郭快快， 陳 進， 劉常升， 陳歲元

(東北大學 材料科學與工程學院， 遼寧 沈陽 110819)

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

氣霧化制粉過程是一種瞬態(tài)變化復雜的物理多相耦合過程，主要由一次霧化和二次霧化組成，常規(guī)的實驗手段難以表征，而計算流體力學(computational fluid dynamics，CFD)可以模擬實現對氣體軌跡、金屬熔體的破碎等過程的可視化重現，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工藝參數(導液管伸出長度、氣壓、質量流率、表面張力)對二次破碎粉末粒徑的影響，發(fā)現粉末粒徑隨著氣體壓力和導液管伸出長度的增加而減小.Zhao等[9]比較了兩種湍流模型下噴射夾角對流場以及一次破碎的影響，注意到RSM模型比k-ε更能準確地模擬流場結構.Zeoli等[10]研究了高壓氣體對熔體破碎的影響以及粒度分布規(guī)律，提出氣流場由許多振動波組成，高氣壓可以提高氣液能量轉換效率，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制為研究對象，以噴射夾角對熔體一次破碎和二次破碎過程的影響為研究內容，采用ANSYS Fluent商用軟件CFD數值計算方法，系統模擬VIGA 制粉技術中限制式噴嘴霧化的全過程，研究噴射夾角對流場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計及霧化結果的認識提供理論依據，同時指導VIGA霧化制粉的工業(yè)化生產.

1 實驗方法及過程

1.1 數值模擬幾何模型設計和霧化模型選擇

本文采用的限制式緊耦合噴嘴結構如圖1 所示，主要由進氣口、氣室和導液管組成，導液管直徑3 mm.根據VIGA氣霧化裝置的實際情況，對霧化設備進行簡化的幾何結構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，金屬熔體經導液管流入霧化室完成霧化.邊界條件設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，計算區(qū)域的上邊界與左邊界設為壓力出口邊界.霧化氣體為氬氣，設置為不可壓縮氣流，氣體進口壓力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表1.求解器采用基于密度算法的瞬態(tài)法模擬計算真空感應氣霧化制粉熔體破碎過程.

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氣液相互作用的主霧化過程(一次霧化).湍流方程包括直接數值模擬(DNS)、雷諾平均(RANS)和大渦模型.然后，將一次霧化的計算結果作為初始條件，采用歐拉-拉格朗日離散相模型模擬二次霧化過程.

1.2 VIGA氣霧化制粉實驗

為了驗證數值模擬的準確性，同時開展了VIGA 制粉實驗，實驗采用東北大學(鞍山)激光應用技術研究院自主開發(fā)設計的第二代VIGA 霧化制粉專用設備(見圖3)，VIGA制備設備采用20 kg坩堝熔煉爐，設備噴嘴夾角選擇36°，其他工藝參數與模擬實驗的工藝參數一致.

2 一次霧化模擬結果與討論

2.1 氣體單相流場結構

圖4為噴射夾角為28°、導液管伸出長度為3 mm、導液管直徑為3 mm時VIGA氣霧化氣體單相流場速度云圖和矢量圖.高壓氣體由霧化噴嘴頂端射入時，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.高速氣流經過膨脹后，得到加速，膨脹速度可達550 m/s，形成超音速氣流，如圖4a所示.在導液管底端與滯點(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的前端進入回流區(qū)，并通過湍流層流出回流區(qū).由圖4b可見，在回流區(qū)內部，氣體由下向上流動，并在導液管底端向兩側擴展，而在回流區(qū)的外圍，氣體由上向下流動.湍流層中氣體的速度很低，但氣體質量流量卻很大.圖5為不同噴射夾角條件下，導液管底端回流區(qū)單相流場速度云圖.由圖5可以看出，隨著噴射夾角的增大，回流區(qū)面積減小.當導液管中的金屬液尚未流入霧化室時，回流區(qū)一直存在且基本保持不變.

不同噴射夾角條件下，霧化氣流單相流場中心線上的速度變化如圖6所示.回流區(qū)沿軸線方向上，氣流速度首先增大，達到最大值(250 m/s)，然后逐漸減小，在滯點處速度為0.當噴射夾角從28°依次增加到32°和36°時，氣體回流速度有所增加，且回流區(qū)長度依次為：L1=13 mm，L2=15 mm，L3=18 mm，該結果與單相流場速度云圖所顯示的結果一致.當遠離滯點沿X軸正方向運動時，氣流速度向下逐漸增大.當距離導液管底端95 mm時，其流速逐漸達到穩(wěn)定值.隨著伸出長度的變化，氣流速度穩(wěn)定在380～420 m/s 之間.

