噴油嘴噴孔流道磨料流光整特性仿真與試驗＊

李孟楠，董志國，鄭志鑫，王 碩

（1.太原理工大學 機械與運載工程學院,太原 030024）

（2.精密加工山西省重點實驗室,太原 030024）

在噴油嘴的噴油霧化過程中，為了提高噴油嘴的霧化效果，需要噴孔入口有一定的倒角而且噴孔流道呈一定的倒錐形[1]。目前，噴油嘴噴孔的加工主要是電火花加工和激光加工，但加工后孔道內壁會有大量毛刺、重鑄層，并且粗糙度也達不到要求。噴油嘴的燃油霧化性能不僅會受到影響，而且還會縮短發動機的使用壽命。為了降低燃油消耗量、增強霧化效果和提高發動機的壽命，需要對噴孔進行入口倒圓、錐孔成形和去毛刺等光整加工。

隨著航空航天、汽車制造、模具制造、醫療器械、紡織機械等科學技術和工業生產的快速發展，微小孔零件得到了廣泛的應用，如汽車發動機中的噴油嘴、紡織機械上的精密零件噴絲板、擠壓模具以及醫療衛生用具。我國一般規定直徑在0.01～0.50 mm 范圍內的孔為微小孔。在精密儀器和設備中，微小孔零件內表面要有很高的表面質量，但傳統的拋光工藝很難對孔徑過小和內部結構復雜的微小孔零件進行高精度加工。目前，根據不同的加工原理出現了多種加工微小孔的方法，同時也出現不同方法之間的相互復合，來更好地提高微小孔的加工精度[2]。其中，GUPTA 等[3]通過磨料水射流拋光能夠有效去除深孔及交叉孔毛刺，但其容易出現過加工的情況。KARTHIKEYAN 等[4]通過磁流變拋光了各種復雜曲面，但磁流變液價格昂貴、成本高。科研工作者不斷探索高效、高質量、經濟和環保的新型拋光方法，磨料流加工技術成為近年來研究的熱點之一[5]。

通過磨料流加工技術不僅能去除噴孔流道的毛刺、重鑄層，而且能夠利用磨料流加工入口倒圓和沿噴孔流道材料去除量逐漸減小的特性，來實現對噴孔流道的一次倒圓角和錐孔成形。因此，使用軟性磨料流對噴油嘴噴孔流道進行光整加工，并利用polyflow 仿真軟件來研究軟性磨料在噴孔流道的流動特性，以期優化噴孔流道的光整工藝。

1 軟性磨料及其流變特性

1.1 軟性磨料配制

軟性磨料是由非常細小的硬質顆粒，混合相關液體介質，調制而成的低黏度流動性好的流體磨料[6]。為了能讓軟性磨料順利通過噴油嘴，且能達到最佳的加工效果，需要選擇合適的液體介質和磨粒的粒徑，使得軟性磨料的黏度控制在合適范圍。試驗液體介質選擇硅油，磨料選擇平均粒徑為5 μm 的綠SiC。為了防止磨料顆粒沉積，向液體介質中加入PE 粉，硅油與PE 粉的質量比為8∶1，最后配制平均粒徑為5 μm、質量分數為25%的軟性磨料。

配制完成后，對軟性磨料進行靜態沉降試驗，觀察配制好的磨料經過20 h、30 h 后的變化，如圖1所示。從圖1 可知：磨粒在20 h 后基本沒有沉降，在30 h 后才開始有少量沉降，大約沉降了1/4，符合試驗要求，可以進行下一步試驗進程。

圖1 軟性流體磨料Fig.1 Soft fluid abrasive

1.2 流變特性

根據目前已知的研究，軟性流體磨料滿足Ostwaldde Wale 冪律流體特征，冪律流體本構方程為：

式中：K為黏稠度系數，與流體磨料的黏度有關；n為非牛頓指數；為剪切速率。

使用NDJ-1S 數顯黏度計測得配置好的軟性磨料的黏度系數K為0.433，且通過流體磨料毛細管流變參數測量試驗測得n為0.95。

2 軟性磨料的流動特性

2.1 軟性磨料對材料的去除分析

在軟性磨料流加工過程中，不僅存在磨粒與磨粒的碰撞、磨粒與壁面的碰撞，還存在磨粒與壁面的磨削行為。磨削過程是由無數個磨粒的微切削刃對工件表面的微切削過程。圖2 為材料去除原理示意圖。磨料磨粒的形狀是很不規則的多面體，不同粒度磨粒的頂尖角多為90°～120°，如圖2所示。

