Structural Optimization of Laval Nozzle Used for Close-Coupled Gas Atomization
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摘要:
采用计算流体动力学法模拟了紧耦合气雾化拉瓦尔喷盘气流喷射角（40°,50°,60°,70°,80°）、气流喷射宽度（15,20,25,30,35 mm）、导流管伸出长度（0.5,4.5,8.5 mm）对雾化室流场气流速度分布及其y轴上气流交汇点气流速度和导液管出口处静压的影响,得到了喷盘优化结构参数；采用优化结构喷盘制备18Ni300模具钢紧耦合气雾化粉末,测定了其性能。结果表明：随着气流喷射角增加,流场最大气流速度减小,气流交汇处气流速度和导液管出口处静压均增大；随着导流管伸出长度增加,流场最大气流速度先减小后增加,导液管出口处静压减小,气流交汇点气流速度未发生显著变化；随着气流喷射宽度增加,流场最大气流速度未产生显著变化,气流交汇点气流速度和导液管出口处静压均减小；根据模拟结果得到喷盘优化结构参数为气流喷射角60°、气流喷射宽度30 mm、导流管伸出长度4.5 mm,此条件下制得的18Ni300模具钢紧耦合气雾化粉末形状规则,尺寸小且均匀,细粉收得率最大,粉末流速和松装密度较大,综合性能最佳。
Abstract:The effects of jet angle (40°, 50°, 60°, 70°, 80°), jet width (15,20,25,30,35 mm), and diversion pipe extension length (0.5, 4.5, 4.5, 8.5 mm) of Laval nozzle used for close-coupled gas atomization on flow velocity of flow field, flow velocity at the flow junction and the static pressure at the outlet of liquid pipe along y-axis in atomizing chamber were simulated by computational fluid dynamics (CFD). The optimized structure parameters of the nozzle were obtained. The 18Ni300 die steel close-coupled gas atomizated powders were prepared with the optimal-structured nozzle, and the performane of the powder was measured. The results show that with the increase of jet angle, the maximum flow velocity of the flow field decreased, and the flow velocity at the flow junction and the static pressure at the outlet of liquid pipe increased. With the increase of the diversion pipe extension length, the maximum flow velocity of the flow field decreased first and then increased, the static pressure at the outlet of liquid pipe decreased, and the flow velocity at the flow junction did not change significantly. With the increase of jet width, the maximum flow velocity of the flow field did not change significantly, and the flow velocity at the flow junction and static pressure at the outlet of liquid pipe decreased. According to the simulation results, the optimized structure parameters of nozzle were listed as follows: jet angle of 60°, jet width of 30 mm and diversion pipe extension length of 4.5 mm. In this case, the 18Ni300 die steel close-coupled gas atomizated powder had regular shapes and small and uniform size, the fine powder yield was the largest, and the powder flow rate and apparent density were relatively large. The comprehensive performance of the powder was the best.
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Keywords:
- close-coupled gas atomization /
- Laval nozzle /
- nozzle structural /