在氣霧化過程中，導液管底端抽吸壓力(抽吸壓力值為導液管底端靜壓值與大氣壓值1×105Pa下的差值)的變化會導致金屬熔體流速的變化.抽吸壓力呈正壓狀態(tài)時，將會減緩金屬熔體的流速，甚至會導致氣體通過導液管進入坩堝，出現熔體起泡現象，嚴重時會造成熔體向上反噴，造成導液管堵塞[6].在抽吸壓力呈負壓狀態(tài)時，金屬熔體將會被抽進霧化區(qū)，其從導液管底端的流出較為順暢.圖7為流場中心線上靜壓的變化曲線.可以看出，隨著噴射夾角的增大，導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，導液管出口處靜壓值分別為25.93,51.98,74.74 kPa；即抽吸壓力分別為-74.07,-48.02,-25.26 kPa，均為負值.由此可知，霧化設備設置的3組噴射夾角參數均會產生負壓，有利于金屬熔體的流入，因此有利于霧化過程的進行.

2.2 氣液兩相流流場

金融熔體隨導液管進入回流區(qū)，同時與回流區(qū)內的氣體發(fā)生交互作用，如圖8所示，在金屬液沿導液管底端徑向鋪展過程中，邊緣部分熔體開始發(fā)生一次破碎，這會對氣流場結構產生干擾.同

時，液柱表面產生的擾動不斷向下傳遞，造成回流區(qū)結構變形紊亂，表現為氣液交互作用區(qū),即一次霧化區(qū).噴射夾角為28°時，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)進行，霧化過程會出現一些較大的初次液滴.

2.3 高溫熔體一次霧化過程

噴射夾角為36°時，一次霧化不同階段高溫熔體的流動形態(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，沿導液管向霧化室中流動，5 ms后，液滴開始流出導液管，此時會遭遇回流區(qū)反向氣體的壓力無法繼續(xù)向下流動，從而沿著氣流的方向向回流區(qū)的邊緣流動.當遇到具有更高速度的氣流之后，金屬液流又會沿著氣流向下流，這樣就會與之前的金屬液流相遇而形成駐點.此時，氣流對于金屬液流有兩個方向相反的作用力，駐點處的壓力向上，而抽吸壓力因負壓的緣故，促使金屬液流進入霧化區(qū)因而向下，在氣流壓力的作用下擠壓金屬液流橫向擴展，金屬液流在抽吸壓力與駐點壓力的共同作用下徑向擴展，進而形成了撐傘機制，如圖9f所示.根據圖9e～圖9h可知，熔體破碎過程是動態(tài)平衡的，高溫合金熔體的流動形態(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.在傘狀結構邊緣，高溫合金熔體開始從連續(xù)熔體中剝離出來，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，由于此時抽吸壓力太大，高溫熔體被瞬時壓力吸至回流區(qū)中部，回流區(qū)內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，并隨流場方向向兩端擴散，因此回流區(qū)內液片較少.采用Image-ProPlus軟件對初次破碎的液滴面積進行統計測量，將測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 二次霧化結果與討論

3.1 二次破碎理論模型

不同的流動條件導致不同的破碎模式，與熔體破碎物理相關的主要參數是氣體We，We的計算公式為

(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模型以液滴變形動力學為基礎，以臨界變形為破碎準則，以液滴表面不穩(wěn)定增長為波動模型，Zeoli等[11]研究發(fā)現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).根據一次霧化的模擬結果，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，根據公式(1)計算可知，初次破碎的氣體韋伯數We為10～90.因此，本文選擇TAB 破碎不穩(wěn)定性分解模型，對初次破碎后的液滴破碎成更加細小液滴的二次霧化進行模擬并對粉末粒徑進行統計.

3.2 二次破碎模擬結果分析

滿足We條件的初始液滴才會發(fā)生二次破碎，二次破碎的實質在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力的雙重作用下生成波長更短、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)內大液滴碎片減少，回流區(qū)邊緣的大液滴在氣流場的作用下，迅速球化凝固，并在回流區(qū)氣體拖曳下一起流動，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.顯然，液滴流動軌跡(圖11)符合多相流模型VOF計算的理論分析結果.

通過Fluent軟件監(jiān)控物理模型的出口邊界(霧化室出口)，統計逃逸粒子信息，得到了二次霧化后液滴粒度分布，由模擬統計結果分析可知，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制粉實驗的噴射夾角36°，噴嘴結構參數和工藝參數與模擬條件一致.圖12a是實驗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為實驗制備的合金粉末粒徑分布結果，分析可知，噴射夾角為36°時，霧化制備的合金粉末平均粒徑為113.7 μm，實驗d50為105.9 μm.實驗結果表明，噴射夾角為36°時，實驗制備的粉末粒徑與數值模擬得到的粉末粒徑基本一致，驗證了數值模擬合金霧化破碎過程的合理性.

4 結 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.高速氣流經過膨脹后，加速形成超音速氣流.當噴射夾角從28°增大到32°和36°時，氣體回流速度有所增大，且回流區(qū)長度依次為：L1=13 mm，L2=15 mm，L3=18 mm.

2) 氣液兩相交互作用造成回流區(qū)結構變形紊亂(一次霧化區(qū))，噴射夾角為28°時，紊亂度較高.高溫熔體在導液管底部邊緣被回流區(qū)高速氣體沖擊形成薄膜，并隨流場方向徑向擴散，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數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，霧化制備的合金粉末平均粒徑為113.7 μm，實驗制備的粉末粒徑與數值模擬得到的粉末粒徑基本一致，進一步驗證了數值模擬合金霧化破碎過程的合理性.