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摘要:
雾化喷嘴作为紧耦合气雾化法制备金属粉末的核心部件，其导液管末端压力及滞留点处压力对雾化过程中金属熔液的顺利流出和破碎至关重要。当导液管末端为正压时，金属熔液无法顺利流出导液管，严重时会造成金属熔液的反喷现象；滞留点处压力越大，流出导液管的金属熔液所受到雾化气体的冲击力越大，其破碎效果越佳。本文通过数学建模、实验验证及数值模拟的方法研究了雾化压力、导液管伸长量及导液管锥顶角对其末端压力及滞留点处压力的影响。结果表明：随着雾化压力的增大，负压区域长度基本不变，而滞留点处压力增大；导液管伸长量的增加会使负压区域长度增加且滞留点处压力减小；随着导液管锥顶角的增大，其末端压力会从负压过渡成正压，从而导致雾化失败。
Abstract:The atomization nozzle is the core component for the metal powder preparation by close-coupled gas atomization method. The pressure at the tip of the melt delivery tube and the stagnation point is very important for the smooth outflow of the molten metal during the atomization process. When the tip of the melt delivery tube is positive pressure, the molten metal cannot flow out of the nozzle smoothly, and in severe cases, it may cause the back spray of the molten metal. The greater the pressure at the stagnation point, the greater the impact force of the atomized gas acting on the molten metal flowing out of the melt delivery tube, and the better the crushing effect. The effects of atomization pressure, protrusion length, and cone-apex angle on the pressure at the tip of the melt delivery tube and the stagnation point were studied by mathematical modeling, experimental verification, and numerical simulation in this paper. The results show that, with the increase of atomization pressure, the length of the negative pressure area remains basically unchanged, while the pressure at the stagnation point increases. With the increase of the melt delivery tube elongation, the length of the negative pressure area increases and the pressure at the stagnation point decreases. With the increase of the cone-apex angle of the melt delivery tube, the pressure at the tip of tube changes from the negative to the positive, resulting in the failure of atomization.
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Keywords:
- nozzles /
- close-coupled gas atomization /
- numerical simulation /
- melt delivery tube
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Ni60A合金粉末具有优良的耐腐蚀性和耐磨性，是表面工程技术中重要的强化涂层材料，被用于产品表面防护，可有效提高产品寿命[1]。目前，制备合金粉末的方法有水雾化法[2−3]、气雾化法[4−5]、还原法[6]等，其中气雾化法的耗能最低，制备出的金属粉末性能好，易于大批量生产。气雾化法是利用超音速惰性气流将熔融金属液破碎成细小液滴，小液滴迅速与周围的惰性气体进行充分热交换后，快速冷却凝固。气雾化过程中粉末的收得率主要取决于雾化喷嘴，常见的雾化喷嘴从结构上被分为自由落体式和紧耦合式（限制式）[7]。前者雾化效率低，制备出的粉末粒度大；后者大大缩短了气体与金属液之间的距离，减少了动能的损耗，提高了金属粉末的收得率，且制备出的金属粉末颗粒度小、球形度高[8]。
在使用紧耦合气雾化法制备金属粉末过程中，惰性气体从环缝出来，形成气体流场，冲击并破碎进入流场的金属液，气体流场的结构决定着雾化效率以及粉末性能。王博亚[9]在相关理论的基础上，采用数值模拟的方法模拟出了紧耦合喷嘴的气体流场结构，如图1所示，在喷嘴下方有一个类似倒锥形的回流区，锥角A是回流区的滞留点，此处的气体速度为0，压力最大。气体从A点以亚音速向B点移动，当移动到导液管口处，气体会被迫从B点向C点流动。
