真空感應氣體霧化技術中緊耦合環(huán)縫噴嘴霧化過程的仿真

孫迎建,周利杰，宮 翔，張鵬程，郝瑞林

(1.河北省工業(yè)機械手控制與可靠性技術創(chuàng)新中心，滄州 061001；2.滄州市工業(yè)機械手控制與可靠性技術創(chuàng)新中心，滄州 061001；3.河北水利電力學院機械工程系，滄州 061001)

0 引 言

隨著金屬增材制造與粉末冶金等行業(yè)的發(fā)展，對高質量金屬粉末的需求日益增加[1]。目前主要的金屬粉末制備方法包括以德國ALD公司為代表的電極感應熔煉氣體霧化法(electrode induction melting gas atomization, EIGA)，以加拿大為代表的等離子霧化 (plasma atomization，PA) 工藝與等離子旋轉電極霧化 (plasma rotating electrode process，PREP) 工藝以及傳統(tǒng)的真空感應氣霧化(vacuum induction gas atomization，VIGA)工藝[2-3]。前3種工藝主要用于制備高活性金屬粉末，如鈦及鈦合金。對于傳統(tǒng)的不銹鋼、鋁合金以及銅合金等粉末材料主要采用VIGA工藝進行制備，因此該工藝在國內外得到了廣泛的應用。

氣霧化噴嘴是VIGA設備的核心部件，決定了制備金屬粉末的直徑分布、空心率、衛(wèi)星粉率等關鍵技術指標[4]。氣霧化噴嘴主要分為緊耦合式噴嘴與自由落體式噴嘴。緊耦合式噴嘴可大大縮短氣體射流與導流管出口金屬液流的距離，顯著提高霧化效率，因此應用廣泛。VIGA工藝制粉是在一個密閉的爐體內進行的，采用試驗手段很難直接對其噴嘴霧化進行研究。隨著計算流體力學的發(fā)展，大量研究人員開始采用流體仿真與試驗驗證相結合的方式對噴嘴霧化進行研究。噴嘴霧化過程分為初次霧化與二次霧化[5-6]。ZEOLI等[7-8]忽略金屬液流的初次霧化過程，采用歐拉-拉格朗日方法對緊耦合環(huán)縫噴嘴的液滴二次霧化以及凝固過程進行了研究。MOTAMAN等[9-10]采用單相氣流場仿真與紋影技術相結合，對緊耦合式噴嘴的霧化氣體流場進行了研究。朱玲玲等[11]采用流體體積(volume of fluid,VOF)多相流模型對緊耦合式噴嘴初次霧化過程進行了仿真，研究了噴嘴霧化壓力和液體表面張力對金屬液流初次破碎過程的影響。緊耦合式噴嘴氣霧化制粉是一個初次霧化與二次霧化連續(xù)進行的整體過程，但是目前大部分報道都只是對其中某部分過程進行仿真研究。

金屬液流全流程霧化過程的仿真對氣霧化制粉機理的探究與噴嘴結構的優(yōu)化設計都有著重要的作用。作者采用VOF方法耦合雷諾應力模型(Reynolds stress model, RSM)與離散相(discrete phase model, DPM)模型結合泰勒類比(Taylor analogy break-up, TAB)不穩(wěn)定性破碎模型，利用基于有限體積方法的商業(yè)計算流體力學軟件 Fluent19.2對緊耦合環(huán)縫噴嘴的初次霧化與二次霧化進行全流程仿真，并進行了試驗驗證，研究噴嘴的霧化過程，以期為噴嘴結構優(yōu)化設計提供理論基礎。

