氣體霧化制粉工藝中基于氣體整流的衛(wèi)星粉控制技術(shù)

赫新宇 ，黎興剛 ，黃禹赫 ，朱 強

1) 南方科技大學(xué)機械與能源工程系, 深圳 518055 2) 南方科技大學(xué)前沿與交叉科學(xué)研究院, 深圳 518055

增材制造技術(shù)是當(dāng)今最有發(fā)展?jié)摿Φ闹圃旒夹g(shù)之一，它顛覆了傳統(tǒng)的加工理念，為未來的加工技術(shù)提供了廣闊的發(fā)展空間[1]。金屬粉末是最常用的金屬增材制造原料，然而，相對于傳統(tǒng)的基于粉體的加工技術(shù)，金屬增材制造技術(shù)對金屬粉末的粒徑分布、純度、球形度等指標(biāo)有特定的要求[2]，用于熱噴涂、粉末冶金等工藝的金屬粉末不能直接用于金屬增材制造[3]。因此，有必要對金屬粉末制備技術(shù)進(jìn)行改進(jìn)以滿足金屬增材制造的要求[4?5]。金屬熔體氣體霧化工藝（gas atomization，GA）是目前用于制備增材制造專用金屬粉末的主要工藝之一，具有成本低、適用范圍廣、細(xì)粉收得率高等優(yōu)勢[6?7]。然而，傳統(tǒng)氣體霧化制粉工藝所制備的金屬粉末中往往含有大量的衛(wèi)星粉，即若干小顆粒粉末粘附在大顆粒粉末表面而形成的一種缺陷粉。衛(wèi)星粉的存在會降低金屬粉末的松裝密度、球形度以及流動性，不利于粉末的鋪設(shè)過程[8]，對金屬增材制造工藝（尤其是一些基于鋪粉技術(shù)的工藝[9]）有著不可忽略的影響[10]。此外，這種缺陷粉很難通過后續(xù)處理手段有效地去除，因此需要從源頭上控制其形成。

據(jù)研究，霧化室的封閉結(jié)構(gòu)使其側(cè)壁附近產(chǎn)生宏觀尺度的渦流，即回流（gas recirculation，GR），其中夾帶了一些完全凝固的小尺寸顆粒?；亓鲄^(qū)內(nèi)回旋上升的小尺寸顆粒與上游霧化氣流中未完全凝固的大尺寸液滴之間的碰撞是衛(wèi)星粉形成的主要原因之一[11?12]。因此，采取氣體整流措施限制回流引起的粉塵回旋就成了從宏觀尺度上控制衛(wèi)星粉形成的有效手段[13]。目前，針對衛(wèi)星粉控制的氣體整流措施有施加輔助氣流[14?15]、改進(jìn)霧化室結(jié)構(gòu)[14,16]等。然而，整流參數(shù)（如輔助氣流流量、霧化室尺寸等）對回流區(qū)內(nèi)流場特征以及粉塵回旋運動的影響規(guī)律并沒有被系統(tǒng)地研究。本文采用數(shù)值模擬手段分析氣體整流參數(shù)對氣體霧化制粉過程中宏觀流場以及顆粒運動軌跡的影響，根據(jù)數(shù)值模擬結(jié)果確定優(yōu)化的氣體整流參數(shù)，為粉末制備實驗提供理論指導(dǎo)。

1 基礎(chǔ)理論

1.1 湍流模型

本文主要采用雷諾平均法進(jìn)行數(shù)值模擬。流體力學(xué)和計算機科學(xué)的發(fā)展為人們提出了許多種用來描述湍流的模型，但這些模型都有其優(yōu)勢和不足[17]。結(jié)合所需解決問題的實際情況，在眾多模型中選擇合適的湍流模型往往是能否得到準(zhǔn)確模擬結(jié)果的關(guān)鍵。本文主要采用SSTk?ω兩方程湍流模型[18]，這種湍流模型在近壁面采用k?ω模型[19]，而在遠(yuǎn)壁面采用Standardk?ε模型[20]。SSTk?ω模型能夠較好地同時處理近壁面和遠(yuǎn)壁面的湍流情況，提高了計算的可靠性，但k?ω模型對近壁面的網(wǎng)格質(zhì)量要求較高，且該模型為隱式方程，收斂速度較慢。SSTk?ω湍流模型的計算公式如式（1）～式（2）所示。

式中：μt為動力學(xué)粘度，ρ為流體密度，k為湍動能，ω為比耗散率，α*和a為無量綱常數(shù)，S為應(yīng)變率，y為到下一個曲面的距離，F(xiàn)2為二階混合函數(shù) 。經(jīng)驗證，在霧化室內(nèi)部的宏觀流場結(jié)構(gòu)模擬中，采用SSTk?ω湍流模型比僅采用Standardk?ε湍流模型更加準(zhǔn)確。

1.2 離散相模型

本文利用離散相模型（discrete phase model，DPM）計算宏觀流場中顆粒的運動軌跡。采用歐拉–拉格朗日法，在已經(jīng)收斂的連續(xù)相氣流場中加入離散相，利用離散相的運動軌跡代替顆粒的運動軌跡。本文主要關(guān)注顆粒的運動軌跡，在計算時未考慮顆粒之間的碰撞、顆粒與氣流場之間的動量與熱量傳遞以及顆粒的旋轉(zhuǎn)等。采用的方程為粒子的力平衡方程，如式（3）所示。

