喷孔特性（通用4篇）
喷孔特性 篇1
0前言
随着柴油机排放法规的日益严格及人们对其燃油经济性要求的日益提高, 喷油器已成为当今柴油机最为关键的部件之一[1]。在喷油压力逐步提高及喷孔尺寸逐渐缩小的背景下, 喷孔几何对燃油喷射、雾化及燃烧的影响研究, 已受到国内外学者的高度重视[2~6]。
表征喷孔锥度且是喷孔主要几何参数之一的k系数, 可用如下方程进行定义[5,6]:
式中, Di为喷孔入口直径, Do为喷孔出口直径, L为喷孔长度。
对于锥形喷孔喷嘴, 尤其是渐缩形喷孔喷嘴 (k>0) , 国内外已进行了大量的试验及模拟研究, 但上述研究主要集中在渐缩形喷孔喷嘴内的空化效应、燃油的喷射及雾化、柴油机的燃烧及排放等方面[1,7,8,9,10,11]。尽管喷孔几何参数对其内部的流动特性具有重要影响, 进而直接影响到燃油的喷射、雾化、蒸发、混合及燃烧, 但对于渐缩形喷孔喷嘴, 还鲜有人在喷孔几何对渐缩型喷孔喷嘴流动特性的影响方面进行过系统研究。
基于此, 我们利用已经试验验证的混合多相流空穴模型, 进行了渐缩型喷孔喷嘴内三维气液两相流数值模拟, 详细研究了喷孔几何参数对其内部流动特性的影响规律, 并与圆柱形喷孔喷嘴进行了对比分析, 为渐缩形喷孔喷嘴的设计改进提供理论依据。
1 喷嘴内空穴流动模型
采用前期研究渐缩形喷孔及渐扩形喷孔内空穴流动特性时建立并经试验验证的混合多相流空穴模型[5,6], 进行喷孔几何参数对渐缩形喷孔喷嘴流动特性的影响研究。
数学模型的建立、求解及试验验证过程详见文献[5, 6]。
我们以表1所示, 喷嘴为基础 (均为有压力室四孔均布喷嘴) , 分别单独改变喷孔入口直径Di (喷孔出口直径Do基于喷孔入口直径Di和k系数确定) 、喷孔倾角γ及喷孔入口圆角半径r, 详细研究了上述参数的变化对渐缩形喷孔喷嘴内流动特性的影响规律, 并与进行相同变化的SAC型喷嘴进行了对比分析。基于喷油器各孔均布的特点, 我们选取如图1所示的1/4喷嘴为研究对象, 并对喷孔及入口导圆部位进行加密处理。
2 计算结果对比分析
2.1 喷孔直径的影响
图2所示为喷油压力50 MPa、喷油背压3MPa (以下若未特殊说明, 均采用此边界条件) , 不同喷孔入口直径时, k系数为0.7的渐缩形喷孔喷嘴 (简记KN型喷嘴) 和圆柱形喷孔喷嘴 (简记SAC型喷嘴) 内空穴分布的对比 (气相体积分数用α表示) , 图3所示为喷孔出口平均流速、质量流量和流量系数对比。
从图2知, 不管是KN型喷嘴还是SAC型喷嘴, 在一定范围内, 随着喷孔直径的增加, 喷孔内的空化效应均是逐渐增强的, 这可从空穴层的长度和厚度明显看出, 且KN型喷嘴内空化效应随喷孔直径增加而强化的程度还明显强于SAC型喷嘴。同时, 从图2还可看出, 在相同喷孔直径下, SAC型喷嘴内的空化效应均是强于KN型喷嘴的, 这和前期的研究结果是一致的——渐缩形喷孔对其内部的空化效应具有抑制作用[6]。
从图3可以看出, 在一定范围内, 随着喷孔直径的增加, 不管是KN型喷嘴还是SAC型喷嘴, 喷孔的出口平均流速、流量系数及质量流量均是逐渐增加的。从图3还可看出, 在相同喷孔直径下, 对于喷孔出口平均流速和流量系数, KN型喷嘴的均是大于SAC型喷嘴的;但对于喷孔的质量流量, SAC型喷嘴的却是大于KN型喷嘴的。这是因为:KN型喷嘴的喷孔出口平均流速虽较SAC型喷嘴高, 随喷孔直径的增加分别高2.42%, 1.63%和3.10%;但KN型喷嘴的喷孔出口几何截面却是较SAC型喷嘴低的, 随喷孔直径的增加分别较SAC型喷嘴低6.88%, 5.52%和4.61%;即:喷孔出口几何截面对质量流量的影响要大于喷孔出口平均流速对质量流量的影响。因此, 在任一喷孔入口直径下, SAC型喷嘴的质量流量均是大于KN型喷嘴的。
2.2 喷孔倾角的影响
图4所示为不同喷孔倾角 (喷孔轴线与针阀轴线的夹角) 时KN型喷嘴和SAC型喷嘴内空穴分布的对比, 图5所示为喷孔出口平均流速、流量系数和质量流量的对比。