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Mate和Settles[10]通过数值模拟得出在不同雾化压力下气体流场对气雾化的影响并进行了实验验证，发现随着雾化压力的增大，气体流场会出现一个混合的剪切层且在轴线上形成马赫盘。欧阳鸿武等[11]在此基础上发现随着雾化压力的增加，轴线上形成的马赫盘会迅速截断回流区，气雾化流场结构出现“开涡–闭涡”突变现象。侯维强等[12]在不同雾化压力下制备了球形GH3536合金粉末，通过使用多相流模型和离散相模型对喷嘴下方区域进行了数值模拟，结果表明，回流区的气体速度和滞止压力随雾化气压的提高而增加，雾化气压的增加使粉末粒度不断减小，模拟结果与实验结果吻合。Aydin和Unal[13]研究表明，导液管伸长量的细微变动将引起负压区、抽吸压力及气体流场结构发生明显改变。郭快快等[14]通过实验研究了不同导液管伸长量下TC4粉末的性能。Anderson等[15]研究了超声雾化喷嘴端部形状对导液管末端压力的影响规律。徐良辉等[16]也对上述气雾化喷嘴流场进行了研究，并得出了相似的结论。当回流区的负压区域长度太小、导液管末端压力为正值时会影响金属熔液顺利流出导液管，这是造成导液管堵塞及反喷的主要原因。
雾化压力、导液管伸长量以及导液管锥顶角对流场结构有着极其重要的影响。本文在研究上述3个变量对导液管末端压力影响规律的同时，对滞留点位置压力的变化规律进行了说明。通过建立紧耦合雾化喷嘴模型，模拟导液管末端压力在不同参数下的变化，并利用数字压力传感器进行实验验证。基于数值模拟结果分析了雾化压力、导液管伸长量及导液管锥顶角对导液管末端压力及滞留点位置压力的影响规律。
1. 紧耦合雾化喷嘴模型建立
图2（a）是中南大学与株洲双菱科技有限公司共同研发的紧耦合真空气体雾化制粉设备，主要由熔炼室、雾化室、罗茨泵、收粉罐等部分组成。其中熔炼室由感应熔炼坩埚、保温坩埚、导液管等组成。熔炼室的导液管与雾化室的雾化喷嘴相通，雾化喷嘴则是整个设备的核心部件。雾化结构如图2（b）所示，其操作步骤为抽真空→充入惰性气体→金属熔炼→氮气雾化→粉末收集。将熔炼坩埚中的金属液倒入保温坩埚，经过导液管流进雾化室，快速打开雾化高压阀，高速气体从喷嘴环缝流出，破碎金属液形成细小颗粒。
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图 2 紧耦合真空气体雾化制粉设备（a）及气雾化喷嘴结构示意图（b）Figure 2. Close-coupled vacuum gas atomization equipment (a) and the structure diagram of gas atomizing nozzle (b)紧耦合雾化喷嘴结构如图3所示，主要由气体进口及导液管组成。导液管出口处内径为4 mm，导液管锥顶角为0°、19°、30°、45°、60°、90°，线段AB之间的距离代表导液管伸长量。参考图3虚线区域建立雾化喷嘴几何模型，结果如图4所示。由于实际雾化腔巨大，且为轴对称结构，需要模拟的只是喷嘴出口的一小部分。为了提高计算效率及精度，采用SpaceClaim软件进行几何建模，并将模型缩减到一半且横向放置，再使用ICEM CFD软件进行非结构网格划分。模拟计算绘制的网格数量为
46906 个。气体进口与金属液进口为压力入口，计算区域的上边界和右边界为压力出口边界，下边界线为轴线。主要采用K-Omega SST湍流模型[17]，通过Simple、Simplec、PISO及Coupled算法的计算结果与计算时间对比，发现当采用Coupled算法和PRESTO!压力求解器计算时，运行时间最短，且计算出的结果与另外三种算法结果一致。氮气化学惰性比较好，而且成本较低，因此在实际制粉中常作为雾化介质。本次数值模拟将氮气作为雾化保护气体进行单相流模拟，表1为氮气的各项物理参数。
表 1 氮气物理参数Table 1. Physical parameters of the nitrogen密度 / (kg·cm−3) 气体绝热指数 / (J·kg−1·mol−1·K−1) 比热容 / (J·kg−1·K−1) 粘度 / (kg·m−1·s−1) 热导率 / (W·m−1·K−1) 1.25 30.7 1050 1.663×10−5 0.0242 2. 实验
首先，在ANSYS Fluent中对不同工艺参数下导液管末端压力进行模拟，详细模拟参数见表2。使用图5所示松下DP-101数字压力传感器，在传感器的一端连接导液管，将其作为一个整体插入雾化喷嘴中心孔内。打开雾化高压阀即可针对不同雾化压力、不同导液管伸长量以及不同导液管锥顶角条件下导液管末端的压力进行测量，其测量的具体位置已在图4标出。图6为导液管末端压力的实验和数值模拟结果。通过对比实验测量结果与数值模拟结果发现，压力曲线整体变化趋势一致，且导液管末端负压值随雾化压力的升高而更大。实验测量结果与模拟结果的平均误差在8.42%之内，说明此数值模拟结果具有参考价值。
表 2 Fluent模拟参数Table 2. Numerical simulation parameters of Fluent模拟编号 雾化压力 / MPa 导液管伸长量 / mm 导液管锥顶角 / (°) 1 3.0、3.5、4.0、4.5、5.0 5.5 19 2 4.5 4.5、5.5、6.5、7.5 19 3 4.5 5.5 0、19、30、45、60、90 ![]()
