韋伯數(shù)對緊耦合霧化噴嘴初始破碎模式的影響

程會川, 張建超, 李育隆

(1.中國航空發(fā)動機研究院，北京 101304；2.北京航空航天大學能源與動力工程學院，北京 100191)

高溫合金粉末冶金產(chǎn)品具有無宏觀偏析、組織均勻、晶粒細小、各向同性、熱加工性能良好的優(yōu)點[1]，在航空發(fā)動機中有大量應用。航空發(fā)動機關鍵熱端部件多采用粉末冶金技術制造[2]，對高質(zhì)量球型合金粉末有著十分迫切的需求。惰性氣體緊耦合霧化技術能夠生產(chǎn)粒度較細、球形度高、氧含量低的高質(zhì)量粉末，并且具有較低的綜合生產(chǎn)成本和較高的生產(chǎn)適應性，目前已成為制備高性能合金粉末的主要技術發(fā)展方向[3]。氣霧化法制備粉末是一個復雜的多相流過程，熔融金屬和霧化氣體之間存在著劇烈的動量、能量和熱量交換，同時包含熔滴在霧化流場中的冷卻和凝固現(xiàn)象[4]。氣霧化法制備合金粉末的霧化破碎過程分為兩個主要階段：初始破碎和二次破碎[5]。初始破碎階段是指液柱在導液管出口附近成膜并撕裂為大液滴的過程；二次破碎階段是初始破碎形成的大液滴在霧化流場中進一步破碎成小液滴并最終形成微細粉末的過程。初始破碎階段是霧化過程中最為重要的階段，能直接影響后續(xù)二次破碎和最終獲得的粉末質(zhì)量。由于涉及情況復雜，影響因素眾多，作用機理尚未明確，初始破碎一直是人們研究的熱點。

實驗研究方面：Ting等[6]利用高速攝影記錄，對304L不銹鋼熔體在環(huán)孔噴嘴霧化過程中的振蕩行為進行了研究，結(jié)果表明熔體在回流區(qū)的波動情況主要受占主導地位的低頻波動影響；歐陽鴻武等[7]采用降低金屬過熱度，使部分金屬液流在霧化過程中提前凝固的方法，研究了開渦狀況下金屬液流的成膜機制；馬堯等[8]通過高速攝像技術，對初始霧化機理進行了研究，驗證了金屬熔體經(jīng)歷膜化、纖維狀斷裂、破碎為小液滴的霧化破碎過程；Mullis等[9-10]利用低溫流體水代替高溫熔體進行了霧化模擬實驗，利用高速攝影圖片對不同導液管結(jié)構(gòu)的緊耦合霧化噴嘴初始破碎過程進行了研究；Motaman等[11]利用水作為低溫模擬工質(zhì)，使用脈沖激光成像技術研究了進氣匹配角度對緊耦合噴嘴導液管外壁液體回流現(xiàn)象的影響，并與數(shù)值模擬結(jié)果進行了對比。

數(shù)值模擬研究方面：Tong等[12]首次在緊耦合霧化過程中采用直接數(shù)值模擬的方法，對氣液之間的動態(tài)交互進行了二維研究，發(fā)現(xiàn)在霧化氣體和熔融流體之間存在強烈的動態(tài)相互作用，壓力和速度分布在軸向和徑向完全沒有規(guī)律，霧化過程非常不穩(wěn)定，穩(wěn)態(tài)研究并不是十分適合；朱玲玲等[13]利用VOF模型對超音速氣霧化噴嘴兩相流的初始霧化過程進行了二維計算流體力學(computational fluid dynamics，CFD)模擬研究，分析了霧化壓力和液體表面張力對初級破碎過程的影響，并模擬驗證金屬液不同質(zhì)量流率下的兩種初級破碎模式；王書桓等[14]采用流體體積函數(shù)(volume of fluid，VOF)模型對旋轉(zhuǎn)流場條件下金屬熔體初始霧化破碎過程進行了1/12模型的數(shù)值模擬研究，發(fā)現(xiàn)旋轉(zhuǎn)流場的渦旋作用更容易使熔體成膜，存在臨界氣體流量使噴泉式破碎模式突變成傘狀液膜破碎模式；Zeoli等[15-16]利用VOF模型對初始破碎階段的霧化流動行為進行了數(shù)值模擬研究，發(fā)現(xiàn)金屬液流開始階段出現(xiàn)噴泉狀，而后逐漸發(fā)展為混亂的韌帶撕裂狀的初始破碎行為。

