喷嘴雾化范文

2024-06-28

喷嘴雾化范文（精选7篇）

喷嘴雾化第1篇

1 喷嘴结构及雾化机理

结合边际油田的实际状况, 雾化方式为旋流式的新型内混式气动旋流雾化原油燃烧器喷嘴, 其工作原理为:喷嘴的中心气管四周可以喷出油, 同径向喷孔喷出的空气相混合, 混合气体在燃烧室中不断进行摩擦、撞击, 完成第一次雾化, 之后以螺旋的方式从旋流喷头通道中将混合油气喷出, 在炉膛内同空气进行掺混, 完成第二次雾化[1]。

2 实验研究装置及内容

在试验研究模拟过程中, 对油由泵进行加压处理, 使原油通过压力表和流量计之后达到喷嘴, 之后进行空气过滤后, 将其在往复式压缩机中进行压缩, 利用喷嘴内管进入缓冲罐, 最后使原油同处理后的空气进行充分的混合并喷出。

可适性相位多普勒激光测速仪是实验研究的重要设备, 该设备取得液体流速信息的主要依据就是照射光光波同示踪粒子光波在流体中的频差, 结合由运动粒子产生的不同光频信号 (大于等于2个) 的相位漂移, 从而对粒子的不同信息进行明确, 比如:粒子时空分布状况、粒子浓度、粒子大小等[2]。

利用可适性相位多普勒激光测速仪对雾化场进行测量的过程中, 涉及到多项设备和仪器, 包括多个操作环节, 试验研究过程主要包括:

(1) 对测量点的坐标数据进行编制, 将编制结果传输到至find软件并保存;

(2) 将自动坐标架、可适性相位多普勒激光测速仪开启;

(3) 在find软件中将设定好的文件打开;

(4) 将空气压缩机开启, 并保证气体在缓冲罐中达到预定压力标准, 将阀门缓缓打开;

(5) 将离心泵开启后, 对泵的输出压力进行设定, 将喷嘴阀门打开;

(6) 根据设定值对喷嘴水压、雾化气压进行调整, 当喷嘴处的喷雾达到稳定状态时, 完成测量工作。

3 实验结果及分析

3.1 半径方向位置及浓度分布

试验可得沿半径方向的粒子浓度在距喷口1.714mm处的横截面时的浓度分布状况, 当粒子位于断面测量半径中间部位的时候, 浓度达到最大值, 而当位于界面轴线外端及周线处时, 浓度最小[3]。由此可知沿半径方向的粒子浓度会随着同喷口和截面之间距离的增大而不断变化, 呈现出一种钟形分布状况。雾化场中间部位的空气柱能够使得空气和油滴进行充分的融合, 保证内、外部燃烧的充分性, 大大提高了燃烧的效率, 使得燃烧器性能得到进一步的提升。

根据不同压力下半径方向位置和浓度的曲线分布状况可知, 当雾化压力达到0.26MPa的情况下, 同中间部位相比, 粒子的浓度明显减小, 表示0.26MPa的压力下, 不会出现钟型分布的状态, 旋流分离和雾化速度相对较小。只有当雾化压力超过固定结构的喷嘴时, 雾化场的旋流雾化效果才能达到最佳。

3.2 雾化气量

新型气动旋流雾化原油燃烧器喷嘴的结构及操作参数直接影响着雾化气量, 由于雾化气体为空气, 当雾化气量增大时, 对压缩机排放量的要求也会相继提高, 最终会降低总效益[4]。在边际油田中应首先要确保喷嘴雾化质量, 并最大限度的减小用气量, 在压力增大的过程中, 雾化气流量、油流量的也会增大, 导致气液质量各不相同, 喷嘴在不同压力下对应的雾化气量均小于0.1。

3.3 雾化粒子速度场

试验研究获得的雾化压力为0.4MPa的情况下, 平行断面二维速度矢量图中, 旋流式射流喷嘴外湍流射流流场比较复杂, 不仅包括尾涡运动、自由射流运动, 还包括紊流运动, 喷嘴处的雾化场总体为放射状态, 射流在喷口的速度在30m/s以上[5]。

燃烧室着火后的混合环节就是扩散混合, 而油雾燃烧本质上也可以看作是扩散燃烧, 空气中油蒸气扩散速度、油滴蒸发速度影响着油雾的燃烧速度。如果喷嘴处的湍流强度达到一定程度的话, 空气同油雾的混合会更有效, 改善油蒸气扩散和油滴蒸发速度, 保持稳定、高效的燃烧。

4 结语

经过气动旋流雾化原油喷嘴雾化特性的实验研究, 发现当半径方向粒子浓度在雾化场中分布形式为钟形, 空气柱在粒子中能够保证燃烧的稳定性, 燃烧更加充分;在确保雾化质量的基础上, 应尽量减小用气量, 通过较小型号的压缩机进行供气, 不仅为后期维修工作提供方便, 还能减少功率损耗, 在边际油田中发挥着重要作用, 在原油加热炉燃烧器 (无配套蒸汽锅炉) 中非常适用。

参考文献

[1]田春霞, 仇性启, 崔运静.喷嘴雾化技术进展[J].工业加热, 2005 (04) .

[2]王立荣.新型旋流式与内混式气动雾化喷嘴比较[J].石油化工设备, 2002 (02) .

[3]陈斌, 郭烈锦, 张西民, 高晖, Panidis Th., Papailiou D.D..喷嘴雾化特性实验研究[J].工程热物理学报, 2001 (02) .

[4]王宗明, 段希利, 仇性启.气动旋流喷嘴燃烧特性实验研究[J].石油化工设备, 2004 (03) .

靶式喷嘴雾化模型理论研究第2篇

靶式喷嘴雾化模型理论研究

为研究靶式喷嘴中液膜的形成和破碎以及液滴的形成机理,建立了相应的计算模型,利用该计算模型对靶式喷嘴雾化特性进行了理论计算,并与实测值进行了比较.结果表明:在气流量不变的`情况下,随着气液质量比的增加,靶的作用影响越来越小,而气液作用影响越来越大,选择好气液比对充分发挥靶和气液相互作用两种雾化方式的作用很重要;建立的雾化模型理论计算值与实测值吻合较好,该模型能够反映出靶式喷嘴雾化特性.

