夏敏 汪鵬 張曉虎 葛昌純?

1)(北京科技大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院,特種陶瓷粉末冶金研究所,北京 100083)2)(貴州工程應(yīng)用技術(shù)學(xué)院土木建筑工程學(xué)院,畢節(jié) 551700)(2018年4月2日收到;2018年5月10日收到修改稿)

1 引 言

金屬粉末的廣泛應(yīng)用促進(jìn)了粉末制備技術(shù)的快速發(fā)展,尤其是在3D打印、粉末冶金和熱噴涂技術(shù)領(lǐng)域,對(duì)金屬粉末的需求和要求越來(lái)越高[1?4].金屬粉末的生產(chǎn)方法主要有化學(xué)、機(jī)械和物理方法[5].其中,物理方法中的氣霧化法[4,6,7],由于具有生產(chǎn)成本低、生產(chǎn)效率高、粉末質(zhì)量高、可控性好以及具備大規(guī)模生產(chǎn)的潛力等諸多優(yōu)點(diǎn),被廣泛應(yīng)用于實(shí)際生產(chǎn)中.在氣霧化制粉技術(shù)中,絕大部分工藝在金屬熔化過(guò)程中直接接觸坩堝、導(dǎo)流嘴等耐火材料,會(huì)在金屬粉末中不可避免地帶來(lái)非金屬夾雜物.這些非金屬夾雜物往往會(huì)對(duì)高性能的部件(如粉末高溫合金部件)帶來(lái)致命的影響[8].電極感應(yīng)熔化氣霧化(electrode induction melting gas atomization,EIGA)制粉是一種不引入非金屬夾雜物的超潔凈氣體霧化制粉技術(shù),兼具氣霧化生產(chǎn)效率高、產(chǎn)量大、粉末粒徑細(xì)小等特點(diǎn)[9?12],其霧化過(guò)程是通過(guò)超高頻感應(yīng)線圈加熱合金棒材,形成直徑大小連續(xù)可控的合金液流,合金液流在非限制式噴嘴(無(wú)陶瓷導(dǎo)流管)的作用下,被高壓高速氣體破碎霧化,從而制得超潔凈的合金粉末.在EIGA制粉技術(shù)中,合金的整個(gè)熔化過(guò)程不接觸坩堝以及導(dǎo)流嘴等耐火材料,主要依靠超高頻感應(yīng)熔化來(lái)控制[13].不使用導(dǎo)流嘴而是通過(guò)使用非限制式噴嘴來(lái)實(shí)現(xiàn)制粉,因此,非限制式噴嘴的設(shè)計(jì)制造是EIGA法超潔凈制粉技術(shù)的關(guān)鍵核心技術(shù)之一.

根據(jù)噴嘴是否存在陶瓷導(dǎo)流管,目前工業(yè)上廣泛使用的氣霧化噴嘴分為限制式霧化噴嘴和非限制式霧化噴嘴[14,15].由于限制式噴嘴具有生產(chǎn)效率高、生產(chǎn)粉末顆粒細(xì)小等優(yōu)點(diǎn),因此關(guān)于氣霧化研究的絕大部分工作都集中在限制式噴嘴上,生產(chǎn)企業(yè)目前使用最多的也是限制式噴嘴[16?18],而關(guān)于非限制式噴嘴的研究報(bào)道偏少.氣霧化的過(guò)程是一個(gè)非常復(fù)雜的過(guò)程,高速氣體在極短時(shí)間內(nèi)對(duì)高溫流體進(jìn)行沖擊破碎,常規(guī)的實(shí)驗(yàn)手段很難對(duì)整個(gè)破碎過(guò)程進(jìn)行表征,也很難再現(xiàn)沖擊破碎的復(fù)雜物理過(guò)程.數(shù)值模擬可以實(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),因此關(guān)于氣霧化噴嘴的設(shè)計(jì)優(yōu)化工作,大部分采用數(shù)值模擬來(lái)進(jìn)行.如:關(guān)于限制式噴嘴霧化過(guò)程與霧化機(jī)理的研究,文獻(xiàn)[14,19—21]都通過(guò)仿真的方法對(duì)限制式噴嘴的應(yīng)用和性能進(jìn)行了廣泛的研究.

