周珊，劉明翔，隋大山，崔振山

(上海交通大學 模具CAD國家工程研究中心，上海 200030)

液態(tài)金屬超聲霧化噴嘴的氣霧化性能影響因素

周珊，劉明翔，隋大山，崔振山

(上海交通大學 模具CAD國家工程研究中心，上海 200030)

采用Fluent軟件建立超聲霧化噴嘴氣流場的數(shù)值模擬模型，研究入口壓力、導液管孔徑與伸出長度對超聲霧化噴嘴氣霧化性能的影響，并采用超聲霧化法制備GCr15軸承鋼粉末，驗證入口壓力對粉末粒度的影響。結果表明：導液管伸出長度Δh=1mm時，入口壓力越大，越有利于提高霧化效果；在Δh=2mm或Δh=3mm條件下，當入口壓力小于2.0 MPa時，增大入口壓力可有效提高霧化性能，而當入口壓力超過2.0 MPa后，增大入口壓力對提高霧化性能效果有限。導液管的孔徑對氣流場結構影響較小，主要通過影響金屬液的質量流率來影響霧化效果。霧化實驗結果表明，在Δh=1mm、導液管孔徑d=4.5mm時，2.8 MPa入口壓力下的霧化性能優(yōu)于2.0 MPa與1.2 MPa下的霧化性能，獲得的GCr15軸承鋼粉末平均粒徑最小，整體球形度最佳，該實驗結果與數(shù)值模擬研究結果一致。

超聲霧化；氣流場；入口壓力；導液管孔徑；伸出長度；GCr15軸承鋼

金屬的氣霧化過程是霧化制粉技術與噴射成形工藝的關鍵過程。氣霧化的主要原理是用高速的惰性氣體沖擊金屬液使液體發(fā)生破碎，形成的細小液滴與周圍的霧化氣體發(fā)生強烈的熱交換而迅速冷卻凝固，最后形成金屬粉末或是在有接收機構的條件下液滴沉積聚集從而整體凝固成噴射沉積坯。從能量轉化的角度來看，氣霧化過程實現(xiàn)的是霧化氣體的動能到金屬液滴表面能的轉化[1]。氣霧化過程的質量主要取決于霧化噴嘴，因此對噴嘴結構的研究受到國內外學者的廣泛關注。在自由降落式與限制式這2種主要的噴嘴結構中，限制式噴嘴因縮短了氣體從噴管出口到接觸金屬液流的距離，顯著提高了氣霧化的效率[2]而成為研究的重點。相較于高壓氣霧化噴嘴(HPGA，high pressure gas atomizer)[3?4]、緊耦合氣霧化噴嘴(CCGA，close coupled gas atomizer)[5?7]等限制性噴嘴，超聲氣霧化噴嘴(USGA，ultrasonic gas atomizer)[8]因特有的Hartman共振管結構，在提高霧化氣流出口速度(2～2.5 MPa)的同時，使霧化氣流獲得80～100 kHz的振蕩頻率[1]。這種高頻振蕩的超音速氣流，使霧化粉末的粒度更小、球形度更高。但由于霧化氣流場變量的實驗測定較困難，除了對流場采用高速攝影[6,9]研究其結構特征外，數(shù)值模擬[10?11]一直是研究霧化氣流場的重要方法。Mansour等[8]采用數(shù)值模擬結合霧化實驗對超聲霧化噴嘴的研究表明，Hartman共振管結構可以延長氣流場超音速氣流區(qū)的長度，但在0.2～0.5 MPa的低霧化壓力范圍內Hartman共振管對霧化效果的影響并不顯著；李博[12]和祖洪彪等[13]對Hartman共振管內氣體流動情況進行模擬研究，結果表明引入激勵器后，氣流的振動效果如振幅與起振特性等得到有效加強。總的來看，現(xiàn)有對超聲氣霧化噴嘴的研究較少，且多集中在Hartman共振管結構上，而對超聲霧化噴嘴氣流場特征及其霧化性能的研究較缺乏。本文作者采用Fluent軟件建立超聲霧化噴嘴單相氣流場的數(shù)值模型，根據(jù)數(shù)值計算的結果分析噴嘴入口壓力、導液管伸出高度及導液管孔徑對氣流場霧化性能的影響規(guī)律，并通過抽吸壓強的測量對模擬結果進行部分驗證；最后采用超聲霧化法制備GCr15軸承鋼粉末，對不同入口壓力下制備的粉末進行粒度統(tǒng)計，以驗證入口壓力對霧化性能的影響。