作者：胡春波孙得川蔡体敏 HU Chun-bo SUN De-chuan CAI Ti-min 作者单位：西北工业大学,航天工程学院,陕西,西安,710072刊名：推进技术 ISTIC EI PKU英文刊名：JOURNAL OF PROPULSION TECHNOLOGY年，卷(期)：21(5)分类号：V233.2关键词：撞击式喷嘴液体喷射雾化数学模型

空气辅助雾化喷嘴的数值模拟研究第3篇

空气雾化喷嘴具有很多突出特点, 在较低的油压下可以获得良好的雾化效果, 尤其是对雾化高粘度的液体有很好的雾化质量, 流量调节范围广, 且能在较大的燃油流量范围内得到良好的雾化质量, 因此它在石油、化工、电力等众多领域应用广泛[2,3,4]。国内外许多学者对其进行了大量研究[5,6,7,8,9]。Holtzclaw[10]和Wang[11]等人应用PIV技术分析了工作参数对雾化颗粒速度、液膜厚度和雾化锥角等雾化特性的影响。沈赤兵等[12]采用马尔文激光散射测粒系统进行了大量的实验研究, 得到了索特平均直径, 雾化颗粒尺寸分布等雾化特性。采用数值模拟的方法进行喷雾雾化过程的研究还很少[13,14,15], 因此, 本文模拟研究了一种带有螺纹通道的空气辅助雾化喷嘴的雾化过程。通过两步法, 首先进行喷管内单相模拟, 然后根据单相模拟结果再进行雾化场中的气液两相模拟, 得到了雾化场中的雾化颗粒速度分布和尺寸分布等雾化特性。

1 喷雾模型

1.1 空气辅助雾化喷嘴结构图

喷管内气相通道的三维结构如图1所示, 其中喷嘴出口处液料出口直径为2.0 mm, 气体出口环内径为3.0 mm, 外径为3.3 mm。液料通过中心流动通道, 从入口进入喷管内, 从右侧出口喷出;空气从入口处进入到环形气相通道中, 气流在喷管内经过压缩, 气流速度增大, 并在喷嘴出口处达到最大, 对出口的液料进行冲击和摩擦, 进行雾化。

1.2 雾化模型

针对喷管内流动, 建立数学模型。

质量守恒方程

式中ρ———流体的密度;

v———流体的速度矢量。

动量守恒方程

式中p———静压;

ρg、F———质量力;

———应力张量;

μ———分子粘度;

I———单位张量。

能量守恒方程

式中keff———有效热传导;

Jj———组分j的扩散通量。

右边括号内的三项分别表示由于导热, 组分扩散和粘性耗散引起的能量变化。湍流模型采用k-ε湍流模型。近壁面处理方式采用标准壁面方程, 湍流动能k和湍流耗散率ε, 可从以下输运方程中得到

式中Gk———由平均速度梯度产生的湍流动能

Gb———由浮升力产生的湍流动能

μt———湍流粘度

式中u———脉动速度;

对于喷管外雾化场中的两相流动, 采用欧拉-拉格朗日耦合算法进行模拟, 对气场采用欧拉算法, 对液相采用拉格朗日粒子跟踪方法, 考虑各个区域之间的质量、动量和能量交换进行相间耦合迭代计算。喷嘴模型选择空气辅助雾化喷嘴, 曳力模型采用动态曳力模型。图2为连续相与离散相耦合计算示意图。

采用KHRT (Kelvin-Helmholt-Rayleigh-Taylor) 破碎模型, 认为破碎过程是由KH破碎模型和RT破碎模型共同作用的结果。通过列维奇理论[9]可计算得到液穴长度

式中CL———列维奇常数;

d0———相对喷嘴直径;

ρl、ρg———液相密度和气相密度。

式中De———液斑直径;

Ca———收缩系数。

RT模型中, 认为RT不稳定波是破碎的主要因素, 增长最快的射流不稳定波频率为

式中gt———液滴运动方向的加速度, 对应的波数为

RT不稳定波的形成时间一般比破碎时间稍长, 破碎时间为

破碎形成的子液滴半径为

2 初始和边界条件

根据实际情况, 边界条件的设置如下:入口边界条件为质量流量入口边界条件, 出口边界条件为压力出口边界条件, 气体工质为可压缩理想气体。表1给出了模拟计算所需的边界参数和物性参数。

图3给出了喷管内的网格划分, 采用了结构化与非结构化网格相结合的方法, 在结构复杂处采用非结构化网格, 在结构简单处采用结构化网格, 并在喷嘴出口附近对网格进行了加密处理, 优化了网格质量。

图4给出了喷管外雾化场的网格, 雾化场进行了二维轴对称简化计算, 选择了一个直径为1 m, 长1 m的圆柱空间进行雾化过程的计算。

3 结果与讨论

3.1 喷嘴内气相流动特性

图5中给出了喷嘴内气相速度场的分布图。从图中可以看出, 气相在喷管内流动过程中, 气体速度在喷管前部分基本不发生变化, 只在喷嘴出口附近, 发生显著变化。由于气体在喷管内的流动过程中, 喷嘴截面在前面部分不发生明显变化, 因此, 气体速度基本不变, 在喷嘴出口附近, 气相通道截面积逐渐缩小, 并在近喷嘴出口处逐渐增大, 形成缩放型喷管, 气体速度也发生显著变化, 逐渐增大, 甚至从亚音速增大至超音速。

图6和图7分别给出了喷嘴内气相压力场和温度场的分布图。从图中可以看出, 气相在喷管内流动过程中, 气体压力和温度在喷管前面大部分范围内不发生变化, 只在喷嘴出口附近, 压力发生显著变化。

3.2 喷嘴外雾化特性

图8给出了雾化场中雾化颗粒的粒径分布图, 从图中可以看出, 雾化颗粒直径分布均匀, 颗粒直径几乎在30μm左右, 雾化形成了良好的张角, 不但保证了雾化的贯穿作用, 还保证了雾化扩散效果, 雾化效果良好。

图9中的 (a) 和 (b) 分别给出了雾化场颗粒的轴向速度分布图和颗粒的径向速度分布图。雾化液滴具有较大的轴向速度, 较小的径向速度。主要是受空气在喷嘴出口处速度分布的影响, 气相从喷嘴出口处喷出来之后, 对中心液料形成了良好的冲击作用, 使液料破碎成雾滴, 并使雾滴具有一定的轴向速度和径向速度, 形成良好的扩散效果。

图10和图11分别给出了小喷嘴外雾化场中雾滴尺寸分布柱状图和曲线图。其中柱状图给出了雾化场中雾滴直径在0~100μm之间的分布百分比, 曲线图给出了雾滴直径的概率分布曲线。从图中可以看出, 超过50%的雾滴直径集中在10~15μm之间, 雾滴直径主要集中在50μm以内, 最大雾滴直径在200μm左右。

4 结论

本文采用欧拉-拉格朗日两相流模型对一种带有螺纹通道的空气辅助雾化喷嘴的雾化过程进行了分析, 得到了喷嘴内气相的速度、压力和温度分布, 最终得到了雾化场中的雾化特性, 主要结论如下:

(1) 喷嘴内流动过程中, 气相在喷嘴前段参数变化不大, 但是在靠近出口段, 由于喷嘴截面的剧烈变化, 气相参数发生明显变化, 速度逐渐增大, 压力逐渐减小, 温度逐渐降低。

