微量润滑切削用气动雾化器设计及雾化特性研究

Pneumatic Atomizer Design and Droplet Characterization for MQL in Metal Cutting

摘要

雾化器作为内置式雾化型微量润滑（MQL）装置的核心部件，其性能直接影响润滑油的雾化效率与切削加工效果。基于液体喷雾学理论，深入分析了润滑油雾化机制及影响雾化器性能的关键因素，研发了一种气动雾化型MQL油雾化器。结合雾化器性能评价方法与实验研究，明确了喉管直径、吸油管孔径及孔壁间隙对雾化器性能的耦合作用机理。基于激光喷雾粒度仪数据，验证了雾化器在不同黏度油品下的优异雾化表现，雾粒直径的数量频度分布集中在0.8~10 µm之间，体积频度分布峰值位于25 µm，索特平均直径D_{\mathrm{32}}为5~12 µm。

Abstract

The atomizer， as the core component of the built-in atomized MQL system， directly affected the atomization efficiency of MQL oil and cutting performance. The atomization mechanism of lubricating oil and the key factors influencing atomizer performances were thoroughly analyzed based on the liquid spray theory herein. A pneumatic atomization-type MQL oil mist atomizer was developed. Through a combination of atomizer performance evaluation methods and experimental research， the coupling mechanism of factors such as throat diameter， suction aperture， and gaps between orifice walls on atomizer performance was clarified. Based on the analysis of the laser spray particle size analyzer， the superior atomization performance of the atomizer with oils of varying viscosities was verified. The particle size number frequency distribution is concentrated between 0.8-10 µm， with the volume frequency distribution peaking at 25 µm and the Sauter mean diameter D₃₂ ranging from 5-12 µm.

Graphical abstract

关键词

微量润滑 / 雾化器设计 / 气动雾化 / 雾粒特性 / 金属切削

Key words

minimum quantity lubrication（MQL） / atomizer design / pneumatic atomization / droplet characterization / metal cutting

0 引言

微量润滑（minimum quantity lubrication， MQL）因具有良好的润滑、冷却以及低污染等综合性能，被广泛应用于铝合金、淬硬钢、钛合金等金属材料切削加工^［1-3］。与传统切削液不同，MQL需将微量润滑油（小于100 mL/h）雾化为微米级颗粒后喷射至切削区域^［4］。现有雾化技术研究多集中于大流量雾化领域^［5］，对MQL雾化器的低气耗、宽黏度适应性研究较少，因此，分析和研究微量润滑油雾化机制及雾化器的结构设计，对促进MQL技术的工程化应用具有重要意义。

内置雾化型MQL的油雾在雾化室内产生，通过雾化室内部安装的雾化器将润滑油雾化成微细油雾，并经管路传输至切削区域^［6］。雾化器即油雾发生器，是内置式雾化型微量润滑装置中的核心部件^［7］。基于空气流动来增强液体雾化，尤其是常规压缩空气压力下的微量润滑油的雾化，是微量润滑油雾化器设计主要思路。为有效发挥空气动力作用，文丘里雾化器被广泛应用于各类雾化装置。Y形雾化器是一种典型的外部混合文丘里雾化器，其气耗率较高，且雾化效果一般，主要用于除静电、加湿、抑尘等领域^［8］。对于内部混合文丘里雾化器，其气体走中间流道，液体沿环形周向进入，通过气相的剪切作用增强液体雾化性能。这类雾化器具有工作压力低、耗气量少、雾化质量好等特点，被广泛应用于燃油雾化、喷雾冷却等领域^［9］。此外，这类喷嘴适合较高黏度液体，在非常低的液体流量下也能获得较好的雾化效果^［10］。YAN等^［11］基于CFD仿真分析了MQL喷嘴出口孔径、进气压力、气相窄流区宽度及长度、出口锥角等参数对雾化性能的影响，结果表明喷嘴出口0.1 m处的绝对气体速度对雾化综合指标影响最大。LI等^［12］研究了外置式MQL喷嘴雾化锥角、出口直径、出口壁厚等参数对其雾化效果的影响规律。代祥等^［13］设计了可应用于油基和水基切削液的MQL雾化喷嘴，并研究了雾化喷嘴结构参数对雾化性能的影响。CHEN等^［14］研究了带有自激振动腔的双流体雾化喷嘴的喷雾冷却效果影响规律，所设计的双流体雾化喷嘴主要应用于外置式MQL装置中。SCHUMSKI等^［7］研究了不同传输孔径和雾化参数对内置式MQL喷射状态和喷油量的影响特性，但关于雾化器结构设计相关内容未有涉及。

