基于Fluent的木板家具聚脲喷枪混合室结构优化仿真

Simulation of Structural Optimization of Polyurea Spray Gun Mixing Chamber for Wooden Panel Furniture Based on Fluent

摘要

针对木板家具聚脲喷涂中A、B两组分混合不充分、易致涂层缺陷的问题，提出并验证一种“1T2Y”（1段T型结构室和2段Y型结构室）两次撞击式混合室结构以提升腔内混合均匀性与出口稳定性。建立1T（1个T型结构室）、1Y（1个Y型结构室）与1T2Y三维模型并在ANSYS Fluent中进行对比仿真；采用聚脲材料A、B两组分围绕混合室流体速度、压力、密度、湍流强度及混合指数等参数进行研究。1T2Y在T型撞击与双Y型重组处产生多处压降峰与对称环流，形成“拉伸、折叠和卷吸”耦合混合机制；沿程密度由陡峭界面向均匀过渡，Y型支中段约1 250~1 260 kg/m³，出口分布最均匀；湍流强度峰值约2 000%，在支路内迅速衰减、出口前短暂回升后整流。研究表明，合理使用T型和Y型结合可提高混合室混合效果；与1T、1Y相比，1T2Y出口速度场轴对称性最佳、偏流最小，混合指数显著提升，混合效果优异；混合流体在混合室时间约为0.15 s，满足聚脲反应迅速的条件。研究结果可为木工聚脲喷枪混合室结构优化及工程应用提供参考，也为提升木制家具喷涂质量与一致性提供新思路。

Abstract

To address the issue of insufficient mixing of components A and B in polyurea spray coating for wooden furniture， which easily leads to coating defects， a ‘1T2Y’ （one T-shaped chamber and two Y-shaped chambers） dual-impact mixing chamber structure is proposed and validated to improve in-chamber mixing uniformity and outlet stability. Three-dimensional models of 1T （one T-shaped chamber）， 1Y （one Y-shaped chamber）， and 1T2Y were established and compared through simulations in ANSYS Fluent. Parameters such as fluid velocity， pressure， density， turbulence intensity， and mixing index of polyurea components A and B around the mixing chamber were studied. In the 1T2Y design， multiple pressure drop peaks and symmetrical vortices were generated at the T-shaped impact and dual Y-shaped recombination points， forming a coupling mixing mechanism of ‘stretching， folding， and suction’. The density along the flow path transitioned from a steep interface to uniform， with the midsection of the Y-branch around 1，250–1，260 kg/m³ and the outlet distribution being most uniform. The peak turbulence intensity was about 2，000%， rapidly decaying within the branches and briefly rising before the outlet， then stabilizing. The study showed that reasonably combining T-shaped and Y-shaped structures can improve the mixing effect of the chamber. Compared with 1T and 1Y， the 1T2Y design had the best axial symmetry of the outlet velocity field， minimal skewed flow， significantly improved mixing index， and excellent mixing effect. The residence time of the mixed fluid in the chamber was about 0.15 s， meeting the rapid reaction requirements of polyurea. These results provide a reference for the structural optimization and engineering application of woodworking polyurea spray gun mixing chambers， offering new design ideas for improving the surface coating quality and consistency of wooden furniture.

Graphical abstract

关键词

木板家具 / 聚脲喷涂喷枪 / 撞击流 / 双组分 / 混合室 / 数值仿真

Key words

Wooden panel furniture / polyurea spray gun / impact jet / two-component / mixing chamber / numerical simulation

0 引言

近年来，学校、医院、餐饮及户外休闲等高频使用场景对木制家具边缘部位的耐磨性、防水性与使用安全性提出了更高要求。聚脲包边技术因其快速固化、无缝整体包覆、厚膜成型以及优异的耐磨、耐冲击和耐水性能，逐渐成为木制家具边缘防护的重要发展方向。聚脲弹性体喷涂体系具有高强度、高延伸率和良好的基材附着性能，同时具备环保、耐腐蚀等优势，已在家具、桥梁与建筑防护等领域形成较为成熟的工程应用基础^［1-5］。在木制家具应用中，聚脲包边能够有效封堵木材端纹孔隙，降低吸水膨胀和涂层起鼓风险，并通过其弹性变形能力适应木材因温湿变化产生的尺寸响应，从而提升家具在复杂服役环境下的可靠性与使用寿命。因此，围绕聚脲包边喷涂过程中的关键装备与工艺参数开展研究，具有明确的工程价值和现实意义。

