耿江江，劉允中，王騰

(華南理工大學(xué) 國家金屬材料近凈成形工程技術(shù)中心，廣州 510640)

組合霧化過程中熔滴的飛行動力學(xué)與熱歷史的數(shù)值模擬

耿江江，劉允中，王騰

(華南理工大學(xué) 國家金屬材料近凈成形工程技術(shù)中心，廣州 510640)

采用數(shù)值模擬方法研究組合霧化過程中熔滴的飛行動力學(xué)以及冷卻凝固過程與熔滴隨飛行距離的變化關(guān)系，模擬過熱度和旋轉(zhuǎn)盤轉(zhuǎn)速對熔滴飛行和冷卻凝固的影響規(guī)律。結(jié)果表明：在組合霧化過程中，熔滴尺寸顯著影響熔滴的動力學(xué)和熱歷史過程，熔滴越小，速度變化越快，飛行距離越短。過熱度對于熔滴的冷卻凝固影響不明顯，但大的過熱度會延緩熔滴的凝固過程。因此，大的過熱度不利于霧化室的設(shè)計。旋轉(zhuǎn)盤的旋轉(zhuǎn)速度對于熔滴熱歷史的影響稍大于過熱度的影響，高轉(zhuǎn)速可以縮短熔滴冷卻凝固過程的飛行距離。通過測量二次枝晶間距，推算出實驗制得粉末的冷卻速率范圍為103～106K/s，與數(shù)值計算的結(jié)果基本一致。

組合霧化；動力學(xué)；熱歷史；熔滴直徑；過熱度；旋轉(zhuǎn)盤速度；二次枝晶間距

組合霧化法是一種新的制粉工藝，它是由多級霧化法[1-2]衍生過來的。采用組合霧化法制備的金屬粉末球形度好、純度高、含氧量低、粒度細(xì)、粒度分布窄、衛(wèi)星顆粒很少，具有好的流動性和均勻的鋪展性，且成本低，可大量生產(chǎn)，近年來受到很多人的關(guān)注。組合霧化法把自由氣霧化和離心霧化有效地結(jié)合起來，其工作原理為：將金屬熔體過熱到一個較高的溫度，進行低壓自由氣霧化，將金屬熔體霧化成較粗的熔滴，并同時使之進入高速旋轉(zhuǎn)裝置，在高速旋轉(zhuǎn)盤上形成薄而穩(wěn)定的液膜，當(dāng)液膜到達旋轉(zhuǎn)盤邊緣時，被離心霧化成更細(xì)的熔滴，在隨后的飛行過程中凝固成固態(tài)粉末。熔滴凝固前和凝固時溫度隨時間的變化對于熔滴最終的組織和粉末形貌有極顯著的影響，并且，熔滴到達高速旋轉(zhuǎn)盤之前的飛行軌跡對于霧化室尺寸的設(shè)計具有重要的指導(dǎo)作用。因此，了解和掌握組合霧化的關(guān)鍵工藝參數(shù)(如過熱度和旋轉(zhuǎn)盤轉(zhuǎn)速等)對熔滴熱歷史(即熔滴凝固前和凝固時的溫度隨時間的變化)和飛行軌跡的影響規(guī)律十分重要。目前，有人對單級離心霧化[3]和噴射成形過程[4-6]的熔滴動力學(xué)和熱歷史進行了數(shù)值模擬，LIU等[7]模擬了多級霧化過程中熔滴的熱歷史，但尚未有對組合霧化數(shù)值模擬的報道。實際的組合霧化是一個更復(fù)雜的過程，難以用實驗方法獲得霧化和飛行過程中熔滴動能和熱歷史的數(shù)據(jù)。本文作者對組合霧化過程中熔滴的飛行軌跡和凝固情況進行數(shù)值模擬，為之后的實驗研究提供一定的理論基礎(chǔ)。

1 理論模型

1.1 熔滴的飛行動力學(xué)

