同軸送粉噴嘴三路氣流對粉末匯聚特性的影響

付 偉 張安峰 李滌塵 朱剛賢 路橋潘 魯中良

西安交通大學機械制造系統(tǒng)工程國家重點實驗室，西安，710049

0 引言

激光金屬直接制造（laser direct metal manufact uring，LDMM）技術(shù)是近十幾年來興起的一種先 進 制 造 技 術(shù)［1－2］。目前，LDMM 技 術(shù) 送粉方式主要有同軸送粉和側(cè)向送粉［3］。由于同軸送粉方式的粉末流場呈對稱分布，在熔覆復雜零件的過程中，沒有方向性的限制［4］，故被廣泛采用。在成形過程中，同軸送粉噴嘴正對熔覆區(qū)域，當噴嘴距離熔池較近時，熔覆過程中反彈飛濺的金屬粉末和煙塵會進入噴嘴內(nèi)部的激光通道，對此不加以控制會造成噴嘴出口發(fā)生堵粉、保護鏡被煙塵污染等問題，直接影響熔覆成形質(zhì)量，嚴重時會使熔覆過程無法進行。

為了解決上述問題，文獻［5－7］提出在中路激光腔內(nèi)送氣來解決粉末反彈及堵粉問題，但中路氣控制不當會影響原有的粉末匯聚特性，對此并未作深入研究。另外，胡乾午等［8］通過橫向加載保護氣流來防止粉末飛濺，但是設備結(jié)構(gòu)相對較復雜，并且涉及各路氣流的平衡問題。因此，研究三路氣（中路氣、載粉氣、外層保護氣）之間的匹配關(guān)系就顯得尤為重要。

本文針對激光內(nèi)腔引入保護氣后的粉末匯聚特性，采用FLUENT軟件的離散相模擬，研究三路氣對粉末匯聚特性的影響，探討三路氣的搭配關(guān)系。

1 同軸送粉噴嘴氣固兩相流數(shù)值模型

1．1 計算模型的選擇

同軸送粉時，根據(jù)文獻［9］的研究，噴嘴單位時間內(nèi)通過截面的顆粒體積與氣體體積之比很小，遠小于10%，并且粒子平均間距很大，所以顆?？梢钥闯墒窍嗷ス铝⒌?，顆粒間的相互碰撞可以忽略，只考慮流體對粒子的作用。故采用遵循歐拉－拉格朗日方法的離散相模型：氣相被處理為連續(xù)相，粉末粒子按離散相處理。

1．2 同軸送粉噴嘴模型

1．2．1 氣相湍流的控制方程

忽略激光束對于氣固兩相流的熱影響，不考慮能量傳遞。湍流模型采用標準k－ε模型［10］。則基本控制方程包括連續(xù)性方程和動量方程：

k方程

ε方程

式 中，ρ 為 流 體 密 度，kg／m3；t 為 時 間，s；k 為 湍 動 能，m2／s2；μ為動力黏度，N·m／s2；μt為湍流黏度，N·s／m2；σk為湍動能k對應的湍流普朗特數(shù)；Gk為平均速度梯度引起的湍流動能的產(chǎn)生項；Gb為浮力引起的湍動能的產(chǎn)生項；ε為湍流耗散率，m2／s3；YM為可壓湍流中脈動擴張的貢獻；σε為耗散率ε對應的湍流普朗特數(shù)；C1、C2為經(jīng)驗常數(shù)；u為氣流速度，m／s；下標i、j表示直角坐標方向，i，j＝1，2，3。

根據(jù)Launder等的推薦值及后來的實驗驗證，模型常數(shù)取為：σk＝1．0，σε＝1．3，C1＝1．44，C2＝1．92。

1．2．2 顆粒相求解模型

在FL UENT軟件中，如果粉末離散相體積與氣體連續(xù)相體積的比值較?。ㄐ∮?0%）［11］，則可以選擇拉格朗日坐標系下的離散相模型模擬顆粒運動。該模型滿足離散相體積比率較小的條件，因此，這里采用拉格朗日坐標系下的離散相模型來追蹤顯示顆粒的運動軌跡。

