在相同供氣壓力條件（調壓閥控制）下，對比導流式噴嘴與針型噴嘴的氣相參數。表1所示為測量結果。

表1 噴嘴氣相參數表Tab.1 Air flow parameters

由表1的測量結果可知，在相同供氣壓力下，導流式噴嘴在噴嘴入口處的壓力高于針型噴嘴，而耗氣量低于針型噴嘴約28%左右。這是由于導流式噴嘴內部的導流體占據了噴嘴出口處的部分空間，相當于縮小了噴嘴的出口直徑，增加了噴嘴入口處的壓力，減小了空氣流量。

2.2 噴嘴出口流速仿真模擬計算

2.2.1 噴嘴模型

本文對兩種噴嘴進行了計算流體力學分析。圖3所示為針型噴嘴的計算模型，噴嘴入口直徑4 mm，噴嘴出口直徑2 mm，噴嘴總長度68 mm，噴嘴收縮角120°。

圖3 針型噴嘴流場示意圖Fig.3 Schematic diagram of needle-type nozzle flow field

導流式噴嘴的流場模型與針型噴嘴相同，只是在噴嘴模型中加入了導流體，導流式噴嘴的模型如圖4所示。

圖4 導流式噴嘴模型示意圖Fig.4 Schematic diagram of guide-type nozzle model

2.2.2 FLUENT計算初始條件

本文采用FLUENT進行計算流體力學仿真，FLUENT參數設置如下：

（1）噴嘴進口采用速度入口，噴嘴出口采用壓力出口，為了能夠獲得清晰的油氣兩相交界面，采用VOF模型，外流場四周均設置為壓力出口。

（2）湍流模型采用標準κ-ε湍流模型。

（3）壓力速度耦合使用二階精度Simple算法。

（4）利用表1中的流量參數，管內直徑4 mm，根據QV=vA（QV為氣體流量；v為氣體入口速度；A管內橫截面積）計算出針型噴嘴的入口速度為30.96 m/s，導流式噴嘴的入口速度為22.116 m/s。

2.2.3 計算結果

圖5為針型噴嘴和導流式噴嘴在t=2 ms時的速度云圖，圖6為該時刻兩種噴嘴沿中心線的速度曲線。由圖6可以看出，導流式噴嘴流量小于針型噴嘴，入口速度低于針型噴嘴，但在噴嘴出口處，針型噴嘴的出口速度約為130 m/s，導流式噴嘴的出口速度約為220 m/s。所以導流式噴嘴相對于針型噴嘴，在相同供氣壓力下，出口氣流速度更快，穿透軸承氣障的能力更強。

圖5 t=2m s速度云圖Fig.5 Velocity contour plots，t=2m s

圖6 t=2 ms速度曲線圖Fig.6 Velocity profiles，t=2 ms

3 油滴顯微觀測

兩種噴嘴對液滴的細化原理不同，為對比兩種噴嘴噴射出的油滴尺寸及分布，本文使用噴嘴向玻璃盤噴油，通過光學顯微鏡觀察油滴大小及分布。噴嘴固定于玻璃盤上方，向玻璃盤噴油。在噴嘴噴油的同時，玻璃盤旋轉一周，通過光學顯微系統記錄油滴分布圖像。試驗條件：噴嘴與玻璃盤距離為32 mm，玻璃盤轉速為70r/min，油氣潤滑系統供油量為8 mL/h，供氣壓力0.25 MPa，顯微鏡拍攝6張空間（時間）間隔均勻圖像，見圖7、圖8。

圖7 針型噴嘴噴油分布圖Fig.7 Microscopic image of needle-type nozzle oil injection

圖8 導流式噴嘴噴油分布圖Fig.8 Microscopic image of guide-type nozzle oil injection

對比針型噴嘴與導流式噴嘴的顯微觀測圖像可知，相比于針型噴嘴，導流式噴嘴的油滴直徑更小，細化程度高，均勻性更好；每組試驗采集的6張圖像中，針型噴嘴的噴油波動性大，有的位置有大量的潤滑油，有的位置潤滑油極少，噴油過程中出現斷油現象；導流式噴嘴的6張圖像中，供油分布較均勻，無斷油現象。因此，導流式噴嘴相對于針型噴嘴，油滴細化程度高，液滴直徑均勻，供油波動性小。另外，當附著于運動表面的液滴較小時，液滴表面力占主導地位，液滴受慣性力影響較小，使液滴更易于黏附在運動表面。

4 臺架試驗

4.1 高速滾動軸承油氣潤滑性能試驗系統

圖9為高速滾動軸承油氣潤滑性能試驗系統結構示意圖，該試驗臺的主軸驅動單元為動壓潤滑高速電主軸，轉速范圍為0～20 000 r/min。測試軸承對稱布置于電主軸兩側，使用滾珠絲杠壓縮彈簧實現測試軸承的軸向加載，通過加載端蓋上的噴嘴向軸承內圈與保持架間隙內噴油，實現軸承的油氣潤滑，并通過溫度傳感器獲取軸承的溫升信號。油氣潤滑系統油泵為定量泵，單次供油量為0.1 mL，通過調整油泵的供油間隔實現軸承供油量的調整［12］。

圖9 試驗系統結構示意圖Fig.9 Ilustration of test bench

試驗條件及方法：試驗軸承為6307，潤滑油為長城46號機械油，研究不同供油量條件下導流式油氣潤滑噴嘴和針型噴嘴油對軸承溫升的影響。軸承溫升是指軸承運轉30 min、溫度達到穩定狀態時的溫升，試驗時保持環境溫度為20℃。

