周大鵬，馬學(xué)東，杜昱霖，張凡，陳燕，王海令

噴砂工藝的EDEM-Fluent耦合模擬噴嘴結(jié)構(gòu)參數(shù)的研究

周大鵬1，馬學(xué)東1，杜昱霖1，張凡1，陳燕1，王海令2

（1.遼寧科技大學(xué) 機(jī)械工程與自動(dòng)化學(xué)院，遼寧 鞍山 114051；2.鞍山市長(zhǎng)和冶金設(shè)備制造有限公司，遼寧 鞍山 114031）

研究在噴砂工藝過程中，噴嘴的收縮角、喉部半徑及擴(kuò)散角3種結(jié)構(gòu)對(duì)出砂平均速度和出砂總量的影響規(guī)律及原因。利用EDEM-Fluent耦合模型，對(duì)噴砂噴嘴內(nèi)氣固兩相的運(yùn)動(dòng)狀態(tài)進(jìn)行模擬，并通過實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證其正確性。以噴嘴的不同結(jié)構(gòu)大小設(shè)置正交表進(jìn)行仿真實(shí)驗(yàn)，運(yùn)用方差分析法（檢驗(yàn)），分析各因素水平出砂平均速度和出砂總量的變化規(guī)律，并利用控制變量法，進(jìn)一步探究喉部半徑對(duì)出砂平均速度和出砂總量的影響原因。由出砂平均速度方差分析可得，喉部半徑的值為3716.044，收縮角的值為380.102，出砂平均速度隨著喉部半徑的增大而快速增大，隨著收縮角的增大而減小。由出砂總量方差分析可得，喉部半徑的值為103.695，收縮角的值為13.101，出砂總量隨喉部半徑的增大而快速減小，隨著收縮角的增大而緩慢增大。當(dāng)收縮角和擴(kuò)散角不變的情況下，隨著喉部半徑增大，噴嘴內(nèi)負(fù)壓增大，導(dǎo)致氣相流速增大，進(jìn)而使出砂平均速度增大。隨著喉部半徑增大到8 mm時(shí)，出砂平均速度不再增大，且有略微下降，其峰值為184.65 m/s。在砂粒生成速率相同的情況下，得出喉部半徑越大，砂粒速度越大，砂粒在噴嘴內(nèi)的停留時(shí)間越短，收縮段待噴出的砂粒質(zhì)量越少，且分布狀態(tài)越稀疏。驗(yàn)證了EDEM-Fluent耦合模擬噴嘴內(nèi)氣固兩相流場(chǎng)是合理可行的?；谶@一仿真模型，得出了出砂平均速度及出砂總量分別與噴嘴不同結(jié)構(gòu)參數(shù)之間的關(guān)系規(guī)律，其中喉部半徑對(duì)兩者的影響最為顯著。隨著喉部半徑越大，出砂平均速度越大，單位時(shí)間內(nèi)在噴嘴出口處統(tǒng)計(jì)到的砂?？偭吭缴佟?/p>

噴嘴結(jié)構(gòu)；EDEM-Fluent耦合；出砂平均速度；出砂總量；方差分析；檢驗(yàn)

噴砂工藝在多個(gè)領(lǐng)域的運(yùn)用越來越廣泛，比如航空、船舶、醫(yī)藥等領(lǐng)域機(jī)械構(gòu)件的表面處理[1-2]。噴砂的功能是可以有效地去除其表面的氧化皮、銹斑、殘漆等污染物，使其表面可以獲得一定的清潔度[3-4]，還可以改變材料表面的粗糙度和力學(xué)性能，為一些熱噴涂表面進(jìn)行預(yù)處理[5-7]。砂料主要是通過壓縮空氣得到動(dòng)力，以高速射流的形式噴到需要處理的工件表面，使工件外表面發(fā)生質(zhì)的變化[8-9]。其中，噴嘴是噴砂機(jī)作業(yè)的重要元件，雖然噴嘴成本低，結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單，卻能獲得超音速氣相流場(chǎng)，進(jìn)而影響出砂速度和出砂量，這兩者是噴砂作業(yè)效率和良好工件質(zhì)量的重要影響因素。因此，研究噴嘴結(jié)構(gòu)具有重要的現(xiàn)實(shí)意義。