在前期团队研究工作中，已对内置雾化型MQL油雾调控及传输特性开展了系统性研究^［6］。本文基于液体喷雾学理论分析了微量润滑油雾化机制和雾化器性能影响因素，研制了MQL专用雾化器，并结合雾化器性能评价方法和试验研究揭示了几何参数对其气耗率和负压吸附性能的影响规律，验证了所设计的MQL雾化器性能。

1 微量润滑油雾化机制分析

微量润滑油雾化过程中，由于气-液两相存在速度差异，射流表面会受气流扰动形成不稳定振动波。根据射流破碎理论，气流扰动产生的波长不断延伸，当振动波振幅增大到射流直径的一半时，射流就会裂化成片状液体和细小液滴。考虑微量润滑油黏度、表面张力等特性，黏性射流的最大不稳定扰动波长可以表示为

{\frac{\lambda }{d}}_{\mathrm{n}}=\sqrt[]{\mathrm{2}}\mathrm{\pi }{(\mathrm{1}+\frac{\mathrm{3}{\mu }_{\mathrm{l}}}{\sqrt[]{{\rho }_{\mathrm{l}}{\sigma }_{\mathrm{l}}{d}_{\mathrm{n}}}})}^{\mathrm{0.5}}（1）

式中：\lambda为扰动波长，m；d_{\mathbf{n}}为雾化器出口直径，m；{\sigma }_{\mathrm{l}}为表面张力，N/m；{\mu }_{\mathrm{l}}为润滑油黏度，Pa·s；{\rho }_{\mathrm{l}}为润滑油密度，kg/m³。

定义使射流产生扰动并发生碎裂形成片状液体或液滴时的临界波长为^［15］

{\lambda }_{\mathrm{c}}=\mathrm{2}\mathrm{\pi }{\left[\frac{\mathrm{4}{\mu }_{\mathrm{l}}\sqrt[]{{\sigma }_{\mathrm{l}}/{\rho }_{\mathrm{l}}}}{\beta {\rho }_{\mathrm{g}}(U_{\mathrm{l}}-U_{\mathrm{g}}{)}^{\mathrm{2}}}\right]}^{\frac{\mathrm{2}}{\mathrm{3}}}（2）

式中：{\rho }_{\mathrm{g}}为气体密度，kg/m³；U_{\mathrm{g}}、U_{\mathrm{l}}分别为空气和液体的速度，m/s；\beta为修正系数。

当外界气流扰动产生的实际波长\lambda大于{\lambda }_{\mathrm{c}}时，射流出现断裂，并在液体表面张力作用下形成细小液滴。对于低黏度液体，液滴主要受气动力和液体表面张力的作用。当气动力和液体表面张力处于平衡时，有

\frac{\mathrm{1}}{\mathrm{2}}{C}_{\mathrm{d}}{\rho }_{\mathrm{g}}(U_{\mathrm{l}}-U_{\mathrm{g}}{)}^{\mathrm{2}}\frac{\mathrm{\pi }}{\mathrm{4}}{d}_{\mathrm{p}}^{\mathrm{2}}=\mathrm{\pi }{d}_{\mathrm{p}}{\sigma }_{\mathrm{l}}（3）

式中：d_{\mathrm{p}}为球形液滴直径，m；C_{\mathrm{d}}为阻力系数，用于量化气体对液滴运动产生的阻力大小，可由实验确定。

此时液滴处于破碎的临界点，由此可得临界韦伯数为

W{e}_{\mathrm{c}\mathrm{r}}=\frac{d_{\mathrm{p}}{\rho }_{\mathrm{g}}(U_{\mathrm{l}}-U_{\mathrm{g}}{)}^{\mathrm{2}}}{{\sigma }_{\mathrm{l}}}（4）

结合流体断面和流量关系可得

W{e}_{\mathrm{c}\mathrm{r}}=\frac{d_{\mathrm{p}}{\rho }_{\mathrm{g}}{(\frac{q_{\mathrm{l}}}{A_{\mathrm{l}}}-\frac{q_{\mathrm{g}}}{A_{\mathrm{g}}})}^{\mathrm{2}}}{{\sigma }_{\mathrm{l}}}（5）

式中：q_{\mathrm{g}}为气体流量，m³/s；A_{\mathrm{g}}为进气孔截面积，m²；q_{\mathrm{l}}为液体流量，m³/s；A_{\mathrm{l}}为液体出口截面积，m²。

式（5）是根据球形液滴得出的，而在实际雾化过程中，位于高速气流中的液滴受气体压力作用，由球形被逐渐压扁为椭球形、杯形及半水泡形，因此，要根据实际情况对韦伯数进行修正，即