图 6 导液管末端压力实验和数值模拟结果：（a）雾化压力；（b）导液管伸长量；（c）导液管锥顶角Figure 6. Experimental and numerical simulated results of the pressure at the tip of the melt delivery tube: (a) atomization pressure; (b) protrusion depth of the melt delivery tube; (c) cone-apex angle of the melt delivery tube3. 不同参数对导液管末端压力的影响
3.1 雾化气体压力
在制备Ni60A合金粉末过程中，紧耦合真空气雾化压力是一个重要的工艺参数。在不同雾化压力下，有着不同的流场结构特征，导液管末端压力、负压区域长度、轴线压力等都随着雾化压力的变化而改变。图7和图8分别是导液管伸长量为5.5 mm、管锥顶角为19°时不同雾化压力下的雾化腔压力云图和轴线压力曲线（假设轴线为x轴）。由图8可见，随着雾化压力的变化，轴线位置5～12 mm之间各曲线变化规律基本一致，导液管末端负压区域长度基本不发生变化，导液管末端的压力范围保持在−22～−24 kPa之间，可以保证金属熔液顺利流出。而滞留点处的最大压力随雾化压力的增加从55 kPa增大到72 kPa左右，涨幅达24%。轴线位置点x=60 mm之前曲线共有三个峰值，在压力云图上可以看出三个峰值对应三个滞留点，且随着轴线位置的增加，压力逐渐变小，最后轴线上的压力逐渐恢复至零。
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图 7 不同雾化压力下雾化腔压力云图：（a）3.0 MPa；（b）3.5 MPa；（c）4.0 MPa；（d）4.5 MPa；（e）5.0 MPaFigure 7. Pressure contours of the atomization chamber under the different atomization pressures: (a) 3.0 MPa; (b) 3.5 MPa; (c) 4.0 MPa; (d) 4.5 MPa; (e) 5.0 MPa图9为不同雾化压力下导液管末端压力曲线图，其中导液管伸长量为5.5 mm，管锥顶角为19°。由图9可知，导液管口处的负压随着雾化压力的增加而增加。根据气体动力学原理，雾化气体量和雾化压力之间的关系如式（1）所示。
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图 9 不同雾化压力下导液管末端压力Figure 9. Average pressure at the tip of the melt delivery tube with the different atomization pressure$$ M = S\sqrt {{P_0} \cdot \rho \cdot \gamma \cdot {{\left( {\frac{2}{{r - 1}}} \right)}^{\tfrac{{r + 1}}{{r - 1}}}}} $$ (1) 式中：M为雾化气体量，S为喷嘴出口的截面面积，P0为雾化压力，ρ为气体密度，r为绝热指数。由式（1）可以看出，提高雾化压力可以增加雾化气体量，气体量的增加会使膨胀波增大，膨胀波的增加削弱了雾化气流的卷吸作用。如图10所示，当雾化压力从4.0 MPa提高到5.0 MPa时，气体出口处的气流速度从655 m·s−1增加至720 m·s−1，导致回流区变的狭长，长度从25 mm增加至31 mm。雾化压力每增加0.5 MPa，回流区长度增加3 mm。在5.0 MPa时气体出口附近的膨胀波明显向内侧扩展，导致回流区被明显压缩，且形成了较强的反射波。此时的金属熔液从导液管流出时将会遭遇到超音速气体的被迫回流，从而导致雾化过程无法顺利进行。
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图 10 不同雾化压力下雾化腔的速度云图：（a）4.0 MPa；（b）4.5 MPa；（c）5.0 MPaFigure 10. Velocity contours of the atomization chamber for the various atomization pressures: (a) 4.0 MPa; (b) 4.5 MPa; (c) 5.0 MPa3.2 导液管伸长量
导液管伸长量对流场结构的影响非常明显，伸长量的细微调整会导致导液管末端压力、负压区域以及流场结构发生巨大的变化。图11是在雾化压力为4.5 MPa、导液管锥顶角为19°时不同导液管伸长量的数值模拟结果。导液管伸长量每增加1 mm，负压区总长度会增加1 mm。当导液管伸长量增加至7.5 mm时，负压区总长度为8 mm。而滞留点处的压力则随着导液管的伸长而减小，其滞留点位置会向下方移动。当导液管伸长量为4.5 mm时，如图11（a）所示，导液管末端的负压区域长度为5 mm左右，导液管末端压力为10.1 kPa，此种情况会导致金属液难以下流而造成雾化失败，严重时会造成反喷现象。当导液管伸长量为7.5 mm时，如图11（d）所示，尽管导液管末端的负压区域长度增加至8 mm左右，但是在回流区滞留点处的气体压力从95 kPa降至75 kPa，降幅为21%，这会导致金属液破碎的不充分，制备出的金属粉末粒度过大、流动性差。
