約束噴射沉積過程中霧化氣流場的模擬研究

尹建成，楊 環，劉英莉，陳業高，張八淇，鐘 毅

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

噴射成形技術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]。該技術在冶金材料的制備行業具有廣泛的適應性，因此被稱為“未來材料制備技術之星”[2]。該技術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域較寬(>100mm)。噴射沉積連續擠壓是近年來提出的一種利用快速凝固技術制備高合金含量材料的近凈成形新技術，具有廣泛的應用前景[4-7]。常規連續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擠壓技術應用的關鍵[7]。

據文獻報道，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]、沉積坯狀態以及最終產品質量[2,9,12]有著直接的影響。霧化的主要工藝參數包括氣體的類別、壓力和溫度，其中氣體壓力是最關鍵的因素[12,14-15]。目前，許多學者采用數值模擬技術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。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值模擬，發現隨著壓力的增加，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個環縫型噴嘴，發現環縫型噴嘴產生的超音速射流具有較高的動態壓力，可得到更細的粒滴。

噴射沉積連續擠壓是一種新技術，須對噴射沉積霧化區域進行約束，致使其霧化過程更加復雜，目前關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，本工作在傳統噴射成形霧化的基礎上，采用環縫型噴嘴[12]和雙旋轉盤流型控制器[17]，利用計算流體力學軟件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

噴射沉積連續擠壓技術的基本原理[5-6]是：合金熔液從導流管流出時，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。沉積坯經過連續擠壓形成近終形的制品，如圖1所示。采用雙旋轉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的圓盤，霧化過程中合金液滴從雙旋轉盤間飛出，在狹長的區域內沉積成窄條狀沉積坯。

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

1.2 物理模型

圖2為本工作選用的環縫型霧化器結構圖，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。計算區域為圓柱與雙圓盤邊緣射流旋轉體的耦合體，其圓柱體底面直徑為800mm，高度為460mm，雙旋轉盤的直徑為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雜，為捕捉邊界層的特征，不適合在整個計算區域內使用同一類型的網格[18-19]，因此，在環縫、導流管底端和雙旋轉盤底部細化網格，其余區域采用粗網格。

圖2 環縫型霧化器結構圖Fig.2 Structure diagram of annular-slit atomizer

圖3 環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。近壁面為標準的壁面函數，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，金屬靜力學壓力很小，為減小溫度降低的影響，設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；雙旋轉盤轉速為28rad/s；底部出口為壓強出口；外環境工作壓力為0Pa；其他壁面條件采用標準的壁面函數。

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見表1[21-22]。

表1 N2,Al-20Si和7075Al的性質參數Table 1 Parameters of N2,Al-20Si and 7075Al alloys

2 結果與分析

2.1 模擬結果與分析

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，霧化區壓強及其影響范圍逐漸增大，導流管出口附近的負壓也越來越大，這有助于對金屬熔體產生穩定的抽吸作用，使霧化過程穩定進行[22]；導流管內部熔體的壓力受氣體壓力的影響較大，呈現先減小后增大的趨勢。由壓力梯度顯示，當霧化氣體壓力為2.5×105Pa時(圖4(c))，熔體內壓強值最小，約為8.99×103Pa，有利于金屬熔體的流出。當氣體壓力為3.5×105Pa時(圖4(e))，熔體內壓強值最大，約為1.88×104Pa。由于設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流管出口處凝固，出現堵塞現象，導致霧化不能順利進行。若繼續增大氣體壓力，則壓強差值可能為負值，導致金屬熔體反向流動，出現“反噴”現象。

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

設置金屬熔體入口中心為起始點即0m位置，當軸向距離為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，在雙旋轉盤流型控制器的中心即軸向距離為0.16～0.3m區域，雙旋轉盤之間的中心位置的粒滴速度受到雙旋轉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盤的表面，瞬間鋪展，然后在雙旋轉盤的離心力作用下離開。在雙旋轉盤之間的底部位置即軸向距離為0.3～0.4m區域，雙旋轉盤底部間隙較小，且粒滴極易受到外環境流場的影響，造成速度波動很大。氣體壓力越小，雙旋轉盤流型控制器下方扇形區域越小，如圖6所示。由此可見，當霧化壓力較小時，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盤的表面，而是直接從雙旋轉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，導流管底端出口周圍渦流區越紊亂。導流管底端出口周圍為渦流區(負壓區)，渦流區內氣流沿中心軸接近導流管出口[18]。當渦流區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流管底端出口6～10mm處。在氣流交匯中心，部分氣體反向向導流管底端出口運動，且氣體壓力越大，反向氣流速度越大，阻礙導流管內金屬熔體流出，極可能導致堵塞，使霧化不能順利進行。當氣體壓力為3.5×105Pa時(圖7(e))，反向氣流速度最大，阻礙了金屬熔體流出，使金屬熔體在導流管底部形成回流，即出現“反噴”現象。

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盤的表面，且受到雙旋轉盤的離心作用，粒滴集中分布于雙旋轉盤流型控制器底部并偏向一側，有利于粒滴在擠壓輪的轉動過程中均勻地沉積到輪槽內，由圖8中的放大圖可以看出，在霧化室內，隨著氣體壓力的增大，導流管出口溫度降低。在氣體壓力為3.0×105Pa時，金屬熔體在導流管出口處部分凝固，使金屬熔體不能從導流管出口順利流出；當氣體壓力為3.5×105Pa時，整個導流管底部已凝固。當氣體壓力為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。在雙盤中下部兩側各有一處渦流區，且受到雙盤旋轉方向的影響，一側太明顯的渦流區靠近雙盤邊緣，而另一側渦流區的位置在雙盤盤內，如圖10所示。在雙旋轉盤上部，雙旋轉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盤的轉速無關，只約束粒滴沉積方向以及沉積坯長條寬度。

2.2 實驗結果與分析

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盤的表面，而是直接從雙旋轉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，由心部半固態組織轉移至側邊，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，表面及內部部分金屬粒滴被迅速加熱，枝晶間將發生重熔現象[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層，再輝的熱量較小，枝晶間重熔現象不明顯，沉積坯正面有明顯的“分層”現象。同時，沉積坯側面長度較小，集中分布于霧化中心，多以片狀粉末飛出，材料損耗嚴重；粒滴在飛行中發生嚴重氧化，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，沒有明顯的氧化現象，霧化效果較好，且沉積坯的寬度與連續擠壓機輪槽的寬度一致。實驗過程中還發現，當氣體壓力為3.5×105Pa，在霧化開始時，金屬熔體能順利流出，但隨后導流管底部受到氣流的影響，溫度降低，出現堵塞導流管現象(圖12)，這與模擬結果一致。

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 結論

(1)對不同氣體壓力下約束噴射成形的流場特性進行數值模擬，結果表明：當霧化氣體壓力為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)雙盤轉速10rad/s；(b)雙盤轉速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)實驗與數值模擬結果均表明，沉積坯集中分布于雙旋轉盤流型控制器底部并偏向一側，有利于粒滴在擠壓輪的轉動過程中均勻地沉積到輪槽內。當氣體壓力為2.5×105Pa時，沒有明顯的氧化現象，霧化效果較好，且沉積坯的寬度與連續擠壓機輪槽的寬度的匹配度較高。