1 試驗方法

VIGA設備原理如圖1所示，該設備主要由熔煉室、熔煉坩堝、中間包、噴嘴、霧化室、粉末收集罐等關鍵部分組成。熔煉坩堝最大熔煉質量為100 kg，最高加熱溫度為1 973 K，中間包最高保溫溫度為1 573 K。制粉原料選擇316L不銹鋼，霧化氣體選擇氬氣。VIGA方法制備金屬粉末過程中，熔煉室內氣體壓力基本穩(wěn)定為25 kPa，底部霧化室內氣體壓力基本為-10 kPa； 316L不銹鋼熔煉溫度為1 700 K, 中間包保溫溫度為1 550 K；霧化氬氣的進氣壓力為3.5 MPa，氣體溫度為300 K。制備的316L不銹鋼粉末采用三點取樣獲得3組粉末試樣，并利用激光粒度儀對粉末粒徑進行測試。

2 仿真方法

2.1 初次霧化仿真模型

緊耦合環(huán)縫噴嘴的初次霧化仿真采用VOF多相流模型耦合RSM湍流模型進行。在VOF模型中主要通過體積分數(shù)追蹤多相流之間的相界面，描述氣/液界面的體積分數(shù)方程[12]為

(1)

式中：ρq為q相密度；αq為q相體積分數(shù)；t為時間；ui為xi方向速度；xi為二維軸對稱模型的x坐標數(shù)值。

緊耦合環(huán)縫噴嘴的霧化氣體馬赫數(shù)一般大于0.3，因此需要考慮氣體的壓縮性。在氣/液兩相流霧化過程中，由可壓縮的N-S方程控制的連續(xù)方程、動量方程與能量方程[13]分別為

(4)

式中：uj為xj方向的速度；xj為二維軸對稱模型的y坐標數(shù)值；p為壓力；g為重力加速度；τij為雷諾應力張量；Fs為表面張力；T為溫度；ρg為氣體密度；ρ為網格單元內的加權密度；K為氣體傳熱系數(shù)；c為比熱容；ST為黏性耗散項。

2.2 二次霧化仿真模型

具有一定過熱度的初次霧化液滴在氣動力作用下變形，在黏性力與表面張力作用下收縮發(fā)生二次破碎過程。為了衡量液滴的二次霧化，提出了一個重要的無量綱參數(shù)韋伯數(shù)(We)，具體計算公式為

(5)

式中：urel為氣體與液滴的相對速度；d為初次霧化液滴直徑；σ為液滴表面張力系數(shù)。

韋伯數(shù)是擾動的空氣動力與表面張力之比，韋伯數(shù)越大，液滴越易破碎[14]。目前典型的液滴破碎模型主要包括布袋式破碎、復合式破碎與脫落式破碎[15]，不同初始液滴韋伯數(shù)范圍對應的破碎模型也不同[16]。TAB模型適合描述布袋式破碎與復合式破碎，開爾文-亥姆霍茲KH模型適合描述脫落式破碎[17]。估算初次霧化液滴的韋伯數(shù)小于80，所以液滴破碎模型為布袋式破碎、復合式破碎，因此采用TAB模型仿真噴嘴的二次霧化過程。為了簡化仿真，將二次霧化仿真的初始液滴直徑設置為初次霧化液滴的質量中值直徑。同時，利用離散相DPM模型，考慮液滴二次霧化過程中會出現(xiàn)的液滴碰撞、液滴合并與液滴隨機軌道等相關問題，選取二次霧化仿真液滴初始條件如表1所示。

表1 二次霧化仿真液滴初始條件

液滴在二次霧化過程中，冷卻凝固轉變?yōu)榻饘俜勰┑倪^程是一個快速凝固的過程，液滴內部的溫度梯度與熱輻射基本忽略[4]。冷卻凝固過程可以采用牛頓冷卻模型進行描述[4]，對應傳熱方程為

(6)

Cpd=(1-fs)cl+csfs

(7)

ΔHd=ΔHf-(cl-cs)(Tl-Td)

(8)

(9)