聚脲材料具有反应速率快、固化时间极短的显著特征，其A、B两组分在喷涂前不得发生混合，必须在喷枪混合室内完成瞬时撞击、快速混合并立即喷出^［6］。由此，喷枪混合室既需要在极短停留时间内实现高效的宏观与微观混合，又必须避免局部滞流、过大压降或温升导致的提前胶化与堵枪问题。这对混合室的几何结构、流道组织及能量损失控制提出了较高要求，也成为聚脲喷涂喷枪工程化设计中的关键技术难点。在家具喷涂装备与工艺研究方面，已有学者从喷涂工艺路径、装备结构与自动化系统等角度开展了探索。吕盈等^［7］分析了紫外线（ultraviolet，UV）喷绘技术在大幅面家具表面涂饰中的应用优势；胡松等^［8］通过旋转式喷涂结构优化提升了喷涂效率；杨居帛^［9］提出的柔性喷涂系统在节拍与质量控制方面展现出较好性能。然而，现有研究多集中于喷涂过程与装备外部结构优化，对聚脲喷枪内部混合室这一直接决定混合质量与喷涂稳定性的关键部件关注相对不足。从混合机理上看，现有聚脲喷枪普遍采用撞击流混合方式，依靠两股高压流体在有限腔体内的强烈对撞与急剧变向，诱发高速剪切与湍流，从而实现快速混合。李滨等^［10］通过试验研究表明，混合室错位比的变化对混合效果具有显著影响；Li等^［11］基于计算流体力学对撞击流场进行了数值分析，揭示了喷射与再连接过程对混合效率的作用机制。这些研究为理解撞击流混合特性提供了理论基础。

然而，聚脲喷枪在木制家具行业中内部常用的是T型混合室（1T）或Y型混合室（1Y）结构，仍易出现两组分撞击与再混不足的问题，局部偏流和剪切强度分布不均会导致反应不充分，进而引发涂层“橘皮”等缺陷，影响喷涂均匀性与表面质量。针对上述问题，本研究以“不显著增加堵枪风险与整体压降”为约束目标，提出一种基于撞击流原理的1T2Y（1段T型结构室和2段Y型结构室）两次撞击式混合室结构。通过三维建模与数值仿真，对其内部速度场、压力场、密度分布与湍流强度等关键特征进行系统分析，并与传统1T和1Y结构进行对比，评估不同结构对混合均匀性与出口稳定性的影响。研究结果可为木工聚脲喷枪混合室的结构优化与工程应用提供参考，也为提升木制家具表面喷涂质量与一致性提供新的设计思路。

1 混合室结构设计

本研究设计的聚脲喷枪混合室见图1，该混合室采用两次撞击混合的形式。混合室主要结构由1组T型结构和2组Y型结构组成，以下简称为1T2Y；T型结构的两边是A物料和B物料的入口；2组Y型结构的汇合口为混合流体聚脲的出口。

物料A、物料B在混合室的剖面见图2，上下两路分别为A、B（如箭头所示），形成一个T形交汇口，T型两入口直径为6 mm，喷枪的第1次碰撞的空间应尽量紧凑，直径设计为9 mm^［12］。A、B两路从上下通道进入，在T形喉部第1次汇合；混合物进入菱形腔体后，经两组等长、对称的Y回路分流并沿腔体内壁运行，Y型通道内径为5 mm；在菱形另一侧再次合流后，通过左端短直段整流，进入喷枪喷嘴通道。

2 混合流体仿真分析

2.1 网格划分

先在 SolidWorks 软件按等比例构建混合腔体的三维几何，随后转入 ANSYS Fluent完成网格离散与前处理。该环节对数值分析的精度、稳定性与成本具有主导影响，离散质量越高，计算结果越可信，并能显著提高收敛效率。鉴于模型几何细节众多，本研究采用非规则单元网格以增强对曲面与狭窄通道的贴合能力，并便于在关键区域实施局部加密。离散策略采取由表及里的自动化生成流程；对表面单元施加尺寸控制：最小尺度0.01 mm，上限0.10 mm。1T模型、1Y模型和1T2Y模型见图3。