式中：t為時間，為 粒子速度，為連續(xù)相（流體）速度，ρ為流體密度，ρp為粒子密度，為重力加速度，τr為粒子的松弛時間[21]，計算如下式（4）所示。

式中：dp為粒子直徑，μ為動力學(xué)粘度，Cd為阻力系數(shù) ，Re為連續(xù)相和離散相之間的相對雷諾數(shù)，計算如下式（5）所示。

2 模型及參數(shù)設(shè)置

2.1 氣流噴嘴的簡化

數(shù)值模擬中的氣流噴嘴（壓力入口）需要適當(dāng)簡化，原因如下：（1）噴嘴附近（約200 mm以內(nèi)）的氣流速度較快，為可壓縮氣流，考慮可壓縮氣流的流場結(jié)構(gòu)比較復(fù)雜，需要采用更加復(fù)雜的湍流模型以及更加精細(xì)的網(wǎng)格，增加了數(shù)值模擬的收斂難度和計算成本；（2）噴嘴附近的流場結(jié)構(gòu)一般情況下對熔體霧化破碎過程的影響較大，對霧化室內(nèi)回流演化以及粉塵回旋運動的影響較小；（3）本文的關(guān)注重點是整個霧化室內(nèi)部（約4000 mm）的宏觀流場結(jié)構(gòu)，氣流噴嘴的簡化不會使其產(chǎn)生較大變化。因此，在保證霧化氣流流量不變的情況下，將真實的氣流噴嘴模型以及壓力入口（pressure inlet）簡化為“圓盤噴嘴”模型以及速度入口（velocity inlet），且噴嘴位置位于霧化區(qū)下端，如圖1所示。

圖1 霧化氣體噴嘴模型：（a）壓力入口；（b）速度入口Fig.1 Atomization gas nozzle model: (a) pressure inlet;(b) velocity inlet

2.2 邊界條件以及網(wǎng)格劃分

以緊耦合式霧化裝置中常用的霧化室尺寸為參考構(gòu)建霧化室模型，如圖2所示。由于整個霧化室空間為中心對稱結(jié)構(gòu)，因此設(shè)置旋轉(zhuǎn)軸邊界條件，通過計算單個平面的氣流場結(jié)構(gòu)代替整個回轉(zhuǎn)體空間的氣流場結(jié)構(gòu)，減小模型尺寸，降低網(wǎng)格復(fù)雜程度并縮短計算時間。對氣流場結(jié)構(gòu)采用穩(wěn)態(tài)（steady）分析，不考慮氣流場隨時間的變化，原因如下：氣流速度較快，擴展至整個霧化室內(nèi)部的時間極短，與持續(xù)制粉過程相比可以忽略不計；實際生產(chǎn)中，金屬熔體主要在穩(wěn)定的氣流場中破碎霧化，在不穩(wěn)定氣流場中形成的金屬粉末質(zhì)量往往不好，不予考慮。

圖2 霧化室模型及邊界條件設(shè)置Fig.2 Atomization chamber model and the boundary condition setup

圖3所示為網(wǎng)格劃分結(jié)果。速度入口處的速度分布為拋物線形狀，結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格無法準(zhǔn)確描述速度分布情況，因此需要采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，在速度入口處添加更加精細(xì)的網(wǎng)格節(jié)點。在霧化氣流入口處設(shè)置的節(jié)點個數(shù)為21，網(wǎng)格大小約為1 mm；在輔助氣流入口處設(shè)置的節(jié)點個數(shù)為11，網(wǎng)格大小約為0.5 mm。

圖3 霧化室網(wǎng)格劃分：（a）全局；（b）局部Fig.3 Mesh generation of the atomization chamber: (a) global;(b) local

2.3 初始條件

需要設(shè)置的初始條件包括速度入口的位置、速度以及尺寸。速度入口的位置和速度可以根據(jù)Fritsching的數(shù)值模擬結(jié)果確定[22]：在噴嘴距離200 mm處，霧化氣流的速度逐漸趨于穩(wěn)定，其速度約為300 m?s?1。因此，將速度入口設(shè)置在距離霧化室頂端200 mm處，并設(shè)置其平均速度為。

速度入口的尺寸需要由氣流速度以及流量共同確定。式（6）為可壓縮流流量計算公式。根據(jù)噴嘴類型、噴嘴面積、霧化壓力等參數(shù)，由式（6）確定霧化壓力為1.0 MPa時霧化氣流的流量（Mg）為0.40 kg?s?1。

式中：μf為噴嘴流量系數(shù)，取決于噴嘴流道結(jié)構(gòu)與形狀，對于直通道，取0.62；A為環(huán)縫噴嘴的橫截面積；p0為霧化壓力；T0為室溫；R為理想氣體常數(shù)，約為8.314 J·K?1·mol?1。

式（7）為不可壓縮流流量計算公式。由于氣流發(fā)展至簡化后的速度入口處，速度趨于穩(wěn)定，可以視為不可壓縮流。因此，根據(jù)霧化氣流流量以及式（7），當(dāng)霧化壓力為1.0 MPa時，計算速度入口尺寸為21.85 mm。隨著霧化壓力的增加，霧化氣流流量增加，速度入口的尺寸也相應(yīng)增加[23]。