从图4可以看出, 随着喷孔倾角的增加, 不管是KN型喷嘴还是SAC型喷嘴, 其内部的空化效应均是逐渐增强的, 该现象在空穴层的厚度方面表现尤为明显。同时, 在一定范围内, 随着喷孔倾角的增加, 喷孔内的空穴层还有向喷孔中心及其与壁面相脱离的位置还有向喷孔上游移动的倾向。另外, 对于相同的喷孔倾角, KN型喷嘴内的空化效应也是弱于SAC型喷嘴的。
从图5可以看出, 在一定范围内, 随着喷孔倾角的增加, KN型喷嘴和SAC型喷嘴的喷孔出口平均流速、流量系数和质量流量均是逐渐降低的。同时, 与喷孔直径对上述参数的影响规律相一致, 任一相同喷孔倾角下, KN型喷嘴的喷孔出口平均流速和流量系数也均是高于SAC型喷嘴的, KN型喷嘴的质量流量也都是低于SAC型喷嘴的。从图5还可看出, 不管是喷孔出口平均流速、流量系数还是质量流量, KN型喷嘴对于喷孔倾角的敏感性均要弱于SAC型喷嘴。
2.3 喷孔入口圆角半径的影响
图6所示为喷油压力60 MPa、喷油背压3MPa不同喷孔入口圆角半径时KN型喷嘴和SAC型喷嘴内空穴分布的对比, 图7所示为喷孔出口平均流速、流量系数和质量流量的对比。
从图6可以看出, 不管是KN型喷嘴还是SAC型喷嘴, 随着喷孔入口圆角半径的增加, 喷孔内的空化效应均是逐渐减弱的, 这可从空穴层的长度和厚度明显看出。同时, 不管是KN型喷嘴还是SAC型喷嘴, 在一定的喷孔入口圆角半径范围内, 随着喷孔入口圆角半径的增加, 喷孔内的空化效应大幅减弱;但当喷孔入口圆角半径增加到一定程度后, 喷孔入口圆角半径对喷孔内空化效应的影响逐渐减弱。另外, 在同一喷孔入口圆角半径下, KN型喷嘴内的空化效应仍然是弱于SAC型喷嘴的。
从图7可以看出, 随着喷孔入口圆角半径的增加, 不管是KN型喷嘴还是SAC型喷嘴, 喷孔出口的平均流速、流量系数及喷孔质量流量均是逐渐增加的。同时, 与喷孔直径对喷孔出口平均流速和流量系数的影响相类似, 在相同的喷孔入口圆角半径下, KN型喷嘴的喷孔出口平均流速和流量系数也都是高于SAC型喷嘴的, 喷孔质量流量也都是低于SAC型喷嘴的;与喷孔入口圆角半径对喷嘴内空化效应的影响相一致, 在一定范围内, 随着喷孔入口圆角半径的增加, 喷孔的出口平均流速、流量系数及质量流量均明显增加, 但当喷孔入口圆角半径大到一定程度后, 上述参数随喷孔入口圆角半径增加而增加的幅度逐渐降低。另外, 从图7 (c) 还可看出, 喷孔入口圆角半径对喷孔质量流量的影响, KN型喷嘴的是弱于SAC型喷嘴的, 这主要是由喷孔入口圆角半径对两种喷嘴喷孔入口处节流损失的影响及影响程度的差异引起的。
3 结论
a.随着喷孔直径的增加, 渐缩形喷孔喷嘴内的空化效应逐渐增强, 喷孔出口平均流速、流量系数及质量流量均逐渐提高。
b.随着喷孔倾角的增加, 渐缩形喷孔喷嘴内的空化效应也是逐渐增强的, 但喷孔出口平均流速、流量系数及质量流量均是逐渐降低的。
c.随着喷孔入口圆角半径的增加, 渐缩形喷孔喷嘴内的空化效应逐渐减弱, 但喷孔出口平均流速、流量系数及质量流量均逐渐提高。
d.在相同条件下, 对于具有相同喷孔入口直径的渐缩形喷孔喷嘴和圆柱形喷孔喷嘴, 渐缩形喷孔喷嘴内的空化效应要弱于圆柱形喷孔喷嘴, 喷孔出口平均流速和流量系数要高于圆柱形喷孔喷嘴, 喷嘴质量流量要低于圆柱形喷孔喷嘴。
参考文献
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喷孔特性 篇2
高压燃油喷射系统是柴油机的核心部件之一, 喷嘴的内部结构和几何尺寸对燃油在喷嘴内部的流动特性及离开喷嘴后射流的破碎、雾化、蒸发, 以及燃烧特性都具有重要的影响[1,2,3]。在以往的研究中, 对喷孔内部结构尺寸参数的选取与测量大多基于喷孔某一横截面进行, 喷孔横截面的选取存在一定的随机性, 此测量结果引入后续的数据分析或模拟计算中[4,5], 会因为测量结果的随机性而误导试验结论。与此同时, 随着排放法规的日益严格, 喷孔结构尺寸不均匀性对燃油的喷雾分布和燃烧特性影响也受到了越来越广泛的关注, 因此有必要对于喷孔结构尺寸的均匀性进行深入研究。