1 噴嘴霧化性能的影響因素

金屬的氣霧化過程是涉及到霧化氣體與金屬液相互作用的復雜物理過程，這一過程受多因素的共同影響。Lubanska[14]通過對自由降落式金屬霧化過程的分析，在綜合考慮霧化工藝參數(shù)與氣液相物性參數(shù)影響的基礎上，認為氣霧化形成的液滴的質量中徑d50服從以下規(guī)律：

式中無量綱韋伯數(shù)We由下式計算：

式(1)和(2)中：d0為導液管孔口直徑；kD為常數(shù)，大多數(shù)金屬材料的kD取值為40～50；mL與mGm分別為金屬液和霧化氣體的質量流率；vL和vG分別為金屬液和霧化氣體的動力粘度；ρL與σ分別為液體的密度與表面張力；U為氣液相互作用時兩者的相對速度。

根據(jù)Lubanska公式，在金屬液和霧化氣體介質的物性參數(shù)之外(當金屬液的澆注溫度不變時，近似認為氣液兩相的物性參數(shù)不變)，對氣霧化性能起決定性影響的是氣液相的質量流率比(gas melt mass flow rate, GMR)、氣體的速度和導液管孔徑。對應到具體霧化參數(shù)時，噴嘴的入口壓力與導液管孔徑分別直接影響霧化氣體和金屬液的質量流率，而導液管的伸出長度與入口壓力、導液管孔徑共同決定霧化氣流場的結構特征，包括氣流場的速度分布和對金屬液質量流率有重要影響的導液管下方抽吸壓強的大小。因此，影響霧化性能的主要因素有噴嘴入口壓力、導液管孔徑及伸出長度，并且這些參數(shù)的作用是相互耦合的。

2 參數(shù)對氣流場霧化性能的作用規(guī)律

圖1所示為超聲氣霧化噴嘴的結構示意圖[8]，霧化氣體從噴嘴入口進入Hartman振動管，經振動管加速后產生具有一定振蕩頻率的高速氣流，氣流從管口出射后與從導液管流出的熔融金屬液發(fā)生沖擊，使金屬液破碎而形成霧狀液滴。

圖1 超聲霧化噴嘴結構示意圖Fig.1 Schematic diagram of USGA atomizer

圖2 氣流場計算區(qū)域、網(wǎng)格劃分及邊界條件設置Fig.2 The computational domain, mesh construction and boundary conditions of the gas field

表1 氣流場數(shù)值模型參數(shù)設計Table 1 Parameters design for gas field numerical model

2.1 入口壓力

圖3所示為導液管的伸出長度Δh=3mm，導液管孔徑d=4.5mm時，抽吸壓強與霧化氣體質量流率隨入口壓力的變化曲線。由圖可見，在所考察的0.4～2.8 MPa壓力范圍內，隨噴嘴入口壓力增大，抽吸壓強逐漸降低，抽吸效應逐漸增強，抽吸壓強的模擬值與采用U形管測壓計測量的值比較吻合。霧化氣體的質量流率隨入口壓力增大而線性增加。

圖3 入口壓力對抽吸壓強與霧化氣體質量流率的影響Fig.3 Aspiration pressure and atomizing gas mass flow rate under different inlet pressures

圖4 不同入口壓力下流場氣流速度沿軸向中心線的變化Fig.4 Axial velocity curves of the gas field under different inlet pressures

圖4所示為導液管的伸出長度Δh=3mm，孔徑d=4.5mm時，不同入口壓力下氣流速度沿氣流場軸向中心線的變化。由圖可見，隨入口壓力增大，回流區(qū)被拉長，氣體回流速度增大，但增幅逐漸減小，入口壓力為2.0 MPa與2.8 MPa時，氣體的最大回流速度很接近。圖5所示為不同入口壓力下氣流場的速度等值圖，當入口壓力P=0.4 MPa時，出射的霧化氣流欠膨脹程度較低，只形成鏈式膨脹波，并且在后續(xù)膨脹過程中基本保持原來的出射方向；隨入口壓力逐漸增大，出射氣流形成的膨脹波使出射的氣流經歷膨脹后與原有的出射方向發(fā)生偏離，且入口壓力越大，出射的霧化氣流再膨脹強度越大，導致霧化氣流的最后交匯點越遠，從而使回流區(qū)被拉長。在回流區(qū)隨入口壓力增大被拉長時，雖然氣體的回流速度增大，但回流速度的增加幅度遠小于回流區(qū)長度的增加量，當入口壓力從0.4 MPa增大到2.8 MPa時，最大回流速度從225 m/s增加到300 m/s，增幅為33%，而回流區(qū)長度則從l1=13.1mm增加到l2=36 mm，增加幅度為175%。所以隨入口壓力增大，回流區(qū)長度增加使氣體回流時間變長是導致抽吸壓強下降的主要原因。