- metal powder
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0. 引言
激光选区熔化技术对金属粉末原料的球形度、流动性、粒径及粒径分布等特性指标提出了比传统粉末冶金技术更高的要求[1-3]。目前,常见的金属粉末制备方法包括离心雾化（CA）、气雾化（GA）和等离子雾化（PA）,其中：离心雾化受限于转速,所得粉末的粒径较大,细粉收得率小于15%[4]；等离子雾化需把原材料预制成丝材,成本较高[5]；气雾化由于生产工艺简单,对设备要求相对较低而得到广泛应用。气雾化的原理是利用高压气体射流冲击金属熔体,将其破碎成小熔滴,冷却凝固后得到金属粉末[6-7]。紧耦合气雾化（CCGA）工艺是在传统自由式气雾化工艺和限制式气雾化工艺的基础上,通过进一步缩减雾化喷盘直径而发展起来的；该工艺缩短了雾化介质与熔体间的作用距离,提升了气体动能转化效率,具有细粉收得率高、综合成本低的优点[8],因此成为当前增材制造用金属粉末生产的主流技术。
早期对紧耦合气雾化工艺的研究主要侧重于中值粒径和工艺参数（如雾化压力、气体流速、熔体流速等）之间的相关性,并且发现提高气液流量比有助于生产更细粉末[9-10]；现阶段的研究多集中于对紧耦合气雾化喷盘结构的优化及改进。由于雾化过程难以直接观察,研究人员大多采用计算流体动力学（CFD）的方法来揭示雾化机理并实现对雾化喷盘结构的优化[11-13]。TING等[14]采用CFD法模拟计算了环缝高压气雾化喷盘的气体流场,研究了“开涡”和“闭涡”两种流场结构下的滞点压力,发现当雾化压力较低时,流场呈“开涡”结构,当雾化压力增至4.84 MPa时,流场结构转变为“闭涡”。CUI等[15]对比研究了拉瓦尔喷盘和收缩式喷盘熔体输送管前端回流区的形成机理,发现拉瓦尔喷盘比收缩式喷盘具有更高的雾化效率。目前,关于紧耦合气雾化拉瓦尔喷盘结构参数对流场结构及最终粉末特性（细粉收得率、粉末形貌等）影响规律的研究较少。为此,作者采用CFD法模拟研究了拉瓦尔喷盘气流喷射角、气流喷射宽度、导流管伸出长度对雾化室气体流场速度和静压的影响,优化了喷盘结构参数,采用优化结构喷盘制备了18Ni300模具钢紧耦合气雾化粉末并分析了粉末性能,以期为高效雾化喷盘的设计提供依据。
1. 有限元模型建立
1.1 拉瓦尔喷盘结构参数及雾化工艺参数设置
紧耦合气雾化拉瓦尔喷盘结构如图1所示,其主要结构参数包括气流喷射角α、导流管伸出长度h和气流喷射宽度D。基于课题组前期研究结果设置如下结构参数及工艺参数：气流喷射角分别取40°,50°,60°,70°,80°；导流管伸出长度分别取0.5,4.5,8.5 mm；气流喷射宽度分别取15,20,25,30,35 mm；雾化压力为4.5 MPa,雾化气体温度为300 K。为了便于建立雾化气体流动模型,提出以下假设：喷盘内的气体流动是稳定的；雾化气体遵循理想气体定律,满足等熵压缩定律；气体流动层间既有质量传递又有动量传递；忽略重力对气体流动的影响。
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图 1 紧耦合气雾化拉瓦尔喷盘结构Figure 1. Structure of Laval nozzle used for close-coupled gas atomization1.2 数学模型
流体流动均遵守质量守恒定律、牛顿第二定律和能量守恒定律,对应的流体力学控制方程分别为连续性方程、动量方程和能量方程。连续性方程为
(1) 
(2) 式中：p0为参考压力,一般取0.101 3 MPa；p为静压力,Pa；R为理想气体常数,8.314 J·K-1·mol-1；Mw为气体相对分子质量；ρ为密度,kg·m-3；vi为横向速度分量,m·s-1；xi为横向坐标,m；T为温度,K；t为时间,s。
动量方程为
(3) 式中：vj为纵向速度分量,m·s-1；xj为纵向坐标,m；g为重力加速度,m·s-2；P为动量kg·m2·s-1。
能量方程为
(4) 式中：μl为层流黏性系数,Pa·s；μt为湍流黏性系数,Pa·s；e为分子随机运动产生单位质量的内能,J；σk,σε分别为湍流动能和湍流动能耗散率的湍流普朗特数,分别取1.0,1.3；h为普郎克常数,J·s；hj为约化普郎克常数,J·s；Jj为纵向角动量,kg·m2·s-1。
由于雾化流场中存在强激波,湍流模型选择湍流动能-湍流动能耗散率（k-ε）模型。k-ε模型稳定且数值鲁棒性高,可与壁面函数配合,已广泛应用于逆压梯度流和激波等复杂流动的数值模拟。根据标准k-ε模型,k方程和ε方程如下：
k方程
(5) ε方程
(6) 其中：
(7) 
(8) 式中：Clε,C2ε,Cμ均为默认常量,分别为1.44,1.92,0.09；Gk为由速度梯度产生的湍动能；vl为层流代表速度；xl为层流代表长度；δij为克罗内克尔函数,若i和j两个自变量相同,则为1,否则为0。
1.3 网格划分及边界条件设置
采用三维轴对称结构进行模拟计算,为了减少网格数量并加快计算速度,使用二维平面建模,数值模型主要包括拉瓦尔喷盘、导流管和局部雾化筒体3个部分,使用ANSYS ICEM CFD软件对模型进行网格划分。在建模过程中,气雾化流场垂直放置,高压气体从压力入口流出后进入雾化区域。如图2所示,整个计算域长度为160 mm,宽度为100 mm,流场区域坐标轴原点为轴线位置导流管出口处,网格为四边形非结构网格,全局网格尺寸为0.25 mm,由于高压气体离开喷盘时会产生巨大的压力温度梯度,在喷盘喉管处和出口处加密网格,最小尺寸为0.01 mm,壁面网格层数设置为4层,网格总数为10万。
喷盘入口边界条件为压力入口,给定压力为4.5 MPa（压力的标定以绝对压力为基准,下同）,温度为300 K,雾化室出口边界条件为压力远场,压力设定为0.101 3 MPa,壁面设置为无滑移绝热壁面。雾化气体为氮气,其密度为1.25 kg·m-3（理想气体状态）,热导率为0.024 2 W·m-1·K-1,比热容为1.03 8 J·kg-1·K-1,摩尔质量为28.013 4 kg·mol-1,气体黏度遵循Shtherland公式,如下：
