數(shù)值模擬噴射夾角對(duì)VIGA制粉霧化過(guò)程的影響

郭快快， 陳 進(jìn)， 劉常升， 陳歲元

(東北大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院， 遼寧 沈陽(yáng) 110819)

激光3D打印技術(shù)(增材制造)是從20世紀(jì)80年代初期逐漸發(fā)展起來(lái)的一項(xiàng)先進(jìn)技術(shù).激光3D打印技術(shù)中，高質(zhì)量低成本的3D打印用金屬粉末是實(shí)現(xiàn)快速成形零件的物質(zhì)基礎(chǔ)和關(guān)鍵要素之一[1-2].真空感應(yīng)熔煉氣霧化(vacuum induction melting gas atomization，VIGA)制粉技術(shù)，綜合了高真空、高溫熔煉、氣體的高壓和高速技術(shù)，其霧化過(guò)程通過(guò)感應(yīng)線(xiàn)圈加熱坩堝內(nèi)金屬棒材，液流經(jīng)導(dǎo)液管進(jìn)入霧化室，被高速高壓氣體霧化成粉末[3-4].真空熔煉技術(shù)可以有效防止合金元素的氧化燒損，同時(shí)減少成分偏析，細(xì)化晶粒，改善第二相的形狀、尺寸及分布；而惰性氣霧化技術(shù)可以起到細(xì)化合金組織、改善合金性能的效果[5].VIGA霧化技術(shù)適用于微細(xì)不銹鋼、鐵合金、鎳合金、鈦合金、銅合金、磁性材料等粉末生產(chǎn)，已經(jīng)成為制備3D打印用高性能金屬粉末的主流方法[6].

氣霧化制粉過(guò)程是一種瞬態(tài)變化復(fù)雜的物理多相耦合過(guò)程，主要由一次霧化和二次霧化組成，常規(guī)的實(shí)驗(yàn)手段難以表征，而計(jì)算流體力學(xué)(computational fluid dynamics，CFD)可以模擬實(shí)現(xiàn)對(duì)氣體軌跡、金屬熔體的破碎等過(guò)程的可視化重現(xiàn)，是一種方便有效的方法[7].Thompson等[8]采用DPM離散相模型研究了相關(guān)工藝參數(shù)(導(dǎo)液管伸出長(zhǎng)度、氣壓、質(zhì)量流率、表面張力)對(duì)二次破碎粉末粒徑的影響，發(fā)現(xiàn)粉末粒徑隨著氣體壓力和導(dǎo)液管伸出長(zhǎng)度的增加而減小.Zhao等[9]比較了兩種湍流模型下噴射夾角對(duì)流場(chǎng)以及一次破碎的影響，注意到RSM模型比k-ε更能準(zhǔn)確地模擬流場(chǎng)結(jié)構(gòu).Zeoli等[10]研究了高壓氣體對(duì)熔體破碎的影響以及粒度分布規(guī)律，提出氣流場(chǎng)由許多振動(dòng)波組成，高氣壓可以提高氣液能量轉(zhuǎn)換效率，從而使液滴破碎更充分.

本文以高溫合金霧化中固、液、氣三相的交互作用機(jī)制為研究對(duì)象，以噴射夾角對(duì)熔體一次破碎和二次破碎過(guò)程的影響為研究?jī)?nèi)容，采用ANSYS Fluent商用軟件CFD數(shù)值計(jì)算方法，系統(tǒng)模擬VIGA 制粉技術(shù)中限制式噴嘴霧化的全過(guò)程，研究噴射夾角對(duì)流場(chǎng)和霧化粉末粒度分布的影響規(guī)律，以期為高效霧化噴嘴的設(shè)計(jì)及霧化結(jié)果的認(rèn)識(shí)提供理論依據(jù)，同時(shí)指導(dǎo)VIGA霧化制粉的工業(yè)化生產(chǎn).