液力研磨 (hydro erosive grinding, HEG) 是一种得到广泛应用的喷孔后处理工艺。该技术使带有研磨磨料的研磨液在高压下以一定流速通过喷孔, 对喷孔表面产生微量磨削, 从而去除孔内毛刺, 改善孔壁表面粗糙度, 并在喷孔入口倒出圆角, 提高喷孔结构尺寸在圆周方向及孔与孔之间的一致性[6], 喷孔结构如图1所示。但受制于测量手段, 喷孔内部结构尺寸在圆周方向上的一致性随研磨程度的变化规律仍然没有获得深入的研究。
目前, 喷嘴内部几何结构的主要测量方法有光学诊断测量方法、探针测量方法、剖面测量方法和硅树脂喷孔铸模测量方法等[7,8,9]。但是, 这些方法存在观察测量不全面、精度不够高等问题或属于破坏性研究, 影响了喷嘴内部结构测量结果的价值。为了完整、高精度地获得喷嘴真实内部几何结构, 文献[10-11]提出了基于同步辐射X射线喷嘴内部结构断层扫描法。该方法利用高能高通量同步辐射X射线, 对喷嘴顶部进行X射线断层扫描, 获得了高精度的喷嘴顶部内部结构三维模型, 并基于该模型实现了柴油机喷嘴的喷孔直径、喷孔长度和喷孔入口圆角半径等参数的测量。
基于同步辐射高能X射线喷嘴内部结构断层扫描技术, 测量了采用两种研磨磨料在不同研磨时间下所加工的单孔顶置喷嘴内部结构三维模型, 并在圆周方向上对其参数尺寸进行测量, 分析了液力研磨工艺对于喷孔结构尺寸均匀性的影响。
1 试验装置及条件
1.1 同步辐射光源X射线断层扫描装置
同步辐射具有常规光源不可比拟的优良性能:高准直性、高极化性、高相干性、宽的频谱范围、高光谱耀度和高光子通量等。本研究所用的高能X射线由上海光源的同步辐射装置产生, 并利用单色器调整为单色X射线, 其光子能量为50keV。为获得喷嘴喷孔的高精度三维数字模型 (空间分辨率3.7μm) , 需要在进行断层扫描时将喷嘴旋转180°进行透视图像的拍摄, 拍摄角度间隔为0.25°, 一共拍摄720幅图像, 每幅图像的曝光时间为8s。拍摄完成后将图像进行滤波反投影处理, 得到喷嘴顶部不同高度位置的断层切片图像, 再利用三维模型重建方法还原出喷嘴顶部内部几何结构, 整个过程如图2所示。详细处理过程见参考文献[10]。
1.2 喷孔内部结构参数定义
为了研究液力研磨特性对于喷孔内部结构圆周均匀性的影响, 研究中选取喷孔加工中所关注的主要特征参数来反映喷嘴内部的几何结构, 包括:喷孔出口直径 (Dout) 、喷孔入口直径 (Din) 、喷孔长度 (L) 和喷孔入口圆角半径 (R) , 测量参数的定义如图3所示。需要说明的是:为更准确地反映喷孔结构受研磨加工工艺的影响, 研究中定义喷孔入口直径为喷孔入口圆弧中点的距离, 喷孔长度为喷孔入口直径与出口直径中点的距离。在以往的研究中, 受测量手段限制, 所有参数的测量均取自喷孔某一横截面, 而现实当中喷孔内部结构的尺寸参数沿着喷孔圆周方向会存在一定的波动。在本研究中, 利用X射线断层扫描法获得了喷孔内部结构的高精度三维模型后, 可以实现各个参数在任意方向上的测量, 本研究在喷孔圆周方向设置多个测量点, 每个测量点间隔30°, 共计12个。每一个测量点下的喷孔入口直径、喷孔出口直径、喷孔长度和喷孔入口圆角半径均重复测量取均值, 如图3所示。
1.3 喷孔设计加工参数
本研究选取了两种研磨磨料在不同研磨时间下利用电火花法加工所得的五支单孔顶置喷嘴, 喷嘴设计参数见表1。喷孔入口直径和喷孔出口直径为设计加工尺寸, 实际加工过程中, 为保证喷孔出口直径满足设计要求, 研磨加工前喷孔直径会依据研磨时间的设定留有不同的加工余量, 以使得加工完成后的喷孔出口直径满足设计要求。两种研磨材料中, A磨料磨削能力较强, 为目前喷嘴加工过程中常用磨料, 研磨时间取自目前主要研磨加工时间的选择范围;B磨料磨削能力较弱, 选择B磨料可以进一步延长研磨时间, 以便研究研磨时间变化对于喷嘴内部结构尺寸均匀性的影响。
2 参数测量结果