W{e}_{\mathrm{c}\mathrm{r}}=k_{\mathrm{c}}\frac{d_{\mathrm{p}}{\rho }_{\mathrm{g}}{(\frac{q_{\mathrm{l}}}{A_{\mathrm{l}}}-\frac{q_{\mathrm{g}}}{A_{\mathrm{g}}})}^{\mathrm{2}}}{{\sigma }_{\mathrm{l}}}（6）

式中：k_{\mathrm{c}}为修正因子。

由以上分析可知，润滑油的雾化需要克服自身表面张力和黏性力，其效果受雾化器结构、流场特性、气-液流量及密度的影响，如表1所示。因此，为了获得良好雾化效果，需要针对不同雾化器结构，分析其工艺参数、油品类型对其气-液流量特性和雾化效果的影响。

2 MQL雾化器设计与性能评价方法

2.1 MQL雾化器结构设计

本文设计的具有内部混合结构的文丘里雾化器如图1所示。所设计的雾化器采用单液体流道，同时考虑便于制造和拆卸，将雾化器结构分为吸油管和雾化器主体两部分。雾化器主体内部流道包含收缩段、喉管段以及扩散段三部分，吸油管沿收缩段及喉管段中心线方向套嵌于雾化器主体中，形成分体式文丘里雾化器。

雾化器工作时，压缩空气沿气体流道进入雾化器，在收缩段速度逐渐增大，并产生一定的负压，微量润滑油在负压作用下经吸油管引射至雾化器中^［7］。微量润滑油在高速气体射流作用下通过初级雾化形成片状液体和细小液滴，并在扩散段完成二次雾化形成微米级气雾颗粒。雾粒的分布取决于压缩空气压力、雾化器尺寸、MQL油量及其理化特性等。

2.2 雾化器关键参数设计

2.2.1 雾化器喉管段直径

雾化器喉管段进气截面积影响气体流量，进而影响润滑油发生碎裂的临界韦伯数W{e}_{\mathrm{c}\mathrm{r}}（表1）。由流体力学理论可得雾化器的气体质量流量公式为^［16］

W_{\mathrm{g}}={\rho }_{\mathrm{0}}{A}_{\mathrm{t}}\sqrt[]{\frac{\mathrm{2}K}{K-\mathrm{1}}\frac{p_{\mathrm{i}}}{p_{\mathrm{o}}}\left[{(\frac{p_{\mathrm{i}}}{p_{\mathrm{o}}})}^{\frac{\mathrm{2}}{K}}-{(\frac{p_{\mathrm{i}}}{p_{\mathrm{o}}})}^{\frac{K+\mathrm{1}}{K}}\right]}（7）

式中：W_{\mathrm{g}}为空气质量流量，kg/s；{\rho }_{\mathrm{0}}为标况下空气密度，{\rho }_{\mathrm{0}}=1.293 kg/m³；A_{\mathrm{t}}为雾化器喉管段有效截面积，m²；p_{\mathrm{i}}、p_{\mathrm{o}}分别为雾化器入口压力和出口压力，MPa；K为绝热指数，对于压缩空气，K=1.4。

考虑内置式微量润滑装置油雾调节需求，在保证良好雾化效果时应尽可能降低雾化器气耗率，使雾化室内部压差具备一定调节范围。根据雾化喷嘴设计准则，当p_{\mathrm{i}}/p_{\mathrm{o}}=0.528时，W_{\mathrm{g}}取得最大值。将p_{\mathrm{i}}/p_{\mathrm{o}}=0.528、K=1.4代入式（7）可得

\left.\begin{array}{l}{W}_{\mathrm{g}\mathrm{m}\mathrm{a}\mathrm{x}}=\mathrm{0.685}{A}_{\mathrm{t}}\sqrt[]{p_{\mathrm{o}}{\rho }_{\mathrm{0}}}\\ A_{\mathrm{t}}=\frac{\mathrm{\pi }{d}_{\mathrm{t}}^{\mathrm{2}}}{\mathrm{4}}\end{array}\right\}（8）

其中，W_{\mathrm{g}\mathrm{m}\mathrm{a}\mathrm{x}}为雾化器最大气体质量流量值；d_{\mathrm{t}}为雾化器喉管段直径，m。

由式（8）可知，流经雾化器的气体流量主要与喉管段直径及入口压力大小有关。根据经验参数，取W_{\mathrm{g}\mathrm{m}\mathrm{a}\mathrm{x}}=100 L/min=2.16×10{}^{-\mathrm{3}} kg/s，p_{\mathrm{i}}=0.8 MPa，代入式（8）可得雾化器喉管段设计的参考直径d_{\mathrm{t}}\approx2.0 mm。