2.2 边界条件的确定

2.2.1 湍流模型选择

为描述湍流，常用数值方法可分为直接数值模拟与非直接数值模拟两类^［13］。直接数值模拟可在时空尺度上解析全部湍动结构，精度最高，但其计算量随雷诺数急剧增加，难以满足工程应用需求。非直接数值模拟通过对小尺度湍动建模以降低计算成本，主要包括大涡模拟（large eddy simulation，LES）与雷诺时均法（Reynolds-averaged navier-stokes，RANS）。其中，LES虽能较好分析大尺度涡结构，但在三维复杂几何条件下仍需高网格分辨率，计算代价较高；相比之下，RANS方法在保证主要流动特征预测能力的同时，具有更高的计算效率，因而在工程设计中得到广泛应用。在RANS框架下，常用湍流模型包括k-ω、S-A和k-ε等模型，k为湍动能，ε为湍动能耗散率，ω为比耗散率，S为Spalart（人名），A为Allmaras（人名）。其中，RNG k-ε模型在标准k-ε模型基础上引入重整化群（renormalization group，RNG）修正，对强剪切、旋转及再循环等复杂流动具有更好的适应性。爨璋瑜^［14］采用RNG k-ε湍流模型进行气固撞击流试验；邹春等^［15］通过对RNG k-ε模型、标准k-ε湍流模型和雷诺应力模型进行试验对比，得出在撞击流仿真中的精度等，RNG k-ε湍流模型要优于标准k-ε湍流模型和雷诺应力模型；RNG k-ε湍流模型通过对湍流黏度进行修正，引入对平均流旋转与旋流效应的考虑，因而能够更有效地处理高应变率、强剪切以及流线弯曲显著的复杂流动。相较于传统k-ε模型，RNG k-ε湍流模型适用的湍流工况范围更广，在喷射撞击与再循环等流动特征明显的场景下具有更好的预测稳定性与计算结果可靠性。

鉴于本研究对象为聚脲喷枪混合室内的撞击、分流和再合流等典型复杂流动，存在局部分离、剪切增强及湍动强度快速起伏等特征，选择RANS框架下的RNG k-ε模型作为湍流闭合更为合适：1）能够在可接受的计算资源内完成多方案对比与参数优化；2）可较好捕捉撞击区与二次流诱发的混合增强机制与出口整流特性。因此，采用RNG k-ε模型开展数值模拟，并据此对不同混合室结构的流动与混合性能进行定量评估^［16-19］。该模型中的公式为

\frac{\partial }{\partial t}\left(\rho k\right)+\frac{\partial }{\partial X_i}\left(\rho k{\mu }_i\right)=\frac{\partial }{\partial X_j}\left({\alpha }_k{\mu }_{\mathrm{e}\mathrm{f}\mathrm{f}}\frac{\partial k}{\partial X_j}\right)+G_k-\beta \epsilon。（1）

\begin{array}{l}\frac{\partial }{\partial t}\left(\beta \epsilon \right)+\frac{\partial }{\partial X_i}\left(\rho \epsilon {\mu }_i\right)=\frac{\partial }{\partial j}\left({\alpha }_{\epsilon }{\mu }_{\mathrm{e}\mathrm{f}\mathrm{f}}\frac{\partial \epsilon }{\partial X_j}\right)+\\ \left(C_{\mathrm{1}\epsilon }-\frac{\eta \left(\mathrm{1}-\frac{\eta }{{\eta }_{\mathrm{0}}}\right)}{\mathrm{1}+\beta {\eta }^{\mathrm{3}}}\right)\frac{\epsilon }{k}{G}_k-C_{\mathrm{2}\epsilon }\frac{{\epsilon }^{\mathrm{2}}}{k}\end{array}。（2）

{\mu }_{\mathrm{e}\mathrm{f}\mathrm{f}}=\mu +\rho C_{\mu }\frac{k^{\mathrm{2}}}{\epsilon }。（3）

\eta =\frac{k}{\sqrt[]{\mathrm{2}}\epsilon }\left|\frac{\partial {\mu }_i}{\partial X_j}+\frac{\partial {\mu }_j}{\partial X_i}\right|。（4）

式中：\mu为有效湍流黏性系数，kg/（m·s）；{\mu }_i、{\mu }_j为湍流黏性系数，kg/（m·s），i、j为坐标分量；{\mu }_{\mathrm{e}\mathrm{f}\mathrm{f}}为修正湍流黏性系数，考虑了平均流动中的旋转及旋流流动情况，kg/（m·s）；\eta为湍流与平均流时间尺度的比例，%；\rho为流体密度，kg/m³；G_k为速度梯度导致的湍流动能产生项，m²/s²；t为时间，s；X_i、X_j为x轴方向距离，m；RNG k-ε湍流模型经验系数{\alpha }_k\mathrm{、}\beta \mathrm{、}{C}_{\mu }、{\alpha }_{\epsilon }\mathrm{、}{C}_{\mathrm{1}\epsilon }\mathrm{、}{C}_{\mathrm{2}\epsilon }\mathrm{、}{\eta }_{\mathrm{0}}的物理意义和取值见表1。