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图 11 不同导液管伸长量下雾化腔压力云图：（a）4.5 mm；（b）5.5 mm；（c）6.5 mm；（d）7.5 mmFigure 11. Pressure contours of the atomization chamber for the various protrusion length: (a) 4.5 mm; (b) 5.5 mm; (c) 6.5 mm; (d) 7.5 mm图12（a）是管锥顶角为19°、雾化压力为4.5 MPa时不同导液管伸长量对应的导液管末端压力。由图可知，当导液管伸长量为4.5 mm时，导液管末端压力为正值，会阻碍金属液的流出；导液管伸长量为7.5 mm时，导液管末端压力为−25 kPa，因此对金属熔液的抽吸压力最大，流出导液管的金属熔液质量流率就越大。但由图11可见，此时回流区滞留点的压力在四个不同伸长量中最小，故金属熔液不能被充分破碎。图12（b）所示为雾化压力4.5 MPa时不同导液管伸长量的轴线压力曲线。伸长量为4.5 mm时的峰值最高，故滞留点位置的压力最大，但轴线位置x=6～8 mm时的压力为负，x=4.5～6 mm与x=8 mm以后的压力为正，这时的金属熔液难以流出导液管，从而会造成导液管的堵塞。导液管伸长量从5.5 mm增大至7.5 mm时，导液管末端负压区的长度在一步步变大。导液管伸长量为5.5 mm时，负压比6.5 mm的负压要大，这样金属熔液不仅可以顺利流出，而且在滞留点处可以被充分破碎。
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图 12 不同导液管伸长量对应的导液管末端压力（a）和轴线压力（b）Figure 12. Average pressure at the tip of the melt delivery tube (a) and the axial pressure along the centerline (b) with the different elongation of the melt delivery tube3.3 导液管锥顶角
导液管锥顶角的不同不仅影响着雾化流场的结构，对导液管末端压力也有很大的影响。图13是在雾化压力为4.5 MPa、导液管伸长量为5.5 mm时不同导液管锥顶角的压力云图。由图可知，随着导液管锥顶角角度的增大，导液管末端的负压区长度从10 mm逐渐缩小至0。在0°到30°滞留点位置逐渐向导液管末端靠近，这是因为气体从出口出来直接与导液管外壁碰撞后会进行微小反射，从而使负压区域的长度与负压值都增大。当导液管锥顶角到达45°时，由于导液管锥顶角已经大到气体出来后不会撞击到导液管外壁，而是气流之间直接汇聚到一个点，这使得导液管锥顶角在45°～90°范围内的滞留点位置不会继续变化，且滞留点处的压力持续升高到165 kPa。在实际雾化过程中，在恒定雾化压力、恒定导液管伸长量下，不建议采用45°、60°、90°三种结构的导液管，这是因为此时导液管末端压力为正值，会引起导液管发生堵塞和反喷现象。
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图 13 不同导液管锥顶角下雾化腔压力云图：（a）0°；（b）19°；（c）30°；（d）45°；（e）60°；（f）90°Figure 13. Pressure contours in the atomization chamber under the different cone-apex angles of the melt delivery tube: (a) 0°; (b) 19°; (c) 30°; (d) 45°; (e) 60°; (f) 90°图14（a）是不同锥顶角下的导液管末端压力曲线，其中雾化压力为4.5 MPa、导液管伸长量为5.5 mm。19°锥顶角下的负压值比0°锥顶角对应的导液管末端压力高出13.6%，因此19°时金属熔液比0°更容易流出，优先使用19°锥顶角的导液管。图14（b）是不同导液管锥顶角下轴线上的压力。可以看出，导液管锥顶角的增大将导致导液管末端的负压区长度不断减小。曲线的峰值随着导液管锥顶角的增加而不断增加，滞留点位置的压力随之增大。由于滞留点的位置向导液管末端移动，使导液管末端压力成正值而导致雾化失败。
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图 14 不同导液管锥顶角对应的导液管末端压力（a）和轴线压力（b）Figure 14. Average pressure at the tip of the melt delivery tube (a) and the variation of axial pressure along the centerline (b) with the different cone-apex angles of the melt delivery tube4. 结论
（1）雾化压力的增大使导液管末端负压值、滞留点位置压力以及气体出口速度增大，同时膨胀波的扩展导致金属熔液遭遇超音速气体的回流，使雾化过程无法顺利进行。
（2）导液管伸长量与导液管末端负压区长度及负压值呈正比，与滞留点位置的压力呈反比。经计算，导液管伸长量为5.5 mm时，金属熔液不仅可以顺利流出，而且在滞留点处可以被充分破碎。
（3）随着导液管锥顶角的增大，滞留点处的压力增大，且位置向导液管末端移动，其压力会从负压升高至正压，导致金属液无法从导液管顺利流出，建议优先使用19°锥顶角的导液管。
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图 2 紧耦合真空气体雾化制粉设备（a）及气雾化喷嘴结构示意图（b）
Figure 2. Close-coupled vacuum gas atomization equipment (a) and the structure diagram of gas atomizing nozzle (b)
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图 6 导液管末端压力实验和数值模拟结果：（a）雾化压力；（b）导液管伸长量；（c）导液管锥顶角