圖2 材料去除原理示意圖Fig.2 Schematic illustration of the material removal principle

2.2 工件表面材料去除機理分析

單個磨粒的典型磨削過程大致分為劃擦、犁耕、切削3 個階段。圖3 為工件壁面處磨粒的微切削過程，在劃擦階段，磨粒與工件之間的相互作用主要是摩擦作用，其結果是劃擦區產生大量的熱，使工件的溫度升高；在犁耕階段，磨粒前方受擠壓的金屬向兩邊流動，在工件表面上犁耕出溝槽，而溝槽的兩側微微隆起；在切削階段，隨著磨粒繼續向工件切入，切削厚度不斷增大，當其達到臨界值時，被磨粒擠壓的金屬材料產生剪切滑移而形成切屑[7]。

圖3 工件壁面處磨粒的微切削過程[7]Fig.3 Microcutting process of abrasive particles on workpiece wall surface[7]

Preston 方程是廣泛應用于磨削加工的經驗公式，通過使用Preston 方程可以描述磨料流加工時工件的去除量與各種工藝參數以及磨粒特性的關系。Preston 方程為[8]:

式中：Δz為磨削去除量;v為磨粒在近壁面區域的相對速度；p為磨料在工件壁面處的相對壓強；k為材料去除系數，其與磨粒本身相關的部分因素(如磨粒的大小、形狀和硬度)、磨粒與壁面發生作用時的因素(如磨粒與壁面的撞擊角度)以及被加工工件的自身因素(如被加工工件的硬度)等有關；t為加工時間。

3 軟性磨料對噴油嘴的仿真分析

3.1 噴油嘴工件和幾何模型

試驗和仿真選用的是六孔噴油嘴，其噴孔直徑均為0.22 mm，噴孔流道長度為1.00 mm，6 個噴孔沿軸線均勻分布。試驗用噴油嘴零件及其幾何模型如圖4所示。

圖4 噴油嘴和幾何模型Fig.4 Fuel injectors and geometry

3.2 模型建立及網格劃分

將三維噴油嘴模型導入mesh 中，采用高級尺寸函數。由于噴油嘴結構較小且內部有一定的復雜性，因此使用Curvature and Proximity 方法，自動生成正四面體網格，最大網格尺寸設置為1.5 mm。為了進一步提高計算精度，對噴孔過渡區和孔道的網格進行加密處理，加密處理結果如圖5所示。劃分出的網格平均質量為0.895，證明網格質量良好，符合仿真要求。為驗證網格的無關性，逐漸加密網格2 次，每次相比上次網格數增加30%，發現網格密度的數值誤差在5%以內，可以認為數值對網格數量不敏感。由于軟性磨料屬于非牛頓流體，因此使用polyflow 輸出。

圖5 噴油嘴網格劃分Fig.5 Injector nozzle meshing

3.3 polyflow 相關參數的設置

使用歐拉模型為多相流體模型，湍流模型選擇標準k-ε模型。入口條件設為壓力入口，壓力值分別設定為5，8，10 MPa，以進行數值分析。假設入口處流體磨料的流動狀態是完全發展的，出口設置為Outflow 自由出口，壁面滑移設置為0。

3.4 數值模擬結果及分析

圖6 為入口壓力為5 MPa 時的噴油嘴噴孔流道的仿真圖。為了便于數據分析，研究截面選擇Y-Z平面。圖7 分別為入口壓力為5 MPa 下的壓力和速度場云圖。

圖6 噴油嘴噴孔流道的仿真圖Fig.6 Simulation of the nozzle nozzle runner

圖7 5 MPa 下云圖分布Fig.7 5 MPa cloud map distribution

圖7a 為5 MPa 下壓力場流道分布，可以看出流道內的壓力值沿噴孔流道方向逐漸降低。圖7b 為5 MPa下速度場流道分布，軟性磨料在流道中間時的速度最大，并且流速沿著壁面方向逐漸減小。

圖8 為噴油嘴流道入口區域模型。如圖8所示，在噴孔流道處確定4 個位置點，B、D點分別位于噴孔流道入口和出口位置，A、C點位于距離B點100 μm 處。根據仿真結果，可以得到噴孔流道近壁處的壓力場和速度場。

圖8 噴油嘴流道入口區域模型Fig.8 Injector runner inlet area model

分別對3 個不同的入口壓力進行仿真分析，可以得到3 組沿噴孔流道方向近壁面的壓力值和速度值。圖9、圖10 分別為不同入口壓力時的噴孔流道壓力場和速度場。從圖9 可以看出壓力都是沿噴孔流道方向逐漸降低的。磨料進入噴孔后（即磨料過C點后），磨料對壁面壓強出現較大變化，這是由于磨料在噴孔入口區域碰撞比較激烈，磨料對壁面的壓強發生變化。從圖10 中看出：磨料從A點到B點，速度變大，主要是由于截面積減小，流量不變，使得流速增大；過B點后，噴孔流道速度接近一條直線，表明磨料從噴孔入口到出口的速度變化很小。因為噴孔流道的距離只有1.00 mm，而噴孔近壁面的速度最小，最小值分別為2.81、5.67、7.78 m/s，因此通過的時間極短，所以速度的變化不會太大。

圖9 不同入口壓力時的噴孔流道壓力場Fig.9 Nozzle runner pressure distribution for different inlet pressures