对各个测量点下的参数进行了尺寸测量, 最终结果如表2所示。其中, 分别为喷孔出口直径、喷孔入口直径、喷孔长度和喷孔入口圆角半径在圆周方向各个测量点测量结果的平均值;VL、VR分别为喷孔出口直径、喷孔入口直径、喷孔长度和喷孔入口圆角半径在圆周方向各个测量点测量结果的平均差系数。从测量结果可以看出, 各个喷嘴的喷孔出口直径平均值变化受研磨加工影响不显著, 结果数值波动处于误差范围以内;喷孔入口直径和喷孔长度平均值随研磨时间延长有所增加;各个喷嘴的喷孔入口圆角半径均值随着研磨时间的延长显著增大。研究中采用平均差系数V来衡量喷孔圆周方向上尺寸参数的一致性。平均差系数用来衡量一组数据对其均值的离散程度, 其值越小说明数据一致性越好。其计算公式如式 (1) 所示:
式中, Xi为数据值;为数据的平均值;n为该数据组的数据量。
3 液力研磨对喷孔内部结构参数均匀性的影响
3.1 液力研磨对喷孔出口直径和喷孔入口直径均匀性的影响
本研究中, 各喷嘴的喷孔出口直径和入口直径的设计尺寸均为160μm和180μm。利用X射线对喷嘴内部结构进行扫描并完成参数测量后发现:在喷孔圆周各个测量点上喷孔出口直径均与设计尺寸非常接近, 圆周分向上尺寸波动较小, 平均差系数接近于零, 加工均匀性较好, 研磨加工对喷孔出口直径均匀性影响不显著, 结果如图4所示。对比研磨前后的喷孔, 喷孔出口直径的均匀性略有提高, 随着研磨时间的进一步增加, 在两种磨料加工条件下均匀性反而均略有降低, 但均匀性提高与降低变化量的绝对值均非常有限 (<0.003) , 处于正常加工误差范围内。上述现象的原因在于电火花法加工喷孔时, 喷孔直径的大小和圆周均匀性主要由钨丝直径及其圆柱度决定, 在钨丝尺寸质量较高的条件下, 喷孔直径的尺寸加工精度和圆周均匀性较好。
喷孔入口直径随着研磨时间的增加而明显增大, 且磨料的特性也会影响喷孔直径的加工, 利用磨削能力较差的B磨料长时间研磨后, 喷孔入口直径比设计尺寸增加了约10μm。其原因在于随着研磨时间的延长, 喷孔入口磨削程度加深, 入口圆角增大, 从而导致喷孔入口直径增加。喷孔入口直径均匀性随着研磨时间的增加而略微降低, 原因是本研究中定义喷孔入口圆角中点的连线为喷孔入口直径, 随着喷孔入口圆角的增大, 喷孔入口直径的波动值增大, 均匀性降低, 结果见图5所示。
3.2 液力研磨对喷孔长度均匀性的影响
喷孔长度是由喷孔壁厚决定的, 而喷孔壁厚主要取决于加工中所选刀具的球头半径。本研究所采用的喷嘴均采用了相同的加工刀具, 喷孔孔长理论上应基本相等, 但实际中液力研磨会对喷孔入口直径产生影响, 因此喷孔长度也会随之在圆周方向存在数值波动。利用X射线对喷嘴内部结构进行扫描并完成参数测量后发现:液力研磨会使得喷孔长度略微增长, 其中HEG-3.5 (3#) 比HEG-0 (1#) 延长了3.6μm, 是由于喷孔入口圆角增大所引起的;在不同研磨时间下, 各个喷嘴的喷孔长度平均差系数均小于0.01, 说明喷孔长度圆周方向分布均匀;研磨程度加深会使得喷孔长度均匀略微降低, 是由于本研究中定义喷孔入口直径与出口直径中点的连线为喷孔孔长, 因此随着喷孔入口直径的变化增大, 喷孔长度的波动也会略微增加, 但总体依然较小。最终结果如图6所示。
3.3 液力研磨对喷孔入口圆角半径均匀性的影响
研磨的主要目的是清除喷孔孔壁的毛刺, 改善表面粗糙度, 倒出喷孔入口圆角。因此, 本研究也着重分析了研磨时间对喷孔入口圆角半径的影响。测量结果表明:喷孔入口圆角半径平均值随着研磨时间增加而明显增大, 研磨时间最长的HEG-9.0 (5#) 喷嘴比无研磨的HEG-0 (1#) 增大了163%, 这说明研磨工艺确实能够明显地改变喷孔入口圆角半径尺寸。工业常用研磨磨料A按正常研磨时间加工所得的喷孔入口圆角半径在20~35μm之间, 如图7所示。喷孔入口圆角半径在圆周上存在较大的不均匀性, 即使是研磨时间最长的HEG-9.0喷嘴平均差系数也接近0.10, 而采用工业常用磨料A按正常研磨时间加工所得的HEG-2.0 (2#) 喷嘴和HEG-3.5 (3#) 喷嘴的平均差系数分别为0.18和0.25。图8对比了HEG-2.0和HEG-9.0喷孔入口圆角半径圆周分布, 可以看出HEG-9.0喷嘴圆周尺寸均匀性明显好于HEG-2.0。
