尹建成，楊 環(huán)，劉英莉，陳業(yè)高，張八淇，鐘 毅

(1 昆明理工大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，昆明 650093；2 昆明理工大學(xué) 信息工程與自動化學(xué)院，昆明 650504)

噴射成形技術(shù)是一種利用快速凝固方法制備難成形金屬材料的近凈成形工藝[1-3]。該技術(shù)在冶金材料的制備行業(yè)具有廣泛的適應(yīng)性，因此被稱為“未來材料制備技術(shù)之星”[2]。該技術(shù)采用惰性氣體霧化合金熔液，在無任何約束的情況下，霧化液滴沉積在底托上形成沉積坯，此時霧化液滴的沉積區(qū)域較寬(>100mm)。噴射沉積連續(xù)擠壓是近年來提出的一種利用快速凝固技術(shù)制備高合金含量材料的近凈成形新技術(shù)，具有廣泛的應(yīng)用前景[4-7]。常規(guī)連續(xù)擠壓機輪槽的寬度為10～28mm，在自由噴射的情況下，會有大量的合金熔滴沉積在輪槽之外，造成原料的巨大浪費。因此，是否能夠有效地約束沉積坯的寬度是噴射沉積連續(xù)擠壓技術(shù)應(yīng)用的關(guān)鍵[7]。

據(jù)文獻報道，霧化過程對霧化液滴的速度[1,8-12]、液滴尺寸[1,10-13]、溫度[1,9-10,12]、沉積坯狀態(tài)以及最終產(chǎn)品質(zhì)量[2,9,12]有著直接的影響。霧化的主要工藝參數(shù)包括氣體的類別、壓力和溫度，其中氣體壓力是最關(guān)鍵的因素[12,14-15]。目前，許多學(xué)者采用數(shù)值模擬技術(shù)對噴射成形霧化過程的流場進行了模擬，為實驗提供理論指導(dǎo)。施立新等[10]采用DPM(離散相)模型和RNGk-ε模型進行了Laval氣霧化噴嘴的霧化流場數(shù)值模擬，發(fā)現(xiàn)隨著壓力的增加，冷卻速率升高，冷卻時間減少。Mates等[16]重點研究了3種離散型噴嘴和1個環(huán)縫型噴嘴，發(fā)現(xiàn)環(huán)縫型噴嘴產(chǎn)生的超音速射流具有較高的動態(tài)壓力，可得到更細的粒滴。

噴射沉積連續(xù)擠壓是一種新技術(shù)，須對噴射沉積霧化區(qū)域進行約束，致使其霧化過程更加復(fù)雜，目前關(guān)于此方面的文獻報道較少。因此，為了更好地探究氣體壓力對約束噴射成形霧化過程的影響，本工作在傳統(tǒng)噴射成形霧化的基礎(chǔ)上，采用環(huán)縫型噴嘴[12]和雙旋轉(zhuǎn)盤流型控制器[17]，利用計算流體力學(xué)軟件Fluent中的RNGk-ε模型和DPM模型模擬分析約束噴射成形霧化過程[1,10]，從理論上分析霧化氣體壓力對約束噴射成形霧化階段的影響，同時進行實驗驗證。

1 實驗材料與方法

1.1 實驗原理

噴射沉積連續(xù)擠壓技術(shù)的基本原理[5-6]是：合金熔液從導(dǎo)流管流出時，被霧化器噴嘴噴出的高速氣體霧化破碎，破碎的粒滴在雙旋轉(zhuǎn)盤流型控制器的約束作用下，以擠壓輪槽為基體形成沉積坯。沉積坯經(jīng)過連續(xù)擠壓形成近終形的制品，如圖1所示。采用雙旋轉(zhuǎn)盤流型控制器約束霧化射流，即在霧化器氣體出口處，對稱放置一對高速旋轉(zhuǎn)的圓盤，霧化過程中合金液滴從雙旋轉(zhuǎn)盤間飛出，在狹長的區(qū)域內(nèi)沉積成窄條狀沉積坯。