本文基于以N2為霧化介質(zhì)，采用組合霧化法制備AlSi10Mg合金粉末進行研究。根據(jù)組合霧化的特點，將合金熔滴的飛行過程和熱歷史分為氣霧化和離心霧化2個階段。由于在霧化時，液態(tài)金屬被粉碎，形成由不同直徑的熔滴構(gòu)成的噴射體，一般來說，噴射體內(nèi)的熔滴尺寸遵從對數(shù)正態(tài)分布[8]，所以可用質(zhì)量中位徑dm表征噴射體內(nèi)熔滴的尺寸特征，并可用dm尺寸的單個熔滴代表整個噴射體來研究熔滴的飛行過程和熱歷史。

1.1.1 氣體霧化階段

經(jīng)氣體霧化而形成的合金熔滴在高速氣流的作用下作加速運動進入高速旋轉(zhuǎn)裝置，其運動規(guī)律直接影響熔滴與氣體之間的熱交換。熔滴在氣流場中作加速運動，可用牛頓運動方程表示[9]：

式中：dp為熔滴的平均直徑；Vp和Vg分別為熔滴和霧化氣體的速度；g為重力加速度，g=9.8 m/s2；Cf為阻力系數(shù)，為雷諾數(shù)，Re=其中，Vr為相對速度，μg為氣體粘度；ρg是 N2的密度；ρm是熔滴的密度；t是熔滴的飛行時間。

霧化氣體速度的軸向衰減規(guī)律[6]為：

式中：Vg為軸向氣體速率；Vgi為霧化器出口處的初始軸向氣體速度；zy為軸向距離；γv為衰減系數(shù),γv=a1Vgin。其中：a1=3.04×10-4m-0.24s1.24，n=1.24。

氣體的初速度與氣體霧化壓力直接關(guān)聯(lián)，根據(jù)氣體動力學(xué)原理[10]：

式中：g為重力加速度，9.8 m/s2；R為氣體常數(shù)，R=8.3 J/(mol·K)；β為壓容比，(Cp是比定壓熱容，Cv是比定容熱容)；Tgi為壓縮氣體進噴嘴前的溫度，一般為室溫298 K；P1為大氣壓力，P2為霧化氣體壓力。

用式(1)即可求得合金熔滴的運動規(guī)律，由于氣霧化階段的熔滴飛行距離較小，計算結(jié)果表明熔滴一直僅作加速運動。

1.1.2 離心霧化階段

旋轉(zhuǎn)盤邊緣的熔滴具有與旋轉(zhuǎn)盤邊緣相同的切向速度，利用下式計算：

式中：n為旋轉(zhuǎn)盤轉(zhuǎn)速；R為旋轉(zhuǎn)盤半徑。旋轉(zhuǎn)盤邊緣的熔滴在氣體的拖拽力下運動，其運動方程[9]為：

熔滴被離心后，在水平方向上霧化介質(zhì)的速度隨飛行距離的變化為：

式中：Vgx為霧化介質(zhì)水平方向速度；Vg為軸向氣體速率；θ為霧化角；zx為水平距離。

1.2 熔滴尺寸的變化

在氣霧化階段，根據(jù)Lubanska公式[11]：

式中：dm為熔滴的平均尺寸；K1為常數(shù)，K1=40～50,這里K1取50；D為液流直徑；Ml和Mg分別為金屬熔體與霧化氣體的質(zhì)量流率；μm和μg分別為金屬熔體與氣體的運動粘度。

在離心霧化階段，熔滴平均尺寸dm的計算公式[12]為：

式中：σ為金屬熔體的表面張力；ω為離心盤的轉(zhuǎn)速；A為常數(shù)，根據(jù)現(xiàn)有的霧化設(shè)備，A取7.255。

1.3 熔滴的傳熱規(guī)律

在氣霧化點(金屬液體從漏包底小孔順著環(huán)形噴嘴中心孔軸線自由落下，霧化氣體由環(huán)形噴口高速噴出形成一定的噴射頂角，而環(huán)形氣流構(gòu)成一封閉的倒置圓錐，于頂點交匯，此頂點即氣霧化點)，金屬熔體的溫度遠(yuǎn)遠(yuǎn)高于霧化介質(zhì)的溫度，因此熔滴的傳熱主要通過熔滴表面的熱對流，熱輻射可以忽略。假設(shè)熔滴的冷卻符合牛頓冷卻條件，忽略熔滴內(nèi)部溫度差，則熱傳遞系數(shù)h可表示為[13]：