(9) 式中：μ为气体黏度；μ0为气体在标准状态下的黏度,取1.663×10-5 kg·m-1·s-1；T0为标准温度；Tg为气体热力学温度；S为Sutherland常数。
采用FLUENT软件进行计算,计算过程中使用Coupled算法进行隐式求解,选择二阶迎风模式,库朗数设为2,当计算残差小于10-7时结束计算。
2. 模拟结果与讨论
2.1 气流喷射角对流场的影响
由于气流喷射角为50°,70°时数据变化趋势小,故仅展示气流喷射角为40°,60°,80°时的数据。由图3可知,在导流管伸出长度4.5 mm、气流喷射宽度30 mm条件下,当气流喷射角分别为40°,60°,80°时,流场最大气流速度分别为705.5,697.3,688.4 m·s-1。随着气流喷射角增大,流场最大气流速度减小。这是因为气流通过喷盘出口后发生膨胀,膨胀波靠近回流区的一侧会受到喷盘边界限制,并且随着气流喷射角的增加,膨胀波靠近回流区的一侧与边界的距离缩短,这在一定程度上限制了气流的膨胀效应,而气流膨胀效应的减弱会导致气流速度下降。
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图 3 模拟得到不同气流喷射角下流场的气流速度分布（导流管伸出长度4.5 mm、气流喷射宽度30 mm）Figure 3. Simulated flow velocity distribution of flow field at different jet angles (diversion pipe extension length of 4.5 mm, jet width of 30 mm)取y轴线上不同节点处气流的速度和静压作进一步分析。由图4可知：不同气流喷射角下均形成了明显的气体回流区,气流从导管端口开始沿轴向加速,经过回流区中心后开始减小,到达滞点后降为0左右,并继续沿轴向加速,达到最大后趋于平稳；随着气流喷射角从40°增加至80°,气流交汇点的气流速度由457.3 m·s-1增加至533.4 m·s-1,增加了16.7%,导流管出口处流场的静压由0.079 8 MPa增加至0.109 5 MPa,增加了37.2%。这是因为随着气流喷射角增大,回流区压缩变小,使得气流交汇点向上（-y方向）移动,气流膨胀和压缩的总行程缩短,气流损失能量减少,因此气流速度和静压增大。气流速度是雾化破碎的关键参数,速度越大,越有利于提升细粉收得率；但是若导流管出口处的静压超过大气压,会阻碍熔体的流出,严重时会出现熔体反喷现象,从而导致雾化失败。所以,需要综合考虑气流速度和静压来选择气流喷射角,在导流管出口处静压不超过大气压的前提下,应使气流速度尽量大。根据模拟结果,推荐的气流喷射角为60°。
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图 4 模拟得到不同气流喷射角下流场的气流速度与静压沿y轴的变化（导流管伸出长度4.5 mm、气流喷射宽度30 mm）Figure 4. Simulated change of flow velocity (a) and static pressure (b) along y-axis of flow field at different jet angles (diversion pipe extension length of 4.5 mm, jet width of 30 mm)2.2 导流管伸出长度对流场的影响
由图5可见,在气流喷射角60°、气流喷射宽度30 mm条件下,当导流管伸出长度分别为0.5,4.5,8.5 mm时,流场最大气流速度分别为697.3,677.1,688.0 m·s-1。随着导流管伸出长度增加,流场最大气流速度先减小后增大。这是因为导流管伸出长度的增加会使气流靠近导流管的一侧膨胀受到抑制,导致气流速度减小,但当一侧的膨胀抑制作用达到一定程度后,气流对侧膨胀加剧,又使得气流速度有所增加。
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图 5 模拟得到不同导流管伸出长度下流场的气流速度分布（气流喷射角60°、气流喷射宽度30 mm）Figure 5. Simulated flow velocity distribution of flow field under different diversion pipe extension lengths (jet angle of 60°, jet width of 30 mm)由图6可见：当导流管伸出长度从0.5 mm增加至4.5 mm时,气流交汇点从距离出口20 mm处下移到35 mm处,导流管出口处静压减小；当导流管伸出长度进一步增加至8.5 mm时,气流交汇点相较于导流管伸出长度为4.5 mm时向上移动,导流管出口处静压增大；导流管伸出长度未对气流速度产生显著影响。在气流速度基本相同的条件下,为保证雾化时熔滴顺利从导流管流下,应使静压尽量小。根据模拟结果,推荐导流管伸出长度为4.5 mm。
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图 6 模拟得到不同导流管伸出长度下流场的气流速度与静压沿y轴的变化（气流喷射角60°、气流喷射宽度30 mm）Figure 6. Simulated change of flow velocity (a) and static pressure (b) along y-axis of flow field under different diversion pipe extension lengths (jet angle of 60°, jet width of 30 mm)2.3 气流喷射宽度对流场的影响