2.2.2 雾化器吸油管直径

雾化器工作时，微量润滑油经喉管段产生的负压引射至雾化器内，并在气流作用下撕裂、破碎形成微米级气雾颗粒。在此过程中，进气压力、进油管截面积以及雾化器所处背压环境是雾化器效果主要影响参数（表1）。根据伯努利方程和连续性方程推导可得雾化器出口油雾的质量流量公式：

\left.\begin{array}{l}{W}_{\mathrm{l}}=C_{\mathrm{\lambda }}{A}_{\mathrm{e}}\sqrt[]{\mathrm{2}{p}_{\mathrm{d}}{\rho }_{\mathrm{l}}}\\ A_{\mathrm{e}}=\frac{\mathrm{\pi }{d}_{\mathrm{e}}^{\mathrm{2}}}{\mathrm{4}}\end{array}\right\}（9）

C_{\mathrm{\lambda }}=a[(\mathrm{1}+\mathrm{1}/{\beta }_{\mathrm{G}\mathrm{L}\mathrm{R}}{)}^{\mathrm{0.25}}-\mathrm{1}]+b（10）

式中：W_{\mathrm{l}}为雾化器出口油雾质量流量，kg/s；A_{\mathrm{e}}为雾化器吸油管出口截面积，m²；p_{\mathrm{d}}为雾化器出入口压差，MPa，对于理想气体，p_{\mathrm{d}}可由雾化器出入口气体流速确定；d_{\mathrm{e}}为吸油管直径，m；C_{\mathrm{\lambda }}为流量系数^［16］；{\beta }_{\mathrm{G}\mathrm{L}\mathrm{R}}为气液质量比；a、b为初始条件确定的待定系数。

C_{\mathrm{\lambda }}值随气液质量比的增大而减小。根据经验参数和已有研究，取{\beta }_{\mathrm{G}\mathrm{L}\mathrm{R}}=5、a=0.15、b=0.008，代入式（10）可得C_{\mathrm{\lambda }}=0.015。进一步取W_{\mathrm{l}}=0.5×10{}^{-\mathrm{6}} kg/s、p_{\mathrm{d}}=0.1 MPa、{\rho }_{\mathrm{l}}=844 kg/m³，代入式（9）可得雾化器吸油管直径设计的参考值d_{\mathrm{e}}=1.8 mm。

所设计的文丘里雾化器剖面图及其主要尺寸标注如图2所示。依据理论分析所得的d_{\mathrm{t}}和d_{\mathrm{e}}设计参考值，选取2种不同喉管段直径和4种吸油管直径参数，并选取3种孔壁间隙，由此组成12种不同吸油管布置方式的文丘里雾化器，如表2所示。其中，喉管直径d_{\mathrm{t}}一定时，孔壁间隙d_{\mathrm{c}}相同则对应的孔壁间隙截面积A_{\mathrm{c}}也相同，因此表2共有6种不同间隙截面积的雾化器。此时，式（8）中的雾化器喉管段有效截面积A_{\mathrm{t}}可用吸油管孔壁间隙截面积A_{\mathrm{c}}表示。雾化器其余几何参数按照雾化喷嘴设计手册及制造装配需求进行设计。

2.3 雾化器性能评价方法

由以上分析可知，文丘里雾化器喉管段的高速气流产生负压引射润滑油，其效果由进气压力、吸油深度和润滑油黏度主导。本文据此建立了雾化器性能评价方法，系统分析不同结构与工况下的雾化特性。

2.3.1 气耗率及负压值评价方法

为了定量评价不同结构雾化器气耗率及其产生的负压值大小，进行了雾化器气耗率及负压测量实验，实验系统如图3所示。在0.4、0.6、0.8 MPa这3种气压条件下，结合12种文丘里雾化器结构（表2），共组成36种工况，研究不同吸油管布置方式下雾化器气耗率和负压变化规律。

2.3.2 雾化器吸油量评价方法

图4所示为雾化器吸油量研究实验系统，主要包括供气管路、供液管路以及雾化器等。其中，供气管路包含压缩气源、压力调节阀、截止阀、压力表以及气体流量计等；供液管路包含润滑油容器和精密称重仪（吸油深度H定义为润滑油容器出口至雾化器吸油口的垂直距离）。雾化器出口还安装了油雾吸收器，用于收集喷出的油雾。

在雾化器孔壁间隙影响方面，采用6种不同孔壁间隙截面积的雾化器，分别在进气压力为0.4、0.6、0.8 MPa的情况下开展实验。在进气压力影响方面，采用吸油管直径d_{\mathrm{e}}=1.5 mm且孔壁间隙为0.10 mm的雾化器，选取进气压力范围为0.3~1.0 MPa，以0.1 MPa为步长取8组进气压力进行实验，并分别在3种吸油深度和3种不同黏度的微量润滑油情况下展开。