可以看出，初始破碎階段的實驗研究多采用高速攝影技術，部分采用低溫水代替高溫熔體的霧化模擬實驗能夠在取得較好研究效果的同時明顯降低實驗難度和成本。初始破碎階段的數(shù)值模擬研究多利用VOF模型進行CFD多相流二維模擬，不能夠模擬出三維特征，未能為霧化的初始破碎階段提供充足的研究信息。緊耦合霧化初始破碎過程復雜，影響因素眾多，初始破碎模式作用機理尚未完全明確。

目前，對于韋伯數(shù)影響緊耦合霧化初始破碎模式的研究較匱乏。利用VOF多相流模型對以水和空氣為工質(zhì)的典型緊耦合環(huán)縫型霧化噴嘴的初始破碎過程進行三維數(shù)值模擬，并通過高速攝影技術對數(shù)值模擬結(jié)果進行實驗驗證。系統(tǒng)研究了韋伯數(shù)對緊耦合霧化初始破碎模式的影響，獲得了初始破碎模式和初始破碎長度隨韋伯數(shù)的變化規(guī)律。同時通過對不同韋伯數(shù)下兩相霧化流場中導液管底端卷吸渦分布情況進行分析，揭示了不同初始破碎模式的形成機制和作用機理。

1 緊耦合噴嘴模型

圖1所示是典型緊耦合環(huán)縫型霧化噴嘴模型，霧化過程中液體從導液管進入霧化流場，高壓氣體由集氣腔通過環(huán)縫進入霧化流場，形成的高速霧化氣體對液體進行沖擊和撕裂，通過強烈的動量、能量和熱量交換，將液柱最終霧化成小液滴。導液管內(nèi)徑為5 mm，導液管外徑為12.8 mm，導液管伸出長度為10 mm，霧化錐角為45°，環(huán)縫寬度為1 mm。

2 數(shù)值模擬方案

計算模型和邊界條件如圖2所示，由于計算重點針對導液管底端區(qū)域的初始破碎過程進行研究，對計算模型進行一定簡化，沒有考慮氣體在集氣腔內(nèi)和液體在導液管內(nèi)的流動。計算域具體結(jié)構(gòu)為靠近噴嘴出口的圓柱空間區(qū)域，高為60 mm，直徑為47.4 mm。計算域邊界條件設置：霧化氣體進口為質(zhì)量流量進口，液體進口為速度進口，外圓柱面和底面出口為壓力出口，其余邊界為絕熱壁面條件。

圖2 計算模型和邊界條件Fig.2 Simulation model and boundary conditions

利用ICEM軟件對計算模型進行結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分，在噴嘴環(huán)縫和導液管底端位置等參數(shù)變化梯度較大的區(qū)域進行了重點加密，同時針對壁面附近進行了邊界層加密處理。以單相氣體流場中心線速度分布為對象，經(jīng)過網(wǎng)格無關解驗證，最后確定網(wǎng)格數(shù)量為54萬。根據(jù)Zeoli等[15-16]的研究，在商用CFD軟件FLUENT中采用VOF+LES(large eddy simulation)的方法對緊耦合霧化的初始破碎過程進行數(shù)值模擬，先進行只有霧化氣體作用時的單相穩(wěn)態(tài)計算，獲得穩(wěn)態(tài)霧化流場結(jié)果。以穩(wěn)態(tài)單相計算結(jié)果作為初場，加入液體進行瞬態(tài)兩相計算。