正因?yàn)閲娮煸谀チ蠚怏w噴射中的獨(dú)特作用，國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)其已有了一定的研究。如李欽奉[10]利用噴砂實(shí)驗(yàn)方式建立了噴嘴半徑與用砂量相互關(guān)系式。Liu等[11]對(duì)用于破碎巖石磨料氣體射流的噴嘴結(jié)構(gòu)，采用Fluent數(shù)值模擬和室內(nèi)實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證相結(jié)合的方法，研究了不同收縮角、喉部拉伸比、擴(kuò)散角對(duì)板件沖蝕速率的影響，并優(yōu)化出為磨料加速的最佳噴嘴結(jié)構(gòu)。曹瑋[12]通過Fluent對(duì)砂粒在噴嘴內(nèi)的氣體流場(chǎng)進(jìn)行仿真模擬，得到砂粒粒徑、收縮角與砂粒最大總動(dòng)量相互之間的關(guān)系。殷碩等[13]采用CFD模擬噴嘴外部流場(chǎng)，并進(jìn)行數(shù)值分析，得到了噴嘴不同出口直徑對(duì)粒子沖擊速度及基板最佳位置的影響規(guī)律。Ju等[14]通過歐拉-歐拉有限元軟件獲得激光熔覆過程中三維同軸送粉噴嘴內(nèi)的雙流體模型，來研究噴嘴結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)粉末顆粒流動(dòng)的影響，并建立了優(yōu)化噴嘴結(jié)構(gòu)的數(shù)學(xué)模型。江竹亭等[15]運(yùn)用有限元法對(duì)多孔陶瓷快速成形噴嘴內(nèi)的三維流場(chǎng)進(jìn)行了研究，通過VOF分析了直角型、收縮型和擴(kuò)張型噴嘴結(jié)構(gòu)對(duì)速度、壓力分布和泥料體積分?jǐn)?shù)的影響。Peng等[16]通過Fluent軟件對(duì)冷凍機(jī)中的V型噴嘴進(jìn)行了模擬，為了得到較大的出口速度，研究了不同噴嘴結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)出口速度的影響。劉雪梅等[17]以拉格朗日和歐拉法相結(jié)合的方式仿真模擬了噴丸工藝過程，得到了入口壓強(qiáng)、粒徑、粒子流量等參數(shù)與出口粒子速度的相互關(guān)系，再以噴丸時(shí)間和比能優(yōu)選出了一組最佳的工藝參數(shù)。由此看出，現(xiàn)有對(duì)噴嘴方面的研究，要么是不夠全面系統(tǒng)，要么是偏重于噴嘴內(nèi)部氣固流場(chǎng)自身運(yùn)動(dòng)特性的討論，卻少有以出砂平均速度和出砂總量為目標(biāo)，來探討噴嘴不同結(jié)構(gòu)具體作用規(guī)律的系統(tǒng)性研究。另外，可以發(fā)現(xiàn)，大多數(shù)學(xué)者的研究與仿真軟件結(jié)合得相當(dāng)普遍，然而數(shù)值分析工具的運(yùn)用較為單一。雖然單獨(dú)的使用有限元軟件也能夠達(dá)到部分研究的目的，但由于軟件自身的局限性，表現(xiàn)出的不足之處是將氣固兩相看成了混合流體，固體相被擬流體化，進(jìn)而不能體現(xiàn)固體相的外形體積、碰撞以及位置等情況。為了能夠彌補(bǔ)這一不足，使氣固兩相流場(chǎng)的模擬更趨于真實(shí)化、形象化，因此將有限元軟件（Fluent）和離散元軟件（EDEM）結(jié)合起來[18]，其耦合過程是一個(gè)瞬態(tài)雙向數(shù)據(jù)傳遞的過程。這一方法目前普遍運(yùn)用在輸運(yùn)管道[19]、流化床[20]、谷物風(fēng)選[21]等領(lǐng)域的分析，然而，鮮有將這一耦合方法運(yùn)用到噴砂工藝的研究中來。

綜上所述，現(xiàn)以三維文丘里型噴嘴為研究對(duì)象，采用EDEM-Fluent耦合方法對(duì)噴嘴內(nèi)氣固兩相瞬態(tài)流場(chǎng)進(jìn)行數(shù)值模擬，并分析驗(yàn)證其合理性和可行性。對(duì)噴嘴的不同結(jié)構(gòu)參數(shù)進(jìn)行數(shù)值模擬，通過分析方法，研究噴嘴的收縮角、喉部半徑和擴(kuò)散角與出砂平均速度及出砂總量的相互關(guān)系，得出其影響規(guī)律。這一研究?jī)?nèi)容及方法在噴砂領(lǐng)域基本空白，研究結(jié)論對(duì)以后優(yōu)化噴嘴設(shè)計(jì)，提高工作效率給予了理論支持。

1 設(shè)計(jì)方案

1.1 噴嘴結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

噴嘴作為噴砂工藝的核心部件之一[22]，采用最具有代表性的噴嘴文丘里型，如圖1所示。為了能夠在模擬仿真中達(dá)到對(duì)比效果，在改變噴嘴收縮角、喉部半徑2、擴(kuò)散角等參數(shù)的同時(shí)，選擇了相同的入口半徑和噴嘴的總長(zhǎng)度。文丘里型噴嘴的幾何參數(shù)見表1。

圖1 文丘里型噴嘴幾何結(jié)構(gòu)

表1 文丘里型噴嘴幾何參數(shù)

Tab.1 Venturi nozzle geometrical parameters

1.2 設(shè)計(jì)中心正交表

選取了文丘里型噴嘴的收縮角、喉部半徑、擴(kuò)散角3種結(jié)構(gòu)參數(shù)作為重要的影響因素，并對(duì)不同因素的幾何參數(shù)進(jìn)行正交設(shè)計(jì)。然后對(duì)每組參數(shù)進(jìn)行仿真分析，最后對(duì)統(tǒng)計(jì)出的結(jié)果進(jìn)行方差分析。正交實(shí)驗(yàn)因素水平表見表2。

表2 因素水平表

Tab.2 Factor level table

為了避免人為編排因素水平表給仿真實(shí)驗(yàn)帶來影響，因此采用SPSS設(shè)計(jì)中心正交表[23]。首先，假設(shè)各因素之間無相互作用，利用正交表安排進(jìn)行9組仿真實(shí)驗(yàn)，方案見表3。