式中：ρ為氣體密度，U為氣流平均速度，A為氣體噴嘴出口截面積。

離散相的初始條件為：鈦合金（TC4）顆粒，顆粒直徑為2.72～272 μm之間的均勻分布，顆粒注入位置距離霧化室頂端1 m，顆粒注入面半徑為0.04 m，顆粒初始速度為0.01 m·s?1（沿霧化室軸線方向）。

數(shù)值模擬中考慮重力，設(shè)置重力加速度大小為9.80 kg·m·s?2，方向為沿霧化室軸線向下。選用的霧化介質(zhì)為氮氣，其屬性為ANASYS Fluent中的默認(rèn)值。采用壓力基求解器，利用SIMPLE進(jìn)行壓力速度耦合，梯度離散方法選擇基于網(wǎng)格點的格林–高斯離散（Green-Gauss node based），壓力、密度、動量等參數(shù)的離散方法均為二階上風(fēng) （second order upwind）。初始化方法為混合初始化（hybrid initialization），計算時首先采用默認(rèn)的松弛因子，并設(shè)置足夠大的迭代次數(shù)。當(dāng)連續(xù)性方程的殘差不再收斂時，適當(dāng)調(diào)整松弛因子（減小約25%），并繼續(xù)進(jìn)行計算直至連續(xù)性方程的殘差收斂至10?3以下。

3 結(jié)果與討論

3.1 湍流模型的驗證

為了準(zhǔn)確評估Standardk?ε湍流模型和SSTk?ω湍流模型在霧化室內(nèi)氣流場模擬中的適用情況，將兩種模型的數(shù)值模擬結(jié)果進(jìn)行了對比?；谏鲜龅臄?shù)值模擬條件設(shè)置，在1.0 MPa的霧化壓力下分別采用Standardk?ε模型和SSTk?ω模型模擬霧化室內(nèi)的宏觀流場結(jié)構(gòu)，采用兩種湍流模型的計算結(jié)果如圖4所示。

圖4 湍流模型適用性對比：（a）Standard k?ε模型； （b）SST k?ω模型Fig.4 Comparison of the two turbulence models: (a) Standard k?ε; (b) SST k?ω

根據(jù)數(shù)值模擬得到的霧化室內(nèi)流線分布，發(fā)現(xiàn)兩種模型都能夠較為準(zhǔn)確地計算出霧化室內(nèi)部的宏觀渦流。但是，由圖4（a）可以發(fā)現(xiàn)，當(dāng)使用Standardk?ε湍流模型時，霧化室頂端近壁面處出現(xiàn)另一個速度和尺寸都較小的渦流；由圖4（b）發(fā)現(xiàn)，當(dāng)使用SSTk?ω模型時，近壁面處不存在小渦流。經(jīng)分析，這是由于Standardk?ε湍流模型在近壁面和遠(yuǎn)壁面都使用相同的k?ε湍流方程，而SSTk?ω湍流模型就能夠在近壁面處轉(zhuǎn)換為更加準(zhǔn)確的k?ω方程，從而更準(zhǔn)確地對近壁面的流場結(jié)構(gòu)進(jìn)行模擬。因此，在霧化室內(nèi)部的宏觀流場結(jié)構(gòu)模擬中，SSTk?ω湍流模型更準(zhǔn)確，本文將SSTk?ω湍流模型作為后續(xù)模擬計算主要采用的湍流模型。

3.2 霧化壓力對氣流場結(jié)構(gòu)的影響

在金屬熔體氣體霧化制粉過程中，霧化壓力是非常重要的一個參數(shù)，霧化壓力往往會對霧化效率、細(xì)粉收得率、粉末制備成本、粉末的性能指標(biāo)產(chǎn)生一定影響[24?27]，所以有必要研究宏觀流場結(jié)構(gòu)隨霧化壓力增加的變化規(guī)律。本文分別模擬了1.0、2.0、3.0、4.0、5.0 MPa霧化壓力下霧化室內(nèi)宏觀氣流場的變化情況，總結(jié)了霧化壓力的變化對氣流場的影響規(guī)律。

如圖5所示，當(dāng)霧化壓力由1.0 MPa增加到5.0 MPa時，霧化室內(nèi)始終存在一個較大尺寸的回流區(qū)，且回流區(qū)的位置略微下移。回流區(qū)的存在使霧化室內(nèi)壁附近產(chǎn)生一段氣流上升區(qū)，這一區(qū)域?qū)⒁痨F化室底端的小尺寸顆?；匦领F化室頂端，即粉塵回旋。過回流區(qū)中心處作一條直線，取沿該直線的氣流軸向速度，如圖6所示。隨著霧化壓力的增加，霧化室內(nèi)一直存在能夠引起粉塵回旋的回流區(qū)，回流區(qū)中心略微下降，霧化室內(nèi)壁氣流上升區(qū)的速度逐漸增加，進(jìn)而加劇粉塵回旋。因此，僅通過改變霧化壓力無法消除或抑制霧化室內(nèi)的回流以及回流區(qū)內(nèi)的粉塵回旋。但需要注意的是，提高霧化壓力，可以提高霧化氣流的速度并降低霧化熔滴的尺寸，進(jìn)而提高霧化熔滴的冷卻凝固速率，從而降低衛(wèi)星粉的形成幾率。