式（1）k方程：描述湍流动能k的对流与扩散，以及由速度梯度产生项G_k生成，并以\beta \mathrm{\epsilon }耗散的平衡关系，用于表征撞击区与剪切层的湍动能分布。

式（2）\epsilon方程：描述耗散率\epsilon的对流、扩散、生成与衰减，其中包含基于\eta的RNG修正项，可在强剪切/旋转流动中自适应调整耗散水平，更适合分析分离与再合流引起的湍动强度起伏。

式（3）{\mu }_{\mathrm{e}\mathrm{f}\mathrm{f}}表达式：给出有效黏度{\mu }_{\mathrm{e}\mathrm{f}\mathrm{f}}，将湍流脉动的动量交换等效为“附加黏性”，决定混合与扩散强度。

式（4）\eta定义：\eta由k、\epsilon与速度梯度构成，表征局部应变/剪切强度的尺度效应，是RNG修正调节耗散的重要参数。

2.2.2 多相流模型

Fluent软件中用于模拟流体混合的多相流模型主要有3类，流体体积函数法（volume of fluid，VOF）模型：擅长追踪互不相溶流体的清晰界面，如油水分层、自由液面流动等场景；混合物（Mixture）模型：适用于物料密度差异小、流动状态平稳的混合过程，计算效率较高；欧拉（Eulerian）模型：可模拟多相之间存在显著相互作用的复杂流动，但计算量较大，对硬件要求更高。本次聚脲刷双物料液体混合模拟选择Mixture模型，主要基于以下2点关键因素，物性适配：双物料液体密度差距不大，无需重点追踪强分离界面，符合 Mixture 模型的适用场景；流动状态适配：双物料液体在混合过程中流动平稳，无剧烈扰动或相分离，无需欧拉模型的复杂相互作用计算。

2.2.3 材料属性与边界条件的定义

A、B两物料属性见表2。

本研究将两股物料以体积分数1∶1给入，以避免配比偏差对混合评价的干扰。依据喷涂设备常见参数，系统工作压强通常在4~6 MPa，为增强撞击剪切与涡量生成，提升界面延展与混合效率，最终选用上限6 MPa作为两入口的定压约束。在求解器中，入口类型指定为PRESSURE-INLET，出口设置为PRESSURE-OUTFLOW，以稳定外边界的压强参考值并减少数值反射。除进出口外的所有表面采用不可渗透、无滑移固壁。为兼顾计算成本与近壁分辨率，近壁区使用标准壁函数法处理黏性次层与对数层的速度分布。同时对壁面材料赋予钢的热物性与导热特性，以便后续能量传输计算。考虑到聚脲体系在高压撞击下存在显著的黏性耗散与温升潜势，并且温度变化会影响黏度与密度等性质，模型中开启能量方程，使动量与热量输运实现耦合表征。上述设置在保证数值稳定性的同时强化了湍流强度与混合速率，有利于客观比较不同几何结构对出口均匀性的贡献。

2.3 数值求解方法

求解方法选择压力速度耦合Coupled，Coupled方案在Fluent数值模拟中具有以下优点，计算效率高：在每一步迭代中同时更新所有变量，减少了迭代步数，缩短计算时间；收敛速度快：能快速使残差达到收敛标准，提升模拟进程推进效率；系统整体性强：同时更新变量的方式保证了压力与速度场等的协同性，更符合真实流动的物理本质，尤其适用于多相流、复杂湍流等场景的模拟。在Fluent中，空间离散就是将连续的物理量转变为数值方便求解，为了保障计算的精度和稳定性，空间离散梯度设置为Green-Gauss Node Based格式，压力设置为PRESTO！格式，动量、湍流动能和湍流耗散率均设置为Second Order lpwind格式，体积分数和能量设置为First Order Upwind格式。本次数值模拟采用监控残差值的方法来判断计算结果是否收敛。当残差在10^-3以下的时候，并且没有过大变化，就认为结果是收敛的。