在氣霧化過(guò)程中,霧化過(guò)程主要由初次霧化和二次霧化組成[18].目前,對(duì)氣體霧化過(guò)程的數(shù)值模擬主要采用歐拉-歐拉模型的VOF(volume of fluid)方法[22?24]與歐拉-拉格朗日DPM(discrete phase model)離散相模擬方法[25,26],但是由于氣霧化制備的金屬粉末粒度較小(大部分粉末粒度＜50μm),采用網(wǎng)格方法捕捉霧化后液滴的歐拉-歐拉VOF多相流模型,會(huì)帶來(lái)過(guò)于龐大的計(jì)算量,大大降低研究效率.為了克服上述困難,目前大部分研究在高溫熔體的不穩(wěn)定性破碎理論基礎(chǔ)上,利用熔體破碎不穩(wěn)定性分解模型TAB(Taylor analogy breakup)模型與Kelvin-Helmholtz(K-H)不穩(wěn)定性模型[18,22,25]等,對(duì)氣體霧化粉末的粒度進(jìn)行預(yù)測(cè).但是高溫熔體不穩(wěn)定性破碎理論一般只應(yīng)用于二次霧化過(guò)程研究[5,27,28],直接采用不穩(wěn)定性霧化破碎模型會(huì)忽略初次霧化破碎的過(guò)程.并且,直接通過(guò)高溫熔體不穩(wěn)定性破碎理論模擬方法,很難對(duì)高溫熔體氣霧化過(guò)程中液柱在高速氣流作用下變成液滴的過(guò)程進(jìn)行可視化再現(xiàn),因此對(duì)于氣體霧化機(jī)理與過(guò)程的分析就只能停留在數(shù)學(xué)不穩(wěn)定性破碎模型上,難以通過(guò)模擬計(jì)算的數(shù)據(jù)可視化手段,重現(xiàn)液滴脫落剝離的過(guò)程.有研究采用歐拉-歐拉方法的VOF多相流模擬研究限制式噴嘴初次破碎過(guò)程[22],但由于網(wǎng)格分辨率的限制,熔體的初次破碎液滴脫落過(guò)程不明顯.

本文以粉末高溫合金的氬氣霧化過(guò)程為研究示例,運(yùn)用商業(yè)CFD(computational fluid dynamics)軟件FLUENT,對(duì)現(xiàn)有的用于實(shí)際生產(chǎn)的非限制式噴嘴進(jìn)行建模.首先通過(guò)歐拉-歐拉VOF多相流模型,利用VOF的界面追蹤功能,計(jì)算模擬非限制式噴嘴的主霧化過(guò)程,并實(shí)現(xiàn)該過(guò)程中大液滴從熔體液柱脫落過(guò)程的可視化研究.然后再采用高溫熔體不穩(wěn)定性理論的霧化模型,將主霧化的VOF模型計(jì)算結(jié)果作為初始條件,模擬計(jì)算主霧化后大液滴二次霧化成小液滴的粒度分布.克服了單獨(dú)采用歐拉-歐拉方法的VOF多相流方法或者歐拉-拉格朗日方法直接模擬非限制式噴嘴的霧化過(guò)程中存在的技術(shù)瓶頸,實(shí)現(xiàn)了對(duì)EIGA制粉技術(shù)中非限制式噴嘴霧化過(guò)程的全過(guò)程模擬,并預(yù)測(cè)了氬氣霧化后的高溫合金的粉末粒度分布.模擬的粒度分布結(jié)果與實(shí)驗(yàn)實(shí)測(cè)的結(jié)果高度符合.該方法也適用于非限制式噴嘴里,其他金屬或合金的霧化過(guò)的模擬研究.

2 實(shí)驗(yàn)方法及過(guò)程

2.1 非限制式噴嘴的物理模型設(shè)計(jì)

由于本文研究的非限制式環(huán)縫噴嘴具有旋轉(zhuǎn)對(duì)稱(chēng)性,為了提高計(jì)算效率,在不影響網(wǎng)格分辨率的前提下,減少網(wǎng)格數(shù)目,將模型簡(jiǎn)化為二維軸對(duì)稱(chēng)模型.首先采用工程繪圖軟件CAXA電子圖板進(jìn)行二維模型的繪制,之后通過(guò)Gambit軟件對(duì)非限制式環(huán)縫噴嘴幾何模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分,采用映射畫(huà)法劃分結(jié)構(gòu)或者非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格,同時(shí)要根據(jù)流體路徑充分考慮網(wǎng)格數(shù)量(本文為50000—–100000個(gè)網(wǎng)格)及密度問(wèn)題并設(shè)置入口及出口條件,最后在FLUENT軟件內(nèi)加載符合氣體霧化物理過(guò)程考慮的物理模型,多相流模型一般采用VOF模型,黏度模型可以采用k-epsilon模型、雷諾應(yīng)力(Reynolds stress)模型以及大渦模擬(large eddy simulition)模型,邊界條件設(shè)置為氣體進(jìn)口壓力4 MPa、出口壓力1 MPa、金屬熔體溫度2000 K、下落速度1.4 m/s,采用瞬態(tài)法計(jì)算非限制式環(huán)縫噴嘴的熔體破碎霧化過(guò)程.