式中：Cpd為金屬液滴的恒定熱容；ΔHd為液滴的潛熱；cl為液態(tài)的比熱容；cs為固態(tài)的比熱容；ΔHf為單位體積金屬的熔化焓；fs為液滴中固相的體積分數(shù)；Td為瞬時溫度；D為二次霧化液滴直徑；λg為霧化氣體的熱導率；Re為雷諾數(shù)；ρd為液滴的密度；Pr為普朗特數(shù)；Tl和Tg分別為瞬時金屬液相溫度和氣相溫度。

2.3 網格與邊界條件

將具有三維旋轉對稱結構的緊耦合環(huán)縫噴嘴幾何模型簡化為二維軸對稱結構，對應幾何模型如圖2所示。采用Gambit2.4.6軟件進行幾何模型網格劃分，最小網格尺寸為0.1 mm，網格數(shù)量為31 691。利用Ansys Fluent19.2軟件進行兩相流霧化仿真。霧化氣體以一定壓力進入噴嘴，將其入口定義為壓力進口邊界(氣體)。噴嘴頂部中間包內的金屬液流在一定氣體壓力作用下流入噴嘴導流管內，因此將金屬液流入口定義為壓力進口邊界(熔體)。上邊界與左邊界為實際霧化爐體內空間位置，設置為壓力出口邊界。底部邊界定義為軸邊界。其他位置為噴嘴內壁面，定義為壁面邊界。仿真設置的各種邊界具體壓力與溫度參數(shù)如表2所示。選擇氬氣作為霧化氣體，316L不銹鋼為制粉原料，對應流體參數(shù)如表3所示。

圖2 緊耦合環(huán)縫噴嘴的二維軸對稱模型與邊界條件分布Fig.2 Two-dimensional axisymmetric model and boundary condition distribution of close-coupled annular nozzle

表2 邊界條件參數(shù)

表3 316L不銹鋼流體參數(shù)[12]

采用瞬態(tài)耦合算法進行仿真，密度、動量、能量等采用一節(jié)迎風格式進行空間離散，體積分數(shù)采用壓縮格式進行離散。初次霧化仿真時間步長為2×10-7s，最大迭代次數(shù)為20；二次霧化仿真時間步長為6×10-7s，最大迭代次數(shù)為20。圖3為仿真模型在不同網格數(shù)目下的初次霧化與二次霧化固定點(x=65,y=4)位置的氣體速度，當網格數(shù)目增加至31 691后，仿真的初次霧化與二次霧化在固定點位置的氣體速度基本保持為456，432 m·s-1，因此霧化仿真中采用的網格數(shù)目31 691是合理的。

圖3 不同網格數(shù)目下的初次霧化與二次霧化氣體速度Fig.3 Primary atomization and secondary atomization gas velocity under different grid number

3 結果與討論

3.1 初次霧化過程

由圖4可知，緊耦合環(huán)縫噴嘴出口的氣體射流主要由具有較高速度的核心區(qū)與低速的自由邊界組成。噴嘴出口位置的氣流射流由于與環(huán)境壓力差的作用，導致高速氣流向下噴射過程中出現(xiàn)壓縮波與膨脹波交替的鏈狀結構[5]。另外，氣體射流向噴嘴底部中間位置匯聚過程中，由于氣流逐漸向中間偏轉，造成在導流管底部形成了一個氣體回流區(qū)。回流區(qū)內的氣體流動軌跡主要是，中間氣流向上進入氣體回流區(qū)，流動一定距離后轉變流動方向，逐漸沿著徑向方向流動，最終接觸高速氣體射流，與其一同回到起點位置。經過氣體回流區(qū)的部分氣體射流，將與主射流發(fā)生融合，形成一致向下流動的射流結構。

圖4 緊耦合環(huán)縫噴嘴氣體速度云圖Fig.4 Gas velocity cloud distribution of close-coupled annular nozzle