喷嘴雾化第4篇

随着掘进机械化程度的不断提高, 巷道掘进方法和工艺向着高产、集约化生产的方向发展, 效率不断提高。但是效率的提高也造成了综掘工作面的产尘浓度越来越高, 粉尘污染越来越严重, 已经成为煤矿的最大污染源。粉尘的大量产生首先会严重危害综掘工作面工人的身体健康。据统计, 综掘工作面的粉尘浓度高达5000mg/m3, 其中呼吸性粉尘在煤尘中的浓度接近25%左右, 在岩巷掘进时, 粉尘浓度还会更高, 造成的严重后果就是尘肺病人数的急剧增加。另外, 粉尘浓度的增加, 也存在着煤尘爆炸的隐患, 资料显示, 煤尘爆炸及煤尘参与的瓦斯爆炸所造成的重大事故占煤矿事故的很大比重, 不但造成大量人员伤亡, 且严重威胁着矿井安全生产。因此井下工作面粉尘治理是目前一个重要的研究方向。

1 常见喷雾降尘系统

国内外针对粉尘治理的研究越来越多, 总体来看, 这些技术或手段可归为两大类:干式除尘和湿式除尘。干式除尘主要采用集尘器收集粉尘, 效果较好, 但是成本高, 体积大, 对巷道尺寸要求较高。湿式除尘主要是利用水雾, 使其与尘粒接触而分离补集粉尘, 有结构简单, 成本低, 体积小等优点, 但是降尘效果不太理想。目前国内综掘工作面大多数采用掘进机喷雾系统来降低粉尘浓度。

掘进机的常见喷雾系统分为内、外喷雾。井下水通过一个总进水球阀后接入掘进机, 分为两路, 一路通过管路直接从截割头上的喷嘴喷出, 称为内喷雾;另一路先经过减压阀减压, 再通过冷却器对液压油进行冷却, 然后依次通过泵站电机和截割电机的水套, 对电机起到冷却作用, 最后通过喷嘴喷出, 称为外喷雾。内喷雾水路不需要经过减压阀, 喷雾压力较高, 降尘效果好, 在喷雾降尘的同时也可以起到冷却截齿的作用, 但内喷雾喷嘴一般布置在截割头靠近齿座的位置, 在截割过程中很容易堵塞, 而且内喷雾的配水系统也是故障率比较高, 因此一般掘进机内喷雾可靠性较差;外喷雾喷嘴一般固定在悬臂段上, 离截割头有一段距离, 不容易堵塞, 但是外喷雾水路要经过电机冷却水套, 有耐压设计限制, 水压一般在0.5~1MPa, 雾化效果差, 不能满足降尘要求。因此对掘进机常规喷雾系统的改进非常重要, 特别是对外喷雾系统喷嘴的改进。实验资料表明, 高压水在通过喷嘴后能形成雾化状态的压力值相当高, 一般需要7~10MPa, 掘进机的外喷雾显然无法达到这么高的压力。而风水相结合的雾化方式, 配套条件普遍成熟, 可以使水流在较低压力的情况下仍然能实现较好的雾化, 达到理想的降尘效果。

2 气体雾化喷嘴

气体雾化的降尘机理是:高压风将水雾化成微细小滴, 喷射于空气中与浮尘碰撞接触, 尘粒被水捕捉而附于水滴上或者湿润的尘粒互相凝集成大颗粒, 从而加速其沉降, 使之尽快变为落尘。影响水滴捕尘效果的主要因素是水滴粒度。水滴小, 在空气中分布密度就大, 与矿尘接触机会就越多, 捕尘效果就越好。但如果水滴太小对降尘效果会有所影响。因为过小的水滴湿润尘粒后其重量增加不大, 难以在空气中沉降下来, 同时水分也易被风流带走和蒸发, 不利于捕尘。根据测定, 水雾的粒度在50μm以下时效果最佳, 因此风、水的压力、流量配比关系是得到合适水雾颗粒大小的最直接影响因素, 其次是水滴与尘粒的相对速度, 它决定着粉尘与水滴的接触效果, 水滴速度高则动能大, 与尘粒碰撞时有利于将尘粒湿润捕捉。

气体雾化式喷嘴一般可以分为两种类型:内混式雾化喷嘴和外混式雾化喷嘴。内混式喷嘴为气体、液体在空气帽和液体帽腔体内内部混合雾化, 雾化原理为空气破裂和撞击, 雾化效果理想, 但是不适合带有黏度的液体 (见图1) 。

外混式雾化喷嘴为气体、液体在喷出后, 利用高速气流对液体行摩擦产生雾化。雾化原理为摩擦和产生的切向应力, 雾化效果一般, 比较适合带有黏度的液体 (见图2) 。

3 工程实例

掘进机喷雾系统的介质一般是水, 没有黏度, 因此选择内混型气体雾化喷嘴。FM-10型内混型气体雾化喷嘴, 利用压缩空气与液体的摩擦, 产生非常均匀和最细密的雾化效果, 气体压力在0.4~0.6MPa, 水压在0.5~1MPa, 水流量为30L/min时, 平均的雾化颗粒直径为20~50μm, 非常适合掘进工作面粉尘的捕捉。在EBZ260型掘进机上选用两个该FM-10型喷嘴, 位置分别布置在悬臂段两侧, 设计其喷雾系统原理图, 如图3所示。

该套外喷雾系统已经随EBZ260掘进机到井下综掘工作面进行试验, 按照设计要求调试进水、进气的压力和流量, 使其达到最佳雾化匹配效果, 通过实际检测, 使用空气雾化喷嘴比使用普通喷嘴, 综掘工作面粉尘浓度降低约30%, 实现了良好的喷雾降尘效果。喷出水雾长度约2m, 还可以起到对截割头的截齿、齿座及内喷嘴起到冷却和冲刷的作用, 降低了截齿截割温度, 还可以防止内喷雾喷嘴堵塞。此外, 该结构还具有成本低, 结构简单, 体积小的优点, 具有推广价值。

4 结束语

为了降低综掘工作面的粉尘浓度, 保护工人的身体健康, 同时降低煤粉爆炸的隐患, 实现井下安全高效生产, 设计出一套实用、可靠的掘进机喷雾系统非常重要。本文介绍了常用掘进机喷雾除尘的方式和内外喷雾系统的特点, 针对外喷雾喷嘴雾化效果差的现状, 对气体雾化喷嘴的雾化及降尘机理进行研究, 在外喷雾系统设计中使用气体雾化喷嘴, 并在掘进机上实际应用, 取得了良好的降尘效果, 可以推广应用。

参考文献

[1]武通海.高效喷雾降尘技术在掘进工作面的应用研究[D].太原:太原理工大学, 2002:5-8.

[2]王晓倩, 张德生, 赵继云, 张子荣.雾化喷嘴及其设计浅析[J].煤矿机械, 2008 (3) :15-17.