本文采用的非限制式環(huán)縫噴嘴結(jié)構(gòu)如圖1所示,主要由進(jìn)氣口、氣室和環(huán)形噴嘴組成.研究采用VOF多相流模型模擬噴嘴內(nèi)氣液相互作用的主霧化過(guò)程.然后,在主霧化模擬結(jié)果的基礎(chǔ)上,采用歐拉-拉格朗日方法(DPM模型)對(duì)非限制式噴嘴的二次霧化進(jìn)行數(shù)值模擬.非限制式環(huán)縫噴嘴霧化的幾何模型與邊界條件如圖2所示,該模型由氣室和霧化室兩部分組成,金屬包圍的氣室連接著進(jìn)氣口和噴管出口,將氣室的邊界作為壁面來(lái)處理[16].由于真正的霧化室是巨大的,需要考慮的只有噴嘴出口下很小的一部分(Φ86 mm× 180 mm).幾何模型采用二維軸旋轉(zhuǎn)對(duì)稱(chēng)模型,選擇下邊界為旋轉(zhuǎn)軸,霧化室的上邊界和左邊界與大氣連通,視為壓力出口.為了避免高溫合金熔體接觸陶瓷導(dǎo)流管與中間包被污染,非限制式環(huán)縫噴嘴的合金熔體入口位置設(shè)計(jì)為空腔體.高溫合金熔體入口位置邊緣與大氣連通,視為壓力出口.高溫合金母材在超高頻感應(yīng)線圈中熔化,并以一定速度落入非限制式噴嘴系統(tǒng),高溫合金熔體入口視為速度入口.實(shí)驗(yàn)選用氣體為氬氣,進(jìn)氣壓力為4 MPa.將氬氣進(jìn)口視為壓力進(jìn)口,其余為固壁邊界條件.實(shí)驗(yàn)材料采用某牌號(hào)鎳基高溫合金,對(duì)應(yīng)的熔體參數(shù)如表1所列.模擬實(shí)驗(yàn)的合金類(lèi)型為鎳基高溫合金,合金液流直徑為4 mm;進(jìn)氣口壓力為4 MPa;噴嘴類(lèi)型為非限制式環(huán)縫噴嘴.

圖1 非限制式環(huán)縫噴嘴截面圖Fig.1.The cross-sectional image of the free-fall atomizer.

圖2 非限制式環(huán)縫噴嘴二維軸對(duì)稱(chēng)模型圖Fig.2.Computational grid for the free-fall atomizer.

表1 某牌號(hào)鎳基高溫合金熔體參數(shù)表23]Table 1.Physical properties of a certain Ni-based superalloy[23].

2.2 EIGA制粉實(shí)驗(yàn)

為了驗(yàn)證噴嘴模擬的準(zhǔn)確性,開(kāi)展了EIGA制粉實(shí)驗(yàn),制粉實(shí)驗(yàn)采用自主設(shè)計(jì)的第三代EIGA生產(chǎn)制粉設(shè)備,如圖3所示.EIGA制備的工藝參數(shù)與模擬實(shí)驗(yàn)的工藝參數(shù)一致.

圖3 自主設(shè)計(jì)的第三代EIGA制粉生產(chǎn)設(shè)備Fig.3.Home-made EIGA equipment.

3 非限制式噴嘴的主霧化模擬

3.1 主霧化模擬的條件設(shè)置

利用商用CFD軟件FLUENT,運(yùn)用VOF多相流模型,求解連續(xù)方程、Navier-Stokes輸運(yùn)方程和動(dòng)量守恒方程等,來(lái)實(shí)現(xiàn)對(duì)高速氣體和粉末高溫合金熔體流動(dòng)之間相互作用的模擬.采用大渦模擬湍流模型(LES)對(duì)此類(lèi)超音速問(wèn)題進(jìn)行模擬,它能夠過(guò)濾掉比過(guò)濾寬度或者給定物理寬度小的渦旋,僅對(duì)霧化過(guò)程中的大渦進(jìn)行計(jì)算,從而能夠比較準(zhǔn)確地再現(xiàn)霧化湍流瞬時(shí)變化過(guò)程[29].

實(shí)際非限制式噴嘴霧化步驟是先將粉末高溫合金熔體落入噴嘴霧化區(qū)域,再通高速氬氣將粉末高溫合金熔體霧化破碎.若先通氣再落金屬熔體則容易造成金屬熔體反噴現(xiàn)象,在模擬計(jì)算霧化過(guò)程時(shí)也會(huì)出現(xiàn)類(lèi)似現(xiàn)象,若運(yùn)用多相流VOF模型計(jì)算時(shí)同時(shí)通高速氬氣與金屬熔體,由于氬氣的速度遠(yuǎn)遠(yuǎn)高于金屬熔體的速度,金屬熔體還沒(méi)有到達(dá)霧化區(qū)域時(shí),氬氣流場(chǎng)就已經(jīng)穩(wěn)定,也會(huì)出現(xiàn)類(lèi)似反噴現(xiàn)象.本研究采用VOF多相流計(jì)算主霧化時(shí),根據(jù)實(shí)際工藝操作,采用VOF多相流模擬時(shí),先將金屬熔體落入霧化位置,再通入高速氬氣將高溫合金熔體霧化,模擬主霧化過(guò)程.