表3 正交實(shí)驗(yàn)方案

Tab.3 Orthogonal experiment scheme

2 數(shù)學(xué)理論模型

2.1 氣相控制方程

在噴嘴模型內(nèi)，將空氣設(shè)為理想氣體，忽略空隙率，以減少仿真時(shí)間，考慮曳力、重力，忽略薩夫曼升力、馬格努斯效應(yīng)等的影響，繼而得到連續(xù)性方程、動(dòng)量守恒方程及湍流方程[24-25]。

連續(xù)性方程：

動(dòng)量守恒方程：

其中：

式中：、為坐標(biāo)方向；ν、ν為氣相速度；為氣相壓力；為氣固相互作用項(xiàng)；為氣相黏度系數(shù)；t為湍流黏度系數(shù)；δ為Kronecker數(shù)；μ為經(jīng)驗(yàn)常數(shù)，取0.09。

氣相在噴嘴內(nèi)流速較快，流動(dòng)雷諾數(shù)遠(yuǎn)大于4000，作湍流態(tài)，因此選擇標(biāo)準(zhǔn)模型。其中，為湍流動(dòng)能方程，如式（5）所示；為湍流耗散方程，如式（6）所示。

方程：

方程：

其中：

2.2 顆粒運(yùn)動(dòng)方程

EDEM中，為提高仿真速度，固體顆粒簡(jiǎn)化為球形。其次，因顆粒量較少，可忽略其體積分?jǐn)?shù)。根據(jù)牛頓第二定律，單個(gè)固體顆粒在流體作用下的運(yùn)動(dòng)公式見式（10）、（11）[26]。

其中：

3 模擬仿真

3.1 有限元模型

首先，運(yùn)用Soildwoks建立三維噴嘴模型，如圖2所示。噴嘴進(jìn)口面命名為Pressure-inlet，出口面命名為Pressure-outlet。在Fluent中，打開壓力求解器Pressure- Based，設(shè)置噴嘴進(jìn)口處壓力為6×105Pa，出口處壓力為1×105Pa（1個(gè)大氣壓），時(shí)間步長(zhǎng)為8×10–5s。

圖2 噴嘴三維模型

3.2 離散元模型

EDEM中的參數(shù)設(shè)置：顆粒材料為石英砂，噴嘴材料為Steel，兩者的材料屬性見表4，接觸模型系數(shù)見表5[27]。為了能夠快速順暢地生成顆粒，將顆粒工廠設(shè)置為半徑18 mm、母線長(zhǎng)為20 mm的圓柱體，顆粒半徑為0.3 mm，生成速率為0.1 kg/s。環(huán)境（Envirnment）中設(shè)有重力，時(shí)間步長(zhǎng)為8×10–7s，數(shù)據(jù)每0.01 s保存一次，仿真總時(shí)間為1 s。

表4 材料屬性

Tab.4 Material properties

表5 材料接觸系數(shù)

Tab.5 Material contact coefficient

3.3 模型分析

為了分析基于EDEM-Fluent耦合模擬仿真噴砂噴嘴的可行性，以收縮角為30°、喉部半徑為4 mm、擴(kuò)散角為4°的噴嘴為例，在Fluent中得到氣相流場(chǎng)的壓力云圖和速度云圖分別如圖3a和圖4a所示。噴嘴內(nèi)壓力分布形成的壓力差是氣體流動(dòng)的必要條件。從圖3b和圖4b可以看出，進(jìn)口段（0～30 mm）靜壓值基本穩(wěn)定，氣相流速也是如此；噴嘴收縮段到喉部的位置（30～60 mm），隨著橫截面積逐漸縮小，靜壓值由略微下降到快速降低，呈現(xiàn)出負(fù)壓狀態(tài)，使得氣相流速在這一位置快速上升；到了噴嘴擴(kuò)散段（60～110 mm），隨著橫截面積逐漸擴(kuò)大，靜壓值緩慢增加，到達(dá)出口端時(shí)，接近外部大氣壓值，導(dǎo)致氣相流速逐漸降低，符合實(shí)際工況下噴嘴內(nèi)流體的狀態(tài)，也滿足砂粒噴射的要求。

圖3 氣相壓力變化

圖4 氣相速度變化

上文分析了噴嘴中氣相流體在Fluent中的合理性，接下來分析固體相顆粒在EDEM中的運(yùn)動(dòng)狀態(tài)，如圖5所示。從圖5中可以看出，在氣體流場(chǎng)的作用下，顆粒從收縮段喉部區(qū)域開始有明顯的加速，在擴(kuò)散段接近出口處，顆粒速度趨于穩(wěn)定，符合真實(shí)情況下噴砂噴嘴中砂粒的運(yùn)動(dòng)狀態(tài)。噴嘴的收縮段和出口處都設(shè)有長(zhǎng)方體統(tǒng)計(jì)網(wǎng)格，其中，出口處的統(tǒng)計(jì)網(wǎng)格不僅能夠統(tǒng)計(jì)出單位時(shí)間內(nèi)噴嘴噴出砂粒的速度，還可以統(tǒng)計(jì)出總仿真時(shí)間內(nèi)累計(jì)的出砂量，如圖6a所示。在0.05～0.1 s，由于氣流的不穩(wěn)定，導(dǎo)致砂粒出口速度有些許波動(dòng)；在0.1 s之后，砂粒出口速度基本上趨于穩(wěn)定，說明噴嘴內(nèi)砂粒運(yùn)動(dòng)狀態(tài)良好。圖6b中噴砂總量隨時(shí)間的增加呈線性增長(zhǎng)，說明噴砂均勻連續(xù)沒有斷層現(xiàn)象。