1．2．3 三路送氣計算模型

首先通過Pr o／E建立噴嘴三路送氣受阻射流的實體模型，網(wǎng)格劃分如圖1所示。分別設定了粉末入口、外層保護氣入口和中路氣入口及壓力出口的邊界條件。計算時跟蹤了360個粉末粒子的軌跡。粉末焦距為14 mm，本文中計算區(qū)域的受阻墻與噴嘴出口的距離為此值，考慮到實際成形過程中的受阻情況，本文計算受阻射流時不同氣路對粉末匯聚的影響。

圖1 同軸送粉噴嘴三路送氣計算模型

2 計算結(jié)果及分析

2．1 評價指標

建立如圖2所示的坐標系。A、B、C三點分別為激光腔氣路中心、輸送粉末氣體出口的中心、外層保護氣路的出口中心。通過計算來確定三路送氣速度的相對大小關(guān)系時，要達到如下目標：①通過模擬使得A點處的濃度降低，即使得粉末不再反彈到噴嘴內(nèi)部；②在經(jīng)過三路送氣相互作用后，中心氣路不形成負壓，三路氣的出口壓力相差小，從而使熔覆過程中的煙塵不能反彈到中路腔中；③在保證中心氣路無反彈的情況下，使粉末濃度最大，以利于激光熔覆及節(jié)約材料；④粉末匯聚處的匯聚特性好，即匯集半徑要盡可能地小。

圖2 同軸送粉噴嘴三路出口位置

2．2 單因素對粉末匯聚濃度的影響

2．2．1 中路氣速度對粉末匯聚濃度的影響

在送粉量7．8g／min、載氣速度2 m／s及外層保護氣速度2 m／s的情況下，中路氣速度變化對噴嘴匯聚特性的影響規(guī)律如圖3所示。由圖3a可以看出，當中路氣速度vm＝0時，大量的粉末從入口進入后，經(jīng)過反彈部分的粒子被反彈到中路的內(nèi)腔中，這不利于保護透鏡，也使噴嘴出口處容易堵粉；從圖3b可以看出，當vm＝0．25 m／s時，一部分粉末被吹出激光內(nèi)腔，但腔內(nèi)仍有很多粉末；圖3c中，當vm＝0．50 m／s時，絕大部分粉末都被吹出了內(nèi)腔，使激光透鏡免于污染；圖3d中，當vm＝0．75 m／s時，內(nèi)腔中基本沒有粉末，但此時的匯聚濃度相對較小，不利于激光熔覆成形。

由圖4a可知，隨著中路氣速度增大，粉末濃度逐漸降低，當中路氣速度vm＝0．6 m／s時，粉末濃度降到不送氣時的一半，此時匯聚處粉末濃度較低，不利于成形。從圖4b和圖4c可以看到，隨著中路氣入口速度的增大，中路氣路的出口壓力與載粉氣路的壓力相差越來越大，載粉氣路出口壓力逐漸變小，對外層保護氣出口壓力影響不大；同時中路氣路的出口速度與輸送粉末氣路的速度相差也越來越大，外層保護氣速度稍有增大。圖4d顯示，隨著中路氣速度的增大，粉末的匯聚半徑相對減小。匯聚點距離噴嘴的距離始終保持不變，穩(wěn)定在基板上。圖4e顯示，中路氣速度增大后，噴嘴出口處的粉末濃度由原來的221．6kg／m3降低到基本趨近于0。在中路氣速度大于0．5 m／s時，反彈的粉末幾乎為0?？梢娫龃笾新窔馑俣龋欣谧钃醴磸椀姆勰沁^大的話，會降低匯聚濃度。