3.2 非限制式噴嘴主霧化數(shù)值模擬與分析

首先,對(duì)VOF多相流模型計(jì)算的氣液兩相流相互作用的主霧化過(guò)程的速度流場(chǎng)進(jìn)行分析,結(jié)果如圖4所示,非限制式噴嘴氬氣出口形成一系列包含沖擊波的超音速氣體流動(dòng),這與文獻(xiàn)[24]中的可壓縮和高速射流理論一致.氣體通過(guò)噴嘴流入爐內(nèi),屬于湍流射流類(lèi),由于黏性剪切力的作用,在自由邊界附近形成一系列湍流漩渦.這些旋渦的存在導(dǎo)致氣體具有旋轉(zhuǎn)動(dòng)量并因此改變一些氣體的流動(dòng).射流相交后,上下層霧化器之間的湍流渦流增強(qiáng),增加氣體的傳播方向,并聚集形成回流區(qū)[23].回流區(qū)位于氣體交叉點(diǎn)的上方,如圖4箭頭所示.

在霧化室中,氬氣從噴嘴傾斜噴出,并與回流區(qū)頂部低速下降的高溫合金熔體作用.當(dāng)高溫合金熔體開(kāi)始接觸回流區(qū)氣流時(shí),前端的合金熔體本身具有自身動(dòng)量并且承受整個(gè)液柱向下的壓力,同時(shí)也承受沿著回流區(qū)域軸線向上的回流區(qū)的氣體壓力,這將導(dǎo)致高溫合金熔體向下的流動(dòng)速度降低甚至停止流動(dòng),另一方面高溫合金熔體將隨回流區(qū)氣體一同無(wú)阻礙地向徑向方向擴(kuò)展.高溫合金熔體在不同下降階段對(duì)應(yīng)的熔體流動(dòng)形態(tài)如圖5所示.

圖4 多相流大渦模擬速度流場(chǎng)分布Fig.4.Velocity vector field.

圖5 主霧化不同階段高溫熔體云圖Fig.5.Different stages of melt- flow(m/s)in primary atomization.

隨著合金熔體靠近氣體回流區(qū),氣液相對(duì)速度和熔體本身所受的壓力增大,合金熔體向下流動(dòng)受到的阻礙也增大,導(dǎo)致其速度降低,直到前端高溫合金熔體軸向上的受力達(dá)到平衡,熔體向下流動(dòng)的趨勢(shì)開(kāi)始停止.此時(shí),高溫合金液體柱前端熔體為了打破軸向上熔體的受力平衡,將發(fā)生緊縮匯聚,使得熔體繼續(xù)向下流動(dòng),如圖5(a)所示.熔體越接近回流區(qū),軸向上對(duì)高溫合金熔體的作用力就越大,但熔體通過(guò)緊縮匯聚的方式增加對(duì)氣體向下的作用力是有限的,此時(shí)氣流的徑向回流也越來(lái)越強(qiáng)烈.繼續(xù)下落的高溫合金熔體下落到一定距離后(如圖5(b)所示),高溫合金熔體對(duì)氣體向下的作用力將到達(dá)上限,此時(shí)氣液上下受力達(dá)到最后的平衡,熔體液柱將達(dá)到軸向的最終位置,此時(shí)合金熔體將跟隨回流氣體沿著不受壓力的徑向方向延伸.隨著合金熔體沿著噴嘴徑向方向延伸距離的增加,由于受回流區(qū)氣體徑向擠壓作用的影響,徑向方向延伸越遠(yuǎn)的高溫合金熔體其軸向厚度越薄.回流氣體靠近噴嘴出口的激波氣體時(shí),其脈動(dòng)強(qiáng)度更加劇烈,導(dǎo)致沿著徑向方向流動(dòng)的高溫合金熔體邊緣在氣體的強(qiáng)烈脈動(dòng)下,剝離原來(lái)連續(xù)流動(dòng)的熔體,發(fā)生破碎,如圖5(c)所示.合金熔體在氬氣回流區(qū)氣流的作用下形成類(lèi)似傘狀結(jié)構(gòu)[23],在傘狀結(jié)構(gòu)邊緣,大液滴開(kāi)始從連續(xù)熔體中剝離出來(lái),發(fā)生破碎.發(fā)生破碎剝離后的熔體液滴,脫離了連續(xù)熔體的作用,破碎時(shí)自身所帶動(dòng)能與本身的重力慣性作用,相對(duì)于連續(xù)高溫合金熔體來(lái)說(shuō)都小得多.破碎分離后的細(xì)小熔體液滴,對(duì)回流區(qū)氣流的影響更加敏感.圖5(d)顯示,破碎后的大熔體液滴,由于自身重量慣性相對(duì)小,將被回流區(qū)氣體拖拽,跟隨回流區(qū)氬氣一同流動(dòng).隨著回流區(qū)氣體越發(fā)靠近噴嘴出口的音速邊界,氣體的動(dòng)能變大,脈動(dòng)強(qiáng)度加強(qiáng).在開(kāi)始攜帶剛剝離連續(xù)熔體的大液滴時(shí),對(duì)應(yīng)的氬氣的動(dòng)能與脈動(dòng)強(qiáng)度有限,因此回流氬氣只能拖拽大熔體液滴移動(dòng).隨著移動(dòng)過(guò)程中氣體動(dòng)能與脈動(dòng)強(qiáng)度的增加,大熔體液滴將在移動(dòng)過(guò)程中在氣體強(qiáng)烈脈動(dòng)作用下進(jìn)一步發(fā)生霧化破裂成小熔體液滴.在此種破裂的過(guò)程中,氣體動(dòng)能與液滴表面能之間發(fā)生轉(zhuǎn)換,高溫熔體液滴的熱能被高速氬氣帶走,發(fā)生熔滴的凝固.液滴凝固的同時(shí)在表面張力的作用下,收縮成表面能最低的球狀.大液滴的拖拽、破碎、凝固、收縮、合并過(guò)程同時(shí)進(jìn)行,直到熔體液滴與氬氣動(dòng)能之間的轉(zhuǎn)化達(dá)到極限,氬氣脈動(dòng)作用已經(jīng)不能讓細(xì)小的液滴進(jìn)一步破碎,或者細(xì)小的熔體液滴已經(jīng)凝固熔體液滴霧化終止.大液滴在氣體作用下破碎成更加細(xì)小的熔體液滴粒時(shí),采用歐拉-歐拉方法的VOF模型捕捉這些液滴需要極其細(xì)小的網(wǎng)格.實(shí)際計(jì)算條件難以達(dá)到要求,為了讓破碎的液滴盡可能顯示,將體積分?jǐn)?shù)標(biāo)尺變化盡可能地調(diào)小,以在網(wǎng)格分辨率限制的條件下盡可能多地顯示破碎后熔體液滴的形貌.最終非限制式噴嘴主霧化高溫熔體液滴形貌如圖6所示.