圖5 宏觀流場結(jié)構(gòu)隨霧化壓力變化情況：（a）1.0 MPa；（b）2.0 MPa；（c）3.0 MPa；（d）4.0 MPa；（e）5.0 MPaFig.5 Variation of the macro flow pattern with the atomization pressure: (a) 1.0 MPa; (b) 2.0 MPa; (c) 3.0 MPa; (d) 4.0 MPa;(e) 5.0 MPa

圖6 過回流區(qū)中心水平方向的軸向速度分布Fig.6 Distribution of the axial velocity in the horizontal direction through the center of gas recirculation zone

3.3 輔助氣流的抑制效果

3.3.1 輔助氣流參數(shù)設(shè)置

輔助氣流的參數(shù)主要包括其施加位置與流量。本小節(jié)在數(shù)值模擬算例中改變輔助氣流的兩個參數(shù)，研究其參數(shù)的變化對霧化室內(nèi)宏觀流場的影響，并根據(jù)其影響規(guī)律找到能夠有效抑制粉塵回旋的輔助氣流施加位置及輔助氣流流量。根據(jù)前文中得到的結(jié)果，霧化壓力的變化并沒有對回流區(qū)的結(jié)構(gòu)產(chǎn)生較大影響。因此，本文僅考慮霧化壓力為1.0 MPa時的情況。

首先考慮輔助氣流施加位置的設(shè)置。假設(shè)霧化室內(nèi)半徑為R，選擇輔助氣流的施加位置分別為距離霧化室中心1/4R、3/8R、1/2R處，如圖7所示，其中A1、A2、A3分別表示在三個位置施加輔助氣流時環(huán)縫的截面積。上述三個位置的跨度適中，比較具有代表性，能夠很好地描述輔助氣流的施加位置變化對回流區(qū)的影響。此外，經(jīng)驗證，由于輔助氣流的流速較小（相對于霧化氣流），在距離霧化室中心小于1/4R處施加輔助氣流時，輔助氣流會在極短的距離內(nèi)匯入霧化氣流，相當(dāng)于增加了霧化壓力，對回流區(qū)的影響不大。因此，不考慮施加位置距霧化室中心小于1/4R的情況。

圖7 環(huán)縫輔助氣流施加位置Fig.7 Injection positions of the annular ancillary gas flow

其次考慮輔助氣流流量的設(shè)置。根據(jù)專利CN108971505A[27]中提出的輔助氣流流量參考范圍，本文主要以霧化氣流流量為依據(jù)確定輔助氣流流量。定義輔助氣流流量與霧化氣流流量的比為“輔霧比” （the ratio of ancillary flow rate to atomization flow rate，AAR），考慮輔霧比由0.6變化到1.4時，霧化室內(nèi)宏觀流場以及顆粒軌跡的變化情況。霧化氣流流量與輔助氣流流量的設(shè)置情況如表1所示。

表1 環(huán)縫輔助氣流流量Table 1 Flow rate of annular ancillary gas flow

3.3.2 輔助氣流流量的影響

圖8為在1/4R處施加輔助氣流時宏觀流場結(jié)構(gòu)隨輔助氣流流量的變化情況，通過流線分布圖可以得知，回流區(qū)上部分受到輔助氣流的影響，有被縱向拉長的趨勢，說明輔助氣流在霧化氣流側(cè)邊產(chǎn)生了一層氣流屏障，但輔助氣流流量的增加沒有使氣流屏障的尺寸發(fā)生明顯變化，表明該氣流屏障對輔助氣流流量并不敏感。將粉塵回旋與霧化氣流交匯的區(qū)域稱為“顆粒碰撞區(qū)”，由圖9所示離散相數(shù)值模擬結(jié)果可知，在該處施加輔助氣流后，顆粒碰撞區(qū)大約升高20 mm（與不施加輔助氣流的情況對比）；當(dāng)輔霧比由0.6增加至1.4時，顆粒碰撞區(qū)的位置幾乎保持不變。根據(jù)衛(wèi)星粉形成機理，顆粒碰撞區(qū)升高是不利于減少顆粒–熔滴碰撞的。因此，在1/4R處施加輔助氣流無法有效地控制衛(wèi)星粉形成。

圖8 在1/4R處施加輔助氣流時宏觀流場結(jié)構(gòu)隨輔霧比變化情況：（a）0.6；（b）0.8；（c）1.0；（d）1.2；（e）1.4Fig.8 Variation of the macro flow pattern with AAR at 1/4R: (a) 0.6; (b) 0.8; (c) 1.0; (d) 1.2; (e) 1.4

圖9 在1/4R處施加輔助氣流時顆粒軌跡隨輔霧比變化情況：（a）0.6；（b）0.8；（c）1.0；（d）1.2；（e）1.4Fig.9 Variation of the particle trajectory with AAR at 1/4R: (a) 0.6; (b) 0.8; (c) 1.0; (d) 1.2; (e) 1.4