3 實驗方案

實驗臺原理如圖3所示。實驗臺由供氣路、供液路和測試系統(tǒng)組成。供氣路中霧化氣體為空氣，由壓氣機氣源提供，經(jīng)過除塵、除油和除水蒸氣處理后進入霧化噴嘴。供液路中霧化液體為水，儲存在恒溫水浴池中，通過直流無刷變頻調(diào)速水泵進入噴嘴導液管。空氣流量通過熱式流量計進行測量，液體流量通過渦輪流量計進行測量。初始破碎過程通過FastcamSA4高速攝像機進行拍攝，拍攝參數(shù)為30 000幀/s，同時利用70 W白光攝影燈作為背景光源，以獲得較優(yōu)的拍攝效果。

圖3 霧化實驗臺原理Fig.3 The schematic of atomization test rig

4 研究參數(shù)及工況

定義液體雷諾數(shù)：

ReL=ρLULD/μL

(1)

氣體動力韋伯數(shù)：

We=ρGUR2D/σ

(2)

氣液質(zhì)量比：

RGL=mG/mL

(3)

氣液相對速度：

UR=UG-UL

(4)

式中：ρG為氣體密度，kg/m3；ρL為液體密度，kg/m3；UG為氣體環(huán)縫出口平均速度，m/s；UL為液體出口平均速度，m/s；UR為氣體出口平均速度和液體出口平均速度之差，m/s；D為導液管直徑，m；μL為液體動力黏度，Pa·s；σ為液體表面張力系數(shù)，N/m；mG為霧化氣體質(zhì)量流量，kg/h；mL為霧化液體質(zhì)量流量，kg/h。

采用低溫水代替高溫熔體進行霧化模擬實驗，液體選用17 ℃的水，霧化氣體選用20 ℃的空氣。研究過程中，液體流量保持固定不變，通過改變霧化氣體的流量來改變韋伯數(shù)和氣液質(zhì)量比。數(shù)值模擬過程中工質(zhì)和工況參數(shù)與實驗工況保持一致。工況表如表1所示，液體質(zhì)量流量為70.4 kg/h，液體雷諾數(shù)為4 500，霧化氣體質(zhì)量流量為5.05～79.8 kg/h，韋伯數(shù)為70～18 650，對應的氣液質(zhì)量比為0.07～1.13。

表1 工況表

5 結(jié)果及分析

5.1 初始破碎模式

初始破碎是指液柱在導液管出口附近成膜并撕裂為大液滴的過程，是霧化過程中最為重要的階段，能直接影響后續(xù)二次破碎和最終獲得的粉末質(zhì)量。數(shù)值模擬計算選取一定時間內(nèi)初始破碎模式不再發(fā)生變化的結(jié)果作為分析對象。圖4所示為液體雷諾數(shù)為4 500，氣體動力韋伯數(shù)分別為70、330、1 700、4 560、9 643和18 650的數(shù)值模擬和高速攝影初始破碎形態(tài)圖。

圖4 不同韋伯數(shù)初始破碎模式數(shù)值模擬和高速攝影圖片對比Fig.4 Comparison of numerical and high-speed photographic images of primary breakup model with different Weber number

從數(shù)值模擬結(jié)果可以看出，不同韋伯數(shù)下緊耦合霧化的初始破碎形態(tài)明顯不同。當We=70時，初始破碎模式為膜狀破碎模式，此時在液柱靠近導液管出口表面出現(xiàn)扭曲和波動，經(jīng)過一定距離發(fā)展后，扭曲撕裂加劇，液柱表面撕裂出膜狀結(jié)構(gòu)，并有大液滴脫落。當We=330時，初始破碎模式為振蕩卷吸破碎模式，此時卷吸撕裂破碎和振蕩破碎共同作用，在導液管底端和液柱表面均出現(xiàn)初始破碎大液滴，完整液柱長度縮短。當We=1 700和4 560時，隨韋伯數(shù)的增加卷吸撕裂破碎越來越強烈，逐漸成為主要的破碎模式，可以發(fā)現(xiàn)越來越多的液體被卷吸到向?qū)б汗苓吘墶．擶e>9 643時，破碎模式為完全卷吸破碎模式，此時液體從導液管流出后，幾乎被完全卷吸到導液管邊緣進行破碎和撕裂。在We=18 650時，可以看到這種現(xiàn)象更加明顯。