圖5 0.06 s時(shí)砂粒在噴嘴中的運(yùn)動(dòng)

圖6 EDEM中砂粒出口速度與出砂量隨時(shí)間的變化

為了驗(yàn)證上述仿真模型所得結(jié)果的有效合理性，比較直觀且科學(xué)的方法就是測(cè)量噴嘴出口處的砂粒速度，因此搭建了實(shí)驗(yàn)平臺(tái)，將自制的砂粒測(cè)速裝置放在噴砂室里，如7圖所示。該裝置由雙盤測(cè)速法[28]制得，其工作原理如圖8所示。首先使雙盤同時(shí)旋轉(zhuǎn)起來，并利用調(diào)速器將旋轉(zhuǎn)速度設(shè)為恒定值，高速運(yùn)動(dòng)的砂粒穿過上圓盤的徑向狹縫后，飛行距離（35 mm）后，擊打在下圓盤上。下圓盤上覆有一張復(fù)寫紙和白紙，砂粒擊打會(huì)使白紙上留有痕跡，該痕跡與起始位置的偏轉(zhuǎn)角度為砂粒穿過雙盤之間運(yùn)動(dòng)時(shí)間的度量。利用其估測(cè)出噴砂速度，關(guān)系式如（14）所示。

式中：v為出口砂粒速度；ωd為雙圓盤轉(zhuǎn)動(dòng)角速度；γAB為圓盤狹縫沿徑向邊線與白紙上擊打痕跡最遠(yuǎn)位置的夾角。

實(shí)驗(yàn)所用噴嘴為文丘里型噴嘴，其結(jié)構(gòu)參數(shù)與上述數(shù)值模擬所用的噴嘴相同。首先，啟動(dòng)空壓機(jī)，利用調(diào)壓閥將噴嘴入口壓力穩(wěn)定在0.6 MPa，用過EI質(zhì)量流量控制閥將砂粒流量控制在0.1 kg/s。然后打開噴砂測(cè)速器，利用調(diào)速器將轉(zhuǎn)速控制在800 r/min。為了提高測(cè)量的準(zhǔn)確性，在實(shí)驗(yàn)條件相同的情況下，共進(jìn)行了4組實(shí)驗(yàn)，所得結(jié)果如圖9所示。黑線A為狹縫沿徑向的邊線，視為起始位置，紅線B為砂粒穿過狹縫在下圓盤上噴打痕跡的最遠(yuǎn)位置，兩者的夾角為AB，其值分別為14.5°、14°、13.5°、15.5°。經(jīng)式（14）計(jì)算可得，砂粒出口速度分別為115.86、120、124.44、108.39 m/s?？梢钥闯觯瑖娚吧傲３隹谒俣然痉€(wěn)定，實(shí)驗(yàn)結(jié)果與上述仿真統(tǒng)計(jì)的結(jié)果也基本吻合，驗(yàn)證了其有效合理性。

圖8 噴砂測(cè)速器原理

圖9 實(shí)驗(yàn)結(jié)果

4 仿真結(jié)果與分析

在壓強(qiáng)、顆粒粒徑一定的情況下，選取了噴嘴的收縮角、喉部半徑和擴(kuò)散角為仿真參數(shù)變量，并建立了正交表，得到了不同參數(shù)組合下噴出砂粒的平均速度和總出砂量。為此，做了9組模擬仿真，仿真結(jié)果見表6。

表6 仿真結(jié)果

Tab.6 Simulation result

為了分析噴嘴的收縮角、喉部半徑以及擴(kuò)散角對(duì)出砂平均速度和出砂總量的影響，需要對(duì)自由噴砂仿真結(jié)果進(jìn)行方差分析。方差分析的優(yōu)勢(shì)在于可以分辨出不同仿真實(shí)驗(yàn)結(jié)果的差異性。在方差分析中，各因素對(duì)實(shí)驗(yàn)結(jié)果的影響程度是否顯著以值為判斷標(biāo)準(zhǔn)[29]。首先，變差平方和計(jì)算公式為：

式中：T為仿真結(jié)果總變差平方和；G為因素效應(yīng)變差平方和；為實(shí)驗(yàn)次數(shù)；為各水平的結(jié)果總和；為因素水平數(shù)；n為因素水平實(shí)驗(yàn)次數(shù)；T為因素水平實(shí)驗(yàn)結(jié)果的總和。

各因素的值公式為：

如果出現(xiàn)誤差自由度較小，將導(dǎo)致誤差偏大，檢驗(yàn)靈敏度不高。為提高分析精度，將影響因素不顯著的變差平方和自由度，分別合并到誤差效應(yīng)的變差平方和自由度中，重新計(jì)算顯著因素的值，完成進(jìn)一步比較。

利用EDEM軟件中統(tǒng)計(jì)網(wǎng)格的方法，將噴嘴仿真時(shí)長(zhǎng)1 s內(nèi)的出砂平均速度和出砂總量的結(jié)果都已歸納完畢，現(xiàn)在利用方差分析法得到上述兩因變量的分析結(jié)果，見表7、表8。各因素水平對(duì)兩因變量的影響情況如圖10、圖11所示。