在吸油深度影响方面，采用吸油管直径d_{\mathrm{e}}=1.5 mm且孔壁间隙为0.10 mm的雾化器，选取吸油深度H的范围100~800 mm，以100 mm为步长取8组吸油深度H进行实验，并分别在3种进气压力和3种不同黏度的微量润滑油情况下展开。

润滑油黏度越大，克服沿程摩擦阻力消耗的功率就越大，对雾化器的吸附力要求也越高。因此，本文进一步讨论了雾化器吸油量随油品黏度的变化规律。实验采用的雾化器吸油管孔径d_{\mathrm{e}}=1.5 mm、孔壁间隙d_{\mathrm{c}}=0.10 mm。4种不同的润滑油以及纯水（参照组）黏度参数列于表3。

2.3.3 雾化器雾化性能评价方法

为了评价雾化器对润滑油的雾化效果和雾粒尺寸分布特征，实验采用马尔文Spraytec激光喷雾粒度分析仪进行油雾粒度的测量，如图5所示。在固定进气压力（0.6 MPa）情况下，采用4种不同黏度油品（表3）对雾化器出口雾粒尺寸分布进行测量分析，表征指标包括雾粒体积频度分布、雾粒数量频度分布、雾粒索特平均直径D₃₂等。

3 雾化器性能评价结果及分析

3.1 气耗率

图6所示为6种不同孔壁间隙截面积雾化器分别在3种进气压力情况下的气耗率γ变化规律。研究发现，对于不同工况下的文丘里雾化器，其气耗率都在10~75 L/min之间，并且气耗率随着孔壁间隙截面积的增大呈现先降低后逐渐提高的趋势。当间隙截面积小于0.27 mm²时，由于过流截面积较小，此时压缩空气在孔壁间隙处会受到较为复杂的阻塞流影响，即使进一步增大孔壁间隙截面积，流量也无法增加，导致实际气耗率下降。

继续增大孔壁间隙截面积，孔壁间隙越大，其构成的过流截面积越大，因此与之对应的气耗率随之提高。相比孔壁间隙的影响，气压大小对气耗率影响更为明显，这是由于气压增大，气流通过雾化器的速度增加，单位时间内通过的气流量随之增加。由式（8）可知，流经雾化器的气体质量主要取决于喉管段有效截面积和入口气压参数。结合实际实验研究结果发现，在保证雾化效果的前提下，采取降低文丘里气压参数的方式相比减小孔壁间隙截面积更容易获得较低气耗率。

3.2 负压值

图7所示为4种不同吸油管孔径的雾化器负压值p随孔壁间隙d_{\mathrm{c}}的变化规律。由图7a可以看出，当吸油管孔径d_{\mathrm{e}}=0.5 mm时，在较低气压参数下，负压值随孔壁间隙的变化呈现先减小后增大的趋势，但在进气压力为0.6 MPa和0.8 MPa时，这一趋势有所减缓，并且孔壁间隙越小，雾化器负压值越大。较小吸油孔径和孔壁间隙对应的孔壁间隙截面积也较小（表2），压缩空气流经雾化器孔壁间隙处时，气流速度急剧增加使雾化器喉管段静压显著降低，进而形成较大的负压值^［17］。随着吸油管孔径的增大，在各气压参数下，负压值随孔壁间隙的增大而逐渐增大，如图7b~7d所示，但总体负压值大小相比较小吸油管孔径和孔壁间隙情况下要小很多。

尽管不同吸油管布置方式对负压值变化规律会造成影响，但是进气压力参数越大产生的负压值则越大的规律一直没有受到影响。这意味着尽管负压值变化规律非常复杂，受孔壁间隙和气压参数的耦合影响，从变化趋势上来讲，增大气压参数更有利于提高较大吸油管孔径和孔壁间隙的雾化器负压值，而减小吸油管孔径更有利于提高小孔壁间隙的雾化器负压值。

3.3 吸油量

1）孔壁间隙的影响。图8所示为6种不同孔壁间隙截面积雾化器在不同进气压力下的吸油量变化规律。由图8可知，当吸油管间隙截面积A_{\mathrm{c}}较小时，雾化器吸油量随A_{\mathrm{c}}的增大无明显变化；当A_{\mathrm{c}}>0.4 mm²时，雾化器吸油量随着截面积的增大呈现明显增大的趋势。结果表明增大截面积A_{\mathrm{c}}有助于提高雾化器吸油能力，这与式（9）分析结果一致。需要注意的是，在较小截面积范围内，尽管雾化器产生的负压吸附作用较大（图6、图7），但其对应的气耗率相对较低，对润滑油进行引射雾化时提供的总能量也相对较低，因此对吸油量的影响变化不大。

