CN101098759A - 喷镀喷嘴装置以及喷镀装置 - Google Patents

Abstract

本发明的目的在于，提供一种可恒定地供给喷镀材料且可控制覆膜或堆积状态的喷镀喷嘴装置以及喷镀装置。该喷镀喷嘴装置，在喷嘴的入口侧导入载气而形成超高速的气流，利用该气流将喷镀材料雾化并喷出，其特征在于，在喷嘴(2)的入口侧端部通过连通通路连接贮存作为喷镀材料的熔融金属的贮存部(4)，并且，喷嘴具有将导入的载气加速到超音速的槽缝部(2a)、和在该槽缝部下游侧朝向出口方向形成的扩径流路部(2b)，在该扩径流路部，将利用超音速气体雾化了的金属粒子冷却到凝固或半凝固状态。

Description

喷镀喷嘴装置以及喷镀装置

技术领域

本发明涉及使用气体将喷镀材料微粒化并使其撞击基材从而形成覆膜或堆积层的喷镀喷嘴装置以及喷镀装置。

背景技术

以往，作为通过加热涂层材料而使熔融或半熔融状态的微粒子以高速撞击基材表面从而形成覆膜的技术，已知有喷镀处理。

该喷镀处理，由于基材与覆膜是物理上的接合，所以只要是熔融的材料即可在所有材料上形成覆膜，形成的覆膜可达到耐磨损性、耐腐蚀性、隔热性等表面处理所必要的各种条件，所以广泛用于各种领域。

其中，冷喷涂不使喷镀材料熔融或气化，而是使其与非活性气体一起以超音速流在固相状态下撞击在基材上而形成覆膜，所以与其他喷镀方法不同，没有因热引起的材料的特性变化，并且具有可抑制覆膜中的氧化的优点。

图32表示冷喷涂装置的概要结构。

在该图中，从气源30供给的高压气体分到2条管路31、32，流过管路31的主流气体利用气体加热器33加热，流过管路32的其他气体被导入粉末供给器34。

利用气体加热器33加热了的气体通过管路35而被导入腔室36，粉末供给器34经由管路37将粉末粒子供给到腔室36。

在腔室36内混合了的气体与粉末粒子的混合物通过超音速喷嘴38的收敛部38a和扩散部38b而被加速，从而以超音速射流的形式撞击在基材39上(例如参照专利文献1)。

另一方面，还提出了下述方法，即，使用熔融金属作为喷镀材料，从具有狭缝状出口的容器以薄膜状态流出，利用以层流状态通过该喷嘴出口附近设置的具有狭缝状节流孔的喷嘴的音速气流，将喷镀材料微粒化而进行喷雾(例如参照专利文献2)。

专利文献1：特开2004-76157号公报；

专利文献2：特表2002-508441号公报。

但是，在前者的冷喷涂装置中，是使常温的粉末粒子撞击，利用塑性变形时产生的热量而局部地加热到熔点以上，来使粉末粒子附着在基材上，所以，为了获得例如600m/s以上的粒子速度，需要1.0～3.0MPa的气体压力，又，由于必须将气体预热到600℃，所以存在难以处理的问题。而且，恒定地供给粉体粒子也不容易。

又，后者的喷镀装置以超音速进行雾化，但不设计喷嘴以进行粒子的加速，所以不能获得达到可省略HIP(热等静压)的程度的高密度覆膜或高密度堆积。

发明内容

本发明是鉴于上述现有喷镀装置中的课题而作出的，目的在于提供一种可恒定地供给喷镀材料且可控制覆膜或堆积状态的喷镀喷嘴装置以及喷镀装置。

本发明的喷镀喷嘴装置要点在于，从喷嘴的入口侧导入载气而形成超高速的气流，利用该气流将喷镀材料雾化并喷出，其中，在上述喷嘴的入口侧端部通过连通通路连接贮存作为上述喷镀材料的熔融金属的贮存部，并且，上述喷嘴具有用于形成超音速气流的槽缝部、和在槽缝部下游侧朝向出口方向形成的扩径流路部，在该扩径流路部，将利用超音速气流雾化了的金属粒子冷却到凝固或半凝固状态，从上述喷嘴的出口侧向既定方向喷出。