1 實(shí)驗(yàn)方法及過(guò)程

1.1 數(shù)值模擬幾何模型設(shè)計(jì)和霧化模型選擇

本文采用的限制式緊耦合噴嘴結(jié)構(gòu)如圖1 所示，主要由進(jìn)氣口、氣室和導(dǎo)液管組成，導(dǎo)液管直徑3 mm.根據(jù)VIGA氣霧化裝置的實(shí)際情況，對(duì)霧化設(shè)備進(jìn)行簡(jiǎn)化的幾何結(jié)構(gòu)模型和邊界條件如圖2所示，該模型由氣室和霧化室兩部分組成，金屬熔體經(jīng)導(dǎo)液管流入霧化室完成霧化.邊界條件設(shè)置壓力入口作為氣體入口，同樣選擇壓力入口作為熔體入口，計(jì)算區(qū)域的上邊界與左邊界設(shè)為壓力出口邊界.霧化氣體為氬氣，設(shè)置為不可壓縮氣流，氣體進(jìn)口壓力4 MPa、出口壓力1.2 MPa，金屬熔體溫度1 863 K、下落速度1.8 m/s，合金熔體的物理特性見(jiàn)表1.求解器采用基于密度算法的瞬態(tài)法模擬計(jì)算真空感應(yīng)氣霧化制粉熔體破碎過(guò)程.

表1 鎳基高溫合金熔體物理特性

研究采用多相流模型模擬噴嘴內(nèi)氣液相互作用的主霧化過(guò)程(一次霧化).湍流方程包括直接數(shù)值模擬(DNS)、雷諾平均(RANS)和大渦模型.然后，將一次霧化的計(jì)算結(jié)果作為初始條件，采用歐拉-拉格朗日離散相模型模擬二次霧化過(guò)程.

1.2 VIGA氣霧化制粉實(shí)驗(yàn)

為了驗(yàn)證數(shù)值模擬的準(zhǔn)確性，同時(shí)開(kāi)展了VIGA 制粉實(shí)驗(yàn)，實(shí)驗(yàn)采用東北大學(xué)(鞍山)激光應(yīng)用技術(shù)研究院自主開(kāi)發(fā)設(shè)計(jì)的第二代VIGA 霧化制粉專(zhuān)用設(shè)備(見(jiàn)圖3)，VIGA制備設(shè)備采用20 kg坩堝熔煉爐，設(shè)備噴嘴夾角選擇36°，其他工藝參數(shù)與模擬實(shí)驗(yàn)的工藝參數(shù)一致.

2 一次霧化模擬結(jié)果與討論

2.1 氣體單相流場(chǎng)結(jié)構(gòu)

圖4為噴射夾角為28°、導(dǎo)液管伸出長(zhǎng)度為3 mm、導(dǎo)液管直徑為3 mm時(shí)VIGA氣霧化氣體單相流場(chǎng)速度云圖和矢量圖.高壓氣體由霧化噴嘴頂端射入時(shí)，受到噴管收縮部分的壓縮形成壓縮流，隨后在噴嘴出口形成膨脹流.高速氣流經(jīng)過(guò)膨脹后，得到加速，膨脹速度可達(dá)550 m/s，形成超音速氣流，如圖4a所示.在導(dǎo)液管底端與滯點(diǎn)(氣流速度為0)之間，存在氣流速度方向與入口氣流方向相反的呈倒錐形的回流區(qū).從噴嘴噴出的氣體從滯點(diǎn)的前端進(jìn)入回流區(qū)，并通過(guò)湍流層流出回流區(qū).由圖4b可見(jiàn)，在回流區(qū)內(nèi)部，氣體由下向上流動(dòng)，并在導(dǎo)液管底端向兩側(cè)擴(kuò)展，而在回流區(qū)的外圍，氣體由上向下流動(dòng).湍流層中氣體的速度很低，但氣體質(zhì)量流量卻很大.圖5為不同噴射夾角條件下，導(dǎo)液管底端回流區(qū)單相流場(chǎng)速度云圖.由圖5可以看出，隨著噴射夾角的增大，回流區(qū)面積減小.當(dāng)導(dǎo)液管中的金屬液尚未流入霧化室時(shí)，回流區(qū)一直存在且基本保持不變.