熔滴通過與氣體的對流而損失熱量，導(dǎo)致熔滴溫度降低，這一過程可表示為[6]：

式中：T和Tg分別為熔滴和氣體的溫度；C與L分別為熔滴的比熱容和液體金屬的熔化潛熱；f為熔滴的凝固分?jǐn)?shù)。飛行過程中，熔滴以對流方式把熱量傳遞給環(huán)境，熔滴溫度逐漸降低。對AlSi10Mg合金而言，熔滴經(jīng)歷5個階段：液相冷卻、形核與再輝(再輝是由于快速凝固過程結(jié)晶潛熱的釋放速率大于熔滴表面的熱交換，熔滴溫度迅速升高，使得金屬出現(xiàn)重熔的現(xiàn)象。)、偏析凝固、共晶轉(zhuǎn)變和固相冷卻。

1.3.1 液相冷卻

在液相冷卻階段，熔滴將熱量傳遞給環(huán)境，自身溫度降低，固相含量一直為零，直到形核溫度Tn。在這一階段，熔滴的熱損失由熔滴的焓所補償。根據(jù)傳熱學(xué)基本原理，該冷卻過程的溫度變化可用下式表示：

式中：CPL為熔滴的液態(tài)比熱容；Tg為霧化介質(zhì)的溫度；ρm是熔滴的密度；dp為熔滴的平均直徑；T為熔滴的溫度，h為熱傳遞系數(shù)；t是時間。一般認(rèn)為氣體噴射流在開始(出口處)的溫度 Tgi和終了溫度 Tgf分別為25 ℃和75 ℃，在這個溫度增加區(qū)間，氣流的溫度與噴射距離呈指數(shù)規(guī)律增長，即[6]：

式中：γT為常數(shù)，一般取0.1 m。

1.3.2 形核與再輝

熔滴冷卻到液相線時，由于缺乏形核質(zhì)點，并不立刻發(fā)生形核，而是過冷到一定的溫度，即達到形核溫度。由于組合霧化過程中，冷卻速率相對較小，假設(shè)過冷度為30～60 ℃。在這一階段，放出的熱量遠(yuǎn)大于熔滴傳給環(huán)境的熱量，熔滴溫度升高，產(chǎn)生再輝。在組合霧化中，熔滴的尺寸相對較小，凝固過程符合殼狀模型，熔滴的凝固相體積分?jǐn)?shù)可表示為[10]：

式中：x為固液界面移動的長度；dp為熔滴的平均直徑。

晶體生長速度為：

式中：K為熔滴中固液界面的移動速率，K≈0.01 ms/K；ΔT為熔滴的過冷度[14]。

熔滴的溫度和凝固相的體積分?jǐn)?shù)變化分別用下式計算：

式中：Cp1s表示固、液混合體的比熱容。

1.3.3 偏析凝固

再輝過程中，隨熔滴溫度升高，熔滴的潛熱釋放率降低，當(dāng)熔滴內(nèi)部潛熱釋放率等于表面散熱速率時，再輝結(jié)束，熔滴開始偏析凝固。再輝溫度Tr表示為[6]

偏析凝固過程可用Scheil方程[15]近似表示為：

式中：fr為再輝結(jié)束時凝固相的體積分?jǐn)?shù)；Tm為基體金屬的熔點；TL為AlSi10Mg合金的熔點；ke為溶質(zhì)平衡分配系數(shù)；h是熱傳遞系數(shù)；L為熔化潛熱。

1.3.4 共晶轉(zhuǎn)變

當(dāng)偏析凝固過程進行到共晶轉(zhuǎn)變溫度時，熔滴中剩余液相發(fā)生共晶轉(zhuǎn)變。在共晶轉(zhuǎn)變期間，熔滴溫度一直保持在共晶溫度，直至凝固結(jié)束。該過程中凝固分?jǐn)?shù)可表示[16-17]為：