图9对比了不同喷孔结构参数平均差系数随研磨时间变化的变化规律。在研究的四个参数中, 喷孔入口圆角半径的平均差系数值明显大于其他参数, 特别是在较短的研磨时间情况下 (包括目前工业常用磨料正常研磨时间范围) 。其原因在于, 研究中所涉及的喷嘴均为单孔顶置喷嘴, 在喷孔加工时喷孔轴线实际上均与喷嘴压力室轴线存在一定角度的偏心, 而喷孔入口圆角半径受喷孔轴线的偏心影响较大, 因此圆周均匀性较差;而喷孔直径的圆周均匀性主要是由钨丝的圆柱度保证的, 在钨丝尺寸质量较高的情况下, 喷孔直径加工圆周均匀系数较高;喷孔长度是由壁厚决定的, 因此喷孔入口圆角半径的圆周不均匀性明显高于其他其他参数。随着液力研磨程度的提高, 喷孔入口圆角半径增大, 喷孔轴线偏心的影响降低, 因此入口圆角半径均匀性明显改善。上述现象说明:在目前的柴油喷嘴加工工艺下, 喷孔的入口圆角半径存在较大的圆周分布不均匀, 可能会对喷雾特性产生影响;在测量研磨时间较短的喷嘴结构尺寸时, 喷孔入口圆角半径也必须考虑其在圆周上的数值波动, 否则测量结果可能存在较大误差, 对后续的参数影响分析或模拟计算造成较大试验结果误差。
4 结论
(1) 不同研磨时间下, 喷嘴结构参数中喷孔出口直径、喷孔入口直径和喷孔长度圆周尺寸波动较小, 均匀性较高, 随研磨时间的延长, 尺寸均匀性变化不明显。
(2) 目前工业上正常采用的液力研磨工艺加工所得柴油喷嘴, 喷孔入口圆角半径圆周方向存在较大数值波动, 通过充分延长研磨时间可以获得有效的改善, 但研磨时间过长会使得喷孔入口直径增大, 圆周尺寸分布不均性升高。
(3) 在测量较短研磨时间加工所得喷嘴结构尺寸时, 对于喷孔入口圆角半径必须考虑数值的圆周波动, 否则会存在较大的误差, 对于其他参数圆周波动则基本上可以忽略不计。
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喷孔特性 篇3
加工原理
电火花喷孔机床加工是利用电极之间产生电场, 形成放电通道, 由电击产生通道电离, 在极短时间内产生高能量放电, 形成对工件产生的电蚀现象, 对工件进行加工。该种设备是经过电腐蚀对工件进行加工, 不受工件硬度的影响, 加工后无毛刺产生, 况且电火花加工技术融合了各个时期的最先进技术, 逐步进化成当今跨学科、多领域、边缘科技的综合智能体, 无论从加工精度、加工质量和整体可靠性都较一般的切削加工有明显的优越性。因此, 该种设备近年来在喷油器针阀体喷孔加工中受到广泛应用。
加工工艺特点
目前, 由于该种设备在国内主要的油泵喷油器厂家已逐步使用, 随着喷油器针阀体的喷孔直径逐步倾向于f0.2m m以下, 而这种过小的喷孔直径是机械式的喷孔钻床所不能加工的。因此, 电火花喷孔机床的应用具有逐步代替切削式加工的趋势。
1.喷油器针阀体的喷油孔的技术要求
为了保证小喷孔直径的喷油器针阀偶件的雾化性能、贯穿度、雾化角度以及多个喷油孔交线的位置, 使其能够达到节能减排的要求, 在生产中对喷油器针阀体的喷油孔加工精度进行严格的控制:
(1) 喷油孔角度的径向位置和轴向位置散差不超过±1°。
(2) 各个喷油孔交线位置根据产品要求相交于不同的位置。
(3) 喷油孔的孔内壁表面粗糙度值要求控制在Ra1.6μm以上。
(4) 喷油孔的中心线尺寸到喷油器针阀体肩胛处散差不超过±0.05mm。
(5) 经过加工后喷油器针阀体流量散差要控制在±3%以内。
(6) 加工后为了达到较高的流量系数, 喷油孔必须要具有一定的倒锥度, 这就对电火花喷孔机床在制造精度上要具有较高的精度与力学性能。
2.放电加工精度保证
为了保证喷油器针阀体的喷油孔加工精度, 电火花机床主要通过以下技术要求来保证的。
(1) 驱动系统具有很高的定位精度。
(2) 高解析度的位置测量系统。
(3) 无振动的机床床身系统以及很高的长时间热稳定性。