所以結(jié)合圖3和圖4可知，在同時保證匯聚濃度盡量大和內(nèi)腔反彈粉末較少的條件下，中路氣速度vm在0．25 m／s和0．6 m／s之間比較合適。

2．2．2 載氣速度對粉末匯聚濃度的影響

在送粉量7．8g／min、中路氣速度0．5 m／s及外層保護氣速度2 m／s的情況下，載氣速度從小到大的變化對于匯聚的影響規(guī)律如圖5所示。

圖3 不同中路氣速度下同軸送粉噴嘴匯聚濃度的分布

圖4 中路氣速度對同軸送粉噴嘴匯聚濃度的影響

從圖5a可知，在載氣速度增大的情況下，粉末濃度呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢，在載氣速度vz＝5 m／s時，濃度達到最大。這是因為自然射流條件（不發(fā)生粉末反彈）下，保持送粉量不變時，載氣速度變大使粉末的匯聚焦點下移，匯聚濃度降低。但是本文中的計算模型為受阻射流（發(fā)生粉末反彈），雖然載氣速度的增大使得單位時間里輸送入噴嘴的粉末濃度降低，但在受阻射流中反彈的粉末遇到噴嘴后發(fā)生了二次反彈，部分粉末會被再反彈到匯聚點處，所以發(fā)生了圖5a中所示先增大后減小的趨勢。從圖5b和圖5c可以看出，隨著載氣速度的增大，中路與載粉氣路的出口速度都變大，而外層保護氣出口速度變化不大；中路的壓力與載粉氣路的出口壓力差逐漸減小，同時兩路的出口壓力都會略有減小。由圖5d可以看到，隨著載氣速度的增大，粉末的匯聚半徑在vz＝2 m／s時最大，然后逐漸變小，在vz＝8 m／s最小。由圖5e可以看到，匯聚點與噴嘴的距離基本保持不變，當載氣速度為4 m／s時，粉末的匯聚最大點上移1 mm。綜合得出，載氣速度為3～6 m／s時為最佳。

圖5 載氣速度對同軸送粉噴嘴匯聚濃度等參數(shù)的影響

圖6 外層保護氣速度對同軸送粉噴嘴匯聚濃度等參數(shù)的影響

2．2．3 外層保護氣速度對粉末匯聚濃度影響

圖6為在送粉量為7．8g／min、中路氣速度為0．5 m／s、載氣速度為2 m／s的情況下，外層保護氣速度變化對匯聚的影響規(guī)律。

由圖6可得，在外層保護氣速度增大的情況下，匯聚濃度有先增大后減小的趨勢，但對三路氣的出口壓力及出口速度影響不大。在保證匯聚處粉末濃度適當?shù)那闆r下，粉末匯聚半徑先增大（外層保護氣vw＝2 m／s時最大）后減小。綜合圖6的分析可以看出，外層保護氣速度的合理范圍為1～3 m／s。

2．3 正交優(yōu)化

2．3．1 正交表因素、水平的選擇

由前述模擬結(jié)果可知，影響匯聚濃度的因素較多，為了弄清不同工藝參數(shù)的影響關(guān)系，采用三因素三水平的正交優(yōu)化分析L9（34），其中的因素及水平如表1所示。該結(jié)果的評價指標為粉末濃度最大。

表1 正交模擬因素水平表 m／s

2．3．2 正交模擬結(jié)果與分析

正交試驗結(jié)果如表2所示，直觀分析見表3。從表2可得，在送粉流量7．8g／min情況下，對粉末匯聚濃度的影響力從大到小依次分別為外層保護氣速度、載氣速度和中路氣速度。且中路氣速度0．3 m／s、載氣速度4 m／s、外層保護氣速度1 m／s為最佳值，計算得到粉末濃度為899．7kg／m3。而

表2 正交試驗結(jié)果

表3 正交試驗直觀分析表

相比其他8組正交試驗結(jié)果，其粉末濃度最大，可以確定此值的正確性。

圖7為在優(yōu)化參數(shù)條件下，粉末匯聚出口壓力及濃度分布圖。從圖7a可得：三路氣出口處的壓力相差不大（壓差為3 MPa），而中路氣壓相對其他兩路稍大，可以有效地阻止煙塵反彈到中路內(nèi)腔中，這可以從圖7b看出。同時三路的平均出口 速 度 分 別 為 vm＝2．83 m／s，vz＝0．16 m／s，vw＝0．04 m／s。

圖7 最優(yōu)參數(shù)條件下同軸送粉噴嘴匯聚分布

2．4 三路送氣實驗

由于CCD相機拍攝需要對光強進行標定，同時需要結(jié)合圖像方面的知識，實際操作有一定難度，本文采用間接的方法（利用在激光能量足夠時，粉末匯聚濃度越大則熔敷截面也越大的原理），驗證不同氣路對匯聚濃度的影響。通過在選定基板上熔敷單道，通過寬度和高度的變化來觀察不同氣路送氣量的變化對匯聚濃度的影響。圖8為KEYENCE VH－600 M顯微鏡測量的單道截面寬高示意圖。

圖8 單道截面寬高

在激光功率P＝250 W、送粉量M＝7．8g／min、載氣氣量qz＝0．42 m3／h、外層保護氣氣量qw＝0．3 m3／h的情況下，通過改變中路氣氣量的大小，來觀察中路氣氣量對于熔覆形貌的影響規(guī)律。