不同噴射夾角條件下，霧化氣流單相流場(chǎng)中心線(xiàn)上的速度變化如圖6所示.回流區(qū)沿軸線(xiàn)方向上，氣流速度首先增大，達(dá)到最大值(250 m/s)，然后逐漸減小，在滯點(diǎn)處速度為0.當(dāng)噴射夾角從28°依次增加到32°和36°時(shí)，氣體回流速度有所增加，且回流區(qū)長(zhǎng)度依次為：L1=13 mm，L2=15 mm，L3=18 mm，該結(jié)果與單相流場(chǎng)速度云圖所顯示的結(jié)果一致.當(dāng)遠(yuǎn)離滯點(diǎn)沿X軸正方向運(yùn)動(dòng)時(shí)，氣流速度向下逐漸增大.當(dāng)距離導(dǎo)液管底端95 mm時(shí)，其流速逐漸達(dá)到穩(wěn)定值.隨著伸出長(zhǎng)度的變化，氣流速度穩(wěn)定在380～420 m/s 之間.

在氣霧化過(guò)程中，導(dǎo)液管底端抽吸壓力(抽吸壓力值為導(dǎo)液管底端靜壓值與大氣壓值1×105Pa下的差值)的變化會(huì)導(dǎo)致金屬熔體流速的變化.抽吸壓力呈正壓狀態(tài)時(shí)，將會(huì)減緩金屬熔體的流速，甚至?xí)?dǎo)致氣體通過(guò)導(dǎo)液管進(jìn)入坩堝，出現(xiàn)熔體起泡現(xiàn)象，嚴(yán)重時(shí)會(huì)造成熔體向上反噴，造成導(dǎo)液管堵塞[6].在抽吸壓力呈負(fù)壓狀態(tài)時(shí)，金屬熔體將會(huì)被抽進(jìn)霧化區(qū)，其從導(dǎo)液管底端的流出較為順暢.圖7為流場(chǎng)中心線(xiàn)上靜壓的變化曲線(xiàn).可以看出，隨著噴射夾角的增大，導(dǎo)液管底端靜壓值增加，即抽吸壓力值逐漸變小.噴射夾角分別為28°,32°,36°時(shí)，導(dǎo)液管出口處?kù)o壓值分別為25.93,51.98,74.74 kPa；即抽吸壓力分別為-74.07,-48.02,-25.26 kPa，均為負(fù)值.由此可知，霧化設(shè)備設(shè)置的3組噴射夾角參數(shù)均會(huì)產(chǎn)生負(fù)壓，有利于金屬熔體的流入，因此有利于霧化過(guò)程的進(jìn)行.

2.2 氣液兩相流流場(chǎng)

金融熔體隨導(dǎo)液管進(jìn)入回流區(qū)，同時(shí)與回流區(qū)內(nèi)的氣體發(fā)生交互作用，如圖8所示，在金屬液沿導(dǎo)液管底端徑向鋪展過(guò)程中，邊緣部分熔體開(kāi)始發(fā)生一次破碎，這會(huì)對(duì)氣流場(chǎng)結(jié)構(gòu)產(chǎn)生干擾.同

時(shí)，液柱表面產(chǎn)生的擾動(dòng)不斷向下傳遞，造成回流區(qū)結(jié)構(gòu)變形紊亂，表現(xiàn)為氣液交互作用區(qū),即一次霧化區(qū).噴射夾角為28°時(shí)，紊亂度較高，回流區(qū)紊亂度越高越有利于金屬熔體的破碎，但卻不利于霧化的持續(xù)進(jìn)行，霧化過(guò)程會(huì)出現(xiàn)一些較大的初次液滴.