1.3.5 固相冷卻

固相冷卻階段，熔滴通過對流傳熱使溫度降低，溫度變化符合下式[18]：

2 霧化過程計算

式(1)～(23)是一階非線性常微分方程，采用經(jīng)典四階RungeKutta方法即可求得在一定工藝條件下，霧化過程中熔滴的速度、溫度、凝固相體積分?jǐn)?shù)、冷卻速率等參數(shù)隨飛行距離的變化。假設(shè)熔滴在dt時間內(nèi)連續(xù)加速，相應(yīng)的距離dZ與dt間的關(guān)系可用下式表示：

式中：u為時間dt內(nèi)的初始速度；v為時間dt內(nèi)的結(jié)束速度。dZ的取值足夠小，以保證計算的精確性。為了簡化計算，做如下假設(shè)：

1) 所有熔滴都是球形，在氣霧化點，熔滴的軸向距離為零，熔滴速度為零。

2) 所有熔滴之間沒有相互影響。

3) 所有熔滴的物性參數(shù)的動態(tài)變化只受霧化氣流的影響，忽略氣體紊流對熔滴的影響。

4) 在離心霧化前，對離心盤進行預(yù)熱，并且由于組合霧化工藝中離心盤的轉(zhuǎn)速很高，形成的液膜在離心盤上停留的時間很短，所以忽略熔滴在離心過程中溫度的變化。

霧化合金 AlSi10Mg和霧化介質(zhì)氮氣的熱物性參數(shù)列于表1。

表1 霧化合金AlSi10Mg和霧化介質(zhì)氮氣的熱物性參數(shù)Table 1 Physical properties of AlSi10Mg alloy and N2gas

3 計算結(jié)果與討論

3.1 數(shù)值計算結(jié)果

圖1所示為熔滴速度、凝固相體積分?jǐn)?shù)、熔滴溫度、傳熱系數(shù)、冷卻速率以及氣體與熔滴的相對速度隨飛行距離的變化。氣體初速度為260.735 m/s，霧化點到離心盤的距離為7.67 cm，金屬液流直徑D為4.2 mm。

圖 1(a)所示為組合霧化過程中熔滴的速度變化。在氣霧化階段，在氣體拖拽力和自身重力的作用下，熔滴一直加速，直至撞到離心盤上。熔滴撞到離心盤時，軸向速度迅速衰減為 0。在離心力的作用下，熔滴由于粘性力在離心盤上形成一層流動的液膜。在離心盤的邊緣處，由于慣性與表面張力的作用，液膜分裂成熔滴，熔滴的切向速度遠(yuǎn)大于徑向速度，因此認(rèn)為離心盤邊緣處熔滴的水平速度約等于熔滴的切向速度，即離心盤邊緣的切向速度。因為液膜在盤邊緣處分裂形成的熔滴的水平方向速度小于之前的軸向速度，所以存在較大的速度差。經(jīng)過離心霧化后形成更細(xì)小的熔滴，隨后在環(huán)境中做減速運動。在整個過程中，小直徑熔滴速度變化更快，且在氣霧化結(jié)束時小直徑熔滴的最大速度大于大直徑熔滴的最大速度。

熔滴的凝固主要發(fā)生在離心霧化之后。從圖1(b)可知，在液相冷卻階段，固相的體積分?jǐn)?shù)為零。再輝過程中，由于過冷液相中形核和冷卻速率非?？?，所以固相的體積分?jǐn)?shù)急劇增加，再輝結(jié)束時，固相體積分?jǐn)?shù)在0.1左右。偏析凝固期間，凝固速度降低，熔滴固相分?jǐn)?shù)增加率較小。共晶轉(zhuǎn)變期間，凝固速度增加，共晶轉(zhuǎn)變結(jié)束時，固相體積分?jǐn)?shù)為 1。固相體積分?jǐn)?shù)的模擬計算可為霧化室的設(shè)計提供一定的理論基礎(chǔ)。