通過高速攝影實驗對比數(shù)值模擬結(jié)果可以看出，數(shù)值模擬獲得的初始破碎形態(tài)基本上能夠和實驗獲得的初始破碎形態(tài)很好地吻合。隨韋伯數(shù)的增加，初始破碎模式從韋伯數(shù)為70的膜狀破碎，向韋伯數(shù)為330的振蕩卷吸破碎轉(zhuǎn)變，而后在韋伯數(shù)大于4 560后，初始破碎模式為完全卷吸破碎模式。在韋伯數(shù)為70時，數(shù)值模擬結(jié)果和實驗結(jié)果均沒有發(fā)現(xiàn)明顯的大液滴。在韋伯數(shù)為330和1 700時，數(shù)值模擬結(jié)果和實驗結(jié)果均看到初始破碎產(chǎn)生的大量的液體碎片。在韋伯數(shù)大于4 560后的高韋伯數(shù)條件下，霧化后液體粒徑較小，在實驗圖片中看不出明顯的大液滴存在，數(shù)值模擬結(jié)果由于網(wǎng)格尺度的限制不能獲得和試驗結(jié)果一樣的初始破碎后的微細水霧，但從整體形態(tài)和大的液體碎片運動細節(jié)中表現(xiàn)出卷吸破碎的主要形態(tài)。該數(shù)值模擬方法能夠模擬出不同韋伯數(shù)下緊耦合霧化的初始破碎形態(tài)，判斷出不同的初始破碎模式。

5.2 初始破碎長度

圖5 不同韋伯數(shù)下中二維截面初始破碎模式圖Fig.5 The primary breakup model of two dimensional section with different Weber number

圖5所示為緊耦合霧化的破碎形態(tài)二維截面圖，圖中紅色表示液體，藍色表示氣體，可以觀察到較清晰的氣液分界面。可以看出，在韋伯數(shù)為70的膜狀破碎模式中，液柱經(jīng)過一段距離后收縮擴張產(chǎn)生膜狀結(jié)構(gòu)，液膜破碎產(chǎn)生空洞、大液滴和液體碎片。在韋伯數(shù)為330的振蕩卷吸破碎模式中，液柱整體形態(tài)類似典型金屬霧化過程中的噴泉狀破碎[17]，噴泉頂部發(fā)現(xiàn)撕裂掉落的液體碎片。當韋伯數(shù)為1 700和4 560時，液柱集中在導液管出口的底端，同時有較多的液體碎片集中在導液管下方一定位置。當韋伯數(shù)為9 643和18 650時，液柱完全集中在導液管出口一小段距離內(nèi)，其下方液體碎片減少，說明液體幾乎完全被卷吸到導液管邊緣。

初始破碎長度L是指在霧化破碎過程中，液體從導液管流出后，能夠保證完整的液柱長度。在圖5中可以看到不同韋伯數(shù)下初始破碎長度L的標注。無量綱初始破碎長度L/D定義為初始破碎長度L與導液管直徑D的比值。在其他類型噴嘴如同軸噴嘴的霧化過程中，無量綱初始破碎長度是一個十分重要的參數(shù)[18]。圖6所示為無量綱初始破長度隨著韋伯數(shù)增加的變化圖，可以看出無量綱初始破碎長度隨著韋伯數(shù)的增加先迅速減小而后基本維持恒定。在韋伯數(shù)小于1 700時，隨韋伯數(shù)的增加，液柱長度迅速減小，在韋伯數(shù)大于4 560時，隨韋伯數(shù)的增加，破碎長度幾乎保持不變，均保持在很小的范圍內(nèi)，這是因為在韋伯數(shù)為大于4 560時為完全卷吸破碎模式，液體從導液管流出后被完全卷吸到導液管邊緣所致。