入口壓力對霧化效果的影響有2個相反的作用機制：入口壓力越大，霧化氣體的質量流率越大，有利于霧化；但另一方面，抽吸效應隨之增強，導致金屬液流速加快，使氣液質量流率比變小，降低霧化效果。由圖4可見，當入口壓力超過2.0 MPa后，回流氣體速度幾乎不再隨入口壓力升高而增大，入口壓力對霧化效果的正面效應減弱。因此，只有當入口壓力小于2.0 MPa時，增大入口壓力才能有效提高霧化性能。

2.2 導液管伸出長度

圖5 不同入口壓力下氣流場速度等值圖Fig.5 Velocity contour plots of the gas field under different inlet pressures (a) P=0.4 MPa; (b) P=1.2 MPa; (c) P=2.0 MPa; (d) P=2.8 MPa

圖6 不同伸出長度下抽吸壓強隨入口壓力的變化Fig.6 Aspiration pressure varies with inlet pressure at different protrusion lengths

圖6所示為導液管孔徑d=4.5mm時，不同導液管伸出高度下抽吸壓強隨入口壓力的變化，圖7和圖8分別是當入口壓力P=2.8 MPa時，氣流場的氣體流速沿軸向中心線的變化與氣流場速度等值圖。從圖6看出，伸出長度Δh=2mm與Δh=3mm時的抽吸壓強曲線基本一致，Δh=1mm時的抽吸壓強高于Δh為2mm和3mm時的抽吸壓強，說明在一定的導液管伸出長度范圍內，增大伸出長度可降低抽吸壓強以增強抽吸效應，但超出該范圍后，繼續(xù)增大伸出長度對抽吸壓強的影響較小。從圖7和圖8可看出，Δh從1mm增加到2mm時，氣體回流速度增加，回流區(qū)長度從l1=20.7 mm增加到l2=33.1mm；而Δh=3mm時對應的回流區(qū)長度l3=36.4mm，與l2相差不大，所以回流區(qū)長度變化也是伸出高度增加時抽吸壓強變化的主要原因。不同伸出長度導致回流區(qū)長度不同的主要原因在于當伸出長度較短時，導液管壁對出射的霧化氣流干擾較弱，使霧化氣流在后續(xù)膨脹中基本保持原有的出射方向(圖8(a))，而當伸出長度增加時，導液管壁使霧化氣流強制轉向，形成膨脹波而偏離原有的出射方向，使得最終的霧化氣流交匯點變遠(見圖8(b)與 (c))。

圖7 不同伸出長度下氣流速度沿軸向中心線的變化Fig.7 Axial velocity curves of the gas field at different protrusion lengths

與Δh=2mm和Δh=3mm下抽吸壓強隨入口壓力增加而單調下降的變化趨勢不同，Δh=1mm時，隨入口壓力增加到2.0 MPa，抽吸壓強降到最低值，之后隨入口壓力增加抽吸壓強緩慢上升。因此入口壓力從2.0 MPa繼續(xù)增加時，由于抽吸效應有所減弱，金屬液流量變小，使氣液質量流率比不斷提高，對提高霧化越有利。所以，當Δh=1mm時，入口壓力越大，對提高霧化性能越有利。

圖8 不同伸出長度下氣流場速度等值圖Fig.8 Velocity contour plots of the gas field at different protrusion lengths (a) Δh=1mm; (b) Δh=2mm; (c) Δh=3mm

2.3 導液管孔徑

表2與圖9所示分別為入口壓力P=2.8 MPa，伸出長度Δh=1mm時，抽吸壓強隨導液管孔徑的變化，以及在不同導液管孔徑下氣體流速沿氣流場軸向中心線的變化。從圖9看出，導液管孔徑在4.0，4.5，5.0和5.5mm時的氣體軸向速度曲線基本重合，說明導液管孔徑的變化對流場軸向速度幾乎沒有影響。從表2可見，隨導液管孔徑增大，抽吸壓強略有下降，但變化幅度較小。因此，導液管孔徑對氣流場結構影響較小，主要通過影響金屬液的質量流率來影響霧化性能。然而，雖然導液管孔徑越小時金屬液流量越低，但在實際霧化中導液管孔徑過窄時容易使金屬液因冷速過快堵塞導液管而導致霧化失敗。因此在選擇導液管孔徑時還需考慮金屬液與導液管及環(huán)境氣體間的傳熱因素。