圖6顯示了初次破碎霧化后熔體液滴沿著回流區(qū)氣體的軌跡移動(dòng),并且部分液滴有互相合并成大液滴的趨勢(shì).因此進(jìn)一步說(shuō)明主霧化后熔體液滴是跟隨回流區(qū)氣體,沿著回流區(qū)軌跡繼續(xù)往下移動(dòng),以待進(jìn)一步破碎.高溫合金熔體未發(fā)生熔體破碎霧化之前的液柱邊界結(jié)構(gòu)與文獻(xiàn)[25]中討論的熔體射流邊界相同,證明本文模擬的正確性.進(jìn)一步采用Photoshop軟件將圖6中破碎的熔體液滴進(jìn)行摳圖處理,并利用image-ProPlus軟件對(duì)統(tǒng)計(jì)摳圖出來(lái)的液滴面積進(jìn)行測(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0.4—1.0 mm之間.本文研究的熔體液柱的直徑為4 mm,擬合的熔體液滴直徑分布符合文獻(xiàn)[19,33]中得到的主霧化后的液滴尺寸約為液柱直徑的10%—100%的結(jié)論.

圖6 主霧化熔體液滴分布圖Fig.6.Gas-melt interaction in primary atomization.

4 非限制式環(huán)縫噴嘴的二次霧化模擬

二次霧化已經(jīng)被廣泛的分解理論描述[5].在非限制式噴嘴中,氣體和熔體相之間存在很大的速度梯度,因此液體的二次霧化可以用碎裂理論很好地描述[25].以主霧化的模擬結(jié)果作為初始條件,采用歐拉-拉格朗日方法,利用 fluent軟件的液滴破碎模型與液滴合并模型,模擬非限制式噴嘴的高溫液滴的二次霧化,同時(shí)采用液滴-氣體雙向耦合的方式,實(shí)現(xiàn)液滴二次霧化中氣液相互作用的耦合模擬,并追蹤二次霧化后的粉末粒徑分布.

4.1 二次霧化理論模型選擇

一旦接觸到高速氣體射流,熔體就會(huì)分裂成直徑高達(dá)500μm的大液滴(初次破碎)[26].這些液滴在飛行中進(jìn)一步分解產(chǎn)生更細(xì)的粉末(二次分解)[31].在研究二次霧化時(shí),兩個(gè)重要的無(wú)量綱參數(shù),空氣動(dòng)力韋伯?dāng)?shù)We和Ohnesorge數(shù)(Oh)將被提出,We數(shù)定義為

其中ρg是氣體密度,U是氣體相對(duì)于緩慢移動(dòng)的液滴的相對(duì)速度,dL是主霧化液滴直徑,σ是熔滴的表面張力.

其中μd是熔體液滴黏度,ρd是液滴的密度,σ是熔滴的表面張力,dd是初次破碎霧化液滴的直徑.

We數(shù)是擾動(dòng)氣動(dòng)力與修復(fù)表面張力的比值,Oh表示黏滯力與表面張力的比值.大的We表示較大的破碎分裂傾向,但較大的Oh表示較低的破碎分裂傾向[32].不同的流動(dòng)條件導(dǎo)致不同的破碎模式.隨著We數(shù)的增加,將會(huì)出現(xiàn)各種典型的二次破碎模式.二次霧化開(kāi)始于一個(gè)向平盤(pán)延伸的小滴[32],三種最典型的霧化破碎模式如圖7所示.

1)袋式破碎分解(6≤Weg≤25)過(guò)程類(lèi)似于附著在環(huán)上的肥皂膜吹出的肥皂泡爆裂.薄的空心包最終爆裂形成大量的小碎片,邊緣碎裂成少量大碎片[32].