电火花喷孔机床A G I E-4H P设备的进给系统主要由A、C、X、Y、Z、W轴构成, 其中X、Y、Z、W轴为直线运动轴, A、C轴为旋转定位轴。四个独立的放电单元安装在W轴下方, 每个放电单元包括三个轴X、Y、Z (如图1所示) 。同时, 为了保证喷油器针阀体径向和轴向的立体方位夹角, 放电轴下面还具有一个摆轴A轴和四个旋转轴C轴, 每个C轴上安有一个工件插座夹具体, 使工件安装在一个定义好的位置上 (如图2所示) 。
为了保证加工后喷油孔的精度要求, 各轴都具有以下的特点:
(1) 集中控制, 同时操作。
(2) 高性能的伺服驱动。
(3) 高分辨率的脉冲电源。
(4) 精确的机床零点开关。
(5) 机床零点的补偿功能。
(6) 电极防碰撞保护功能。
加工流程及过程控制
首先, 根据工艺要求, 将编制好的工件加工程序与放电过程控制程序通过控制面板调出到显示器的操作界面上;其次, 将工件装在工件插座夹具体上, A、C轴根据程序进行旋转, 定位工件到电极位置;最后, W轴向下运动, 同时, X、Y、Z三轴具有独立伺服控制, 根据程序控制使电极丝移动到放电位置, 随后进行电火花加工;为了保证加工产品的一致性, 在四个电极主轴头内置精密电极导向器, 电极电缆线和电极损耗自动补偿机构 (如图3所示) 。
另外, 为了保证加工喷油器针阀体喷孔的精度以及避免人为因素的影响, 施行了自动夹紧的夹具以及控制工件位置正确的传感器。同时为了消除导电离子的干扰作用, 每个工件的夹具与机床都是绝缘的, 且冲洗液也为去离子水, 并且在加工过程中每个放电单元都有一个刻度表时刻监视着放电过程。根据喷孔数量的不同, 依次完成各个喷孔的加工。其放电加工过程中需要A、C、W轴与放电轴 (X Y Z) 四轴联动才能完成整个加工过程。经过上述步骤, 加工后的喷油器针阀体喷孔的精度则完全达到了工艺要求。
影响加工精度的因素
电火花喷孔机床的加工过程中, 影响喷油器针阀体喷孔的精度主要有四个因素。
1.电极丝的影响
由于在加工过程中, 电极丝本身通过导向器向工件直线移动, 在工件之间产生电火花而加工出喷孔, 因此, 电极丝本身的圆度与尺寸散差直接影响喷孔本身的精度。
2.去离子水的影响
由于水中含有大量的金属离子及杂质, 当这些水用作冲洗液的时候, 电极丝 (阴极) 将会和金属离子 (阳极) 产生电火花, 在一定程度上对喷油孔的加工起到一定的干扰作用, 同时影响工件的加工时间, 对工件的流量与喷孔的表面粗糙度也会造成一定的影响。因此, 为了保证加工工件的精度, 在循环水的通道上增加了滤网与去离子树脂的过滤循环, 使水的离子浓度降低到一定的水平, 使其处于不导电的状况, 这样才能保证喷油孔的精度。
3.工件插座夹具体的影响
当工件安装在夹具体上的时候, 夹具心轴的摆差对零件的流量与各孔相对角度具有较为重要的影响, 由于摆差大会造成加工出的零件各个喷孔不能相交于一点, 同时, 在喷油器针阀体球头部位会出现加工出的喷孔分布不均现象, 直接影响其流量大小与喷孔的位置, 并且其在柴油机上的性能也会降低。
4.放电程序的影响
电火花喷孔设备的每组放电程序都有20套工艺参数供选择, 主要有加工深度、脉冲宽度时间、电压、电流、电容、电阻等, 通过更改各个参数来进行对放电程序进行优化, 以实现对喷油器针阀体喷孔流量、加工效率、喷孔倒锥的控制。
结语
喷孔特性 篇4
柴油机在高压喷射过程中,喷孔内部的液体流动及湍流行为对喷孔近场的雾化过程起着重要的作用,进而影响柴油的雾化及燃烧。柴油喷嘴几何尺寸很小而柴油流速却高达每秒几百米,目前的实验手段很难获得详细的流动参数,故对喷孔内部流动的认识更多地依靠数值模拟。喷孔内部流动的数值建模涉及流动控制方程组、湍流模型及空化模型。为了准确预测喷孔内部流动特性,各国学者进行了大量研究[1,2,3,4,5]。但对喷孔内部流动的数值模拟大多是在等温条件下进行的,很少考虑温度的影响,而工作介质的热力学特性(如饱和蒸气压)对温度变化十分敏感,因此对喷孔内部流动产生重要影响。