[3]蔡农.掘进工作面风水喷雾除尘技术的研究与应用[J].能源技术与管理, 2008 (1) :59-61.

内混式两相流喷嘴的雾化特性研究第5篇

喷嘴的雾化特性,主要是指体现喷嘴雾化质量的评价指标,如液滴平均直径、液滴尺寸分布等;与影响雾化过程的众因素之间的变化关系。它是研究催化裂化反应和燃烧过程中热量和质量交换速率的重要基础,也是喷嘴设计、改进与应用的重要的依据。研究者对喷嘴结构参数对雾化性能的影响研究的参考文献较多,而详细研究操作参数及液体物性参数对内混式两相流喷嘴雾化性能影响的参考文献甚少。为了弥补这方面的不足,满足喷嘴的设计、改进及应用的迫切需要,本文将重点研究操作参数和液体介质物性对喷嘴雾化性能的影响。在本文的研究中,我们依据Malvern激光测粒测试系统所测得的喷雾中液滴的索太尔平均粒径SMD及液滴尺寸分布范围和分布指数N来对喷嘴的雾化性能进行评定。

1 实验装置

本文的实验装置图如图1。整个装置由供液系统、供气系统、排雾系统、喷嘴实验台、MALVERN激光测量和数据采集处理系统等五部分组成。喷嘴的结构示意图如图2。在实验中,我们采用的润滑油属于一种牛顿流体,由于它的黏度不随剪切率的变化而变化,我们可以用两种稀稠程度不同的油混合在一起得到所需的黏度,采用四种不同浓度的十二烷基硫酸钠溶液和水进行液体表面张力的实验。

在实验中,为了得到雾场中液滴的平均粒度及其分布,我们利用Malvern激光散射测粒系统对喷嘴所形成的雾场进行定量的测试。激光粒径测试系统的装置简如图3所示。

1—激光器, 2—导轨, 3—衍射光接收器, 4—计算机

Malvern激光粒径测试系统是利用激光衍射原理进行工作的,其光路示意图如图4所示。

1—He-Ne激光器,2—扩束透镜,3—空间滤波器,4—准直透镜, 5—颗粒测试区,6—接收透镜,7—多元环形光电探测器

2 实验结果与分析

2.1 气体压力对雾化特性的影响

在图5中,我们可以知道:在流量保持不变的情况下,随着气体压力增大,雾化粒径SMD越来越小。这是因为随着压力的增大,液体的喷出速度就会增大,一次雾化和二次雾化就会加强,雾化效果就会越来越好,自然雾化粒径SMD越来越小。如果在保持压力不变的情况下,随着液量的增加,雾化粒径SMD越来越大。我们可以这样分析:根据内混式雾化喷嘴的流量特性,随着流量的增加,液体和气体的压力就必定会增加,但是为了保持压力不变,只有减少气体的流量来减小气体和液体之间的相互作用,这样参与雾化的空气流量就减少了,也就导致了雾化粒径SMD的增加,雾化效果越来越差。

除了雾化粒度以外,人们关心的另一个评价喷嘴雾化性能的参数是液滴尺寸分布。在Malvern激光粒度测试系统中,使用最广泛的Rosin-Rammler分布,其函数表达式为:

$1 - Q = \exp [- (D / X)^{Ν}] 。$

式中,Q是粒径小于D的所有粒子的体积占颗粒群粒子总体积的比例; X和N是分布常数。X为某种代表粒径,其值由D决定。N为分布指数,表示粒径分布的均匀性,N越大,则颗粒群粒径分布的越窄、越均匀,反之,则分布的越宽、越不均匀。对于大多数雾炬,N的范围为1.5～4,我们在实验中,采用的就是R-R分布。图6给出了液体流量和气体压力对液滴尺寸分布的影响曲线。该图中,我们可以知道:保持液量不变的情况下,随着空气压力的增加,分布指数是越来越大的,也就说,粒径的分布是越来越均匀;当保持压力不变时,随着液量的增加,分布指数越来越小,粒径的分布越来越不均匀,因而雾化效果就越来越差。

2.2 气液比对雾化特性的影响

在图7中,保持液量不变的情况下,随着气液比的增加,雾化粒径SMD越来越小,这是因为参与雾化的空气增加的缘故。换句话说,由于气液比ALR 是空气和液体的质量之比,液量不变,ALR增加,那么空气的质量就在增加。雾化剂的增多,势必就会引起雾化质量变好,导致了SMD的减小。从图中我们还可以看到:在保持气液比一定的情况下,随着流量的增加,雾化粒径SMD越来越小。这主要是由于随着气、液流量的增加,喷嘴内气液两相的压力必将升高,这样气液两相在喷口处将以更大的速度喷出,从而使得喷雾与周围环境空气的速度差也相应的加大,由液滴雾化的机理可知,喷雾中的液相势必会得到更加完全的破碎,即喷嘴对液体的一次和二次雾化作用都进一步加强,因而,喷嘴的雾化效果也就变得更好。

在图8中,可以看出:气液比为7%时,粒径的分布是最好的,气液比为5%和10%时,粒径的分布出现波动,时好时坏。同时,从图8中我们发现气液比为7%时,各流量下的雾化粒径SMD和ALR为10%时的SMD很接近。也就是说,当气液比超过7%时,再增大气液比,对粒径的改变很小。

2.3 黏度对雾化粒径和粒径分布指数的影响

首先,我们考虑在气液比一定,液体流量不同的情况下,来考察液体黏度对雾化粒径的影响。由图9可以看出:当液量一定时,随着黏度的增加,雾化粒径SMD会随着增大;同时我们也发现,在同一种黏度下,随着液量的增大,雾化粒径是渐渐减小的。这是因为气液比保持不变的条件下,增加液量势必引起液压和气压的增加,压力增加,液体的雾化效果就会变好,自然SMD就减小了。

从图10中可以看出,随着黏度的增加,分布指数越来越小,也就是说雾化粒径分布越来越不均匀;气液比为9%时,粒径分布要比气液比7%要好。

通过黏度对喷嘴雾化特性影响的研究,我们不难得到如下结论:对于低黏度的液体的雾化,在比较低的气液比的条件下,我们就可以获得很好的雾化效果;而对于高黏度的液体的雾化,要获得好的雾化效果,我们必须使用比较大的气液比或者在雾化前想办法改变液体介质的黏度。