2）进气压力的影响。如图9a所示，雾化器吸油量随进气压力的增大呈显著上升趋势。当吸油深度H=100～300 mm时，相同压力下吸油量差异小于5%；当H增至500 mm时，吸油量较浅，深度下降15%～20%。同时，低黏度油品吸油量始终高于高黏度油品，且压力升高时差距进一步扩大，0.8 MPa下差值达40%，如图9b所示。这是由于高压气流在喉管段激发更强文丘里负压，显著提高引射动力，而高黏度和大吸深分别通过增大黏滞阻力与重力作用抑制吸油效率。

3）吸油深度的影响。由图10可知，吸油量随吸油深度增大呈下降趋势。当H≤500 mm时，吸油量降幅平缓（10%），而当H>500 mm后降幅程度有所增加。在较高进气压力（p_{\mathrm{i}}≥0.6 MPa）工况下，吸油量下降速率随着压力的升高而减缓，如p_{\mathrm{i}}=0.8 MPa时，吸油深度H从500 mm增至800 mm时的吸油量损失比0.4 MPa工况下降低了25%。这是由于重力阻力随着吸油深度的增大而增大，而较高进气压力产生的强文丘里负压可部分抵消重力效应，从而维持雾化器吸油稳定性。

4）油品黏度的影响。如图11所示，雾化器吸油量随油品黏度升高而显著降低，如润滑油黏度从20 mm²/s增至60 mm²/s时，吸油量下降达60%。并且纯水吸油量远高于润滑油。纯水因低黏度（0.65 mm²/s）获得最大吸油量，验证了润滑油黏滞阻力主导吸油效率的机理。值得注意的是，当黏度小于20 mm²/s时，进气压力增大对吸油量的改善有限；而黏度大于20 mm²/s后，压力补偿效应显著，如0.8 MPa下吸油量较0.4 MPa提升了1.5倍。这表明高黏度润滑油需通过增强雾化器进气压力来克服黏滞阻力。

3.4 雾化性能

3.4.1 雾粒分布特性

本文表征雾粒分布特性的指标包括雾粒体积频度分布、雾粒数量频度分布、雾粒尺寸发散程度以及雾粒平均直径D₃₂等。结合3.1节和3.2节研究结果可知，所设计的雾化器吸油性能均满足不低于200 mL/h，考虑到微量润滑用油量范围通常为10~100 mL/h，选择间隙截面积为0.18 mm²的雾化器进行雾化性能验证。

如图12a所示，不同黏度油品雾化后雾粒直径均分布于1~100 µm，体积频度分布峰值在25 µm左右，且峰值频度随着黏度的升高而显著增大；同时，低黏度油品（20 mm²/s）呈现更宽的分布峰宽，表明它更容易生产小直径雾粒。这验证了雾化机制理论：低黏度油品因临界韦伯数较低，在相同气动剪切作用下更易破碎细化；而高黏度油品受较长扰动波长和高黏滞阻力的抑制，较难获得小直径雾粒，与第1节分析一致。

雾粒体积频度分布主要偏向于大颗粒雾粒分布，为进一步明确雾化器雾化性能，进行了雾粒数量频度分布分析。由图12b可知，不同黏度油品的雾粒数量频度分布在0.8~10 µm，且不同黏度油品其峰值频度相差不大，说明所设计的雾化器针对不同黏度油品均能获得较好的雾化效果。低黏度（20 mm²/s）油品的数量频度分布曲线呈现出更宽的峰宽，说明低黏度油品更易于雾化。

3.4.2 雾粒尺寸发散程度

雾粒尺寸的发散程度可通过发散系数Span值表征，Span值降低表明粒径分布更集中^［18］。Span=(D_{\mathrm{v}(\mathrm{90})}-D_{\mathrm{v}\left(\mathrm{10}\right)})/D_{\mathrm{v}(\mathrm{50})}，其中，D_{\mathrm{v}(\mathrm{90})}为雾粒直径累计分布为90%的粒径，D_{\mathrm{v}\left(\mathrm{10}\right)}和D_{\mathrm{v}\left(\mathrm{50}\right)}类似。

如图13所示，Span值随着油品黏度的升高从3.297（20 mm²/s）下降至1.939（60 mm²/s），说明高黏度油品有利于提升雾粒均一性。高黏度油品虽需要更高韦伯数才能破碎，但在较高气动能量下可实现充分破碎，减少未裂解大颗粒残留^［19］。另一方面，高黏度油品分子间内聚力增强可形成更稳定的液膜，使高速气流剪切破碎更均匀，抑制了随机粒径离散^［6］。这充分验证了所设计的雾化器对20～60 mm²/s宽黏度油品的良好适应性。