圖1 熔滴的動力學(xué)與熱歷史Fig.1 Dynamic and thermal history during flight of droplets

圖 1(c)所示為熔滴溫度的變化。熔滴溫度的變化主要與熔滴的對流傳熱強度有關(guān)。從圖 1(c)可見，在氣霧化階段，主要發(fā)生熔滴的液相冷卻。離心霧化之后，熔滴粒徑減小，但因熔滴與周圍氣體之間的相對速度減小，對流傳熱強度變差，所以熔滴的溫度變化幅度與氣霧化階段相差不大。當(dāng)達到一定的過冷度時，熔滴開始形核和再輝，在形核和再輝階段熔滴內(nèi)部潛熱釋放率大于表面散熱速率，溫度快速上升，但達到的最高溫度仍然低于熔滴的熔點。因此，過冷度也大大減小。凝固主要由再輝與內(nèi)部潛熱的釋放決定。形核與再輝時間很短，因此熔滴的飛行距離很小。偏析凝固期間，熔滴溫度的變化速率不大，直到共晶溫度。共晶期間，溫度不變，直至熔滴變?yōu)槿滔唷Ｈ缓?，熔滴進入固相冷卻階段。

傳熱系數(shù)主要與熔滴直徑、熔滴及氣流的相對速度有關(guān)。如圖1(d)所示，在氣霧化點，氣體速度最大，熔滴速度為零，相對速度最大，因此傳熱系數(shù)最大。隨后，在氣霧化階段，氣體速度呈指數(shù)衰減，熔滴速度增加，導(dǎo)致熔滴與氣流的相對速度減小，傳熱系數(shù)隨之減小。當(dāng)熔滴到達離心盤時，熔滴速度發(fā)生急劇變化，所以傳熱系數(shù)產(chǎn)生突變。在旋轉(zhuǎn)盤邊緣形成的熔滴在離開旋轉(zhuǎn)盤后，在氣體的拖拽力下減速。離心霧化之后，熔滴粒徑減小，但熔滴與氣流的相對速度較小，傳熱系數(shù)沒有氣霧化階段大。離心霧化之后，傳熱系數(shù)先緩慢增加，到達一定值又緩慢減小。

熔滴飛行過程的冷卻速度是溫度對時間的微分。由于熔滴溫度降低的階段性特征，因而熔滴飛行過程中冷卻速度的變化也較復(fù)雜。冷卻速率的變化主要和傳熱系數(shù)、熔滴與氣體之間的溫差有關(guān)。圖 1(e)所示為熔滴的冷卻速率隨飛行距離Z的變化。在Z=0時，傳熱系數(shù)和熔滴與氣體之間的溫差均最大，因而冷卻速率最大。隨飛行距離增加，傳熱系數(shù)以及熔滴與氣體之間的溫差逐漸減小，冷卻速率逐漸減小。離心霧化后，熔滴與氣體之間的溫差仍在減小，但傳熱系數(shù)增大，冷卻速率增大，到達一定值后減小。當(dāng)熔滴開始形核再輝時，由于潛熱的釋放，熔滴溫度迅速上升，冷卻速率出現(xiàn)負(fù)值。再輝結(jié)束開始偏析凝固時，熔滴又以極大的速率冷卻。熔滴溫度達到共晶溫度時，熔滴開始共晶反應(yīng)，溫度保持不變，冷卻速率為 0。熔滴完全凝固后，開始固相冷卻，因傳熱系數(shù)降低，冷卻速率降低。通過計算不同粒徑熔滴的冷卻速率，可得出熔滴冷卻速率的范圍為103～106K/s。

熔滴與氣流的相對速度的變化主要和熔滴的運動狀態(tài)有關(guān)。在氣霧化出口處，氣體速度最大，熔滴速度為 0，氣霧化過程中，熔滴在自身重力和氣體拖拽力的作用下作加速運動。因噴射距離短，在到達離心盤之前，熔滴一直保持加速狀態(tài)，氣體速度呈指數(shù)衰減，因此熔滴與氣流的相對速度減小(如圖1(f)所示)。由圖 1(c)的熔滴速度變化，可以得出離心霧化之后熔滴與氣流的相對速度的變化趨勢。