本文基于OpenFOAM平台的多相流相变模型,采用大涡模拟方法,在原Schnerr-Sauer空化模型中考虑温度对空穴质量输运方程的源项影响,在求解连续方程、动量方程、质量输运方程的同时耦合能量方程,计算中对燃油饱和蒸气压逐步修正,提高了流场的求解精度。研究结果表明,修正空化模型由于考虑热力学效应的影响,喷孔内部空穴范围较大,空穴气泡溃灭会加速近喷孔区域液核的一次雾化进程,使燃油液滴分裂雾化更细。
1 计算模型
1.1 控制方程
计算中采用均质平衡流假设,基于Favre平均的小尺度脉动过滤的质量方程、动量方程和能量方程分别为
式中,分别为混合相的密度、动力黏度、速度、压力和温度;上标“-”表示过滤;下标i、j代表不同的坐标方向;ST为能量源项;τij为亚网格应力[6]。
亚网格应力是一个未知量,基于流场各向同性涡黏假设,亚网格应力可根据大尺度流场的应变率确定,即
式中,为大尺度变形率张量;δij为Kronecker符号;υt为亚网格涡黏系数,可通过不同的模型来计算。
Sone等[7]通过求解亚网格湍动能的输运方程来获得亚网格涡黏系数υt=Ctk1/2Δ(Δ 为网格尺寸),从而提升大涡模拟的计算精度。湍动能输运方程为
式中,ksgs为亚网格湍动能;Cε、Ct为常数。
在当前的研究中,σk=1,Cε=1.048,Ck=0.094。
混合相密度和动力黏度方程:
式中,ρl、μl、αl分别为液相的密度、黏度和体积分数;ρv、μv、αv分别为气相的密度、黏度和体积分数。
1.2 修正空穴模型
目前,空化模型的主流是基于输运方程的模型,它采用相输运方程模拟液体和蒸气之间的相变。质量输运方程的源项控制相间质量输运,模型的差异主要体现为源项表达式不同。Schnerr-Sauer空化模型[8]的气相输运方程和源项分别为
p≤pv时
p >pv时
式中,为质量输运方程的蒸发项;为质量输运方程的凝结项;p为液体蒸气压;pv为液体饱和蒸气压;R为气泡半径。
气泡半径R与气相体积分数αv和气核数密度n的关系为
气相质量输运方程(式(11)、式(12))没有考虑温度的影响。燃油高压射流在喷孔内流动时会产生空穴。发生空穴时,流场温度将发生变化,而温度对气相质量输运方程中的液体饱和蒸气压pv影响较大,因此用式(10)计算质量传输过程的源项有明显不足之处。
本文在原空化模型基础上,提出一种考虑空化热力学效应的方法,即在原空化模型中引入反映热力学效应的源项。修正后的空化模型中的源项表达式如下[9]:
p ≤pv时
p>pv时
式中,a为热扩散率;Cp为定压比热;t为时间;Q为潜热;饱和蒸气压pv=pv(T)为温度的函数。
对于柴油,采用Clapeyron方程对液体饱和蒸气压进行计算[8],即
其中,pc为临界压力,pc=27.63kPa;Tc为临界温度,Tc=540.2K;Tbr为沸点,Tbr=371.6K。
1.3计算区域及边界条件
计算域采用单孔轴对称喷嘴,并简化为图1所示的二维几何结构,计算域基本的参数为:入口压力室直径D=0.6 mm,喷孔的孔径d =0.2mm,喷孔的长度L=0.8mm,喷孔上游入口圆角半径r=0.02mm,燃油喷入喷孔出口下游1.8mm长、0.6mm宽的定容室内。
计算中,工作介质为柴油,柴油在初始时刻(t=0)充满喷孔长度的4/5,初始速度设为120m/s。物理特性参数如下:柴油的液态温度为300K,柴油的液态密度为830kg/m3,柴油的液态黏度为2.58×10-6m2/s,蒸气密度为7kg/m3,蒸气黏度为1.43×10-6m2/s,饱和蒸气压力为1280Pa,静止气相温度为500K。此外,液相中的气核数密度n设为1.6×1013个/m3,气泡的初始半径R0=1μm。
1.4 数值方法
本文选取开源软件OpenFOAM2.3.1,原模型采用自带多相流求解器类型下的inter-PhaseChangeFoam,修正模型采用自己建立的求解器。基于有限体积法,动量方程和连续性方程中的对流项采用二阶中心差分格式进行离散;其他方程中的对流项采用一阶迎风差分格式进行离散;方程中的扩散项采用高斯线性格式离散;与时间相关的非定常项采用隐式欧拉格式离散。另外,计算中采用PIMPLE算法将速度场和压力场耦合起来并分布迭代求解,进而计算流场其他参数。