2.4 表面张力对雾化粒径和粒径分布的影响

由图11可以看出:保持液体流量和气液比不变的条件下,随着液体表面张力的增加,雾化粒径SMD是逐渐增加的。这主要是因为液体的表面张力也是液体雾化的重要阻力。由液体的雾化机理知,在液体破碎的过程中,气体能量必须要克服液体的表面张力而使其表面积增大。表面张力增加,则液体雾化的阻力增大,结果必然使雾化难于进行,雾化粒径增大。由此可见表面张力的增加,对液体雾化是不利的。在图10中我们除了看到雾化粒径随着表面张力的增加而增大外,还可以发现在气液比较低的情况下,表面张力不同的液体介质,雾化粒径相差不大;在气液比较大的情况下,表面张力不同的液体介质,雾化粒径相差较大。这是因为在低气液比下,韦伯数比较小;在气液比较大的时候,韦伯数比较大,此时液滴更容易破碎。我们再考虑表面张力对粒径分布影响:从图12可以看到随着液体表面张力的增加,雾化粒径的分布指数是越来越小的,也就是说粒径的分布越来越不均匀;同时我们也可以发现气液比为9%时的粒径分布要比气液比为7%时要好。和液体的黏度影响相比,表面张力对粒径分布的影响程度要比黏度要小。

2.5 喷嘴雾化粒度经验公式的建立

通过前面对内混式两相流喷嘴雾化特性的分析及研究可知,在液体雾化过程中有影响的力包括:气动力、表面张力及黏性力。其中气动力起雾化作用,而液体的表面张力及黏性力起阻碍作用。因而决定液滴平均直径的定性因素有:

2.5.1 气体动能

内混式两相流喷嘴的雾化动力来源主要在于气流对液体的剪切作用。气体速度的增加,意味着气体动量和动能亦即雾化能量的增加。对于喷嘴来说,雾化空气的动能是一个十分重要的变量,其动能损失有如下的关系 :

动能损失∝MG·ρGΔV2/(MG+ML)。

因此气体流量MG,气体密度ρG,和气液相对速度ΔV是影响雾化粒度的重要参数。而在气体的辅助雾化中,液体的速度要远远小于气体的速度,这样就可以用气体速度VG近似代表气液两相的速度差,假设气体在出口处的平均速度可用气体质量流量和气体出口面积来表示, 另外,上面的公式中,MG/ML即为气液比ALR,它表明雾化单位质量液体所需的气体质量。气液比增大,则液滴直径减小,因此气液比也是影响液滴平均粒度的一个非常重要的参数。

2.5.2 液体的物性参数

在液体的物性参数中,应加以重点考虑的是液体的黏度μL、表面张力σ和密度ρL。

2.5.3 喷嘴的结构因素

理论推测和实验证明液滴平均直径近似正比于液柱直径或液膜厚度的平方根,因此喷嘴的出口面积对雾化性能有重大影响,其它影响雾化质量的主要结构尺寸有:气体的出口面积、液体出口面积、气体与液体相遇的位置等,这些因素都影响着气体对液体流束单位表面上作用力的大小、作用面积和作用时间,从而影响雾化粒度。

综上所述,可用如下的方程来描述喷嘴的雾化粒度:

SMD=f(μL,σ,ρL,ρG,ML,MG,R1,…,Rs)。

式中R1,…,Rs为表征喷嘴结构特征的结构参数。具体到本实验,SMD可表示为:

SMD=f(μL,σ,ρL,ρG,ML,MG,AG,DO)。

式中AG为气体流通孔道面积,DO为喷嘴出口直径。以AG、MG和ρL为基本量,由因次分析法可得下列无因次量:

$π_{1} = \frac{S Μ D}{A_{G}^{0.5}} ‚ π_{2} = \frac{Μ_{G}}{Μ_{L}}$ ,

$\begin{array}{l} π_{3} = \frac{Μ_{G}}{A_{G}^{0.5} μ_{L}} ‚ π_{4} = \frac{Μ_{G}^{2}}{A_{G}^{1.5} ρ_{L} σ} ‚ \\ π_{5} = \frac{D_{Ο}}{A_{G}^{0.5}} ‚ π_{6} = \frac{ρ_{G}}{ρ_{L}} 。 \end{array}$

其中,π1为无量纲索太尔平均直径;π2即为气液比;通过分析不难看出,π3和π4,无论在形式上还是在物理意义上都分别与雷诺数Re以及韦伯数We极为相似,可将π3和π4分别定义为修正的雷诺数Re*和修正的韦伯数We*。

以上各无因次量之间的函数关系一般表达式为:

$\frac{S Μ D}{A_{G}^{0.5}} = f (R e^{*}, W e^{*} A L R, \frac{D_{Ο}}{A_{G}^{0.5}}, \frac{ρ_{G}}{ρ_{L}})$ 。

写成指数形式为:

$\begin{array}{l} \frac{S Μ D}{A_{G}^{0.5}} = a_{0} (R e^{*})^{a_{2}} (W e^{*})^{a_{3}} (A L R)^{a_{4}} \times \\ (\frac{D_{Ο}}{A_{G}^{0.5}})^{a_{5}} (\frac{ρ_{G}}{ρ_{L}})^{a_{6}} 。 \end{array}$

经过多元线性回归预测喷嘴雾化平均粒度的经验公式为:

$\begin{array}{l} \frac{S Μ D}{A_{G}^{0.5}} = 0.090 7 (\frac{1}{R e^{*}})^{0.245} (\frac{1}{W e^{*}})^{0.103} \times \\ (\frac{1}{A L R})^{0.478} (\frac{D_{Ο}}{A_{G}^{0.5}})^{0.543} (\frac{ρ_{L}}{ρ_{G}})^{0.055} 。 \end{array}$

其中: $R e^{*} = \frac{Μ_{G}}{A_{G}^{0.5} μ_{L}}$ 为修正的雷诺数; $W e^{*} = \frac{Μ_{G}^{2}}{A_{G}^{1.5} ρ_{L} σ}$ 为修正的韦伯数;ρG为气体密度;ρL为液体密度;MG为气体质量流量;AG为气体流通孔道面积;DO为喷嘴出口直径;ALR为气液质量比。

图13是SMD/AG0.5回归值与实验值的比较曲线。从图可以看出,在实验范围内,回归值与实验值吻合较好,最小相对误差为0.79%,最大相对误差为17.86%,可见此液滴平均直径预测经验模型能较好地描述实验条件下液体的雾化规律。经验公式可用于指导同类的喷嘴的设计和应用。

3 结论

研究内混式喷嘴的雾化特性可知:(1)液体黏度是影响喷嘴雾化性能的一个重要的液体物性参数。随着液体黏度的增大,不但雾化粒径增大,而且粒径尺寸分布变差。因此液体黏度的增大对液体的雾化是不利的,当液体黏度增大到一定程度后,喷嘴的雾化质量将会严重恶化。这种恶化不能期望通过改变操作参数(如气液比ALR)来得到根本性的改变,我们也可以想办法在雾化前改变液体介质的黏度。(2)液体表面张力也是影响雾化的重要液体物性参数之一,随着液体表面张力的增大,液体雾化粒度变大,粒径分布也变差。另外,无论从雾化粒粒径来说,还是从雾化粒径分布分布来说,液体黏度增大对喷嘴雾化质量的负面影响都要明显大于表面张力。