圖10 不同入口壓力時的噴孔流道速度場Fig.10 Nozzle runner velocity distribution for different inlet pressures

根據各點的壓力和速度，經過擬合分析求得材料去除系數k=1.675 × 10-9[9]。假定在3 個不同的入口壓力下加工800 s，根據Preston 方程，求得各點的材料去除量。

圖11 為3 個不同入口壓力下的材料去除量。從圖11 可以看到：隨著入口壓力的增加，噴孔流道處的材料去除量逐漸變大，且3 個不同的入口壓力下，B點處的材料去除量最大，C點處的去除量大于A點的。從圖11 還可以看出噴孔入口處有逐漸被倒圓的趨勢。

圖11 不同入口壓力時的噴孔處的材料去除量Fig.11 Material removal at different inlet pressures

錐度θ表達式為[10]：

式中：ΔL為噴孔入口與出口的直徑差，H為噴孔孔道軸線長度。

通過計算可以得到3 個不同入口壓力下的噴孔流道錐度，如表1所示。

表1 不同入口壓力所得的錐度Tab.1 Taper for different inlet pressures

從表1 可以看出：隨著入口壓力的增大，噴孔流道錐度也在逐漸變大，從0.96°變為5.17°。為了驗證數值分析的正確性，現選擇5 MPa 和8 MPa 的入口壓力試驗進行數據驗證。

4 噴孔流道的光整加工特性

4.1 試驗夾具與方案設計

圖12 為試驗夾具圖。圖12 中測壓夾具上部與磨料流擠壓試驗裝置連接，測壓夾具中間開孔是為了連接壓力傳感器，測壓夾具下部與噴油嘴夾具通過內外螺紋連接，噴油嘴上部由測壓夾具頂住，從而固定噴油嘴。

圖12 夾具Fig.12 Clamp

使用材質為18CrNi8 鋼，3 個孔徑為0.22 mm 的6孔噴油嘴進行試驗，編號為1 號、2 號、3 號。其中：1號不加工，直接進行線切割，并觀察分析；2 號噴油嘴在入口壓力為5 MPa 的條件下加工800 s；3 號噴油嘴在入口壓力為8 MPa 的條件下加工800 s。加工完成后，對噴油嘴進行分析。

4.2 噴油嘴噴孔流道分析

通過VHX-6000E 超景深顯微鏡來觀察噴孔流道的整體形貌。圖13 為1 號未加工的噴油嘴流速。在顯微鏡下觀察，可以明顯看出工件表面有毛刺和重鑄層，且在噴孔入口處有明顯尖角。

圖13 1 號未加工噴油嘴流道Fig.13 No.1 unprocessed injector runner

2 號和3 號噴嘴加工完成后，使用線切割機把噴油嘴切割開，并用丙酮清洗。圖14、圖15 為光整加工完成后的噴孔流道表面形貌。

圖14 2 號噴油嘴流道Fig.14 No.2 injector runner

圖15 3 號噴油嘴流道Fig.15 No.3 injector runner

2 號與1 號對比可以看出：在入口壓力為5 MPa 加工800 s 后，2 號噴孔的入口尖角被去除。經測得，加工后噴孔的曲率半徑為0.018 mm，噴孔流道的錐度為1.00°。

通過3 號與1 號對比可以看出：在入口壓力為8 MPa加工800 s 后，3 號噴孔的入口尖角被去除，測得加工后噴孔的曲率半徑為0.010 mm，噴孔錐度為3.00°。

因此，入口壓力從5 MPa 變成8 MPa時，噴孔錐度變大，噴孔入口倒角的曲率半徑變小。

表1 中，在5 MPa 和8 MPa 的入口壓力下，數值分析的噴孔流道錐度為0.96°和3.09°，與試驗加工出來的錐度相對誤差分別為4.0%和-3.0%，其相對誤差絕對值均未超過5.0%，在誤差允許范圍內，證明了數值分析的正確性。

5 結論

使用軟性磨料流對噴油嘴噴孔流道進行光整加工，并結合polyflow 進行數值分析，得到以下結論：

（1）在polyflow 仿真分析下，在5，8，10 MPa 不同的入口壓力下，流道內的壓力都沿著噴孔流道方向逐漸降低，而在噴孔流道內壁區速度基本一致。

（2）2 號和3 號噴油嘴分別在5 MPa 和8 MPa 的入口壓力下加工800 s 后，噴孔流道入口處的尖角變得有一定弧度，2 號入口倒角的曲率半徑變成0.018 mm，噴孔流道錐度變為1.00°，3 號入口倒角的曲率半徑變成0.010 mm，噴孔流道錐度變為3.00°。

（3）通過入口壓力5 MPa 和8 MPa 時的2 組試驗和仿真分析發現，試驗與仿真錐度的相對誤差絕對值均未超過5.0%，在誤差允許范圍內，證明數值分析的可靠性。