2.3 高溫熔體一次霧化過(guò)程

噴射夾角為36°時(shí)，一次霧化不同階段高溫熔體的流動(dòng)形態(tài)如圖9所示.由圖9a～圖9d可以看出，首先高溫液態(tài)金屬在自身重力以及抽吸壓力的作用下，沿導(dǎo)液管向霧化室中流動(dòng)，5 ms后，液滴開(kāi)始流出導(dǎo)液管，此時(shí)會(huì)遭遇回流區(qū)反向氣體的壓力無(wú)法繼續(xù)向下流動(dòng)，從而沿著氣流的方向向回流區(qū)的邊緣流動(dòng).當(dāng)遇到具有更高速度的氣流之后，金屬液流又會(huì)沿著氣流向下流，這樣就會(huì)與之前的金屬液流相遇而形成駐點(diǎn).此時(shí)，氣流對(duì)于金屬液流有兩個(gè)方向相反的作用力，駐點(diǎn)處的壓力向上，而抽吸壓力因負(fù)壓的緣故，促使金屬液流進(jìn)入霧化區(qū)因而向下，在氣流壓力的作用下擠壓金屬液流橫向擴(kuò)展，金屬液流在抽吸壓力與駐點(diǎn)壓力的共同作用下徑向擴(kuò)展，進(jìn)而形成了撐傘機(jī)制，如圖9f所示.根據(jù)圖9e～圖9h可知，熔體破碎過(guò)程是動(dòng)態(tài)平衡的，高溫合金熔體的流動(dòng)形態(tài)呈倒噴泉狀—傘狀—倒噴泉狀—傘狀，連續(xù)循環(huán)發(fā)生一次破碎.在傘狀結(jié)構(gòu)邊緣，高溫合金熔體開(kāi)始從連續(xù)熔體中剝離出來(lái)，在表面張力的作用下發(fā)生球化，成為較大的金屬液滴，大液滴隨后將繼續(xù)發(fā)生二次破碎.

圖10為不同噴射夾角條件下主霧化高溫熔體破碎分布.從圖10可以看出，隨噴射夾角的增大，高溫金屬熔體發(fā)生破碎的主要區(qū)域變小.噴射夾角為28°時(shí)，由于此時(shí)抽吸壓力太大，高溫熔體被瞬時(shí)壓力吸至回流區(qū)中部，回流區(qū)內(nèi)保留了較多的一次破碎的液片，破碎面積較大.隨著噴射夾角的增大，抽吸壓力減小，高溫熔體直接在導(dǎo)液管底部邊緣被回流區(qū)高速氣體沖擊形成薄膜，并隨流場(chǎng)方向向兩端擴(kuò)散，因此回流區(qū)內(nèi)液片較少.采用Image-ProPlus軟件對(duì)初次破碎的液滴面積進(jìn)行統(tǒng)計(jì)測(cè)量，將測(cè)量的液滴面積擬合為相同面積的圓形液滴面積，得到液滴尺寸分布在0.3～0.9 mm之間，是熔體液柱的初始直徑(3 mm)的10%～30%.

3 二次霧化結(jié)果與討論

3.1 二次破碎理論模型

不同的流動(dòng)條件導(dǎo)致不同的破碎模式，與熔體破碎物理相關(guān)的主要參數(shù)是氣體We，We的計(jì)算公式為

(1)

式中：ρg為霧化氣體的密度，kg/m3；vr為霧化氣體與液態(tài)金屬的相對(duì)速度，m/s；dp為金屬液滴的直徑，mm；σ為液態(tài)金屬的表面張力，N/m.

We是作用在液滴上的空氣動(dòng)力與由表面張力控制的液滴破裂阻力的比值.We的高低，決定了二次破碎的物理機(jī)制.We越高，液滴破碎分解的傾向越高，二次霧化發(fā)生的必要條件是We>11.三種最典型的霧化破碎模式為：①袋狀破碎(11

目前常見(jiàn)的液滴破碎模型包括TAB(Taylor analogy breakup)和K-H/K-HRT(Kelvin-Helmholtz Rayleigh-transport)模型.TAB模型以液滴變形動(dòng)力學(xué)為基礎(chǔ)，以臨界變形為破碎準(zhǔn)則，以液滴表面不穩(wěn)定增長(zhǎng)為波動(dòng)模型，Zeoli等[11]研究發(fā)現(xiàn)TAB模型更適合于液滴發(fā)生袋狀破碎和多模破碎的情況下(1280).根據(jù)一次霧化的模擬結(jié)果，取Ur為300 m/s，dp為0.3～0.9 mm，氬氣密度為1.783 7 kg/m3，液滴表面張力為1.588 N/m，根據(jù)公式(1)計(jì)算可知，初次破碎的氣體韋伯?dāng)?shù)We為10～90.因此，本文選擇TAB 破碎不穩(wěn)定性分解模型，對(duì)初次破碎后的液滴破碎成更加細(xì)小液滴的二次霧化進(jìn)行模擬并對(duì)粉末粒徑進(jìn)行統(tǒng)計(jì).