圖10所示為在3/8R處施加輔助氣流時宏觀流場結(jié)構(gòu)隨輔助氣流流量的變化情況。類似地，在輔助氣流的作用下，渦流上部分被縱向拉長，霧化氣流的兩側(cè)產(chǎn)生了一層氣流屏障。由流線分布圖可以明顯看出，在該處施加輔助氣流能夠產(chǎn)生更大范圍的氣流屏障，因此其對顆粒–熔滴碰撞的阻隔效果也較好。由圖11所示離散相數(shù)值模擬結(jié)果可知，在該處施加輔助氣流后，顆粒碰撞區(qū)大約降低50 mm（與不施加輔助氣流的情況對比）；但是當(dāng)輔霧比由0.6增加至1.4時，顆粒碰撞區(qū)逐漸升高。因此，在3/8R處施加的輔助氣流對衛(wèi)星粉的形成具有一定的控制效果。

圖10 在3/8R處施加輔助氣流時宏觀流場結(jié)構(gòu)隨輔霧比變化情況：（a）0.6；（b）0.8；（c）1.0；（d）1.2；（e）1.4Fig.10 Variation of the macro flow pattern with AAR at 3/8R: (a) 0.6; (b) 0.8; (c) 1.0; (d) 1.2; (e) 1.4

圖11 在3/8R處施加輔助氣流時顆粒軌跡隨輔霧比變化情況：（a）0.6；（b）0.8；（c）1.0；（d）1.2；（e）1.4Fig.11 Variation of the particle trajectory with AAR at 3/8R: (a) 0.6; (b) 0.8; (c) 1.0; (d) 1.2; (e) 1.4

圖12所示為在1/2R處施加輔助氣流時宏觀流場結(jié)構(gòu)隨輔助氣流流量的變化情況。與前面兩種情況不同，輔助氣流在霧化室頂端產(chǎn)生了一個小渦流，小渦流的流動方向為順時針，與大渦流的流動方向相反。此外，小渦流的存在使大渦流被橫向壓縮并縱向拉長，導(dǎo)致小尺寸顆?；匦领F化室頂端路程增加，回旋過程更加困難；氣流上升區(qū)中氣流的最大速度減小，將會有更少的小尺寸顆?；匦领F化室頂端。由圖13所示離散相數(shù)值模擬結(jié)果可知，在該處施加輔助氣流后，顆粒碰撞區(qū)大約降低225 mm（與不施加輔助氣流的情況對比）；當(dāng)輔霧比由0.6增加至1.4時，顆粒碰撞區(qū)降低約30 mm；特別地，當(dāng)輔霧比大于0.8時，顆粒不再回旋至霧化室頂端，表明此時輔助氣流對粉塵回旋的抑制效果較好；繼續(xù)增加輔霧比，顆粒仍未回旋至霧化室頂端。

圖12 在1/2R處施加輔助氣流時宏觀流場結(jié)構(gòu)隨輔霧比變化情況：（a）0.6；（b）0.8；（c）1.0；（d）1.2；（e）1.4Fig.12 Variation of the macro flow pattern with AAR at 1/2R: (a) 0.6; (b) 0.8; (c) 1.0; (d) 1.2; (e) 1.4

圖13 在1/2R處施加輔助氣流時顆粒軌跡隨輔霧比變化情況：（a）0.6；（b）0.8；（c）1.0；（d）1.2；（e）1.4Fig.13 Variation of the particle trajectory with AAR at 1/2R: (a) 0.6; (b) 0.8; (c) 1.0; (d) 1.2; (e) 1.4

以上結(jié)果表明，輔助氣流的施加在霧化氣流兩側(cè)形成氣流屏障，氣流屏障改變了顆粒碰撞區(qū)的位置，對顆粒–熔滴碰撞進(jìn)行阻隔。但是，在本文所研究的輔霧比范圍內(nèi)，無論在何處施加輔助氣流，霧化室內(nèi)的回流區(qū)始終存在，輔助氣流僅會影響回流區(qū)的上半部分，而回流區(qū)的其他部分幾乎保持不變。此外，輔助氣流流量的變化也不會對宏觀流場結(jié)構(gòu)產(chǎn)生較大影響。

3.3.3 輔助氣流施加位置的影響

圖14所示為輔霧比相同時，顆粒運動軌跡隨輔助氣流施加位置的變化情況。不施加輔助氣流時顆粒的運動軌跡如圖14（a）所示，發(fā)現(xiàn)小尺寸顆粒在霧化室內(nèi)的回流區(qū)中回旋上升至霧化室頂端，夾帶小尺寸顆粒的多相流直接匯入霧化室中心的霧化氣流噴射區(qū)，這一過程將導(dǎo)致已經(jīng)充分冷卻并凝固的小尺寸顆粒與霧化氣流中未完全凝固的大尺寸顆粒碰撞。由于粉塵回旋中的小尺寸顆粒幾乎完全凝固，而大尺寸顆粒仍處于半固態(tài)或液態(tài)，碰撞后的顆粒容易產(chǎn)生無法相互熔合的情況，進(jìn)而導(dǎo)致衛(wèi)星粉的形成。由圖14（b）～圖14（d）可知，當(dāng)輔助氣流的施加位置由1/4R變化至3/8R時，顆粒碰撞區(qū)下降約70 mm；當(dāng)輔助氣流的施加位置由3/8R變化至1/2R時，顆粒不再回旋至霧化室頂端。圖15所示為顆粒碰撞區(qū)的軸向位置隨輔助氣流參數(shù)的變化情況。由圖可知，在輔助氣流流量盡量小的情況下，發(fā)現(xiàn)在1/2R處施加輔助氣流，顆粒碰撞區(qū)下移較明顯，有利于降低回旋顆粒與上游噴射區(qū)熔滴的碰撞頻率。