圖2所示為熔滴的過熱度對熔滴溫度和凝固進程的影響。由圖可見，熔滴過熱溫度對于其冷卻和凝固過程影響不大。當(dāng)熔滴的過熱度增加時，其表面張力減小，形成更細(xì)的熔滴，因此冷卻速率增加，整個凝固過程所用時間減少。但細(xì)化的熔滴與增加的過熱度相比，并沒有使得熔滴提前凝固。熔滴溫度越高，熔滴冷卻到形核溫度所需的時間更長。從圖2(a)可看出，過熱度對于熔滴凝固結(jié)束時的飛行距離有一定的影響：過熱度越大，熔滴的飛行距離越大，為了保證熔滴在碰到腔室壁前完全凝固，這就要求更大的霧化室。

圖2 過熱度對熔滴溫度和凝固進程的影響Fig.2 Effect of superheat on cooling procedure (a) and solidification procedure (b) of the droplets

圖3所示為旋轉(zhuǎn)盤速度對熔滴溫度和凝固進程的影響。從圖3可見，旋轉(zhuǎn)速度對于熔滴的冷卻和凝固過程的影響比過熱度的影響更顯著。隨旋轉(zhuǎn)速度增加，金屬液受到的離心力越大，因而熔滴越細(xì)。旋轉(zhuǎn)速度越大，在盤邊緣形成的熔滴的切向速度越大，因而熔滴與氣體的相對速度越大，使得傳熱系數(shù)增加。而熔滴越小，熔滴自身的焓越少，使得冷卻速率增大，熔滴的冷卻和凝固過程相應(yīng)提前，凝固時間縮短，因而完全凝固時的飛行距離也隨之減小。所以旋轉(zhuǎn)盤轉(zhuǎn)速較大時在保證熔滴在碰到霧化室器壁時不發(fā)生粘壁和進一步破碎的前提要求下，霧化室可設(shè)計得小些。

圖3 旋轉(zhuǎn)盤轉(zhuǎn)速對熔滴溫度和凝固進程的影響Fig.3 Effect of disk rotation speed on cooling procedure (a) and solidification procedure (b) of the droplets

圖4所示為熔滴直徑對凝固過程的影響。分別以20，40，和60 μm尺寸的熔滴為例，這3種熔滴的凝固過程都發(fā)生在離心霧化之后。隨熔滴直徑增大，凝固開始時間明顯推遲。直徑為 20 μm的熔滴在18.77 cm時已結(jié)束凝固，而直徑為60 μm的熔滴在22.67 cm處才開始凝固。尺寸越大，整個凝固過程的持續(xù)時間越長。

3.2 實驗驗證

利用自行設(shè)計的霧化裝置，采用組合霧化法制備AlSi10Mg合金粉末。具體過程如下：采用中頻感應(yīng)加熱裝置對AlSi10Mg母體合金加熱至預(yù)定溫度，打開熔煉坩堝中的止通裝置，熔融金屬在重力和噴嘴出口處抽吸壓力作用下通過霧化噴嘴進入霧化室，同時霧化氣體氮氣對金屬液流不斷沖擊，形成大量彌散的金屬熔滴，金屬熔滴飛至離心盤，在離心盤上形成一層很薄的液膜，液膜在離心力的作用下粉碎成更細(xì)的金屬熔滴，最終金屬熔滴在霧化室中通過熱交換逐漸降溫凝固成金屬粉末。氣霧化壓力 P=0.6 MPa，旋轉(zhuǎn)盤的轉(zhuǎn)速n= 8 000 r/min，噴射高度H=17 cm，過熱度為300 K。圖5所示為鋁硅合金霧化粉末的截面組織，由圖可見粉末內(nèi)部有大量的枝晶組織存在。通過金相顯微鏡觀察，測出不同粒徑顆粒的二次枝晶間距，然后通過二次枝晶間距估算出合金的冷卻速率[19]。對于10～90 μm的顆粒，其二次枝晶間距為0.3～5.0 μm范圍，推算出冷卻速率范圍為103～106K/s，與圖1(e)中的數(shù)值計算結(jié)果基本吻合。

圖4 熔滴直徑對凝固過程的影響Fig.4 Effect of droplet diameter on solidification procedure

圖5 組合霧化法制備鋁硅合金粉末的顯微組織Fig.5 Microstructure of aluminum silicon alloy prepared by combination atomization