首先，收縮角、喉部半徑以及擴(kuò)散角的值分別設(shè)為F、F和F。根據(jù)顯著性判斷準(zhǔn)則，從表7可知，F=3716.044>0.001(2,2)=999.00，喉部半徑的水平變化對(duì)出砂平均速度有極顯著的影響；0.001(2,2)=999.00>F=380.102>0.01(2,2)=99.00，收縮角的水平變化對(duì)出砂平均速度有顯著性影響；F=2.544<0.01(2,2)=99，擴(kuò)散角的水平變化對(duì)出砂平均速度影響極小。由圖10可知，隨著喉部半徑的增加，出砂平均速度呈線性增大。當(dāng)喉部半徑從3 mm增加至5 mm時(shí)，出砂平均速度從85.36 m/s增大至128.59 m/s，增加了50.6%。隨著收縮角的增加，出砂平均速度反而逐漸減少。當(dāng)收縮角從30°增大至50°時(shí)，出砂平均速度從114.70 m/s降低至100.86 m/s，降低了12%。隨著擴(kuò)散角水平的增大，出砂平均速度變化基本不大。

表7 出砂平均速度

Tab.7 Average sand production speed

表8 出砂總量

Tab.8 Total of sand production

圖10 各因素水平對(duì)出砂平均速度的影響

圖11 各因素水平對(duì)出砂總量的影響

從表8可知，F=103.695>0.01(2,2)=99.00，喉部半徑的水平變化對(duì)出砂總量有極顯著的影響；0.05(2,2)= 19.00>F=13.101>0.1(2,2)=9，收縮角的水平變化對(duì)出砂總量有一定影響；F=2.466<0.1(2,2)=9，擴(kuò)散角的水平變化對(duì)出砂總量影響最小。由圖11可知，隨著喉部半徑的增大，出砂總量幾乎呈線性減少。當(dāng)喉部半徑從3 mm增加到5 mm時(shí)，出砂總量從1.722× 10–3kg降低至1.158×10–3kg。收縮角從30°增大到50°時(shí)，出砂總量從1.320×10–3kg緩慢上升至1.522× 10–3kg。擴(kuò)散角從3°增大到4°時(shí)，出砂總量的變化趨勢(shì)基本不大。

方差分析中，喉部半徑對(duì)出砂平均速度和出砂總量的影響最為顯著。因此進(jìn)一步探究分析其影響的規(guī)律和原因。運(yùn)用控制變量法，現(xiàn)將收縮角和擴(kuò)散角分別定為30°和3°，然后設(shè)置不同喉部半徑進(jìn)行7組仿真實(shí)驗(yàn)，其值分別為3、4、5、6、7、8、9 mm，得到了喉部半徑和出砂平均速度的關(guān)系，如圖12所示?？梢钥闯?，隨著喉部半徑不斷增大，出砂平均速度也增大，在喉部半徑為6～9 mm時(shí)趨于平緩，且到達(dá)了一個(gè)峰值。當(dāng)喉部半徑為8 mm時(shí)，出砂平均速度為184.65 m/s，喉部半徑增大到9 mm時(shí)，有了些許下降。分析Fluent中的壓力云圖（圖13）可知，喉部半徑越大，喉部區(qū)域壓強(qiáng)越小，噴嘴內(nèi)形成的壓力差越大，導(dǎo)致氣相流速增大，進(jìn)而使出砂平均速度增大。

圖12 喉部半徑對(duì)出砂平均速度的影響

在仿真過程中0.3 s時(shí)，喉部半徑和收縮段砂粒質(zhì)量關(guān)系變化曲線如圖14所示。由圖14可知，隨著喉部半徑的增大，收縮段砂粒質(zhì)量逐漸減小，并在7～9 mm時(shí)趨于平緩。為了能夠直觀地察看收縮段砂粒的具體狀態(tài)，取喉部半徑為3、6、9 mm收縮段部分的切片，如圖14中插圖所示，可以看出統(tǒng)計(jì)網(wǎng)格內(nèi)砂粒的分布狀態(tài)和這一瞬時(shí)的砂粒質(zhì)量。造成這一現(xiàn)象的原因是在砂粒生成速率相同的情況下，喉部半徑越大，砂粒速度越大，砂粒在噴嘴內(nèi)停留的時(shí)間越短（如圖15所示），導(dǎo)致收縮段待噴出的砂粒越稀疏。因此，在單位時(shí)間內(nèi)，隨喉部半徑的增大，從噴嘴出口處統(tǒng)計(jì)的出砂總量減少。

圖13 不同喉部半徑的壓力云圖

圖14 在0.3 s時(shí)喉部半徑對(duì)收縮段砂粒質(zhì)量的影響

圖15 喉部半徑對(duì)砂粒在噴嘴內(nèi)停留時(shí)間的影響

5 結(jié)論

通過離散元與有限元軟件耦合模擬三維噴嘴模型中氣固兩相流場(chǎng)，然后對(duì)噴嘴不同的結(jié)構(gòu)尺寸建立正交表進(jìn)行仿真實(shí)驗(yàn)，研究收縮角、喉部半徑以及擴(kuò)散角的不同水平對(duì)出砂平均速度和出砂總量的影響規(guī)律，得出如下結(jié)論：