3 仿真结果分析

在计算区域内，将整个流场分为5个区域：入口区、第1次撞击区、分流区、第2次撞击区和出口区，其中撞击区包括第1次撞击区和第2次撞击区。

3.1 流体速度结果分析

由图4的1T2Y模型速度仿真图和图5的速度折线图可以看出，由于A物料和B物料的密度和黏度差异，在1T2Y结构的入口区，两股流体的速度存在差异。较大密度和较高黏度的A物料流体流速较慢，而较低密度和黏度的B物料流体流速较快；两物料从两入口区到中心撞击，混合流体速度降低，在第1次撞击区，流体进入竖管后，因为流体受到收缩和剪切作用，速度急剧增加，形成了红色高速度带，增强了混合效果；混合流体从竖管到分流区，由于流体重新分配，使得流体挤压、碰撞加剧，流体速度呈降低趋势，进一步强化混合效果；在分流区内，流体形成对称式环流，环流中心区域呈高速，环流边缘区域呈低速，从而强化混合效果；由分流区到出口区，流体产生第2次撞击，流体的层流状态被打破，速度波动较大，形成第2个旋流区，进一步提升混合效果；在出口区，流体的速度逐渐增大，并逐渐变得均匀。

图6分别展现1T、1Y和1T2Y的出口处速度截面模型情况。3种结构的出口速度截面对比表明：1T2Y的速度场最均匀、轴对称性最好，无明显高速核或偏流；1Y次之，仍呈中心峰；1T最差，存在明显单侧偏流。因此，1T2Y的混合效果最佳，且更有利于喷嘴的稳定雾化与涂层一致性。

3.2 压力结果分析

混合流体1T2Y型混合室纵截面压力分布情况及压力曲线见图7及图8。从颜色变化可以看出，总压自入口向出口单调降低，表明混合过程伴随着一定的能量损失。底部T形交汇处附近存在明显的总压突降区，是整个流道的主要局部阻力源，这是由于两股流体在此处发生急剧撞击和改变流向所致。沿菱形回路流动过程中，总压沿程平缓下降，各转角处未出现突跃式压降，说明回路内流动较为顺畅，没有形成大范围的分离和回流。上游直管出口截面总压分布较为均匀，表明该结构在保证一定强化混合作用的同时，整体压降控制在合理范围内，能够满足聚脲喷涂工况对压力损失的要求。

3.3 密度结果分析

由图9的混合流体在1T2Y纵截面密度分布和图10的1T2Y模型在Z轴方向密度变化曲线表明：T型汇入口，在底部区域（图中蓝红交汇处）出现陡峭的密度梯度，说明此处2种液体尚未充分混合，仅在界面处产生一定的剪切与拉伸，密度突变反映出物料A与物料B在此处形成强界面层，是初级混合的起始阶段，此区的混合机制以剪切诱导拉伸为主。分流区上升通道的下半部分，B物料（密度大）逐步被A物料稀释，密度降低；分流区弯曲入口，存在曲率诱导的Dean涡，产生径向速度分量，使不同层的流体相互卷吸、叠加，增强横向混合。Y型管中端，密度分布趋于均匀（约1 250~1 260 kg/m³），表明混合程度明显提高，流场中由于对称分支结构，流体沿壁面发生多次折返与重新汇合，流体界面被不断拉伸、折叠。出口区的密度分布均匀，说明混合均匀性高，表明1T2Y结构在有限长度内已实现很好的宏观混合。因此，对于高黏度液体（{\mu }_{\mathrm{A}}=4.0 kg/（m·s），{\mu }_{\mathrm{B}}=1.3 kg/（m·s）），1T2Y结构通过多次弯折与重新汇合，有效增强了对流与剪切作用，从而提高了高黏度体系下的混合效率。

为了定量评价不同混合腔结构的混合效果，本研究采用了基于分布标准差的混合指数（mixing index， MI，式中记为M_I）来表征混合均匀度。该指标定义为

M_{\mathrm{I}}=\mathrm{1}-\frac{\sqrt[]{\frac{\mathrm{1}}{n}{\displaystyle \sum _{i=\mathrm{1}}^n}(C_i{-\overline{C})}^{\mathrm{2}}}}{\overline{C}}。（5）