Figure 6. Experimental and numerical simulated results of the pressure at the tip of the melt delivery tube: (a) atomization pressure; (b) protrusion depth of the melt delivery tube; (c) cone-apex angle of the melt delivery tube
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图 7 不同雾化压力下雾化腔压力云图：（a）3.0 MPa；（b）3.5 MPa；（c）4.0 MPa；（d）4.5 MPa；（e）5.0 MPa
Figure 7. Pressure contours of the atomization chamber under the different atomization pressures: (a) 3.0 MPa; (b) 3.5 MPa; (c) 4.0 MPa; (d) 4.5 MPa; (e) 5.0 MPa
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图 9 不同雾化压力下导液管末端压力
Figure 9. Average pressure at the tip of the melt delivery tube with the different atomization pressure
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图 10 不同雾化压力下雾化腔的速度云图：（a）4.0 MPa；（b）4.5 MPa；（c）5.0 MPa
Figure 10. Velocity contours of the atomization chamber for the various atomization pressures: (a) 4.0 MPa; (b) 4.5 MPa; (c) 5.0 MPa
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图 11 不同导液管伸长量下雾化腔压力云图：（a）4.5 mm；（b）5.5 mm；（c）6.5 mm；（d）7.5 mm
Figure 11. Pressure contours of the atomization chamber for the various protrusion length: (a) 4.5 mm; (b) 5.5 mm; (c) 6.5 mm; (d) 7.5 mm
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图 12 不同导液管伸长量对应的导液管末端压力（a）和轴线压力（b）
Figure 12. Average pressure at the tip of the melt delivery tube (a) and the axial pressure along the centerline (b) with the different elongation of the melt delivery tube
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图 13 不同导液管锥顶角下雾化腔压力云图：（a）0°；（b）19°；（c）30°；（d）45°；（e）60°；（f）90°
Figure 13. Pressure contours in the atomization chamber under the different cone-apex angles of the melt delivery tube: (a) 0°; (b) 19°; (c) 30°; (d) 45°; (e) 60°; (f) 90°
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图 14 不同导液管锥顶角对应的导液管末端压力（a）和轴线压力（b）
Figure 14. Average pressure at the tip of the melt delivery tube (a) and the variation of axial pressure along the centerline (b) with the different cone-apex angles of the melt delivery tube
表 1 氮气物理参数
Table 1 Physical parameters of the nitrogen
密度 / (kg·cm−3) 气体绝热指数 / (J·kg−1·mol−1·K−1) 比热容 / (J·kg−1·K−1) 粘度 / (kg·m−1·s−1) 热导率 / (W·m−1·K−1) 1.25 30.7 1050 1.663×10−5 0.0242 
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表 2 Fluent模拟参数
Table 2 Numerical simulation parameters of Fluent
模拟编号 雾化压力 / MPa 导液管伸长量 / mm 导液管锥顶角 / (°) 1 3.0、3.5、4.0、4.5、5.0 5.5 19 2 4.5 4.5、5.5、6.5、7.5 19 3 4.5 5.5 0、19、30、45、60、90
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