圖1 噴射沉積連續(xù)擠壓技術(shù)原理圖Fig.1 Schematic diagram of the spray deposition with following continuous extrusion forming technique

1.2 物理模型

圖2為本工作選用的環(huán)縫型霧化器結(jié)構(gòu)圖，霧化器高度H為60mm，氣孔入口高度H0為30mm，氣體進入氣腔后沿環(huán)形狹縫d2流出，為1.2mm，氣體出口角度α為25°，金屬液入口直徑d0為70mm，金屬液出口直徑d3為4mm。本工作數(shù)值模擬采用三維物理模型，圖3為約束噴射沉積計算域示意圖。計算區(qū)域為圓柱與雙圓盤邊緣射流旋轉(zhuǎn)體的耦合體，其圓柱體底面直徑為800mm，高度為460mm，雙旋轉(zhuǎn)盤的直徑為235mm，雙盤底部夾角為8°，底部間距為6mm。由于噴嘴幾何形狀比較復(fù)雜，為捕捉邊界層的特征，不適合在整個計算區(qū)域內(nèi)使用同一類型的網(wǎng)格[18-19]，因此，在環(huán)縫、導(dǎo)流管底端和雙旋轉(zhuǎn)盤底部細化網(wǎng)格，其余區(qū)域采用粗網(wǎng)格。

圖2 環(huán)縫型霧化器結(jié)構(gòu)圖Fig.2 Structure diagram of annular-slit atomizer

圖3 環(huán)縫型霧化器計算域示意圖Fig.3 Computational grid diagram for the annular-slit atomizer

1.3 計算模型

Fluent軟件中對于噴霧這類問題的模擬主要采用DPM離散模型，湍流模型采用RNGk-ε模型。近壁面為標(biāo)準(zhǔn)的壁面函數(shù)，破碎模型選擇TAB(泰勒比)模型。求解器采用壓力基的半隱式(SIMPLE)算法[19]。

邊界條件[3,10]：由于本工作使用的噴射沉積熔體裝置較小，金屬靜力學(xué)壓力很小，為減小溫度降低的影響，設(shè)置熔體入口為壓強入口；漏斗壁面溫度為1020K，放熱速率為20000W/m3；氣體入口為壓強入口；雙旋轉(zhuǎn)盤轉(zhuǎn)速為28rad/s；底部出口為壓強出口；外環(huán)境工作壓力為0Pa；其他壁面條件采用標(biāo)準(zhǔn)的壁面函數(shù)。

本工作模擬了5種不同霧化氣體壓力(1.5×105,2.0×105,2.5×105,3.0×105,3.5×105Pa)對約束噴射成形過程的影響。霧化氣體為氮氣，以Al-20Si合金為主要霧化金屬，并與7075Al合金霧化溫度場進行對比，計算中模擬熱物理性能參數(shù)見表1[21-22]。

表1 N2,Al-20Si和7075Al的性質(zhì)參數(shù)Table 1 Parameters of N2,Al-20Si and 7075Al alloys