本文出现符号说明:

V—体积,

Eμ—黏性耗散功,

E0—雾化消耗的总能量,

rμ—黏性耗散功占雾化消耗的总能量的比例,

Eσ—为克服表面张力所做的功,

E0—为雾化消耗的总能量,

rσ—为Eσ、E0两者的比值,

aL—喷嘴的流量系数,

PL—液体压力,

μL—液体的黏度,

ρL—液体的密度,

σ—液体的表面张力,

PG—气体的压力,

ALR—气液质量比,

AL—液孔道面积,

AG—气孔道面积,

D0—喷嘴的出口直径,

SDS溶液十二烷基硫酸钠溶液。

摘要：结合一些相关的理论,以水、润滑油和十二烷基硫酸钠溶液(SDS)溶液作为液体介质,详细地研究了操作参数(压力、气液比)和液体物性(黏度、表面张力)对一种典型的内混式两相流喷嘴雾化特性的影响。通过对实验数据的分析得出了一些重要结论。例如:随液体介质的黏度和表面张力的增加,喷嘴雾化质量逐渐变差,但黏度对雾化质量的负面影响要明显大于表面张力对雾化质量的负面影响。根据大量的实验数据,回归出了内混式雾化喷嘴的雾化粒度的经验关联式。经检验,在适用范围内,该公式具有较高的精度。

关键词：内混式两相流雾化喷嘴,雾化特性,索太尔平均直径

参考文献

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[5]林南英,张祥珍,严升明,等.引射除尘喷嘴的结构及性能分析.流体机械,1998;26(12):28—30

喷嘴雾化第6篇

雾化射流在农业工程领域有着广泛的应用[1] ,根据使用要求的不同,雾化喷嘴也有多种类型。总体上,雾化质量是由雾滴群的平均尺寸、尺寸分布、喷雾雾化角以及流量密度分布等特征参数来表征的,其主要指标有雾滴的粒径、速度及其分布、雾化角、雾化粒度等。

传统的机械测量雾滴粒径的方法无法获得三维喷雾场的结构信息。在雾滴的激光测量技术中,马尔文粒度仪、粒子图像测速仪(PIV)及激光多普勒测速仪(LDA)被广泛地运用于喷雾研究[2,3,4]。但前者只能测量雾滴的空间平均粒径分布,却不能测量速度分布,后两者正好相反。而近10年发展起来的相位多普勒粒子分析仪(PDPA)已成为测量喷雾粒子及其他球形粒子大小和速度特性公认的标准工具[5]。PDPA完全克服了以上各种方法的缺陷,为研究喷雾的动态过程提供了良好的测试手段。

多年来,Thompson、Miller、Smith等人先后建立了雾滴空间运动轨迹模型以预测喷嘴雾化特性[6,7,8],但因受到试验手段的制约各种模型均有缺陷,更细致的研究工作必然依赖于对雾滴运动参数的实时精确测量。为此,本文介绍了利用PDPA技术测量喷雾雾滴速度、粒径、雾化角及雾滴数的原理,并运用该系统对不同喷嘴压力条件下的喷雾场进行了测试,以进一步阐明PDPA技术在喷雾试验研究中的特性与优势。

1 PDPA简介

1.1 基本结构

本文所采用的PDPA测试系统由丹麦Dantec公司生产,该系统主要由硬件系统和软件系统组成。硬件包括激光器、光学系统、三维坐标架、信号处理器,其中光学系统包括发射单元和接收单元;软件是数据处理系统 BSA。PDPA系统的基本结构如图1所示。

1.2 测量原理

(1)速度测量。

与LDV测速原理相同,即利用接收到的运动粒子的散射光的多普勒频移获得粒子的速度信息。多普勒频移与粒子移动速度之间的关系式为:

$\begin{array}{l} v = f δ (1) \\ δ = \frac{λ}{2 \sin γ / 2} (2) \end{array}$

式中:f为多普勒频移;λ为入射光的波长;γ为光束入射角。

(2)粒径测量。

利用不同探测器接收到的散射光的相位变化求得粒子的粒径信息,用计算式表示为:

$\begin{array}{l} Φ_{i} = α β_{i} (3) \\ α = π \frac{n_{1}}{λ} D (4) \end{array}$

式中:Φi为探测器接收到的一个多普勒脉冲的相位;βi为几何因子,由散射模型及光路设置参数而定;n1表示散射介质的折射率;λ是激光在真空中的波长;D为粒径。

(3)雾化角测量。

由于从喷嘴喷射出的雾化角及雾化形状受外界因素的影响较大,如喷射压力和风速等。因此,喷雾图像不是很规则,边缘往往不是直线,因而对喷雾角的计算国家尚无统一的标准。现有雾化角的确定方法有以下几种:出口雾化角、条件雾化角、根据射流边界有明显直线部分测定雾化角[9]。按照条件雾化角的定义,利用PDPA可方便地测定各种条件下的喷雾雾化角,其中喷雾边界可采用在取样时间内采集到的某一数值的样本数为标准加以确定。

(4)雾滴数测量。

除了可以测量雾滴尺寸和速度外,PDPA还可以用来测量雾滴数分布。其表达式如下:

$\begin{array}{l} Ν = \frac{1}{Τ} \sum_{i} \frac{\sum_{j} t_{i j} (d_{i})}{Ω_{i} (d_{i})} (5) \\ Ω_{i} (d_{i}) = A_{i} (d_{i}) W_{i} (d)_{i} (6) \\ A_{i} (d_{i}) = \frac{π}{4} [r_{m} (d_{i})]^{2} (7) \end{array}$

式中:N为雾滴数密度;T为所有雾滴渡越测量体的总时间;tij(di)为粒径为di的雾滴渡越测量体的时间;Ωi(di)为粒径为di的雾滴穿过测量体的体积;Ai(di)为测量体在与粒径为di的雾滴的速度方向垂直的平面上的投影面积;Wi(di)为粒径为di的雾滴穿越测量体的长度;rm(di)为有效测量体半径。

1.3 误差分析

PDPA测量系统本身存在一定的测量误差。在测量中得到的多普勒频率不是一个单一的频率,而是具有一个宽度,即多普勒频率谱线加宽。这种加宽现象将引起测量误差。产生加宽的原因很多,如散射微粒在测量体中的有限渡越时间、被测速度场中的速度梯度及微粒的布朗运动等。频率加宽引起的误差可以通过与被测流场相匹配的系统参数设置来抑制。

在数据处理时,同时采用锁相位平均法对大量数据进行了处理。考虑上述各项误差,运用PDPA进行喷雾试验时,测速精度可达0.2%,粒径测量精度为0.5%,雾滴数及雾化角测量精度为1%。