在上述喷镀喷嘴装置中，优选地，在上述连通通路内，从上述贮存部朝向上述槽缝内或槽缝部下游侧的中心延伸设置熔融金属导出管，上述连通通路内该熔融金属导出管的外侧部分构成加速后的上述载气流过的流路。

另外，本发明的喷嘴要点在于，槽缝部下游侧的扩径流路部的开口角以半顶角表示在15°以下。

另外，本发明的喷嘴要点在于，上述扩径流路部的长度，是雾化后的金属粒子变成凝固或半凝固状态之前的飞行距离，根据通过将雾化后的金属粒子的飞行距离和金属粒子温度模型化而求得的飞行距离确定，具体而言，上述雾化后的金属粒子变成凝固或半凝固状态之前的飞行距离，通过求出雾化后的金属粒子变成凝固或半凝固状态之前的飞行时间、并将该飞行时间代入下式而求得，上述扩径流路部的长度设定为该飞行距离以上的长度，

$l_f={\mathrm{\μ}}_g{t}_f-\frac{{u_g}^2{\mathrm{\ρ}}_g{t}_f+{\mathrm{\ρ}}_s{d}_s{a}_g}{{u_g}^2{\mathrm{\ρ}}_g}\sqrt{\frac{{u_g}^2{\mathrm{\ρ}}_s{d}_s{a}_g}{{u_g}^2{\mathrm{\ρ}}_g{t}_f+{\mathrm{\ρ}}_s{d}_s{a}_g}}+\frac{{\mathrm{\ρ}}_s{d}_s{a}_g}{u_g{\mathrm{\ρ}}_g}---\left(18\right)$

其中，l_f是粒子的飞行距离；t_f是粒子达到凝固或半凝固状态之前的飞行时间；u_g是气体流速；ρ_g是气体密度；ρ_s是粒子密度；d_s是粒子直径；a_g是气体的音速。

另外，优选地，设上述载气的入口压力为p₀，设喷嘴出口压力为p_B时，在入口压力p₀满足下式的状态下，将上述载气导入上述喷嘴，

$p_0\≥p_B{(1+\frac{\mathrm{\κ}-1}{2}{M}^2)}^{\frac{\mathrm{\κ}}{\mathrm{\κ}-1}}......\left(1\right)$

其中，κ：压缩气体的比热容比；M：槽缝部下游侧的喷嘴扩大部中的马赫数。

本发明的喷镀装置要点在于，包括：具有上述结构的喷镀喷嘴装置；与喷嘴通过管路连接并对载气加压将其导入喷嘴的载气供给装置；收纳喷嘴以及受喷出的粒子撞击的基材的密闭容器；和对该密闭容器内减压的减压机构。

本发明的喷镀装置要点在于，包括：具有上述结构的喷镀喷嘴装置；通过连接管连接贮存部并对该贮存部内的熔融金属连续加压供给熔融金属的熔融金属供给装置；和连续供给基材的基材供给装置。