2 結(jié)果與分析

2.1 模擬結(jié)果與分析

2.1.1 霧化氣體壓力對總壓強的影響

圖4為不同霧化氣體壓力時雙盤軸對稱截面總壓強分布，可以看出，不同氣壓下的總壓強分布類似，但由壓力梯度顯示，隨著氣體壓力的增加，霧化區(qū)壓強及其影響范圍逐漸增大，導(dǎo)流管出口附近的負壓也越來越大，這有助于對金屬熔體產(chǎn)生穩(wěn)定的抽吸作用，使霧化過程穩(wěn)定進行[22]；導(dǎo)流管內(nèi)部熔體的壓力受氣體壓力的影響較大，呈現(xiàn)先減小后增大的趨勢。由壓力梯度顯示，當(dāng)霧化氣體壓力為2.5×105Pa時(圖4(c))，熔體內(nèi)壓強值最小，約為8.99×103Pa，有利于金屬熔體的流出。當(dāng)氣體壓力為3.5×105Pa時(圖4(e))，熔體內(nèi)壓強值最大，約為1.88×104Pa。由于設(shè)定金屬熔體入口壓力為2.0×104Pa，所以壓強值差很小，約為120Pa。較小的正壓導(dǎo)致金屬熔體向下流速較慢，而金屬熔體的熱量被高速氣流帶走，極可能造成金屬熔體在導(dǎo)流管出口處凝固，出現(xiàn)堵塞現(xiàn)象，導(dǎo)致霧化不能順利進行。若繼續(xù)增大氣體壓力，則壓強差值可能為負值，導(dǎo)致金屬熔體反向流動，出現(xiàn)“反噴”現(xiàn)象。

圖4 不同霧化氣體壓力時雙盤軸對稱截面總壓強分布 (a)1.5×105Pa;(b)2.0×105Pa;(c)2.5×105Pa;(d)3.0×105Pa;(e)3.5×105PaFig.4 Total pressure distribution at the axial symmetrical section of double disks under different gas inlet pressures (a)1.5×105Pa;(b)2.0×105Pa;(c)2.5×105Pa;(d)3.0×105Pa;(e)3.5×105Pa

2.1.2 霧化氣體壓力對速度的影響

設(shè)置金屬熔體入口中心為起始點即0m位置，當(dāng)軸向距離為0.15m時，存在速度駐點，且氣體壓力越大，駐點速度越大；軸向距離為0.15～0.16m時，氣流交匯，不同氣體壓力下的速度都達到峰值，且氣體壓力越大，速度峰值越大，如圖5所示。圖6為不同霧化氣體壓力時雙盤軸對稱截面速度流場，由圖5和圖6可以看出，不同氣體壓力下的速度曲線和速度流場分布都很類似，在雙旋轉(zhuǎn)盤流型控制器的中心即軸向距離為0.16～0.3m區(qū)域，雙旋轉(zhuǎn)盤之間的中心位置的粒滴速度受到雙旋轉(zhuǎn)盤流型控制器的影響，有一定的波動，但速度并沒有很大的衰減，在150～250m/s之間。

這是由于不同尺寸的霧化粒滴以高速撞擊到雙旋轉(zhuǎn)盤的表面，瞬間鋪展，然后在雙旋轉(zhuǎn)盤的離心力作用下離開。在雙旋轉(zhuǎn)盤之間的底部位置即軸向距離為0.3～0.4m區(qū)域，雙旋轉(zhuǎn)盤底部間隙較小，且粒滴極易受到外環(huán)境流場的影響，造成速度波動很大。氣體壓力越小，雙旋轉(zhuǎn)盤流型控制器下方扇形區(qū)域越小，如圖6所示。由此可見，當(dāng)霧化壓力較小時，氣體對金屬熔體的霧化作用較小，已霧化的粒滴很少撞擊到雙旋轉(zhuǎn)盤的表面，而是直接從雙旋轉(zhuǎn)盤流型控制器底部縫隙流出，匯集于正下方。

圖7為不同霧化氣體壓力時雙盤軸對稱截面速度矢量圖，可以看出，隨著氣體壓力的增加，從氣腔流出的氣體速度增加，導(dǎo)流管底端出口周圍渦流區(qū)越紊亂。導(dǎo)流管底端出口周圍為渦流區(qū)(負壓區(qū))，渦流區(qū)內(nèi)氣流沿中心軸接近導(dǎo)流管出口[18]。當(dāng)渦流區(qū)接觸從氣腔流出的高速氣體時，隨著高速氣流沿軸向向下流動交匯于距離導(dǎo)流管底端出口6～10mm處。在氣流交匯中心，部分氣體反向向?qū)Я鞴艿锥顺隹谶\動，且氣體壓力越大，反向氣流速度越大，阻礙導(dǎo)流管內(nèi)金屬熔體流出，極可能導(dǎo)致堵塞，使霧化不能順利進行。當(dāng)氣體壓力為3.5×105Pa時(圖7(e))，反向氣流速度最大，阻礙了金屬熔體流出，使金屬熔體在導(dǎo)流管底部形成回流，即出現(xiàn)“反噴”現(xiàn)象。