4 結(jié)論

1) 在組合霧化法制備金屬粉末時，熔滴直徑對于熔滴的速度有很大影響。熔滴直徑越小，速度變化越快，最高速度也越大。

2) 熔滴的冷卻速率主要與熔滴的傳熱系數(shù)和熔滴直徑有關(guān)。傳熱系數(shù)越大，直徑越小，則熔滴的冷卻速率越大。

3) 過熱度對熔滴的冷卻過程影響不明顯，過熱度越大，熔滴完全凝固時的飛行距離更遠(yuǎn)，要求更大的霧化室，對于霧化室的設(shè)計不利；旋轉(zhuǎn)速度對于熔滴冷卻過程的影響比過熱度顯著，旋轉(zhuǎn)速度越高，熔滴凝固開始和結(jié)束的時間均提前，相應(yīng)地，霧化室可以設(shè)計得小一些；熔滴尺寸對熔滴的凝固過程有顯著影響，熔滴尺寸減小可以增大過冷度和冷卻速率，使熔滴在更短的飛行距離內(nèi)完成凝固。

4) 通過測量二次枝晶間距，推測實驗制得粉末的冷卻速率為103～106K/s，與數(shù)值計算結(jié)果基本吻合。

REFERENCES

[1]LIU Yunzhong, MINAGAWA K, KAKISAWA H, et al. Melt film formation and disintegration during novel atomization process[J]. Transactions of Nonferrous Matals Society of China, 2007, 17(6): 1276-1281.

[2]LIU Yunzhong, KAKISAWA Ha, HALADA K. Production of fine metallic powders by hybrid atomization process[J]. The Japan Society of Mechanical Engineers, 2003, 46(3): 260-264.

[3]李會平, TSAKIROPOULOS P. 旋轉(zhuǎn)盤離心霧化熔滴飛行動力學(xué)與凝固進程[J]. 中國有色金屬學(xué)報, 2006, 16(5): 793-799. LI Huiping, TSAKIROPOULOS P. Droplet dynamic and solidification progress during rotating disk centrifugal atomization[J]. The Chinese Journal of Nonferrous Metals, 2006, 16(5): 793-799.

[4]袁武華, 陳振華, 徐海洋, 等. 多層噴射沉積耐熱鋁合金管坯熱流分析(I)-霧化過程熱流分析[J]. 湖南大學(xué)學(xué)報, 2004, 31(1): 7-11. YUAN Wuhua, CHEN Zhenhua,XU Haiyang, et al. Heat flow of multi-layers spray deposited heat-resistant Al alloy pipe blank[J]. Journal of Hunan University, 2004, 31(1): 7-11.

[5]張永安, 熊柏青, 劉江, 等. 噴射成型過程中霧化粒滴的數(shù)值模擬[J]. 中國有色金屬學(xué)報, 1999, 9(1): 78-82. ZHANG Yongan, XIONG Baiqing, LIU Jiang, et al. Numerical simulation of the droplets during spray forming[J]. The Chinese Journal of Nonferrous Metals, 1999, 9(1): 78-82.

[6]GRANT P S, CANTOR B, KATGERMAN L. Modelling of droplet dynamic and thermal histories during spray forming:ⅠIndividual droplet behavior[J]. Acta Metallurgica, 1993, 41(11): 3097-3108.

[7]LIU Yunzhong, CHEN Zhenhua, WANG J N. Numerical simulation of the thermal history droplets during multi-stage atomization[J]. Science& Technology of Advanced Materials, 2001, 2(1): 177-180.

[8]PRYDS N H, HATTEL J H, PEDERSEN T B, et al. An integrated numerical model of the spray forming process[J]. Acta Materialia, 2002, 50(16): 4075-4091.

[9]沈軍, 蔣祖齡, 曾松巖, 等. 霧化沉積快速凝固過程的計算機模擬-Ⅰ. 理論模型[J]. 金屬學(xué)報, 1994, 30(8): 337-341. SHEN Jun, JIANG Zuling, ZENG Songyan, et al. The numerical simulation of rapid solidification during spray deposition process-Ⅰ. Theoretical model[J]. Acta Metallurgica Sinica, 1994, 30(8): 337-341.