2)袋式和蕊心式分裂模式(25≤Weg≤50)中破碎結(jié)構(gòu)具有類(lèi)似于破袋的特征,然而,沿著與流動(dòng)方向接近平行的下降軸線形成一列液體(雄蕊).袋子首先爆裂;邊緣和雄蕊稍后解體.這個(gè)過(guò)程有時(shí)被稱(chēng)為“傘分裂”或“棒狀分裂”[32].

3)片式剝離式破裂模式(50≤Weg≤175)這種破碎機(jī)制與上兩種破碎機(jī)制明顯不同.沒(méi)有形成袋子,而是薄片連續(xù)從其周邊剝離形成小滴.在整個(gè)分解過(guò)程中存在一致的殘留[32].

圖7 典型破碎模式圖解[32]Fig.7.Typical modes of droplet breakup[32].

目前,根據(jù)韋伯?dāng)?shù)的兩種不同的不穩(wěn)定性液體破裂模型TAB破碎模型和KH不穩(wěn)定性模型,已被有效地用于霧化破碎模擬.眾所周知,TAB模型在袋式破裂中效果較好(通常用于We＜80),而KH不穩(wěn)定性模型與剝離式破碎中的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)密切相關(guān)(We＞ 80)[18].但是,Zeoli和Gu[18]在模擬中使用了兩種模型,其平均粒徑?jīng)]有實(shí)質(zhì)性差異.根據(jù)Zeoli和Gu 2006年的研究,TAB模型是基于袋式破碎機(jī)制和多模式破碎機(jī)制的(通常12＜We＜40—100).根據(jù)本文研究的非限制式噴嘴主霧化模擬液滴韋伯?dāng)?shù)以及Zeoli和Gu的理論結(jié)果,本文選擇TAB不穩(wěn)定性模型,對(duì)初次破碎后的液滴破碎成更加細(xì)小的液滴的二次霧化進(jìn)行模擬.

O’Rourke和Amsden于1987年開(kāi)發(fā)的TAB模型基于液滴變形動(dòng)力學(xué),以臨界變形作為破碎標(biāo)準(zhǔn),通過(guò)彈簧質(zhì)量系統(tǒng)的類(lèi)比來(lái)處理扭曲液滴的振動(dòng).彈簧的恢復(fù)力由表面張力(σ)表示,外力由氣動(dòng)力表示,液體黏度(μl)表示阻尼力.設(shè)y=2x/r,液滴變形的管理方程為[32]

其中x是未擾動(dòng)液滴赤道球形位置的位移,r是未受干擾的液滴半徑,ρl和ρg分別為液滴與氬氣的密度.其他參數(shù)為無(wú)量綱數(shù).

只有當(dāng)y＞1時(shí)才會(huì)發(fā)生熔體液滴的破碎.可以推導(dǎo)出破碎后液滴的Sauter平均半徑(r32)的表達(dá)式,

其中rold為原始液滴直徑.

以主霧化的計(jì)算結(jié)果為初始條件,采用TAB不穩(wěn)定性破碎模型計(jì)算非限制式噴嘴二次霧化.關(guān)于二次霧化湍流模型,由于LES模型不能實(shí)現(xiàn)對(duì)氣液雙向耦合的模擬,所以只能選擇基于雷諾應(yīng)力對(duì)時(shí)間平均的RANS湍流模型.參考文獻(xiàn)[17,18]選擇標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模型,對(duì)連續(xù)的氣相方程與離散相液滴模型(DPM模型)進(jìn)行離散相與連續(xù)相的雙向耦合計(jì)算,以體現(xiàn)霧化期間氣體與液滴和液滴與氣體之間相互的影響.由于主霧化發(fā)生的距離和時(shí)間很短,因此二次霧化熔體被處理為包含給定數(shù)量的具有與主霧化相同參數(shù)的液滴組,模擬的邊界條件與主霧化模擬的邊界條件相同.金屬熔滴被加載在主霧化發(fā)生位置,以主霧化計(jì)算的破碎熔體液滴結(jié)果參數(shù)作為二次霧化模擬的初始條件.首先將氬氣加載到連續(xù)相中開(kāi)始計(jì)算,一旦氣體流場(chǎng)在霧化室內(nèi)達(dá)到穩(wěn)定收斂狀態(tài),就在主霧化發(fā)生位置加載給定數(shù)量的初次破碎的熔體液滴群以0.3 kg/s的質(zhì)量流率釋放.在出口處以一定的時(shí)間間隔(例如,每1 ms)重復(fù)測(cè)量液滴平均粒徑,直到液滴的尺寸隨時(shí)間不發(fā)生變化,至此熔體液滴的二次破碎計(jì)算完成.

4.2 二次霧化氣體流動(dòng)

如圖8(a)所示,在不引入高溫合金熔體的霧化室內(nèi),高速氬氣在噴嘴出口處的速度流場(chǎng)形成一系列激波,該流場(chǎng)結(jié)構(gòu)與文獻(xiàn)[13,19]中可壓縮高速射流的理論描述一致,與前面主霧化模擬速度流場(chǎng)相似.當(dāng)引入金屬熔體液滴時(shí),通常熔滴會(huì)完全橫穿噴射氣流的中間交匯位置,導(dǎo)致氣體流場(chǎng)形成大的菱形激波圖案,如圖8(b)所示.這種流場(chǎng)結(jié)構(gòu)的變化是高速氬氣對(duì)熔體液滴質(zhì)量荷載作用的體現(xiàn).