圖14 不同位置施加輔助氣流時顆粒的運動軌跡：（a）無輔助氣流；（b）1/4R；（c）3/8R；（d）1/2RFig.14 Variation of the particle trajectory with injection position of ancillary gas flow: (a) no ancillary gas flow; (b) 1/4R; (c) 3/8R;(d) 1/2R

圖15 輔助氣流參數(shù)對顆粒碰撞區(qū)軸向位置的影響Fig.15 Influence of the ancillary gas flow parameter on the axial position in the particle collision region

3.4 階梯狀霧化室結(jié)構(gòu)的抑制效果

3.4.1 階梯狀霧化室結(jié)構(gòu)參數(shù)設(shè)置

本文采用如圖16所示的“階梯狀”霧化室結(jié)構(gòu)，利用數(shù)值模擬的方法研究階梯狀的霧化室結(jié)構(gòu)對粉塵回旋的抑制效果，并研究階梯寬（D）和階梯高（ΔH）對宏觀氣流場及顆粒運動軌跡的影響規(guī)律。

圖16 階梯狀霧化室結(jié)構(gòu)示意圖Fig.16 Schematic diagram of the step-shaped atomization chamber

如圖17所示，分別設(shè)置階梯寬D為400、300、200 mm，并分別設(shè)置階梯高ΔH為500～800 mm，研究霧化室內(nèi)宏觀流場結(jié)構(gòu)以及顆粒運動軌跡隨階梯高的變化。由于破碎霧化后的多相流具有一定寬度的噴射角，當(dāng)霧化室過窄時，大量的金屬霧滴將會噴射到霧化室內(nèi)壁上，造成清理困難以及粉末產(chǎn)量降低。因此，需要在階梯寬盡量大、階梯高盡量小的情況下，確定能夠抑制粉塵回旋的最優(yōu)結(jié)構(gòu)。

圖17 階梯狀霧化室結(jié)構(gòu)參數(shù)設(shè)置：（a）D=400 mm； （b）D=300 mm；（c）D=200 mmFig.17 Structural parameter setting of the step-shaped atomization chamber: (a) D=400 mm; (b) D=300 mm; (c) D=200 mm

3.4.2 階梯尺寸對宏觀流場的影響

圖18所示為階梯寬為400 mm時霧化室內(nèi)宏觀流場結(jié)構(gòu)隨階梯高的變化情況，放大部分為霧化室頂端流場的徑向速度（u）云圖。隨著階梯高的增加，霧化室內(nèi)部空間減小，逐漸地將回流區(qū)縱向壓縮。當(dāng)階梯高由700 mm增加至800 mm時，霧化氣流噴射區(qū)與回流區(qū)開始分離，有利于降低顆粒–熔滴碰撞頻率。

圖18 階梯寬400 mm時宏觀流場結(jié)構(gòu)隨階梯高變化情況：（a）ΔH=500 mm；（b）ΔH=600 mm；（c）ΔH=700 mm； （d）ΔH=800 mmFig.18 Variation of the macro flow pattern with the step height at the step width of 400 mm: (a) ΔH=500 mm; (b) ΔH=600 mm;(c) ΔH=700 mm; (d) ΔH=800 mm

圖19所示為階梯寬為300 mm時霧化室內(nèi)宏觀流場結(jié)構(gòu)隨階梯高的變化情況，放大部分為霧化室頂端流場的徑向速度（u）云圖。當(dāng)階梯高由600 mm增加至700 mm時，霧化氣流噴射區(qū)與回流區(qū)開始分離；當(dāng)階梯高由700 mm增加至800 mm時，霧化氣流噴射區(qū)與回流區(qū)完全分離。

圖19 階梯寬300 mm時宏觀流場結(jié)構(gòu)隨階梯高變化情況：（a）ΔH=500 mm；（b）ΔH=600 mm；（c）ΔH=700 mm； （d）ΔH=800 mmFig.19 Variation of the macro flow pattern with the step height at the step width of 300 mm: (a) ΔH=500 mm; (b) ΔH=600 mm;(c) ΔH=700 mm; (d) ΔH=800 mm

圖20所示為階梯寬200 mm時霧化室內(nèi)宏觀流場結(jié)構(gòu)隨階梯高的變化情況，放大部分為霧化室頂端流場的徑向速度（u）云圖。當(dāng)階梯高由500 mm增加至600 mm時，霧化氣流噴射區(qū)與回流區(qū)開始分離；當(dāng)階梯高由600 mm增加至700 mm時，霧化氣流噴射區(qū)與回流區(qū)之間產(chǎn)生屏障區(qū)（圖中深色部分），說明此時兩區(qū)域完全分離?？梢园l(fā)現(xiàn)，隨著階梯寬的降低，更小的階梯高就可以引起霧化氣流噴射區(qū)與回流區(qū)的分離。