4.2 試驗結果與討論

試驗對象及條件：試驗軸承6307；軸承轉速9 000 r/min；軸向載荷為100 N；潤滑點1個；供氣壓力0.25 MPa。

圖10為軸承供油量與軸承溫升的關系圖，可以看出，當供油量從8 mL/h降到3 mL/h時，使用針型噴嘴供油的軸承溫度先降低、后升高，軸承的潤滑存在一個最佳供油量，大于這個供油量，過量的潤滑油會產生攪油溫升，導致溫度升高；小于這個供油量，軸承產生乏油磨損，也會導致軸承溫度升高。本次試驗使用針型噴嘴的軸承最佳供油量為6 mL/h左右。

圖10 供油量與溫升關系圖Fig.10 Effect of oil quantity on bearing temperature rise

隨著供油量的降低，使用導流式噴嘴的軸承溫度也是先降低、后升高，在相同供油量條件下（以6 mL/h為例），導流式噴嘴的溫升高于針型噴嘴，這是由于導流式噴嘴供油效率更高，實際進入軸承的潤滑油量大，導致攪油溫升高于針型噴嘴。同樣，由于供油效率高，導流式噴嘴的最佳供油量為3.5 mL/h左右，低于針型噴嘴的6 mL/h，導流式噴嘴相對于針型噴嘴可降低最佳供油量40%左右。并且由于導流式噴嘴提高了供油的穩定性，減小了軸承內潤滑油量的波動。

5 結論

（1）導流式噴嘴中，壓縮空氣將潤滑油從導流體末端吹離噴嘴，由于導流體為間隔均勻的纖維細絲，可起到細化油滴的作用，使油滴直徑更小、油滴大小分布更加均勻，供油波動性更小。

（2）導流式噴嘴減小了噴嘴的噴油面積，提高了供油效率，降低了軸承油耗。

（3）導流式噴嘴空氣利用率高、耗氣量小、能耗低，同時噴嘴出口流速高，受軸承氣障影響小。

［1］ 楊和中，劉厚飛.TURBOLUB油氣潤滑技術（五）［J］.潤滑與密封，2003（5）：92-95.YANG Zhonghe，LIU Houfei.TURBOLUB Oil-air Lubrication Technology（5）［J］.Lubrication Engineering，2003（5）：92-95.

［2］ 何宇征.油氣潤滑應用于滾動軸承的發展現狀［J］.哈爾濱軸承，2011，32（2）：72-73.HE Yuzheng.Current Situation of Oil-gas Lubrication Applied in Rolling Bearing［J］.Journal of Harbin Bearing，2011，32（2）：72-73.

［3］ MOON J H，LEE H D，KIM S I.Lubrication Characteristics Analysis of an Air-oil Lubrication System Using an Experimental Design Method［J］.International Journal of Precision Engineering&Manufacturing，2013，14（2）：289-297.

［4］ 蔣天合，張保.油氣潤滑應用在高速軸承中的實驗研究［J］.機械制造與自動化，2008，37（4）：29-32.JIANG Tianhe，ZHANG Bao.Experimental Research on Oil-air Lubrication for High Speed Ball Bearing［J］.Machine Building&Automation，2008，37（4）：29-32.

［5］ 王建文，鞏彬彬，劉俊，等.滾動軸承油氣潤滑性能的試驗研究［J］.華東理工大學學報（自然科學版），2007，33（3）：436-440.WANG Jianwen，GONG Binbin，LIU Jun，et al.Behavior of Oil-air Lubrication Using in Roller Bearing System［J］.Journal of East China University of Science and Technology（Natural Science Edition），2007，33（3）：436-440.

［6］ WU C H，KUNG Y T.A Parametric Study on Oil/Air Lubrication of a High-speed Spindle［J］.Precision Engineering，2005，29：162-167.

［7］ 鞏彬彬，張俊國，王建文，等.油氣潤滑滾動軸承試驗裝置的研制［J］.機械科學與技術，2007，26（2）：181-183.GONG Binbin，ZHANG Junguo，WANG Jianwen，et al.Research and Development of an Experimental Device for a Rolling Bearing Lubricated with Oil and Air［J］.Mechanical Science and Technology，2007，26（2）：181-183.

［8］ LACEY SE J，KEMBLE A，ITOH N.Performance Characteristics of Fixed Preload Large Bore Angular Contact Ball Bearings for Machine Tools［J］.Motion&Control，NSK，1997（2）：36-42.

［9］ JIANG S，MAO H.Investigation of the High Speed Rolling Bearing Temperature Rise with Oil-air Lubrication［J］.Journal of Tribology，2011，133（2）：655-664.

［10］ 張友平.氣液潤滑噴嘴的CAE分析研究［D］.武漢：武漢理工大學，2007.ZHANG Youping.CAE Analysis of Oil-air Nozzle［D］.Wuhan：Wuhan University of Technology，2007.

［11］ AKAMATSU Y，MORI M.Minimizing Lubricant Supply in an Air-oil Lubrication System［J］.NTN Technical Review，2004，72：12-19.

［12］ 劉牧原，方志敏，栗心明，等.滾動軸承油氣潤滑性能測試系統［J］.工程與試驗，2015，55（3）：77-80.LIU Muyuan，FANG Zhimin，LI Xinmin，et al.Testing System for Oil-air Lubricating Property of Rolling Bearing［J］.Engineering&Test，2015，55（3）：77-80.