圖8 (a)單相氬氣速度流場(chǎng)分布;(b)二次霧化TAB模型速度流場(chǎng)分布Fig.8.Velocity vector field in different model:(a)Argon gas simulation;(b)secondary break-up TAB model.

據(jù)報(bào)道,即使質(zhì)量負(fù)荷率小至0.1%,類(lèi)似幾何形狀的兩相流中的質(zhì)量負(fù)載效應(yīng)也是顯著的[33].在研究中,質(zhì)量負(fù)荷比定義為離散相質(zhì)量流量與連續(xù)相質(zhì)量流量的比值.在FLUENT噴霧模型中,離散相的質(zhì)量分?jǐn)?shù)不應(yīng)超過(guò)10%.在本研究中,離散相的質(zhì)量負(fù)載率為5%.圖9為在不引入金屬熔體的高速氬氣流場(chǎng)結(jié)構(gòu)與引入高溫合金金屬液滴的高速氬氣流場(chǎng)結(jié)構(gòu)中軸向速度的對(duì)比.顯然,當(dāng)存在負(fù)載效應(yīng)時(shí),與空載時(shí)對(duì)比,軸上的氬氣速度降低.這種負(fù)載效應(yīng)大大降低了氣體速度,在文獻(xiàn)[27]中報(bào)道了射流核心產(chǎn)生了明顯的徑向速度梯度.

圖9 軸線速度對(duì)比Fig.9.Axial velocity in different models.

4.3 高溫合金粉末粒度分析

當(dāng)高溫合金熔體以一定的速度從噴嘴頂端下落時(shí),熔體就會(huì)與前文描述的回流區(qū)高速氣體接觸,最前端的液體柱在上下都受壓的情況下,沿著徑向方向延伸,變成一個(gè)薄薄的圓形液片.隨著熔體沿著噴嘴徑向方向延伸成薄片,接近高速氣體的范圍,導(dǎo)致薄片邊緣開(kāi)始剝落,金屬熔體開(kāi)始霧化.主霧化后的大液滴在高速氣體的作用下,發(fā)生二次破碎霧化.圖10和圖11顯示了采用TAB破碎模型下二次霧化的液滴粒徑云圖與在二次霧化計(jì)算時(shí)逃逸出非限制式噴嘴物理模型出口的霧化液滴粒度統(tǒng)計(jì)圖.顯然圖10顯示的這種液滴粒徑分布圖的流動(dòng)軌跡符合采用多相流模型VOF計(jì)算的理論分析結(jié)果,大液滴進(jìn)一步破碎成更加細(xì)小的液滴,并在回流區(qū)氣體拖拽下一起流動(dòng),最終在回流區(qū)底部氣體交匯位置,兩股金屬液滴匯聚在一起,繼續(xù)沿著軸向方向跟隨氣體一起流動(dòng).

通過(guò)在幾何模型出口統(tǒng)計(jì)逃逸粒子信息,得到了二次霧化后液滴粒度分布統(tǒng)計(jì)圖,如圖11所示.使用的是市面購(gòu)得的非限制式環(huán)縫噴嘴,氬氣作為霧化氣體,進(jìn)氣壓力4 MPa,高溫合金液流直徑4 mm,高溫合金霧化后的粉末粒度100μm.圖12為采用本文模擬使用的非限制式環(huán)縫噴嘴,與表2的模擬條件一致的實(shí)驗(yàn)條件下,所制備粉末的掃描電鏡圖,從圖12可以看出大部分高溫合金粉末形狀呈球形,且大部分顆粒的直徑大小在100μm左右,該實(shí)驗(yàn)結(jié)果與模擬得到的100μm的粉末直徑大小一致,進(jìn)一步驗(yàn)證了模擬數(shù)據(jù)的合理性.

圖10 二次霧化TAB模型粒度分布云圖Fig.10.Diameter distribution simulated by TAB model in secondary atomization.

圖11 二次霧化TAB模型高溫合金霧化粉末粒度分布統(tǒng)計(jì)圖Fig.11.Diameter distribution diagram simulated by TAB model in secondary atomization.

圖12 采用本文模擬使用的非限制式環(huán)縫噴嘴,與模擬條件一致(進(jìn)氣壓力4 MPa,液流直徑約4 mm)條件下,制備的粉末的掃描電鏡圖Fig.12.SEM image of the Ni-based superalloy powders prepared by EIGA process.