由圖9可以看出，隨著中路氣氣量的增大，寬度和高度逐漸減小，也就是熔覆成形的截面面積逐漸變小，在中路氣流較小時（中路氣氣量qm＝0．06 m3／h）截面面積最大。

圖9 中路氣氣量對熔覆試樣截面影響

結(jié)合圖4可知，影響熔覆層形貌的主要因素是匯聚點處的濃度分布，包括匯聚處的匯聚半徑和匯聚處的濃度隨高度的變化。從圖4d可以看出，在中路氣速度增大時，匯聚半徑逐漸減小，熔覆層截面寬度相應變??；從圖4e可以看出，隨著中路速度增大，匯聚焦點粉末濃度變小，同時匯聚焦點上方相同距離處的粉末濃度也相對變小。在粉末濃度較低時，無法形成熔覆層，最終導致了熔覆層高度的變小。

在激光功率P＝250 W、送粉量 M＝7．8 g／min、中路氣氣量qm＝0．3 m3／h、外層保護氣氣量qw＝0．3 m3／h的情況下，通過改變載氣氣量的大小，觀察其對于熔覆形貌的影響規(guī)律。如圖10所示，隨著載氣氣量的逐漸增大，寬度和高度呈現(xiàn)出先增大后減小的趨勢。在載氣氣量qz＝0．36 m3／h時，熔覆層寬度、高度最大，也就是熔覆成形的截面面積最大。

圖10 載粉路氣量對熔覆試樣截面影響

從圖5d可以看出，在載氣速度增大時，匯聚半徑先減小后增大，在輸入的功率足夠大的情況下，熔覆層寬度自然先增大后減?。粡膱D5e可以看出，隨著載氣速度的增大，匯聚濃度先變大后變小，同時匯聚點上方相同距離處的濃度也一致變化，從而使得熔覆層高度先變大后變小。

在激光功率P＝250 W、送粉量 M＝7．8 g／min、中 路 氣 氣 量qw＝0．3 m3／h、載 氣 氣 量qz＝0．42 m3／h的情況下，改變外層保護氣氣量的大小，觀察其對于熔覆形貌的影響規(guī)律。從圖11可以看出，隨著外層保護氣氣量的逐漸增大，寬度和高度先增大后減小，當外層保護氣氣量qw＝0．3 m3／h時，截面形狀達到最大。

圖11 外層保護氣氣量對熔覆試樣截面影響

從圖6d和圖6e可以看出，外層保護氣速度增大時，匯聚半徑和匯聚處最大濃度的變化與載氣相同，從而導致了熔覆層高度的先大后小的變化。

2．5 激光熔覆實驗

依據(jù)同軸送粉噴嘴三路送氣的數(shù)值模擬結(jié)果，進行了噴嘴工藝參數(shù)的試驗。圖12所示分別為薄壁墻和實體葉片的熔覆成形樣件。采用的工藝參數(shù)如下：激光功率P＝250 W，掃描速度v＝10 m／s，送 粉 量 7．8g／min，Z 向 單 層 提 升 量0．1 mm，中路氣氣量qm＝0．3 m3／h，載氣氣量qz＝0．24 m3／h，外層保護氣氣量qw＝0．1 m3／h。

圖12 成形的試件

3 結(jié)論

（1）隨著中路氣速度逐漸增大，粉末匯聚濃度逐漸降低；隨著載氣速度逐漸增大，匯聚濃度先增大后減小，在vz＝5 m／s的時候達到最大；隨著外層保護氣速度逐漸增大，匯聚濃度先增大后減小，在vw＝2 m／s的時候達到最大。

（2）隨著中路氣速度的增大，中間氣路的出口壓力與輸送粉末路的壓力相差越來越大，輸送粉末路出口壓力也逐漸變小，中路氣速度的增大對外層保護氣出口壓力影響不大；隨著載氣速度的增大，中心氣路的出口壓力與載粉氣路的壓力差逐漸減小，同時兩路的出口氣壓都會略有減小，載氣速度的增大對外層保護氣影響不大；外層保護氣速度的增大對三路氣的出口壓力影響不大。

（3）結(jié)合模擬結(jié)果可知，三路氣正交試驗中各路氣量對于熔覆形貌的影響與模擬的變化趨勢相同。

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