1）通過現(xiàn)有的EDEM-Fluent耦合辦法對(duì)噴砂噴嘴進(jìn)行氣固兩相流場(chǎng)模擬，應(yīng)用了氣相湍流以及顆粒運(yùn)動(dòng)的數(shù)學(xué)模型，分析討論了噴砂過程中噴嘴氣固兩相的運(yùn)動(dòng)狀態(tài)符合噴砂的基本原理，并驗(yàn)證了這一仿真模型的有效合理性。

2）喉部半徑對(duì)出砂平均速度和出砂總量都有極顯著的影響，收縮角對(duì)出砂平均速度有顯著影響，對(duì)出砂總量有一定影響，擴(kuò)散角對(duì)兩者的影響基本不大。

3）由于喉部半徑越大，喉部區(qū)域壓強(qiáng)越小，噴嘴內(nèi)形成的壓力差越大，導(dǎo)致氣相流速越大，進(jìn)而使出砂平均速度增大。當(dāng)然出砂平均速度也不是無限增大，從喉部半徑為6 mm時(shí)，出砂平均速度開始緩慢增大，且在喉部半徑為8 mm時(shí)，到達(dá)了峰值，其值為184.65 m/s。在砂粒生成速率相同的情況下，喉部半徑越大，砂粒速度越大，砂粒在噴嘴內(nèi)停留的時(shí)間越短，導(dǎo)致收縮段待噴出的砂粒越稀疏。因此，在單位時(shí)間內(nèi)，隨喉部半徑的增大，從噴嘴出口處統(tǒng)計(jì)的出砂總量減少。

[1] GUO Qing, YANG Shu-zhen, YU Tao. A Novel Process Model of Ship Rust Removal by Premixed Abrasive Jet Based on Neural Network[J]. MATEC Web of Conferen-ces, 2019, 257: 02007.

[2] 李國(guó)英. 表面工程手冊(cè)[M]. 北京: 機(jī)械工業(yè)出版社, 1998.

LI Guo-ying. Surface Engineering Manual[M]. Beijing: China Machine Press, 1998.

[3] 馮益華. 新型陶瓷噴砂嘴的研究開發(fā)及其沖蝕磨損機(jī)理研究[D]. 濟(jì)南: 山東大學(xué), 2003.

FENG Yi-hua. Development of New Ceramic Nozzles and Study on Its Erosion Wear Mechanisms[D]. Jinan: Shandong University, 2003.

[4] 李異. 金屬表面清洗技術(shù)[M]. 北京: 化學(xué)工業(yè)出版社, 2007.

LI Yi. Metal Surface Cleaning Technology[M]. Beijing: Chemical Industry Press, 2007.

[5] 郝建軍, 李會(huì)平, 馬躍進(jìn), 等. 噴砂預(yù)處理在鑄鐵零件修復(fù)中的應(yīng)用研究[J]. 農(nóng)業(yè)機(jī)械學(xué)報(bào), 2003, 34(4): 120-122, 126.

HAO Jian-jun, LI Hui-ping, MA Yue-jin, et al. Experi-mental Investigation on Repairing Iron Cast Parts with Grit-Blasting Pretreatment[J]. Transactions of the Chinese Society of Agricultural Machinery, 2003, 34(4): 120-122, 126.

[6] 孟立新, 張晞, 楊景順. 熱噴涂表面預(yù)處理工藝的優(yōu)化[J]. 表面技術(shù), 2005, 34(4): 55-57.

MENG Li-xin, ZHANG Xi, YANG Jing-shun. Optimi-zation of Surface Pretreating before Hot Spraying[J]. Sur-face Technology, 2005, 34(4): 55-57.

[7] MANDOLFINO C, LERTORA E, GAMBARO C. Effect of Surface Pretreatment on the Performance of Adhesive- Bonded Joints[J]. Key Engineering Materials, 2013, 554- 557: 996-1006.

[8] 王春水, 何聲馨, 張二亮, 等. 噴砂表面的多尺度分析與表征[J]. 表面技術(shù), 2015, 44(6): 127-132.

WANG Chun-shui, HE Sheng-xin, ZHANG Er-liang, et al. Analysis and Characterization of Sandblasted Surfaces Using Multi-Scale Analysis[J]. Surface Technology, 2015, 44(6): 127-132.

[9] 黃鑫. 噴砂處理對(duì)鋁合金薄壁框架件形變的影響[D]. 長(zhǎng)沙: 中南林業(yè)科技大學(xué), 2018.

HUANG Xin. Effect of Shot Peening on Deformation of Aluminum Alloy Thin Wall Frame Parts[D]. Changsha: Central South University of Forestry & Technology, 2018.

[10] 李欽奉. 磨料用量與噴嘴直徑相關(guān)關(guān)系的實(shí)驗(yàn)研究[J]. 表面技術(shù), 2001, 30(4): 49-50.

LI Qin-feng. Experimental Research on Relationship between Grinding Quantity and Spray Nozzle Diame-ter[J]. Surface Technology, 2001, 30(4): 49-50.

[11] LIU Yong, ZHANG Juan, ZHANG Tao, et al. Optimal Nozzle Structure for an Abrasive Gas Jet for Rock Brea-kage[J]. Geofluids, 2018, 2018: 9457178.

[12] 曹瑋. 基于CFD的氣動(dòng)噴砂機(jī)理與噴砂流場(chǎng)特性研究[D]. 大慶: 大慶石油學(xué)院, 2006.

CAO Wei. Study on Mechanism and Flow Field Charac-teristics of Pneumatic Sand Blasting Based on CFD[D]. Daqing: Daqing Petroleum Institute, 2006.