2 PDPA测试的应用实例

2.1 测试装置及方案

为体现PDPA测试系统在测量上述喷雾参数方面的性能优势,本文设计了如图2所示的测试装置。其中喷嘴选择普通的旋流压力雾化喷嘴,孔口直径为0.8 mm。采用二维测量,发射光路系统分别为Uy、Uz,并且对应波长为488 nm、514.5 nm。鉴于装置实际布置状况,为方便测量采用后向接收模式,接收角度为30°;同时,为防止雾滴漂移至2个探头表面,采用长焦距透镜,即发射透镜焦距为1 000 mm,接收透镜焦距为500 mm。

1-空气压缩机 2-储液罐 3-调节阀 4-压力表 5-流量计 6-喷嘴 7-接收探头 8-发射探头

本文采用以下方案进行测试:环境温度25 ℃,相对湿度68% ,试验介质为水,喷嘴压力为0. 3 MPa、0. 4 MPa,对应流量分别为688 mL/min、746 mL/min。所设定的坐标系统为:沿喷雾场中心线方向为纵向(z轴),沿发射探头方向为横向(y轴),纵横向垂直相交且交点在横向上的坐标为零,在横向上逐点扫描所形成的5条测量线间隔为100 mm,第1条测量线与喷嘴的纵向距离为50 mm。

2.2 测试结果

(1)雾化角。

表1给出了2种喷嘴压力条件下,喷雾场雾化角度的变化。所选取的计算基准是与喷嘴距离为450 mm的测量线,确定喷雾边界的标准为:在30 s取样时间内采集到的样本数低于30个为喷雾场的外边界。由表1可知,喷嘴压力增加导致雾化角加大,喷雾面积也随之扩大。利用PDPA测试系统,采用条件雾化角的测量概念,可以直接测定喷雾雾化角。

(2)雾滴速度及粒径分布。

图3示出不同喷嘴压力条件下雾滴速度及以体积中径表示的粒径分布。图3中速度和粒径的标尺均为该工况下喷雾场中2种参数的平均值。由图3可知,随压力的加大,雾滴平均粒径值大为减小而速度值有所增加,且2种参数分布的均匀性和对称性也得到较大改善。这是由于在高压下,液体从喷嘴喷出时,较高的内外压力差及与空气较强的撞击力,使其易于破裂雾化成较细雾滴;同时,雾滴在空间运动时所具有的能量均与其粒径相联系,粒径分布的均匀性又促使其速度分布趋于均匀。结合分布状况可知,喷嘴压力增加后雾化性能大为提高。

图3测试结果体现了PDPA测试系统在喷雾试验研究中所具有的较大优势。对于雾滴速度、粒径及其分布这些衡量雾化质量的指标,能同时精确测量。因此,运用该系统可方便地分析、考察不同测试条件下喷雾场的主要运动结构状况。

(3)雾滴数分布。图4为不同喷嘴压力条件下喷雾雾滴数的三维等值线图。可见,在不同测量线上,雾滴数目最多的部位一般处于喷雾中心与喷雾边缘的中间,表明在这些位置,卷吸进入喷雾场的空气与雾液之间动量交换剧烈,雾滴发生分裂的几率远大于发生非弹性碰撞、聚合的几率,因而被迅速破碎成数量众多的小雾滴;同时,压力增加后雾滴数明显增多,在较高压力下破碎机制的强化是雾滴数增加的主要原因。

喷雾场中,雾滴数的分布状态在很大程度上决定了雾化质量,PDPA测试结果直观、明了,可为相关器械设计及性能预测提供参考。

3 结语

与其他非接触式测试仪器相比,PDPA测试系统在喷嘴喷雾试验研究中具有较大的优势,它能完整地反映包括雾滴速度、粒径及其分布、雾化角、粒子数在内的喷雾场的各种重要信息。这些信息的获得不仅为认识雾滴的空间运动结构提供帮助,也为建立喷嘴雾化数学模型及相关器械设计提供理论依据。

(1)对于雾滴速度、粒径及其分布这些衡量雾化质量的指标,PDPA测试系统能同时精确测量。运用该系统可方便地分析、考察不同测试条件下喷雾场的主要运动结构状况。

(2)利用PDPA测试系统,采用条件雾化角的测量概念,可以直接测定各种条件下喷雾雾化角,与以往的间接测量相比精度有较大提高。

(3)喷雾场中,雾滴数的分布状态在很大程度上决定了雾化质量。PDPA测试结果直观、明了,可为相关器械设计及性能评价提供参考。

摘要：介绍了激光相位多普勒粒子测速仪(PDPA)的基本结构、测量原理,分析了相关测量的误差,并运用该系统对不同喷嘴压力条件下的喷雾场进行了测试。结果表明,与其他非接触式测试仪器相比,PDPA测试系统在喷嘴雾化特性试验研究中具有较大的优势。运用该系统能够方便地分析、考察不同测试条件下喷雾场的主要运动结构状况。采用条件雾化角的测量概念,可以直接测定喷雾雾化角,且精度较高。直观、明了的雾滴数分布状况可为相关器械设计及性能评价提供参考。

关键词：PDPA,测量原理,喷嘴雾化

参考文献

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[8]Smith R W,Miller P C H.Drift predictions in the near nozzle re-gion of a flat fan spray[J].J.Agric.Eng.Res.,1994,59:111-120.

喷嘴雾化第7篇

气体雾化技术是生产合金粉末的主要方法。雾化粉末具有球形度高、粉末粒度可控、氧含量低以及适应生产多种金属合金粉末的优点,已成为特种合金粉末制备技术的主要发展方向[11]。但是气雾化制取适于激光熔覆专用粉末的粒径范围等参数的研究却很少有人涉及过。因此本工作选用实验室粉末配比体系,利用气雾化制取激光熔覆粉末,研究喷嘴结构对粉末粒径范围的影响,目的是制备有合适的粒度、球形度高与流动性好、松装比大的激光熔覆专用粉末。

1 实验

1.1 实验设备

分别在实验室原有喷嘴与自行改进设计的超音速限制式雾化喷嘴和雾化装置上,采用垂直向下喷粉的方法制备镍基合金粉末。本实验原喷嘴及改进后的喷嘴结构如图1所示,它们的主要区别为原喷嘴是自由落体式喷嘴,喷嘴中无导液管,喷嘴雾化角度为46°。改进后喷嘴为限制式超音速喷嘴,采用Laval型出口,缝隙为0.5mm,超音速雾化气体从环缝处喷出。另外改进后的喷嘴加入了陶瓷导液管(导液管末端直径6mm)和辅助风孔(通孔直径0.5mm),气体可通过通孔向下流动,维持喷嘴出口附近气压平衡,减少紊流作用,使超音速喷嘴的增压和吸动现象导致雾化不充分的问题得到解决。改进后喷嘴雾化角度为44°,解决了原有喷嘴在制粉中由于高气压堵嘴的问题。