圖20 階梯寬200 mm時宏觀流場結(jié)構(gòu)隨階梯高變化情況：（a）ΔH=500 mm；（b）ΔH=600 mm；（c）ΔH=700 mm； （d）ΔH=800 mmFig.20 Variation of macro flow pattern with the step height at the step width of 200 mm: (a) ΔH=500 mm; (b) ΔH=600 mm;(c) ΔH=700 mm; (d) ΔH=800 mm

綜上所述，當(dāng)階梯寬不變時，增加階梯高有利于分離霧化氣流噴射區(qū)和回流區(qū)。此外，階梯寬越小，能夠使霧化氣流噴射區(qū)和回流區(qū)相互分離的階梯高臨界值也越小。為了進(jìn)一步研究階梯狀結(jié)構(gòu)對粉塵回旋的抑制效果，有必要進(jìn)行離散相數(shù)值模擬，研究階梯尺寸對顆粒軌跡的影響。

3.4.3 階梯尺寸對顆粒軌跡的影響

類似地，在已經(jīng)收斂的連續(xù)相氣流場中加入離散相，通過離散相模擬霧化制粉過程中顆粒的運動軌跡，并總結(jié)階梯尺寸對顆粒軌跡的影響。圖21所示為顆粒在連續(xù)相氣流場中的運動軌跡，發(fā)現(xiàn)階梯高的增加會降低顆粒碰撞區(qū)；當(dāng)階梯高增加到一定程度時，離散相顆粒不再回旋至霧化室頂端，稱此時的階梯高為臨界階梯高；階梯寬的減小會使臨界階梯高減小。根據(jù)離散相數(shù)值模擬結(jié)果，認(rèn)為達(dá)到臨界階梯高的階梯結(jié)構(gòu)能夠有效抑制粉塵回旋。

圖21 有效抑制粉塵回旋的階梯尺寸：（a）D=400 mm， ΔH=725～750 mm；（b）D=300 mm， ΔH=575～600 mm；（c）D=200 mm， ΔH=500～525 mmFig.21 Step dimensions that effectively restrict the fine particle entrainment: (a) D=400 mm, ΔH=725～750 mm; (b) D=300 mm,ΔH=575～600 mm; (c) D=200 mm, ΔH=500～525 mm

對于不同的階梯寬，總是存在能夠抑制粉塵回旋的最小階梯高。然而，階梯的尺寸其實受到階梯角（θ）的限制，在保證階梯狀霧化室結(jié)構(gòu)對粉塵回旋抑制效果的前提下，應(yīng)采用盡量大的階梯角。階梯角的定義如式（8）所示，表示霧化室頂部空間的寬窄程度。

表2所示為優(yōu)化的階梯尺寸與階梯角的關(guān)系。由表可知，與其他兩種優(yōu)化結(jié)構(gòu)相比，當(dāng)D=300 mm、ΔH=575～600 mm時，階梯高較小且階梯角較大。綜上所述，當(dāng)階梯寬為300 mm、階梯高為575～600 mm時，階梯狀霧化室結(jié)構(gòu)是最優(yōu)結(jié)構(gòu)，該結(jié)構(gòu)既能夠有效抑制粉塵回旋，又具有大小適中的階梯角（≈ 29°）。

表2 優(yōu)化的階梯尺寸與階梯角的關(guān)系Table 2 Relationship between the optimized step size and the step angle

3.5 粉末性能表征

本文采用電極感應(yīng)熔煉氣體霧化法（electrode induction melting gas atomization，EIGA）制備TC4鈦合金粉末。電極感應(yīng)熔煉氣體霧化法避免了雜質(zhì)在熔煉過程中混入熔體，幾乎隔絕了所有能夠污染熔體的物質(zhì)，適合生產(chǎn)純凈度較高的活性金屬粉末[28]。根據(jù)數(shù)值模擬的計算結(jié)果，結(jié)合實際情況，將優(yōu)化的氣體整流參數(shù)應(yīng)用于電極感應(yīng)熔煉氣體霧化工藝中，進(jìn)行金屬粉末制備實驗。分別在未采用氣體整流措施時與采用氣體整流措施時制備TC4鈦合金粉末，在后續(xù)闡述中分別用TC4-1和TC4-2代替。霧化氣體為氬氣，霧化壓力為4.0 MPa，霧化氣流流量為1000～1200 m3·h?1。輔助氣流的施加位置距離霧化室中心300 mm，輔助氣流噴嘴為環(huán)縫噴嘴，輔助氣流流量為400～500 m3·h?1。霧化室結(jié)構(gòu)為優(yōu)化的階梯狀結(jié)構(gòu)。由于需要考慮粉末制備的生產(chǎn)成本，本實驗采用的輔助氣流來源于將粉塵過濾后的霧化尾氣。

主要檢測TC4-1和TC4-2兩種鈦合金粉末的粒度分布、球形度、贅生物指數(shù)三項指標(biāo)，將制得的金屬粉末在60目的粉篩中進(jìn)行初篩，并制備用于檢測的粉末樣品。利用激光衍射法測試粉末樣品的粒度分布，測試設(shè)備是馬爾文激光粒度分析儀 （Mastersizer 3000），得到粉末樣品TC4-1和TC4-2的粒度分布如圖22所示。由圖22可知，TC4-1和TC4-2的總體粒度分布類似，TC4-2的中值粒徑 （D50）比TC4-1約小10 μm，說明輔助氣流的施加增加了細(xì)粉收得率。這是由于施加輔助氣流后，小尺寸顆粒不再粘結(jié)在大尺寸顆粒表面，使小尺寸顆粒（細(xì)粉）數(shù)量增加；另一方面，當(dāng)顆粒表面不再粘接有衛(wèi)星粉時，利用激光衍射法檢測到的顆粒粒徑有所減小。