2 计算结果及分析
图2所示为启喷后4个不同时刻的液相体积分数的分布。从图2 可以看出,启喷1μs后,两种空化模型在喷孔入口处都出现空化,近孔区域喷束前端也开始出现分裂雾化,但修正模型的喷束前端雾化强一些。随着喷射进行,喷孔入口处空化都沿壁面向孔口发展;在近孔区域,修正模型由于考虑热力学效应的影响,喷孔出口处的未扰液核明显变短,燃油分裂雾化更加细小。说明考虑热力学效应后,喷孔出口空穴强度更大,这有利于燃油的初次分裂和雾化。
图3所示为不同时刻的压力分布,喷射初期,两种空化模型的射流头部迎风面前方出现高压区,而在伞形射流头部背风面出现负压区,这主要是由于射流头部迎风面受定容室内空气阻力的影响,射流表面与周围空气相互作用形成射流头部高低压区。随着喷射进行,修正模型喷孔入口壁面附近的低压区域相对于原空化模型长度要大,在定容室内,射流的局部低压区范围更大,当这些局部压力低于液体的饱和蒸气压时就会产生空化,从而促进燃油分裂雾化。
图4为两种空化模型计算得到的亚网格湍动能在不同时刻分布图,从图4可以看出:喷孔内的亚网格湍动能形成两部分,湍动能较大部分主要分布壁面附近的区域,湍动能较小则集中在喷孔轴心区域,并且二者在数量级上有着很大的差异,亚网格湍动能的这种分布可以使射流表面附近存在较大的径向脉动速度和相应的附加应力,这些应力增加了射流表面的初始扰动,对射流离开喷孔后的破碎是有利的。喷孔入口处的亚网格湍动能之所以主要集中在壁面边界层附近,是因为在喷孔入口附近并接近于壁面的流动分离区中存在着大尺度的漩涡,这些大尺度漩涡的尾流中会产生更多小尺度的漩涡,因此提高了壁面附近的湍动能。两种空化模型的计算结果的影响主要体现在亚网格湍动能强度上,在喷射3μs后,修正模型的射流亚网格湍动能开始减弱,主要是由于近嘴区域的燃油分裂雾化成细小液滴,这些细小液滴速度在定容室空气阻力的作用下减小,导致亚网格湍动能减小,这也说明修正空化模型雾化效果好于原模型。
图5为两种模型的亚网格涡黏度分布云图,由于亚网格黏度反映了亚网格尺度的湍流结构,通过分析亚网格涡黏度能够得出射流雾化与微尺度湍流间的联系。在喷孔内部两种模型的亚网格涡黏度分布与亚网格湍动能类似,它们都与流体湍流流动有关,可以看出,壁面附近的亚网格涡黏度比中心轴线区域要大。射流离开喷孔进入定容室后,射流表面形成处形成一些反向旋转涡团,这些涡团形成的主要原因是射流离开喷孔后,射流表面脱离边界壁面束缚,射流表面的边界层成为自由剪切层。另外,射流头部在空气阻力作用向外翻转,法向受到压缩,自由剪切层向外卷起,形成了反向旋转涡团。随着喷射进行,反向旋转涡团继续向前发展,这些涡团随着燃油的分裂雾化逐渐减弱,导致亚网格湍动能和涡黏度较原始模型偏小。
图6 所示为射流轴向速度在距喷孔x=0.21μm(定容室中心位置)处不同时刻的分布情况,启喷3μs时,原模型的轴向速度在x=0.21μm处比修正模型的大,其原因是在3μs时修正模型的射流头部燃油已开始分裂雾化为较小液滴,而原模型这时还是较大液块,较小的液滴受空气阻力影响大,因此速度较小。至5μs、7μs时,两种空化模型的轴向速度在中心位置差别不大,但在远离中心位置,修正空化模型射流速度比原空化模型要小,主要原因还是和燃油射流雾化情况有关。
3 结论
(1)修正空化模型在喷孔内空化强度有所增加,空穴区域范围更大,燃油射流在近孔区域未扰液核较短,喷孔内部空穴气泡溃灭会加速近喷嘴区域液核的一次雾化进程,进而加强随后的二次雾化效果而产生更细的雾化颗粒。
(2)修正空化模型射流的亚网格涡黏度、亚网格湍动能均较原模型有所减小。
(3)在定容室内,两种空化模型射流的轴向速度在中心位置变化不大;远离中心位置处,修正模型轴向速度比原始模型要小。
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