表2 抽吸壓強隨導流管孔徑的變化Table 2 Variation of aspiration pressure with melt orifice diameter

圖9 不同導流管孔徑下氣流速度沿軸向中心線的變化Fig.9 Axial velocity of the gas field at different melt orifice diameters

3 氣體霧化法制備GCr15軸承鋼粉末

為驗證入口壓力對霧化性能的影響規(guī)律，在自行研制的超聲霧化噴射成形設備上進行霧化制粉實驗，實驗材料為GCr15軸承鋼，霧化介質選用氮氣，霧化工藝參數(shù)列于表3。利用掃描電鏡觀察GCr15軸承鋼粉末的形貌，并用Nano Measurer 軟件對掃描電鏡照片進行統(tǒng)計后得到粉末的平均粒徑，以表征霧化性能。

表3 氮氣霧化法制備GCr15軸承鋼粉末的主要工藝參數(shù)Table 3 Major technological parameters of gas atomization

圖10所示為入口壓力分別為1.2，2.0與2.8 MPa條件下得到的GCr15軸承鋼粉末SEM形貌，表4所列為粉末的平均粒徑。從表4看出，隨入口壓力增大，粉末粒徑減小，從圖10也看出入口壓力為2.8 MPa條件下制備的粉末整體球形度最佳。因此，在伸出長度Δh=1mm，導液管孔徑d=4.5mm條件下，霧化壓力越大，氣霧化的效果越好，這與根據(jù)數(shù)值計算結果分析得到的結論一致。

閱讀意味著改變。閱讀能夠改變我們的一切，改變我們自己，改變我們的學校，改變我們的城市，改變我們的民族。在第21個世界圖書日來臨之際，本刊特此推出“閱讀，最好的教育”專題，希望通過專家的理論闡釋和學校的經驗分享，讓大家看到閱讀對于教師、學生的巨大改變力量。閱讀，讓我們的校園變得更美好。

圖10 不同入口壓力下的GCr15合金粉末SEM形貌Fig.10 SEM images of GCr15 alloy powder prepared under different inlet pressures (a) 1.2 MPa; (b) 2.0 MPa; (c) 2.8 MPa

表4 不同入口壓力下的GCr15合金粉末平均粒徑Table 4 The average powder sizes of GCr15 powders prepared under different inlet pressures

4 結論

1) 超聲霧化噴嘴的入口壓力與導液管伸出長度Δh對霧化氣流場的抽吸壓強和氣體回流速度有顯著影響，Δh=1mm時，入口壓力越大，對提高霧化性能越有利。

2) 伸出長度Δh=2mm或Δh=3mm條件下，當入口壓力小于2.0 MPa時，增大入口壓力可有效提高霧化性能，而在壓力超過2.0 MPa后，增大入口壓力對提高霧化性能效果有限。

3) 導液管的孔徑對氣流場結構影響較小，主要通過影響金屬液的質量流率來影響霧化性能。

4) 導液管孔徑d=4.5mm，伸出長度Δh=1mm條件下的霧化實驗結果表明，入口壓力為2.8 MPa時粉末平均粒徑最小，整體球形度最佳，霧化性能優(yōu)于2.0 MPa與1.2 MPa條件下得到的粉末，與數(shù)值模擬研究結果相符。

REFERENCES

[1] 陳仕奇, 黃伯云. 金屬粉末氣體霧化制備技術的研究現(xiàn)狀與進展[J]. 粉末冶金技術, 2004, 22(5): 297?302. CHEN Shiqi, HUANG Baiyun. The status and development of gas atomization for production of metal powders[J]. Powder Metallurgy Technology, 2004, 22(5): 297?302.

[2] TING Jason, ANDERSON I E. A computational fluid dynamics (CFD) investigation of the wake closure phenomenon[J]. Materials Science and Engineering: A, 2004, 379(1/2): 264?276.

[3] MI J, FIGLIOLA R S, ANDERSON I E. A numerical simulation of gas flow field effects on high pressure gas atomization due to operating pressure variation[J]. Materials Science and Engineering A, 1996, 208(1): 20?29.

[4] MI J, FIGLIOLA R S, ANDERSON I E. A numerical investigation of gas flow effects on high-pressure gas atomization due to melt tip geometry variation[J]. Metallurgical and Materials Transactions B, 1997, 28(5): 935?941.