金屬液流從導流管底部流出，接觸到氣體回流區(qū)后，其向下的繼續(xù)流動將受到阻礙；此時金屬液流只能沿著不受阻力的徑向方向繼續(xù)流動，形成環(huán)形液膜結構，實現(xiàn)連續(xù)液流至液膜的轉變過程，如圖5所示。液膜流動過程中受到氣體回流區(qū)的氣流拖拽擠壓，前端的液膜厚度逐漸變薄。當徑向流動的環(huán)形液膜靠近霧化氣體射流后，在氣體射流拽力作用下，再次改變流動方向，并且前端液膜將直接發(fā)生破碎或厚度進一步減薄，最終完成初次霧化過程。

圖5 緊耦合環(huán)縫噴嘴初次霧化原理示意Fig.5 Schematic of primary atomization of close-coupled annular nozzle

由圖6可以看出：緊耦合環(huán)縫噴嘴環(huán)形液膜前端在氣體射流拖拽作用下改變了流動方向，并直接發(fā)生了液膜的破碎，形成了一定數(shù)量的初次霧化液滴，液滴在氣體射流的作用下，逐漸向噴嘴底部中心位置匯聚；環(huán)形液膜前端僅接觸了氣體射流外側的自由邊界，液膜前端在射流邊界的湍流剪切力作用下發(fā)生破碎，形成初次霧化液滴，同時在破碎液滴下落過程中，將在液滴周圍形成漩渦繞流結構。üNAL等[18]采用高速攝像技術研究了VIGA方法中氬氣霧化壓力為2.4 MPa時，金屬鋁液的初次霧化過程，發(fā)現(xiàn)鋁液在導流管底部形成了一個環(huán)形液膜結構，與仿真結果相似，基本可以驗證初次霧化仿真的可靠度。

圖6 緊耦合環(huán)縫噴嘴初次霧化熔體體積分數(shù)云圖以及熔體體積分數(shù)與氣體速度矢量的迭加圖Fig.6 Melt volume fraction cloud distribution (a) and superposition diagram of volume fraction for melt and gas velocity vector (b)

基于德洛奈三角形方法，采用MATLAB軟件編寫計算程序，對初次霧化形成的液滴進行等效面積直徑的計算，結果如圖7所示。由圖7可以看出，緊耦合環(huán)縫噴嘴初次霧化后形成的液滴直徑基本符合正態(tài)分布，主要分布在250～285 μm之間，中值直徑為268 μm。綜上可知，緊耦合環(huán)縫噴嘴初次霧化的關鍵是環(huán)形液膜的形成，前端液膜的破碎主要是氣體射流的自由邊界湍流剪切造成的，并且初次霧化形成的液滴直徑滿足正態(tài)分布。

圖7 緊耦合環(huán)縫噴嘴初次霧化液滴直徑分布Fig.7 Diameter distribution of primary atomized droplet of close-coupled annular nozzle

3.2 二次霧化過程

由圖8可以看出，緊耦合環(huán)縫噴嘴初次霧化后向下釋放的液滴發(fā)生先匯聚后分散的變化過程，包括液滴群匯聚階段、初始分散階段與分散階段，這與WANG等[4]的研究結論一致。氣體回流區(qū)以下發(fā)生融合的氣體射流，在連續(xù)下落的二次霧化液滴的負載作用下，中間軸線位置的高速射流區(qū)域在徑向方向上存在一定程度的偏轉。下落的霧化液滴在初始匯聚階段主要是液滴群的外邊緣接觸氣體射流邊界，因此液滴的二次破碎開始主要發(fā)生在下落液滴的外側，如圖9(a)所示。隨著液滴的繼續(xù)下落，流動軌跡逐漸從匯聚階段轉變?yōu)槌跏挤稚㈦A段，比較靠近中心位置且未接觸氣體射流的液滴也慢慢向徑向方向延伸，開始與氣體射流發(fā)生作用，因此液滴群外側發(fā)生二次霧化的液滴數(shù)量逐漸增加，如圖9(b)所示。隨著二次霧化液滴沿徑向分散，噴嘴底部中心軸線位置附近的氣體射流粒子負載作用降低，射流的徑向偏轉也基本消失，此時分布在液滴群中心位置未發(fā)生二次霧化的分散階段液滴，在繼續(xù)下落過程中直接與射流的高速核心區(qū)域作用，全部發(fā)生霧化破碎，如圖9(c)所示。