1.2 实验材料

自开展激光熔覆技术研究以来,最先选用的熔覆材料就是铁基、钴基和镍基自熔性合金粉末。镍基自熔性合金粉末以其良好的润湿性、耐蚀性、高温自润滑作用和适中的价格在激光熔覆材料中研究最多、应用最广[12]。因此,本实验选取镍基自熔性合金材料作为气雾化制备激光熔覆专用粉末的首选材料。

由于激光熔覆材料的粉末体系沿用热喷涂粉末是不科学的,现有的解决办法之一是在通用的热喷涂粉末基础上调整成分,在保证使用性能的要求下,尽量降低B,Si,C的含量,减少熔覆层及基材表面过渡层中产生裂纹的可能性[8]。鉴于此,本实验将使用自行研制的镍基自熔性合金材料的配比,用于气雾化制取激光熔覆专用粉末。其材料成分如表1所示。

1.3 雾化实验

为了研究喷嘴参数对雾化粉末的影响,在工艺参数一定的条件下,分别用原有喷嘴与改进后的喷嘴进行气雾化实验。首先称取经过配比且质量一定的镍基合金,配成炉料放入中频感应炉中,电炉的温度用热电偶测量,经过2h的熔化升温,当合金完全熔融且恒定在过热度150℃,雾化压力稳定在7MPa时,进行气雾化实验。实验采用氮气雾化法制备粉末。微观观察主要是通过JSM-5610型扫描电镜来观察粉末的表面光滑度、球形度。用霍尔流量计与松装密度仪分别测量粉末的流动性与松装比。

2 结果与讨论

2.1 喷嘴结构对粉末粒度的影响

将各喷嘴所生产的1kg镍基粉末分别利用50,100,140,320,500目系列标准筛对雾化粉末进行筛分,得出筛分结果,如图2所示。图2是质量频率-颗粒直径曲线,其中横轴为颗粒直径,纵轴为任意尺寸范围单位尺寸的质量百分率,也即

undefined

式中:Dj为此尺寸范围粉末的平均直径;Mj为此尺寸范围粉末的质量;ΔDj为粒径最大值与最小值的差值;M为粉末的总质量。图3所示是镍基合金粉末筛下累积百分数对粉末粒径对数的圆滑曲线,其中横轴为对数坐标,纵轴为概率坐标。

在图2中,都出现两条具有2个峰的曲线,符合气雾化制取粉末两次破碎的机理。从图2容易看出改进后喷嘴制得的粉末频率峰值大于原喷嘴制得的粉末频率,说明改进后喷嘴的两次破碎的雾化效率都明显大于原喷嘴。同时在粉末颗粒直径小于200μm时,改进后喷嘴在相同颗粒下对应质量分数也大于原喷嘴,说明改进后的喷嘴所制得的粉末更细。从图3可以看出,粉末颗粒粒度的分布基本上呈直线。这说明颗粒粒度的分布服从对数正态分布规律,同气雾法制备粉末的一般规律相符合[13]。同时,由图3易看出,当喷嘴结构改变后,相同筛下累积百分数所对应的颗粒直径依次增大,这表明随着雾化喷嘴结构的改变,镍基合金粉末粒径依次减小。

用平均粒度大小即中位径dm,体积四次矩平均径dVm和Sauter平均直径dVs来表示颗粒的粗细。中位径dm是筛下累积质量分数为50%相对应的颗粒直径,dVm和dVs的值可通过公式计算,公式中对粉末中的粗颗粒比较敏感为dVm,dVs为表面积体积平均径,对粉末的细颗粒比较敏感,对粉末作一个全面的评估可采用这两个参数dVm和dVs[14],w为粉末的质量,d为筛取粉末各粒度范围的平均直径。其表达式为:

undefined

原喷嘴与改进后喷嘴所制得的粉末的结果分别列于表2中,从表2明显看出,随着喷嘴结构的改进,dVm,dVs和dm的值均减小,即镍基合金粉末颗粒越细。

通过对比相同工艺参数下,不同喷嘴所制的粉末发现,改进后的喷嘴在激光熔覆适用粉末粒度范围内(-140～+320目)[15]的粉末收得率提高,其原因是熔体在限制式喷嘴流出前通过导液管,而受气流紊流的影响较少,并且流出后与气体碰撞的距离缩短,熔体流出导液管就被气体冲击雾化,大大降低了气体的能量损耗,因此气体的能量转换效率得到提高,熔融的金属也越容易破碎。

2.2 粉末微观分析

分别选取原有喷嘴与和改进后的喷嘴所制取的-140～+320目镍基粉末在扫描电镜下放大200倍,由图4(a)可以看出喷嘴在改进之前,粉末只是近球形,有异形粉末的出现,但是在喷嘴改进之后,如图4(b)所示,粉末几乎全呈规则的球形。其原因是改进后的喷嘴雾化过程更稳定,雾化介质进入雾化器集流腔,然后绕集流腔壁高速旋转,在喷嘴出口处通过Laval喷嘴,雾化介质的速度超过音速,压力大大降低,形成负压,熔化炉内的液态金属通过导液管被吸入雾化室,与高速气流撞击而被粉碎成小液滴。同时,超音速流动的气体产生的激波,对吸入的液态金属流也有粉碎作用,从而产生的粉末球形度比较高,由于喷嘴内部增加导液管,气体作用在熔体上的能量更多,加强了雾化气流和金属液流的动力交互作用,使得雾化效果更好,从而粉末的形状更均匀、更规则。

2.3 流动性及松装比

用霍尔流量计来分别测量5次50g-140～+320目的原喷嘴和改进后喷嘴所制粉末全部流失所需的时间,取平均值。另用松装密度仪分别测量每个参数下制得粉末的松装比5次,取平均值。测试结果如表3所示。

激光熔覆合金粉末要求流动性好,松装比大。从表3中可以看出,随着喷嘴结构的改进,粉末有更好的流动性,松装比也更大。

3 结论

(1)喷嘴结构是影响雾化粉末的重要因素。雾化喷嘴结构的改进,粉末的粒度分布有较大的变化,适合激光熔覆粒度分布内的粉末收得率增大,即雾化效率提高。

(2)通过喷嘴结构的改进,所制得的适于激光熔覆粉末具有球形度高、流动性好和松装比大等优点,满足激光熔覆专用粉末的要求。

摘要：针对气雾化制备激光熔覆专用粉末的问题,调整粉末材料配比,采用改进后的超音速气雾化喷嘴,对比原喷嘴进行气雾化制取激光熔覆专用镍基合金粉末的实验。结果表明,喷嘴是影响雾化粉末的重要因素。随着喷嘴结构的改进,粉末的平均粒度dm越小、体积四次矩平均径dVm和Sauter平均直径dVs越小,即颗粒越细。与此同时,粉末的流动性更好,松装比更大,粉末的有效雾化率高,符合激光熔覆的要求。

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