[5] BARAM J C, VEISTINEN M K, LAVERNIA E J, et al. Pressure build-up at the metal delivery tube orifice in ultrasonic gas atomization[J]. Journal of Materials Science, 1988, 23(7): 2457?2463.

[6] MATES S P, SETTLES Gary S. A study of liquid metal atomization using close-coupled nozzles, Part 1: Gas dynamic behavior[J]. Atomization and Sprays, 2005, 15(1): 19?40.

[7] 司朝潤, 王俊彪, 張賢杰, 等. 超音霧化中噴嘴結構對氣體流場與霧化性能的影響[J]. 粉末冶金材料科學與工程, 2014, 19(3): 337?343. SI Chaorun, WANG Junbiao, ZHANG Xianjie, et al. Effect of atomizer structures on gas flow field in supersonic atomization [J]. Materials Science and Engineering of Powder Metallurgy, 2014, 19(3): 337?343.

[8] MANSOUR Adel, CHIGIER Norman, TOM I P, et al. The effects of the Hartman cavity on the performance of the USGA nozzle used for aluminum spray forming[J]. Atomization and Sprays, 1998, 8(1): 1?24.

[9] MOTAMAN Shahed, MULLIS M Andrew, ROBERT F, et al. Numerical and experimental investigations of the effect of melt delivery nozzle design on the open-to closed-wake Transition in closed-coupled gas atomization[J]. Metallurgical and Materials Transactions B, 2015, 46(4): 1990?2004.

[10] XU Q, CHENG D, TRAPAGA G, et al. Numerical analyses of fluid dynamics of an atomization configuration[J]. Journal of Materials Research, 2002, 17(1): 156?166.

[11] ZEOLI N, GU S. Numerical modelling of droplet break-up for gas atomisation[J]. Computational Materials Science, 2006, 38(2): 282?292.

[12] 李博, 胡國輝, 周哲瑋. Hartmann共振管及超音速霧化噴嘴流場的數(shù)值模擬[J]. 應用數(shù)學和力學, 2007, 28(11): 1261?1271. LI Bo, HU Guohui, ZHOU Zhewei. Numerical Simulation of flow in the Hartmann resonance tube and flow in the ultrasonic gas atomizer[J]. Applied Mathematics and Mechanics, 2007, 28(11): 1261?1271.

[13] 祖洪彪, 周哲瑋, 王志亮. 雙激勵超音速氣體霧化噴嘴共振特性的數(shù)值研究[J]. 應用數(shù)學和力學, 2012, 33(12): 1379?1391. ZU Hongbiao, ZHOU Zhewei, WANG Zhiliang. Properties of acoustic resonance in a double actuator ultra-sonic gas nozzle: A numerical study[J]. Applied Mathematics and Mechanics, 2012, 33(12): 1379?1391.

[14] LUBANSKA H. Correlation of spray sing data for gas atomization of liquid metals[J]. JOM, 1970, 22(2): 45?49.

(編輯 湯金芝)

Influence factors of gas atomization performance of liquid metal ultrasonic atomizer nozzle

ZHOU Shan, LIU Mingxiang, SUI Dashan, CUI Zhenshan
(National Engineering Research Center of Die & Mold CAD, Shanghai Jiao Tong University, Shanghai 200030, China)

A numerical model of ultrasonic gas field was constructed in Fluent to study the effect of inlet pressure, melt orifice diameter and protrusion length of the nozzle on the gas atomization performance, and GCr15 bearing steel powder was also prepared by ultrasonic gas atomization to validate the effect. The results indicate that a higher inlet pressure will lead to better atomization at protrusion length of 1mm. At the protrusion length of 2mm or 3mm, an increase in inlet pressure will effectively improve the atomization when inlet pressure is less than 2.0 MPa, while further increase will hardly gain better performance when inlet pressure is over 2.0 MPa. The melt orifice diameter shows little effect on the gas field structure but influences the melt mass flow rate which deeply shapes the atomization process. The atomization experiment at the protrusion length of 1mm and orifice diameter of 4.5mm shows that the GCr15 powder produced under the inlet pressure of 2.8 MPa has a smaller mean size and better sphericalness compared with the powder under the inlet pressure of 2.0 MPa or 1.2 MPa, and the experimental results are in accord with that of the numerical simulation.

ultrasonic atomization; gas field; inlet pressure; melt orifice diameter; protrusion length; GCr15 bearing steel

TF123.2

A

1673-0224(2017)04-451-07

國家科技重大專項資助項目(2012ZX04012011)

2016?12?14；

2016?12?24

崔振山，教授，博士。電話：021-62827605；E-mail: cuizs@sjtu.edu.cn