[13] 殷碩, 王曉放, 李文亞. 噴嘴出口直徑對(duì)冷噴涂射流流場(chǎng)及基板最佳位置影響的數(shù)值分析[J]. 中國(guó)表面工程, 2013, 26(1): 74-78.

YIN Shuo, WANG Xiao-fang, LI Wen-ya. Numerical In-vestigations on the Effect of Nozzle Outlet Diameter on Jet Flow Field and Optimal Standoff Distance in Cold Spraying[J]. China Surface Engineering, 2013, 26(1): 74-78.

[14] JU H, ZHANG Z J, LIN C X, et al. Design Optimization and Experimental Study of Coaxial Powder-Feeding Nozzle in the Laser Cladding Process[J]. IOP Conference Series: Materials Science and Engineering, 2019, 474: 012008.

[15] 江竹亭, 甘振華, 吳南星, 等. 基于CFD的多孔陶瓷快速成型噴嘴結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)優(yōu)化[J]. 中國(guó)陶瓷, 2019, 55(7): 16-22.

JIANG Zhu-ting, GAN Zhen-hua, WU Nan-xing, et al. Structural Design and Optimization of Nozzle in Rapid Prototyping for Porous Ceramics Based on CFD[J]. China Ceramics, 2019, 55(7): 16-22.

[16] PENG Y Y, WANG J F, XIE J, et al. Structure Optimi-zation of Nozzle in Quick-Freezer Based on Response Surface Methodology[J]. IOP Conference Series: Earth and Environmental Science, 2018, 188: 012106.

[17] 劉雪梅, 顧佳巍, 祁國(guó)棟, 等. 基于CFD-DEM仿真的噴丸工藝參數(shù)優(yōu)選[J]. 表面技術(shù), 2018, 47(1): 8-15.

LIU Xue-mei, GU Jia-wei, QI Guo-dong, et al. Optimiza-tion of Shot Peening Process Parameters Based on CFD- DEM Simulation[J]. Surface Technology, 2018, 47(1): 8-15.

[18] MEZHERICHER M, BROSH T, LEVY A. Modeling of Particle Pneumatic Conveying Using DEM and DPM Methods[J]. Particulate Science and Technology, 2011, 29(2): 197-208.

[19] 杜俊, 胡國(guó)明, 方自強(qiáng), 等. 彎管稀相氣力輸送CFD- DEM法數(shù)值模擬[J]. 國(guó)防科技大學(xué)學(xué)報(bào), 2014, 36(4): 134-139.

DU Jun, HU Guo-ming, FANG Zi-qiang, et al. Simulation of Dilute Pneumatic Conveying with Bends by CFD- DEM[J]. Journal of National University of Defense Tech-no-logy, 2014, 36(4): 134-139.

[20] 馬華慶, 趙永志. 噴動(dòng)流化床中桿狀顆?；旌咸匦缘腃FD-DEM模擬[J]. 浙江大學(xué)學(xué)報(bào)(工學(xué)版), 2020, 54(7): 1347-1354.

MA Hua-qing, ZHAO Yong-zhi. CFD-DEM Investigation on Mixing of Rod-Like Particles in Spout-Fluid Bed[J]. Journal of Zhejiang University (Engineering Science), 2020, 54(7): 1347-1354.

[21] 郭柄江, 馬學(xué)東, 趙磊, 等. 基于DEM-CFD耦合的谷物多級(jí)風(fēng)選模擬研究[J]. 中國(guó)農(nóng)機(jī)化學(xué)報(bào), 2019, 40(10): 96-102.

GUO Bing-jiang, MA Xue-dong, ZHAO Lei, et al. Simu-la-tion Research of Grain Multi-Stage Wind Selection Based on DEM-CFD Coupling[J]. Journal of Chinese Agricultural Mechanization, 2019, 40(10): 96-102.

[22] 周良. 噴丸(砂)、噴涂技術(shù)及裝備[M]. 北京: 化學(xué)工業(yè)出版社, 2008.

ZHOU Liang. Shot (Sand) Blasting, Spraying Technology and Equipment[M]. Beijing: Chemical Industry Press, 2008.

[23] 劉瑞江, 張業(yè)旺, 聞崇煒, 等. 正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)和分析方法研究[J]. 實(shí)驗(yàn)技術(shù)與管理, 2010, 27(9): 52-55. LIU Rui-jiang, ZHANG Ye-wang, WEN Chong-wei, et al. Study on the Design and Analysis Methods of Orthogonal Experiment[J]. Experimental Technology and Manage-ment, 2010, 27(9): 52-55.

[24] CHEN Ju-kai, WANG Yue-she, LI Xiu-feng, et al. Ero-sion Prediction of Liquid-Particle Two-Phase Flow in Pi-pe-line Elbows via CFD-DEM Coupling Method[J]. Pow-der Technology, 2015, 282: 25-31.

[25] CROWE C T. On Models for Turbulence Modulation in Fluid-Particle Flows[J]. International Journal of Multi-phase Flow, 2000, 26(5): 719-727.

[26] 袁竹林, 朱立平, 耿凡. 氣固兩相流動(dòng)與數(shù)值模擬[M]. 南京: 東南大學(xué)出版社, 2013.

YUAN Zhu-lin, ZHU Li-ping, GENG Fan. Gas Solid Two Phase Flow and Numerical Simulation[M]. Nanjing: Sou-theast University Press, 2013.