由图7可见：在气流喷射角60°、导流管伸出长度4.5 mm条件下,气流喷射宽度分别为15,25,35 mm时,流场最大气流速度分别为696.7,697.3,698.4 m·s-1,几乎相同。当气流喷射宽度达到25,35 mm时,可以获得两个充分膨胀的超音速气流。
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图 7 模拟得到不同气流喷射宽度下流场的气流速度分布（气流喷射角60°、导流管伸出长度4.5 mm）Figure 7. Simulated flow velocity distribution of flow field under different jet widths (jet angle of 60°, diversion pipe extension length of 4.5 mm)由图8可见：随着气流喷射宽度增大,气流交汇点向下移动,回流区范围增大,这会使气体回流时间变长,有利于提高对熔体的抽吸作用[16]；随着气流喷射宽度增加,气流交汇点的气流速度减小,尤其当气流喷射宽度超过20 mm时,气流速度下降更为明显,这会导致所得雾化粉末变粗,细粉收得率降低；导流管出口处静压减小,未超过大气压,说明增加气流喷射宽度可以有效降低熔滴流下的阻力。同样需要综合考虑气流速度和静压来选择气流喷射宽度,在保证气流交汇处气流速度足够大的前提下,应使静压尽量小。根据模拟结果,推荐气流喷射宽度为30 mm。
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图 8 模拟得到不同气流喷射宽度下流场的气流速度与静压沿y轴的变化（气流喷射角60°、导流管伸出长度4.5 mm）Figure 8. Simulated change of flow velocity (a) and static pressure (b) along y-axis of flow field under different jet widths (jet angle of 60°, diversion pipe extension length of 4.5 mm)3. 试验方法与试验结果
3.1 试验方法
根据模拟结果选择较好的拉瓦尔喷盘结构参数进行试验验证。加工制造了气流喷射角分别为50°,60°,导流管伸出长度分别为4.0,4.5,5.0 mm,气流喷射宽度分别为20,30 mm的拉瓦尔喷盘,采用100 kg级真空熔炼气雾化制粉设备（VIGA）开展18Ni300模具钢的雾化试验,雾化压力为4.5 MPa,导流嘴直径为5 mm,过热度为280 ℃。
采用VEGA3 SBU型扫描电子显微镜观察粉末的微观形貌。采用Bettersize 2000型激光粒度仪对粉末粒度进行统计分析,得到15~53μm细粉收得率。采用KC-D2型霍尔流速计测试粉末流速和松装密度。
3.2 试验结果
在导流管伸出长度4.5 mm、气流喷射宽度30 mm条件下,测得气流喷射角分别为50°,60°时的细粉收得率分别为35.12%,39.74%,粉末流速分别为0.348,0.356 s·g-1,松装密度分别为4.15,4.12 g·cm-3。气流喷射角较大,细粉收得率较大,粉末流速和松装密度未发生显著变化。由图9可见,两种气流喷射角下粉末形貌相似,均为球形,尺寸较均匀,无包覆壳,但气流喷射角为60°时存在个别异形粉。在气流喷射角60°、气流喷射宽度30 mm条件下,当导流管伸出长度分别为4.0,4.5,5.0 mm时细粉收得率分别为38.54%,39.74%,32.18%,粉末流速分别为0.368,0.356,0.364 s·g-1,松装密度分别为4.02,4.12,4.05 g·cm-3。当导流管伸出长度过大时,气流受到阻挡,对熔滴的冲击作用减弱,导致细粉收得率下降。由图10可见,导液管伸出长度为4.0,4.5 mm时制备得到球形且无包覆壳的粉末,当导流管伸出长度为5.0 mm时出现了较多形状不规则和存在包覆壳的粉末。在气流喷射角60°、导流管伸出长度4.5 mm条件下,当气流喷射宽度为20 mm时,雾化过程中出现了堵塞现象,产生金属“结瘤”和“长片状”粉末,导致雾化中断失败,这是因为此时在y为20 mm以内范围的静压大于大气压,导致熔滴难以顺利流下。
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图 9 不同气流喷射角下得到18Ni300模具钢紧耦合气雾化粉末的微观形貌（导流管伸出长度4.5 mm、气流喷射宽度30 mm）Figure 9. Micromorphology of 18Ni300 die steel close-coupled gas atomizated powder obtained at different jet angles (diversion pipe extension length of 4.5 mm, jet width of 30 mm)![]()
图 10 不同导流管伸出长度下得到18Ni300模具钢紧耦合气雾化粉末的微观形貌（气流喷射角60°、气流喷射宽度30 mm）Figure 10. Micromorphology of 18Ni300 die steel close-coupled gas atomizated powder obtained under different diversion pipe extension lengths (jet angle of 60°, jet width of 30 mm)综上可知,优化结构参数为气流喷射角60°、气流喷射宽度30 mm、导流管伸出长度4.5 mm,采用该结构喷盘制得的粉末形状规则,尺寸小且均匀,细粉收得率最大,粉末流速和松装密度较大,即粉末尺寸小,流动性好。这种粉末成形的合金致密性高。