圖6 無量綱初始破碎長度隨韋伯數(shù)的變化Fig.6 Variation of dimensionless primary breakup length with Weber number

5.3 卷吸渦對分析

緊耦合霧化初始破碎過程與導液管出口霧化流場中卷吸渦狀結(jié)構(gòu)有十分重要的關系。圖7所示為不同韋伯數(shù)下導液管底端卷吸渦狀結(jié)構(gòu)，從圖中可以明顯地看出導液管附近的氣體和液體速度分布情況，在韋伯數(shù)為70～18 650的范圍內(nèi)，導液管底端均出現(xiàn)卷吸渦狀結(jié)構(gòu)，韋伯數(shù)越大，卷吸渦狀結(jié)構(gòu)越明顯，卷吸能力越強。如圖7(a)所示，當We=70時，初始破碎模式為膜狀破碎模式，在導液管出口液柱外側(cè)發(fā)現(xiàn)漩渦結(jié)構(gòu)存在，卷吸渦狀結(jié)構(gòu)并不對稱，由于卷吸渦卷吸強度較小，沒有將液柱卷吸到導液管底端而發(fā)生卷吸破碎。當We=330時，初始破碎模式為振蕩卷吸破碎模式，隨著霧化氣體速度增加，導液管出口兩側(cè)渦狀結(jié)構(gòu)的強度增加，將液柱邊緣部分卷吸到導液管底端，同時液柱底端也出現(xiàn)混亂的渦狀結(jié)構(gòu)，使液柱出現(xiàn)類似噴泉狀破碎模式。當We=1 700時，初始破碎模式為卷吸破碎模式，可以發(fā)現(xiàn)兩個明顯的卷吸渦存在于導液管底端的液體下面，此時卷吸渦狀結(jié)構(gòu)卷吸能力提升明顯，將液柱卷吸鋪滿整個導液管端面。當We>4 560時，初始破碎模式為完全卷吸破碎模式，可以發(fā)現(xiàn)霧化流場中卷吸渦狀結(jié)構(gòu)進一步明顯，直接存在于導液管端面底端，卷吸渦強度進一步加大，將液柱壓迫在導液管端面很小的距離內(nèi)。

圖7 不同韋伯數(shù)下導液管底端卷吸渦狀結(jié)構(gòu)Fig.7 The entrainment vortex structure under the delivery tube with different Weber number

6 結(jié)論

(1)數(shù)值模擬結(jié)果可以明顯地辨別緊耦合霧化初始破碎模式，與實驗結(jié)果吻合較好。隨韋伯數(shù)的增加，緊耦合霧化初始破碎模式由韋伯數(shù)為70的膜狀破碎模式向韋伯數(shù)為330的振蕩卷吸破碎模式轉(zhuǎn)變，當韋伯數(shù)大于1 700時轉(zhuǎn)變?yōu)橥耆砦扑槟Ｊ健Ｆ渲姓袷幘砦扑槟Ｊ胶偷湫徒饘凫F化過程中的噴泉狀破碎模式類似。

(2)無量綱初始破碎長度隨韋伯數(shù)的增加逐漸減小，在韋伯數(shù)大于4 560后，基本維持恒定在較小數(shù)值內(nèi)。緊耦合霧化噴嘴導液管底端存在的卷吸渦狀結(jié)構(gòu)會對初始破碎模式產(chǎn)生重要影響。韋伯數(shù)越大，卷吸渦狀結(jié)構(gòu)越明顯，卷吸能力越強，完全卷吸破碎模式時渦狀結(jié)構(gòu)最明顯。