3.2 二次破碎模擬結(jié)果分析

滿(mǎn)足We條件的初始液滴才會(huì)發(fā)生二次破碎，二次破碎的實(shí)質(zhì)在K-H不穩(wěn)定性的作用下形成K-H不穩(wěn)定波從而使初次破碎形成的液滴(液膜)在自身重力和氣流動(dòng)力的雙重作用下生成波長(zhǎng)更短、振幅更大的不穩(wěn)定波.在K-H不穩(wěn)定波的作用下，初始大液滴分割成小的碎片液滴直至We降低到臨界值無(wú)法被破碎為止.圖11為不同噴射夾角條件下粒子在TAB破碎模型下的破碎效果.由圖11a可以看出，由于噴射夾角小，回流區(qū)面積較大，回流區(qū)內(nèi)分散著粒徑尺寸約在0.2～0.3 mm 的大液滴碎片.隨著噴射夾角的增加，回流區(qū)面積減小，回流區(qū)內(nèi)大液滴碎片減少，回流區(qū)邊緣的大液滴在氣流場(chǎng)的作用下，迅速球化凝固，并在回流區(qū)氣體拖曳下一起流動(dòng)，兩股金屬液滴最終交匯在回流區(qū)底部位置，隨后分叉繼續(xù)跟隨氣體一起流動(dòng).顯然，液滴流動(dòng)軌跡(圖11)符合多相流模型VOF計(jì)算的理論分析結(jié)果.

通過(guò)Fluent軟件監(jiān)控物理模型的出口邊界(霧化室出口)，統(tǒng)計(jì)逃逸粒子信息，得到了二次霧化后液滴粒度分布，由模擬統(tǒng)計(jì)結(jié)果分析可知，隨噴射夾角的增大(28°～36°)，粉末的平均粒徑逐漸增大，分別為84.9,94.2,110.3 μm，粉末中位徑(d50)分別為72.1，76.8，98.3 μm.VIGA制粉實(shí)驗(yàn)的噴射夾角36°，噴嘴結(jié)構(gòu)參數(shù)和工藝參數(shù)與模擬條件一致.圖12a是實(shí)驗(yàn)制備的合金粉末宏觀形貌SEM圖，如圖所示，合金粉末粒度均勻，具有較高的球形度.圖12b為實(shí)驗(yàn)制備的合金粉末粒徑分布結(jié)果，分析可知，噴射夾角為36°時(shí)，霧化制備的合金粉末平均粒徑為113.7 μm，實(shí)驗(yàn)d50為105.9 μm.實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，噴射夾角為36°時(shí)，實(shí)驗(yàn)制備的粉末粒徑與數(shù)值模擬得到的粉末粒徑基本一致，驗(yàn)證了數(shù)值模擬合金霧化破碎過(guò)程的合理性.

4 結(jié) 論

1) 隨著噴射夾角的增大，回流區(qū)面積逐漸減小，抽吸壓力值逐漸變小.高速氣流經(jīng)過(guò)膨脹后，加速形成超音速氣流.當(dāng)噴射夾角從28°增大到32°和36°時(shí)，氣體回流速度有所增大，且回流區(qū)長(zhǎng)度依次為：L1=13 mm，L2=15 mm，L3=18 mm.

2) 氣液兩相交互作用造成回流區(qū)結(jié)構(gòu)變形紊亂(一次霧化區(qū))，噴射夾角為28°時(shí)，紊亂度較高.高溫熔體在導(dǎo)液管底部邊緣被回流區(qū)高速氣體沖擊形成薄膜，并隨流場(chǎng)方向徑向擴(kuò)散，熔體的初次破碎形態(tài)呈“倒噴泉狀→傘狀”，初次液滴的尺寸分布在0.3～0.9 mm.

3) 采用限制性噴嘴物理模型下初次破碎液滴的韋伯?dāng)?shù)We為10～90.隨噴射夾角的增大，粉末的平均粒徑逐漸降低，分別為84.9，94.2，110.3 μm.噴射夾角為36°時(shí)，霧化制備的合金粉末平均粒徑為113.7 μm，實(shí)驗(yàn)制備的粉末粒徑與數(shù)值模擬得到的粉末粒徑基本一致，進(jìn)一步驗(yàn)證了數(shù)值模擬合金霧化破碎過(guò)程的合理性.