圖22 粉末樣品粒度分布：（a）未施加氣體整流（TC4-1）；（b）施加氣體整流（TC4-2）Fig.22 Particle size distribution of the powder samples: (a) without gas-flow-regulation (TC4-1), (b) with gas-flow-regulation (TC4-2)

根據(jù)《GB/T 15445.6-2014 粒度分析結(jié)果的表述 第6部分：顆粒形狀及形態(tài)的定性及定量表述》國家標(biāo)準(zhǔn)測試方法，利用掃描電子顯微鏡 （scanning electron microscope，SEM）觀察粉末表面形貌，測試其球形度。利用掃描電子顯微鏡分別拍攝100倍、200倍、500倍下的粉末表面形貌，分別如圖23（a）～圖23（c）所示。采用圖像處理軟件Image-Pro Plus 6.0對圖片進(jìn)行去背景處理和二值化處理，如圖23（d）～圖23（f）所示，其中PG1（Page 1）為每張圖片中由圖像處理算法得到的球形度最高的粉末。統(tǒng)計電鏡圖片中所有粉末面積的等效直徑和周長的等效直徑，計算粉末的球形度，最終得到球形度分析結(jié)果。

圖23 不同視場下粉末樣品的表面形貌及相應(yīng)的圖像處理結(jié)果：（a）、（d）100 ×；（b）、（e） 200 ×；（c）、（f） 500 ×Fig.23 Surface morphology and the corresponding image processing results of the powder samples under the different magnifications:(a), (d) 100 ×; (b), (e) 200 ×; (c), (f) 500 ×

比利時的歐奇奧公司（Occhio, Belgium）提出了贅生物指數(shù)（outgrowth）的概念。如式（9）所示[29]，贅生物指數(shù)是粉末表面粘連的顆粒數(shù)目的函數(shù)，隨著粘連的顆粒數(shù)目的增加而增大。根據(jù)粉末樣品的電鏡照片計算粉末的贅生物指數(shù)，采用粉末的贅生物指數(shù)來描述粉末的衛(wèi)星化程度。圖24和圖25所示分別為TC4-1和TC4-2的200倍、400倍電鏡圖片。根據(jù)電鏡圖片統(tǒng)計每顆粉末表面粘結(jié)的顆粒數(shù)量，換算成粉末的贅生物指數(shù)，最終取平均值得到粉末樣品贅生物指數(shù)的測量結(jié)果。然而，采用贅生物指數(shù)衡量粉末的衛(wèi)星化程度可能存在一定偏差，這是因為某些粘連在粉末表面的衛(wèi)星粉可能位于觀測背面，統(tǒng)計時會被遺漏從而產(chǎn)生系統(tǒng)誤差。

圖24 不同視場下粉末樣品TC4-1的電鏡圖片：（a）200 ×；（b）200 ×；（c）400 ×；（d）400 ×Fig.24 SEM images of TC4-1 under the different magnifications: (a) 200 ×; (b) 200 ×; (c) 400 ×; (d) 400 ×

圖25 不同視場下粉末樣品TC4-2的電鏡圖片：（a）200 ×；（b）200 ×；（c）400 ×；（d）400 ×Fig.25 SEM images of TC4-2 under the different magnifications: (a) 200 ×; (b) 200 ×; (c) 400 ×; (d) 400 ×

式中：η為贅生物指數(shù)；noutgrowth為粉末表面粘連的顆粒數(shù)量。

表3為粉末樣品的形貌特征統(tǒng)計結(jié)果，研究發(fā)現(xiàn)TC4-2的球形度略高于TC4-1（約2%），說明輔助氣流的施加并沒有顯著提高粉末的球形度。從贅生物指數(shù)統(tǒng)計結(jié)果可以發(fā)現(xiàn)，施加輔助氣流后，粉末的贅生物指數(shù)降低約45%，表明采用氣體整流工藝后，粉末的衛(wèi)星化程度顯著降低，衛(wèi)星粉現(xiàn)象有了明顯改善。

表3 兩組粉末樣品的形貌特征Table 3 Morphological characteristics of the powder samples

4 結(jié)論

（1）在氣體霧化制粉工藝中，霧化壓力的增加不會消除霧化室內(nèi)的回流區(qū)以及回流區(qū)內(nèi)的粉塵回旋，而是會加劇粉塵回旋。

（2）在距霧化室中心1/2R處施加輔霧比為>0.8的環(huán)縫輔助氣流時，輔助氣流能夠有效抑制粉塵回旋。

（3）采用階梯狀霧化室結(jié)構(gòu)，當(dāng)階梯尺寸D=300 mm、ΔH=575～600 mm時，能夠有效抑制粉塵回旋，且階梯角大小適中。

（4）采用氣體整流措施制備TC4鈦合金粉末能夠有效地降低合金粉末的衛(wèi)星化程度。