3.4.3 雾粒平均直径

雾粒索特平均直径D_{\mathrm{32}}是表征润滑效率和传质能力的关键指标。由图14可知，随着油品黏度的增大，D₃₂也逐渐增大，但各黏度油品的D₃₂均控制在5~12 µm范围内，满足微量润滑切削对雾粒尺寸的要求^［20］。

对于微量润滑加工，通过雾粒体积频度分布可评估润滑剂的有效利用率，大直径雾粒相对容易沉降。数量频度分布则更适合评估雾化均匀性及雾粒渗透性，小直径雾粒更易于渗透^［21］。综合图12和图13结果可知，所设计的雾化器对不同黏度油品均有较好雾化效果，但考虑微量润滑切削雾粒快速渗透及周边加工环境要求，黏度为30~45 mm²/s的微量润滑油品更适合微量润滑雾化要求。

4 结论

1）通过分体式文丘里结构设计，结合雾化器喉管直径和吸油管直径的协同设计可有效调控气耗率和负压吸附能力；较小的孔壁间隙有助于降低气耗率，提高负压值。

2）在不同的进气压力、吸油深度和油品黏度条件下，雾化器均表现出良好的吸油能力，特别是在高进气压力下，吸油量显著增加，高黏度油品则需要更大的吸油动力。

3）激光喷雾粒度分析表明，所设计的雾化器可实现不同黏度油品的雾化，雾粒数量频度分布集中在0.8~10 µm（占比大于82%），索特平均直径D₃₂稳定于5~12µm。其中，雾化器对黏度在30~45 mm²/s的油品雾化性能最优，能满足微量润滑切削加工中对雾粒尺寸的严格要求。

4）本文提出的分体式文丘里雾化器结构，通过参数协同优化，解决了内置式MQL装置在低耗气量、高负压吸附与宽黏度适应性方面的技术瓶颈，为MQL系统在精密加工中的推广应用提供了可靠设计依据。

参考文献

[1] 杨简彰， 王成勇， 袁尧辉， 等. 微量润滑复合增效技术及其应用研究进展［J］. 中国机械工程， 2022， 33（5）： 506-528.

[2] YANG Jianzhang， WANG Chengyong， YUAN Yaohui， et al. State-of-the-art on MQL Synergistic Technologies and Their Applications［J］. China Mechanical Engineering， 2022， 33（5）： 506-528.

[3] WANG Y， LIU C. State-of-the-art on Minimum Quantity Lubrication in Green Machining［J］. Journal of Cleaner Production， 2023， 429： 139-173.

[4] 刘明政， 李长河， 曹华军， 等. 低温微量润滑加工技术研究进展与应用［J］. 中国机械工程， 2022， 33（5）： 529-550.

[5] LIU Mingzheng， LI Changhe， CAO Huajun， et al. Research Progresses and Applications of CMQL Machining Technology［J］. China Mechanical Engineering， 2022， 33（5）： 529-550.

[6] JI Changhe， SHENG Rui， WU Hao， et al. Bibliometric Analysis and Research Trends in Minimum Quantity Lubrication for Reducing Cutting Forces［J］. The International Journal of Advanced Manufacturing Technology， 2024， 135（11）： 4995-5033.

[7] 顾大鹏， 胡文成， 窦义涛. 燃油喷嘴雾化特性试验研究［J］. 航空发动机， 2021， 47（1）： 86-90.

[8] GU Dapeng， HU Wencheng， DOU Yitao. Experimental Study on Spray Characteristics of a Fuel Atomizer［J］. Aeroengine， 2021， 47（1）： 86-90.

[9] 梁赐乐， 袁尧辉， 王成勇， 等. 微量润滑系统油雾调控及雾粒特性研究［J］. 中国机械工程， 2022， 33（5）： 607-614.

[10] LIANG Cile， YUAN Yaohui， WANG Chengyong， et al. Study on Oil Mist Control and Oil Mist Particle Characteristics of MQL Systems. China Mechanical Engineering， 2022， 33（5）： 607-614.

[11] SCHUMSKI L， TONN T， SÖLTER J， et al. Minimum Quantity Lubrication （MQL） Supply through Internal Cooling Channels in Drilling Processes［J］. Journal of Manufacturing and Materials Processing， 2024， 8（2）： 69.

[12] 齐世康. 气泡雾化喷嘴喷雾除尘数值模拟与实验研究［D］. 天津： 河北工业大学， 2022.

[13] QI Shikang. Numerical Simulation and Experimental Research on Spray Dust Removal of Effervescent Atomizer［D］. Tianjin： Hebei University of Technology， 2022.