圖5 5種氣體壓力下軸向速度曲線Fig.5 Axis velocity distribution curves under five kinds of gas inlet pressures

圖6 不同霧化氣體壓力時雙盤軸對稱截面速度流場 (a)1.5×105Pa;(b)2.0×105Pa;(c)2.5×105Pa;(d)3.0×105Pa;(e)3.5×105PaFig.6 Velocity flow field at the axial symmetrical section of double disks under different gas inlet pressures (a)1.5×105Pa;(b)2.0×105Pa;(c)2.5×105Pa;(d)3.0×105Pa;(e)3.5×105Pa

圖7 不同霧化氣體壓力時雙盤軸對稱截面速度矢量圖 (a)1.5×105Pa;(b)2.0×105Pa;(c)2.5×105Pa;(d)3.0×105Pa;(e)3.5×105PaFig.7 Velocity diagrams at the axial symmetrical section of double disks under different gas inlet pressures (a)1.5×105Pa;(b)2.0×105Pa;(c)2.5×105Pa;(d)3.0×105Pa;(e)3.5×105Pa

2.1.3 霧化氣體壓力對溫度的影響

圖8為不同霧化氣體壓力時雙盤軸對稱截面溫度場分布，可以看出，不同氣體壓力下，相同截面的溫度分布類似，霧化的粒滴撞擊到雙旋轉(zhuǎn)盤的表面，且受到雙旋轉(zhuǎn)盤的離心作用，粒滴集中分布于雙旋轉(zhuǎn)盤流型控制器底部并偏向一側(cè)，有利于粒滴在擠壓輪的轉(zhuǎn)動過程中均勻地沉積到輪槽內(nèi)，由圖8中的放大圖可以看出，在霧化室內(nèi)，隨著氣體壓力的增大，導(dǎo)流管出口溫度降低。在氣體壓力為3.0×105Pa時，金屬熔體在導(dǎo)流管出口處部分凝固，使金屬熔體不能從導(dǎo)流管出口順利流出；當(dāng)氣體壓力為3.5×105Pa時，整個導(dǎo)流管底部已凝固。當(dāng)氣體壓力為2.5×105Pa時，Al-20Si和7075Al合金的雙盤軸對稱截面溫度場分布類似，說明霧化粒滴尺寸相同時，在飛行中合金粒滴凝固時相變潛熱對溫度場影響不大，如圖9所示。在雙盤中下部兩側(cè)各有一處渦流區(qū)，且受到雙盤旋轉(zhuǎn)方向的影響，一側(cè)太明顯的渦流區(qū)靠近雙盤邊緣，而另一側(cè)渦流區(qū)的位置在雙盤盤內(nèi)，如圖10所示。在雙旋轉(zhuǎn)盤上部，雙旋轉(zhuǎn)盤軸對稱截面的壓力跡線方向幾乎相同，說明氣體壓力與雙旋轉(zhuǎn)盤的轉(zhuǎn)速無關(guān)，只約束粒滴沉積方向以及沉積坯長條寬度。