通過(guò)發(fā)展歐拉-歐拉VOF多相流方法與歐拉-拉格朗日離散相方法等計(jì)算方法,對(duì)非限制式環(huán)縫噴嘴主霧化與二次霧化過(guò)程進(jìn)行了數(shù)值模擬,實(shí)現(xiàn)了EIGA制粉技術(shù)中非限制式噴嘴霧化過(guò)程的全過(guò)程模擬,并能預(yù)測(cè)霧化后的粉末粒度分布.根據(jù)模擬結(jié)果可知,在非限制式噴嘴的主霧化及二次霧化過(guò)程的模擬過(guò)程中,金屬熔體的氣霧化過(guò)程是一個(gè)非常復(fù)雜的物理多相耦合過(guò)程,粉末的產(chǎn)量與質(zhì)量是金屬熔體(液流的直徑、黏度、液流的連續(xù)或脈沖)、氣體(出口速度、溫度)、噴嘴結(jié)構(gòu)(噴嘴之間的距離、噴嘴角度、拉法爾喉管結(jié)構(gòu))等多因素協(xié)同作用的結(jié)果.其中,主霧化過(guò)程與這些影響因素密切直接相關(guān),也直接決定二次霧化的最終效果.在主霧化過(guò)程中,金屬熔體的影響可以通過(guò)合適的工藝進(jìn)行控制,如控制液流連續(xù)(液流不連續(xù)影響生產(chǎn)效率及產(chǎn)量),直徑大小在3 mm左右(直徑太大不利于細(xì)粉收得率,太小不利于形成連續(xù)穩(wěn)定液流),并具有一定的過(guò)熱度(溫度不夠高金屬熔體黏度大,不利于破碎霧化),氣體與噴嘴結(jié)構(gòu)的影響主要體現(xiàn)在影響回流區(qū)的強(qiáng)度以及位置.而回流區(qū)位置又影響了粉末的生產(chǎn)效率.如圖4所示,回流區(qū)的位置過(guò)高,會(huì)造成嚴(yán)重的反噴或產(chǎn)生大量的片狀粉,引起噴嘴堵塞,嚴(yán)重影響生產(chǎn)效率;回流區(qū)位置過(guò)低,會(huì)嚴(yán)重降低回流區(qū)位置的氣體速度,細(xì)粉收得率大大降低.因此,通過(guò)對(duì)主霧化回流區(qū)的分析以及整個(gè)霧化過(guò)程的模擬(如圖5),可以加深對(duì)整個(gè)霧化過(guò)程中影響因素的理解,理解其原理和過(guò)程,進(jìn)一步通過(guò)優(yōu)化回流區(qū)來(lái)獲得高質(zhì)量的金屬粉末.金屬的二次霧化模擬,實(shí)際是主霧化的進(jìn)一步延伸,在二次霧化的模擬中,以主霧化的粒度分布為初始條件,采用歐拉-拉格朗日方法中的不穩(wěn)定破碎霧化模型(TAB模型)對(duì)初次破碎的熔體大液滴進(jìn)一步霧化破碎成更加細(xì)小的液滴過(guò)程進(jìn)行數(shù)值模擬,從而得到TAB模型粒度分布圖,可直觀地反映粉末的粒度分布.

5 結(jié) 論

本文通過(guò)CFD數(shù)值模擬的方法對(duì)非限制式噴嘴的主霧化過(guò)程與二次霧化過(guò)程進(jìn)行了數(shù)值模擬研究.采用歐拉-歐拉法的VOF多相流模型,對(duì)粉末高溫合金的熔體主霧化過(guò)程進(jìn)行了數(shù)值模擬,再現(xiàn)了非限制式噴嘴的主霧化發(fā)生過(guò)程,對(duì)非限制式噴嘴的主霧化機(jī)理有了進(jìn)一步的認(rèn)識(shí),為指導(dǎo)設(shè)計(jì)優(yōu)化非限制式噴嘴具有重要意義.通過(guò)Photoshop軟件與image-ProPlus軟件對(duì)主霧化計(jì)算熔體破碎結(jié)果云圖的液滴粒度進(jìn)行統(tǒng)計(jì)擬合,發(fā)現(xiàn)主霧化液滴粒度分布在0.4—1.0 mm之間的結(jié)果.以主霧化的粒度分布為初始條件,采用歐拉-拉格朗日方法中的不穩(wěn)定破碎霧化模型(TAB模型)對(duì)初次破碎的熔體大液滴進(jìn)一步霧化破碎成更加細(xì)小的液滴的二次霧化進(jìn)行數(shù)值模擬.模擬的二次霧化過(guò)程由于熔體液滴的作用,非限制式噴嘴的氬氣速度場(chǎng)出現(xiàn)粒子負(fù)載效應(yīng),通過(guò)FLUENT軟件監(jiān)控非限制式噴嘴物理模型的出口邊界,統(tǒng)計(jì)了二次霧化后的液滴粒度分布.采用本文模擬使用的非限制式環(huán)縫噴嘴,實(shí)驗(yàn)條件與模擬條件一致(進(jìn)氣壓力4 MPa,液流直徑約4 mm),制備的粉末大部分顆粒的直徑大小在100μm左右,該實(shí)驗(yàn)結(jié)果與模擬得到的粉末直徑100μm的大小一致,進(jìn)一步驗(yàn)證了模擬數(shù)據(jù)的合理性.