圖9 緊耦合環(huán)縫噴嘴不同二次霧化階段液滴的直徑分布云圖Fig.9 Diameter cloud distribution of droplets in different secondary atomization stages of close-coupled annular nozzle: (a) convergence stage; (b) initial dispersion stage and (c) dispersion stage

霧化氣體射流的流動遵循一維流理論，即氣體速度增加的同時，溫度將會發(fā)生降低[4]。液滴能進行二次霧化的基本條件是未完成凝固過程，并且具備一定的過熱度。由圖10可以看出：在液滴二次霧化匯聚階段，只有液滴群的外邊緣接觸氣體射流，因此中心部位的液滴將保持較高的溫度(高于1 573 K)，具備進行二次霧化破碎的過熱度；隨著液滴流動軌跡轉變?yōu)槌跏挤稚㈦A段，接觸低溫氣體射流的液滴將逐漸增加，此時只有噴嘴底部中心軸線位置附近的液滴還未與低溫氣體射流接觸，保持一定過熱度(液滴溫度高于1 573 K)，其他位置液滴溫度都已經接近或低于固相線溫度；在分散階段，心部位置液滴在繼續(xù)下落過程中，與低溫的霧化氣體射流發(fā)生相互作用，使得剩余液滴發(fā)生二次霧化過程而造成其過熱度降低(液滴溫度低于1 493 K)，此時所有的液滴已經凝固，二次霧化基本完成，這也驗證了實際金屬液流霧化只發(fā)生在噴嘴底部很小區(qū)域內這一結論[4]。

圖10 緊耦合環(huán)縫噴嘴不同二次霧化階段的液滴溫度分布云圖Fig.10 Droplet temperature cloud distribution in different secondary atomization stages of close-coupled annular nozzle: (a) convergence stage; (b) initial dispersion stage and (c) dispersion stage

對仿真模型出口邊界位置的二次霧化后的粉末顆粒直徑進行統(tǒng)計，結果如圖11所示。由圖11可以看出，仿真得到二次霧化后粉末的直徑主要分布在15～190 μm之間，中值直徑為60 μm。為了驗證仿真結果的正確性，采用與仿真相同的工藝條件與噴嘴結構，制備316L不銹鋼粉末。由圖12可以看出：仿真得到緊耦合環(huán)縫噴嘴二次霧化后粉末的直徑與試驗結果吻合較好，相對誤差小于5%，驗證了仿真的準確性。

圖11 仿真得到緊耦合環(huán)縫噴嘴二次霧化后粉末的直徑分布Fig.11 Diameter distribution of simulated secondary atomized powder of close-coupled annular nozzle

圖12 緊耦合環(huán)縫噴嘴二次霧化后粉末直徑的仿真結果與試驗結果的對比Fig.12 Comparison of simulated and experimental secondary atomized powder diameter of close-coupled annular nozzle

4 結 論

(1) 緊耦合環(huán)縫噴嘴初次霧化過程將在導流管底部形成環(huán)形液膜結構，實現(xiàn)連續(xù)液流至液膜的轉變過程是初次霧化的關鍵。液膜尖端的破碎主要是氣體射流自由邊界湍流剪切的結果，并且初次霧化液滴直徑滿足正態(tài)分布。

(2) 緊耦合環(huán)縫噴嘴二次霧化過程分為匯聚、初始分散與分散等3個階段。隨著液滴群外側逐漸靠近氣體射流，液滴開始發(fā)生二次霧化過程，但是開始未接觸氣體射流區(qū)域的心部液滴將保持較高的過熱度等待二次霧化。仿真得到緊耦合環(huán)縫噴嘴二次霧化后粉末的直徑與試驗結果吻合較好，相對誤差小于5%，驗證了仿真的準確性。