2.2 實驗結(jié)果與分析

在本實驗中，為簡化實驗過程，金屬熔體直接噴射在平面上。圖11為5種氣體壓力下沉積坯形貌圖，可以看出，氣體壓力較小時，霧化作用較小，霧化粒滴中液相含量較多，且已霧化的粒滴很少撞擊到雙旋轉(zhuǎn)盤的表面，而是直接從雙旋轉(zhuǎn)盤流型控制器底部縫隙流出，在中心速度較高的霧化氣體及霧化顆粒的沖擊作用下，由心部半固態(tài)組織轉(zhuǎn)移至側(cè)邊，形成凹槽，造成沉積坯截面寬度變大，同時，沉積坯在冷卻時存在再輝放熱過程，表面及內(nèi)部部分金屬粒滴被迅速加熱，枝晶間將發(fā)生重熔現(xiàn)象[23-24]，因此，孔洞較少，表面光亮。氣體壓力較大時，霧化作用較大，霧化粒滴尺寸較小，且固相含量較多，在沉積坯表面形成較薄的半液態(tài)層，再輝的熱量較小，枝晶間重熔現(xiàn)象不明顯，沉積坯正面有明顯的“分層”現(xiàn)象。同時，沉積坯側(cè)面長度較小，集中分布于霧化中心，多以片狀粉末飛出，材料損耗嚴(yán)重；粒滴在飛行中發(fā)生嚴(yán)重氧化，因此，沉積坯較為灰暗。在氣體壓力為2.5×105Pa時，沉積坯表面較平整、圓滑，沒有明顯的氧化現(xiàn)象，霧化效果較好，且沉積坯的寬度與連續(xù)擠壓機輪槽的寬度一致。實驗過程中還發(fā)現(xiàn)，當(dāng)氣體壓力為3.5×105Pa，在霧化開始時，金屬熔體能順利流出，但隨后導(dǎo)流管底部受到氣流的影響，溫度降低，出現(xiàn)堵塞導(dǎo)流管現(xiàn)象(圖12)，這與模擬結(jié)果一致。

圖8 不同霧化氣體壓力時雙盤軸對稱截面溫度場分布 (a)1.5×105Pa;(b)2.0×105Pa;(c)2.5×105Pa;(d)3.0×105Pa;(e)3.5×105Pa Fig.8 Temperature field distribution at the axial symmetrical section of double disks under different gas inlet pressures (a)1.5×105Pa;(b)2.0×105Pa;(c)2.5×105Pa;(d)3.0×105Pa;(e)3.5×105Pa

圖9 氣體壓力為2.5×105Pa時雙盤軸對稱截面溫度場分布 (a)Al-20Si合金；(b)7075鋁合金Fig.9 Temperature field distribution at the axial symmetrical section of double disks under the gas inlet pressure of 2.5×105Pa (a)Al-20Si alloy;(b)7075Al alloy

3 結(jié)論

(1)對不同氣體壓力下約束噴射成形的流場特性進行數(shù)值模擬，結(jié)果表明：當(dāng)霧化氣體壓力為2.5×105Pa，熔體入口壓力為2.0×104Pa時，作用于熔體上的壓強最小，約為8.99×103Pa，金屬熔體順利流出，霧化效果最佳。

圖10 氣體壓力為2.5×105Pa時雙盤軸對稱截面總壓力跡線分布 (a)雙盤轉(zhuǎn)速10rad/s；(b)雙盤轉(zhuǎn)速28rad/sFig.10 Total pressure distribution at the axial symmetrical section of double disks under the gas inlet pressure of 2.5×105Pa (a)speed of double disks 10rad/s; (b)speed of double disks 28rad/s

圖11 5種氣體壓力下沉積坯形貌圖 (a)沉積坯側(cè)面；(b)沉積坯正面Fig.11 Surface morphology images of deposition under five kinds of gas inlet pressures (a)side of deposition;(b)front of deposition

圖12 氣體壓力為3.5×105Pa時導(dǎo)流管堵塞圖Fig.12 Blocked delivery tube image under the gas inlet pressure of 3.5×105Pa

(2)實驗與數(shù)值模擬結(jié)果均表明，沉積坯集中分布于雙旋轉(zhuǎn)盤流型控制器底部并偏向一側(cè)，有利于粒滴在擠壓輪的轉(zhuǎn)動過程中均勻地沉積到輪槽內(nèi)。當(dāng)氣體壓力為2.5×105Pa時，沒有明顯的氧化現(xiàn)象，霧化效果較好，且沉積坯的寬度與連續(xù)擠壓機輪槽的寬度的匹配度較高。