[27] 惠志全, 黃思, 黃家興, 等. 基于EDEM-Fluent耦合的噴砂機(jī)磨損計(jì)算[J]. 武漢大學(xué)學(xué)報(bào)(工學(xué)版), 2020, 53(9): 825-830.

HUI Zhi-quan, HUANG Si, HUANG Jia-xing, et al. Wear Calculation of Sandblasting Machine Based on EDEM- Fluent Coupling[J]. Engineering Journal of Wuhan Uni-ver-sity, 2020, 53(9): 825-830.

[28] 張晴波, 郭濤, 洪國(guó)軍, 等. 噴砂沖蝕實(shí)驗(yàn)中顆粒軌跡的數(shù)值預(yù)測(cè)[J]. 爆炸與沖擊, 2021, 41(2): 158-165.

ZHANG Qing-bo, GUO Tao, HONG Guo-jun, et al. Nu-me-rical Prediction of Particle Trajectories in an Erosion Experiment[J]. Explosion and Shock Waves, 2021, 41(2): 158-165.

[29] 鄧勃. 分析測(cè)試數(shù)據(jù)的統(tǒng)計(jì)處理方法[M]. 北京: 清華大學(xué)出版社, 1995.

DENG Bo. Statistical Processing Method of Analysis and Test Data[M]. Beijing: Tsinghua University Press, 1995.

Study on EDEM-Fluent Coupling Simulation of Nozzle Structure Parameters in Sandblasting Process

1,1,1,1,1,2

(1.School of Mechanical Engineering and Automation, University of Science and Technology, Anshan 114051, China; 2.Anshan Changhe Metallurgical Equipment Manufacturing Co. Ltd., Anshan 114031, China)

This paper aims to study the influence rule and reason of the contraction angle, throat radius and diffusion angle of the nozzle on the average sand production speed and total sand production amount during the process of sandblasting. The EDEM-Fluent coupling model was used to simulate the gas-solid two-phase movement in the sandblasting nozzle, and the correctness of the model was verified by experiments. The simulation experiment was carried out by setting the orthogonal table with different structure sizes of nozzles. The analysis of variance method (test) was used to analyze the variation rule of average sand production speed and total sand production amount at each factor level. The influence reason of throat radius on average sand production speed and total sand production amount was further explored by using the control variable method.From the variance analysis of the average sand production speed, thevalue of throat radius to 3716.044 and thevalue of contraction angle to 380.102, the average sand production speed increased rapidly with the increase of throat radius, but decreased with the increase of contraction angle;From the variance analysis of the total sand production amount, thevalue of throat radius to 103.695 and thevalue of contraction angle to 13.101, the total sand production amount decreased rapidly with the increase of throat radius, but increased slowly with the increase of contraction angle;When the contraction angle and diffusion angle were invariable, the negative pressure increased with the increase of throat radius, resulting in the increase of gas phase flow speed, and then the average sand production speed increased. When the throat radius increased to 8 mm, the average sand production speed no longer increased and slightly decreased, and its peak value was 184.65 m/s;In the case of the same sand generation rate, it is concluded that the larger the throat radius, the greater the sand speed, the shorter the residence time of the sand in the nozzle, and the less the mass of sand to be ejected from the contraction section and the more sparse the distribution state. It was verified that EDEM-Fluent coupling simulation of gas-solid two-phase flow field in nozzle was feasible and reasonable.Based on this simulation model, the relationship between average sand production speed and total sand production amount and different nozzle structural parameters was obtained, among which the throat radius had the most significant effect on the two.The larger the throat radius, the greater the average sand production speed, the less the total amount of sand counted at the nozzle outlet per unit time.

structure of nozzle; EDEM-Fluent coupling; average sand production speed; total sand production amount; variance analysis;test

2021-03-15；

2021-06-23

ZHOU Da-peng (1995—), Male, Master, Research focus: particle matter dynamics.

馬學(xué)東（1965—），男，博士，教授，主要研究方向?yàn)轭w粒物質(zhì)動(dòng)力學(xué)。

Corresponding author：MA Xue-dong (1965—), Male, Doctor, Professor, Research focus: particle matter dynamics.

周大鵬, 馬學(xué)東, 杜昱霖, 等. 噴砂工藝的EDEM-Fluent耦合模擬噴嘴結(jié)構(gòu)參數(shù)的研究[J]. 表面技術(shù), 2022, 51(1): 192-201.

TG668

A

1001-3660(2022)01-0192-10

10.16490/j.cnki.issn.1001-3660.2022.01.020

2021-03-15；

2021-06-23

國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目（51775258）；遼寧省自然科學(xué)基金重點(diǎn)項(xiàng)目（20170540458）；精密與特種加工教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室基金（B201703）

Fund：Supported by National Natural Science Foundation of China (51775258); Natural Science Foundation Plan Key Projects of Liaoning Province (20170540458); Key Laboratory Fund of Ministry of Education for Precision and Special Processing (B201703)

周大鵬（1995—），男，碩士，主要研究方向?yàn)轭w粒物質(zhì)動(dòng)力學(xué)。

ZHOU Da-peng, MA Xue-dong, DU Yu-lin, et al. Study on EDEM-Fluent Coupling Simulation of Nozzle Structure Parameters in Sandblasting Process[J]. Surface Technology, 2022, 51(1): 192-201.