式中：C_i为采样截面上第i个位置的物料密度；\overline{C}为平均密度；n为采样点总数。

当混合完全均匀时，各采样点密度相等，MI→1；而当混合极不均匀时，密度波动较大，MI→0。因此，MI可作为评价流体混合均匀度的无量纲指标。由图11可以看出，1T结构中两股流体在T形汇入口直接相对撞击，界面处形成高强度的剪切层，但随后沿主流方向迅速分层。由于通道简单，流体在出口截面仍存在明显的密度梯度，混合主要依赖湍流扩散作用。该结构混合区域集中，局部压力梯度大，混合均匀度指标低，整体混合不充分。1Y结构中，两股流体以90°夹角进入混合腔，汇合时的动量方向较为一致，从而减小了直接冲击带来的能量损失。其混合界面较为平滑，流动稳定性较好，但由于流线在主通道内几乎平行，剪切速率较低，缺乏二次流动与回流区，流体混合主要依靠层间扩散，出口密度场仍呈带状分布。其混合均匀度MI一般，较1T结构略有提升。

1T2Y复合结构在主混合腔中引入了双Y形路径。流体在Y支路中先行流动，再次在主通道中心汇合，形成显著的涡旋与卷吸区。由图9可见，混合区域内部出现密度逐渐过渡的连续带，出口截面颜色分布均匀，密度梯度显著减弱。由于流体经历了多次弯曲、分离与再汇合过程，增强了宏观对流与微观扩散双重效应，使混合过程更充分。该结构的混合均匀度MI显著增加。

综上，1T2Y结构通过形成复杂流动路径，有效延长了两股流体的相互作用距离并增强了湍流扰动，从而显著提升了高黏度双液体系的混合效率。在保持合理压降的前提下，该结构兼顾了流动稳定性与混合性能，为后续喷涂均匀性提供了更优的基础条件。

3.4 湍流强度结果分析

图12显示了混合流体在1T2Y模型中纵截面湍流强度分布情况。湍流强度分布揭示了混合过程的多阶段演化与不同区域的流动特性。根据湍流强度云图，底部交汇区与第1次撞击区表现出显著的湍流强度峰值，最高可达2 000%，这主要是由于强剪切与局部回流所致。这些区域的速度梯度较大，导致流体在转弯或汇合过程中经历剧烈的剪切作用，湍流强度随着局部扰动的加强而增大。在分流区内，湍流强度逐渐衰减，与支路内较平稳的流动状态一致。在顶部合流与竖直出口段，湍流强度再次有所上升，但由于合流后不再有强烈的几何收缩与回流，湍流强度很快就回落至较低水平。

1T2Y结构在局部增强湍流的同时，成功地加速了混合过程。与图13中的1Y结构（几乎无湍流生成）相比，1T结构在急转弯处虽然激发了湍流，但其湍流强度仅限于交汇区域，未能持续地促进全域混合。而1T2Y结构则通过分流—重组路径，在多个位置产生了高湍流强度区域，有效地打破了流体的分层，极大地加速了两股液体的混合。湍流强度的广泛分布证明了该结构的混合效果是最优的，能够在较短的距离内实现更加均匀的混合。

3.5 混合时间

为定量评估不同结构内的混合时间，采用平均停留时间表征流体在混合室中混合过程的时间尺度。假设体系为不可压缩定常流动，混合时间可近似由混合室体积与入口体积流量之比给出，公式为

T=\frac{V}{Q}。（6）

式中：V为混合室腔体体积；Q为入口截面的体积流量。

由仿真模拟计算得到流体的体积流量约为4.62×10^-5 m³/s，1T2Y混合室体积约为7.20×10^-6 m³，由此可得流体在混合室内停留的总时间约为0.15 s，完全满足聚脲等具有的反应迅速、固化时间短这一特性材料的混合要求。

4 结论

本研究针对木制家具聚脲包边中A、B双组分混合不足、易产生涂层缺陷的问题，基于Fluent建立喷枪混合室三维数值模型，提出由一段T型撞击段和两段Y型回路组成的1T2Y两次撞击式混合室，并与现有1T、1Y结构进行对比。结果表明，1T2Y在T型入口和顶部汇合处形成2处明显的高速剪切与压力梯度区，在Y型回路内产生对称二次流，使界面持续拉伸、折叠与卷吸。与1T、1Y相比，1T2Y出口速度场轴对称性更好、偏流显著减弱，密度分布更为均匀，混合指数最高，说明在有限长度内实现了更充分的宏观混合。同时，该结构在6 MPa入口压力下压降适中，混合室内平均停留时间约0.15 s，能够兼顾聚脲体系“高黏度、快反应”的工艺需求。综上，1T2Y混合室为木工聚脲喷枪结构优化提供了一种兼具混合性能和工程可行性的设计方案，可为后续参数化设计与工程应用提供参考。

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基金资助

哈尔滨市应用技术研究与开发项目(2017RALXJ011)