[10]梁紅玉. 微納米晶高Si鋁合金材料制備工藝及組織形成機理研究[D]. 上海: 上海大學(xué), 2006: 57-64. LIANG Hongyu. The research of manufacturing process and microstructure evolution of micro-nanostructured high-silicon aluminum alloys[D]. Shanghai: Shanghai University, 2006: 57-64.

[11]LUBANSKA H. Correlation of spray ring data for gas atomization ofliquid metals[J]. Journal of Metals, 1969, 22(2): 45-53.

[12]LIU Yunzhong, MINAGAWA K, KAKISAWA H, et al. Hybrid atomization: Processing parameters and disintegration modles[J]. The International Journal of Powder Metallurgy, 2003, 39(2): 29-37.

[13]傅曉偉, 張濟山, 孫祖慶. 噴射沉積過程的計算模型及優(yōu)化軟件[J]. 金屬學(xué)報, 1999, 35(2): 147-151. FU Xiaowei, ZHANG Jishan, SUN Zuqing. Modeling and optimizing software of spray deposition process[J]. Acta Metallurgica Sinica, 1999, 35(2): 147-151.

[14]LEVIC G, MEHRABIAN R. Heat flow during rapid solidification of under cooled metal droplet[J]. Metallurgical Transaction, 1982, 13(2): 221-234.

[15]LEE E S, AHN S. Solidification progress and heat transfer analysis of gas-atomization alloy droplets during spray forming[J]. Acta Metallurgica ET Materialia, 1994, 42(9): 3231-3243.

[16]LAWRYNOWICZD E, LIB, LAVERNIAE J. Particle penetration during spray forming and co-injection of Ni3Al+ B/Al2O3intennetallic matrix composite[J]. Metallurgical & Materials Transaction B, 1997, 28(5): 877-897.

[17]SEOK H K, OH K H, RA H Y, et al. A three-dimensional model of the spray forming method[J]. Metallurgical & Materials Transactions B, 1998, 29(3): 699-708.

[18]MATHUR P, APELIAN D, LAWLEY A. Analysis of the spray deposition process[J]. Acta Metallurgica, 1989, 37(2): 429-443.

[19]MATYJA H, GIESSEN B C, GRANT N J. The effect of cooling rate on the dendrite spacing in splat-cooled aluminum alloys[J]. Journal of the Institute of Metals, 1968, 96(1): 30-32.

(編輯 湯金芝)

Numerical simulation of droplet flying dynamic and thermal history in the process of combination atomization

GENG Jiangjiang, LIU Yunzhong, WANG Teng
(National Engineering Research Center of Near-net-shape Forming Technology for Metallic Materials, South China University of Technology, Guangzhou 510640, China)

A mathematical model was established to describe the in-flight dynamics and thermal history of droplets as a function of flying distance during combination atomization. It was developed to simulate the influence of superheat and rotational speed on the flight and solidification of droplets. The results show that the droplet diameter has an obvious effect on dynamic and thermal behavior of combination atomized droplets. With decreasing droplet diameter, the velocity of droplets changes quickly and the flight distance becomes short during solidification of the droplets. The droplet superheat has a weak effect on cooling rate and solidification. However, large superheat would delay the solidification process of the doplets, which is not conducive to the design of the atomization chamber. Rotational speed has a slightly greater influence on the droplet thermal history than the superheat. A higher rotational speed can shorten the flight distance during solidification. This paper calculates the cooling rate of the powder by measuring the secondary dendrite spacing, which ranges from 103to 106K/s and is consistent with the numerical calculation results.

combination atomization; dynamics; thermal history; droplet diameter; superheat; rotational speed; the secondary dendrite spacing

TF123.112

A

1673-0224(2017)01-1-08

廣東省科技計劃資助項目(2014B010129002)

2016-07-27；

2016-10-09

劉允中，教授，博士。電話：020-87110081；E-mail: yzhliu@scut.edu.cn