4. 结论
（1）模拟得到随着紧耦合气雾化拉瓦尔喷盘气流喷射角增加,流场最大气流速度减小,y轴上气流交汇点气流速度和导液管出口处静压均增大；根据模拟结果,推荐气流喷射角为60°。
（2）模拟得到随着导流管伸出长度增加,流场的最大气流速度先减小后增加,导流管伸出长度为4.5 mm时最小,导流管出口处静压减小,气流速度未发生显著变化；根据模拟结果,推荐导流管伸出长度为4.5 mm。
（3）模拟得到随着气流喷射宽度增加,流场最大气流速度未发生显著变化,气流速度和静压均减小；根据模拟结果,推荐气流喷射宽度为30 mm。
（4）喷盘气流喷射角60°、气流喷射宽度30 mm、导流管伸出长度4.5 mm条件下,制得的18Ni300模具钢紧耦合气雾化粉末形状规则,尺寸小且均匀,细粉收得率最大,粉末流速和松装密度较大,综合性能最佳。
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图 1 紧耦合气雾化拉瓦尔喷盘结构
Figure 1. Structure of Laval nozzle used for close-coupled gas atomization
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图 3 模拟得到不同气流喷射角下流场的气流速度分布（导流管伸出长度4.5 mm、气流喷射宽度30 mm）
Figure 3. Simulated flow velocity distribution of flow field at different jet angles (diversion pipe extension length of 4.5 mm, jet width of 30 mm)
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图 4 模拟得到不同气流喷射角下流场的气流速度与静压沿y轴的变化（导流管伸出长度4.5 mm、气流喷射宽度30 mm）
Figure 4. Simulated change of flow velocity (a) and static pressure (b) along y-axis of flow field at different jet angles (diversion pipe extension length of 4.5 mm, jet width of 30 mm)
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图 5 模拟得到不同导流管伸出长度下流场的气流速度分布（气流喷射角60°、气流喷射宽度30 mm）
Figure 5. Simulated flow velocity distribution of flow field under different diversion pipe extension lengths (jet angle of 60°, jet width of 30 mm)
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图 6 模拟得到不同导流管伸出长度下流场的气流速度与静压沿y轴的变化（气流喷射角60°、气流喷射宽度30 mm）
Figure 6. Simulated change of flow velocity (a) and static pressure (b) along y-axis of flow field under different diversion pipe extension lengths (jet angle of 60°, jet width of 30 mm)
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图 7 模拟得到不同气流喷射宽度下流场的气流速度分布（气流喷射角60°、导流管伸出长度4.5 mm）
Figure 7. Simulated flow velocity distribution of flow field under different jet widths (jet angle of 60°, diversion pipe extension length of 4.5 mm)
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图 8 模拟得到不同气流喷射宽度下流场的气流速度与静压沿y轴的变化（气流喷射角60°、导流管伸出长度4.5 mm）
Figure 8. Simulated change of flow velocity (a) and static pressure (b) along y-axis of flow field under different jet widths (jet angle of 60°, diversion pipe extension length of 4.5 mm)
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图 9 不同气流喷射角下得到18Ni300模具钢紧耦合气雾化粉末的微观形貌（导流管伸出长度4.5 mm、气流喷射宽度30 mm）
Figure 9. Micromorphology of 18Ni300 die steel close-coupled gas atomizated powder obtained at different jet angles (diversion pipe extension length of 4.5 mm, jet width of 30 mm)
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