[14] KOURMATZIS A， JABER O J， SINGH G， et al. Review of Flow Blurring Atomization： Advances and Perspectives［J］. Energy & Fuels， 2022， 36（8）： 4224-4233.

[15] 孙春华， 宁智， 王林涛， 等. 气泡雾化喷嘴射流及含气液丝破碎的仿真研究［J］. 推进技术， 2022， 43（4）： 260-269.

[16] SUN Chunhua， NING Zhi， WANG Lintao， et al. Simulation Study on Breakup of Gas-liquid Jet and Filament of Effervescent Atomizer［J］. Journal of Propulsion Technology， 2022， 43（4）： 260-269.

[17] YAN L， LUO K， JIANG T， et al. Parameter Optimization of the MQL Nozzle by the Computational Fluid Dynamics［J］. The International Journal of Advanced Manufacturing Technology， 2024， 131（9）： 4797-4810.

[18] LI D， ZHANG T， ZHENG T， et al. Investigation on Processing Technology of Minimum Quantity Lubrication Nozzle and Its Influence on Atomization Effect［J］. Transactions of Nanjing University of Aeronautics and Astronautics， 2025， 42（2）： 261-274.

[19] 代祥， 宋海潮. 微量润滑切削液雾滴在线混合装置优化与试验［J］. 机械科学与技术， 2025， 44（3）： 465-476.

[20] DAI Xiang， SONG Haichao. Optimization and Experiment of Multi-component Inline Mixer for Mixing Cutting Fluid Droplets in Minimal Quantity Lubrication［J］. Mechanical Science and Technology for Aerospace Engineering， 2025， 44（3）： 465-476.

[21] CHEN B， GAO D， LI Y， et al. Experimental Analysis of Spray Behavior and Lubrication Performance under Twin-fluid Atomization［J］. Journal of Manufacturing Processes， 2021， 61： 561-573.

[22] 蒋仲安， 许峰， 王亚朋， 等. 空气雾化喷嘴雾化机理及影响因素实验分析［J］. 中南大学学报（自然科学版）， 2019， 50（10）： 2360-2367.

[23] JIANG Zhongan， XU Feng， WANG Yapeng， et al. Experimental Analysis of Atomization Mechanism and Influencing Factors of Air Atomizing Nozzle［J］. Journal of Central South University （Science and Technology）， 2019， 50（10）： 2360-2367.

[24] 安晓超. 文丘里射流器气液两相流动数值模拟与实验研究［D］. 北京： 北京石油化工学院， 2022.

[25] AN Xiaochao. Numerical Simulation and Experimental Study of Gas-liquid Two-phase Flow in a Venturi Jet［D］. Beijing： Beijing Institute of Petrochemical Technology， 2022.

[26] 岳义帅， 陈国金， 陈昌， 等. 喷油嘴喷孔结构参数对雾化特性的影响研究［J］. 能源工程， 2019， 39（4）： 1-8.

[27] YUE Yishuai， CHEN Guojin， CHEN Chang， et al. Influence of Nozzle Structure Parameters on Atomization Characteristics［J］. Energy Engineering， 2019， 39（4）： 1-8.

[28] 贾东洲， 张乃庆， 刘波， 等. 静电雾化微量润滑粒径分布特性与磨削表面质量评价［J］. 金刚石与磨料磨具工程， 2021， 41（3）： 89-95.

[29] JIA Dongzhou， ZHANG Naiqing， LIU Bo， et al. Particle Size Distribution Characteristics of Electrostatic Minimum Quantity Lubrication and Grinding Surface Quality Evaluation［J］. Diamond & Abrasives Engineering， 2021， 41（3）： 89-95.

[30] 孔晓瑶， 袁松梅， 朱光远， 等. 微量润滑系统参数对雾化特性的影响［J］. 中国机械工程， 2021， 32（5）： 579-586.

[31] KONG Xiaoyao， YUAN Songmei， ZHU Guangyuan， et al. Influences of MQL System Parameters on Atomization Characteristics［J］. China Mechanical Engineering， 2021， 32（5）： 579-586.

[32] ALI S H， YAO Y， WU B， et al. Recent Developments in MQL Machining of Aeronautical Materials： a Comparative Review［J］. Chinese Journal of Aeronautics， 2025， 38（1）： 102918.

[33] ZHU G， YUAN S， KONG X， et al. Experimental Observation of Oil Mist Penetration Ability in Minimum Quantity Lubrication （MQL） Spray［J］. Journal of Mechanical Science and Technology， 2020， 34（8）： 3217-3225.

基金资助

国家重点研发计划(2019YFB2005400)

国家自然科学基金-广东省联合基金(U1201245)