根据本发明，有可恒定地供给喷镀材料且可控制覆膜或堆积状态的优点。

附图说明

图1是表示本发明的喷镀喷嘴装置的结构的立体图。

图2(a)以及(b)是表示喷嘴扩大部的定义的说明图。

图3是说明马赫数与阻力系数的关系的图表。

图4是表示与粒径对应的喷嘴长度的图表。

图5是表示以往的喷嘴开口角的说明图。

图6是表示喷嘴内产生冲击波时的说明图。

图7是表示喷嘴整个区域都是超音速流时的说明图。

图8是表示喷嘴形状的典型例的图表。

图9是表示适当膨胀的喷嘴出口直径的图表。

图10是表示粒子直径20μm、槽缝直径25mm时喷嘴长度与马赫数的关系的图表。

图11是表示粒子直径20μm、槽缝直径25mm时的喷嘴长度与气体温度/速度分布的图表。

图12是表示粒子直径20μm、槽缝直径25mm时的喷嘴长度与粒子温度/速度分布的图表。

图13是表示粒子直径20μm、槽缝直径35mm时喷嘴长度与马赫数的关系的图表。

图14是表示粒子直径20μm、槽缝直径35mm时喷嘴长度与气体温度/速度分布的图表。

图15是表示粒子直径20μm、槽缝直径35mm时的喷嘴长度与粒子温度/速度分布的图表。

图16是表示粒子直径50μm、槽缝直径25mm时喷嘴长度与马赫数的关系的图表。

图17是表示粒子直径50μm、槽缝直径25mm时的喷嘴长度与气体温度/速度分布的图表。

图18是表示粒子直径50μm、槽缝直径25mm时的喷嘴长度与粒子温度/速度分布的图表。

图19是表示粒子直径50μm、槽缝直径35mm时喷嘴长度与马赫数的关系的图表。

图20是表示粒子直径50μm、槽缝直径35mm时地喷嘴长度与气体温度/速度分布的图表。

图21是表示粒子直径50μm、槽缝直径35mm时的喷嘴长度与粒子温度/速度分布的图表。

图22是表示粒子直径100μm时喷嘴长度与马赫数的关系的图表。

图23是表示粒子直径100μm时的喷嘴长度与气体温度/速度分布的图表。

图24是表示粒子直径100μm时的喷嘴长度与粒子温度/速度分布的图表。

图25是表示应用于批量处理的喷镀装置的结构的说明图。

图26是表示应用于连续成形处理的喷镀装置的结构的说明图。

图27是表示本发明的喷嘴的第二形态的相当于图1的图。

图28是表示本发明的喷嘴的第三形态的相当于图1的图。

图29是表示本发明的喷嘴的第四形态的相当于图1的图。

图30是表示本发明的喷嘴的第五形态的相当于图1的图。

图31是表示本发明的喷嘴的第六形态的相当于图1的图。

图32是表示现有的冷喷涂装置的结构的说明图。

具体实施方式

以下根据图示的实施方式详细说明本发明。

图1表示本发明的喷镀喷嘴装置的基本结构。

1.喷镀喷嘴装置的原理

该图所示的喷镀喷嘴装置1，直接向超音速喷嘴(以下简称喷嘴)2内供给熔融金属M。

一方面在喷嘴2内流过的是超音速气流，而另一方面供给到喷嘴2内的熔融金属是低速流，从而在两者之间作用剪切力，并且作用熔融金属的表面张力，由此在喷嘴2的槽缝部2a下游进行熔融金属的雾化(微粒化)。

雾化后的金属粒子(以下简称为粒子)在喷嘴2内被加速并且被急速冷却而凝固。即，在本发明的喷镀喷嘴装置1中，进行雾化工序的槽缝部2a和接着雾化工序进行飞行冷却工序的扩径流路部2b一体设置。

刚凝固后从喷嘴2喷出的粒子，以约450m/s的速度撞击基材3。由于该撞击时的变形，粒子发热，局部升温到熔点以上，从而粒子附着在基材3上(图中参照撞击附着工序)。

另外，图中4是贮存熔融金属M的贮存部，具有与喷嘴2连通的连通通路4a。

上述连通通路4a的末端部，作为熔融金属导出管4b朝向槽缝部2a的筒孔中心延伸设置，加速后的载气在该熔融金属导出管4b的外周流动。

凝固的粒子撞击基材3的原理与以往的冷喷涂一样，撞击后的粒子显著塑性变形而凹成环形坑状，从而在覆膜(或堆积层)内获得没有空隙的致密组织。因此，对形成了覆膜的成形件不必实施作为后处理的HIP(热等静压)处理，即不必加压以除去残留空孔。

又，使用氮气作为用于产生超音速气流的载气(以下简称气体)时，粒子撞击后不氧化，所以可获得低含氧量的成形件。并且，由于粒子在喷嘴2内飞行的短短1ms以内便达到凝固，所以可防止渗氮的进行。

又，由于使用熔融金属作为喷镀材料并在稍低于凝固点的温度下使粒子撞击在基材3上，所以如果与冷喷涂比较，则即使是低马赫数(例如马赫数2左右)的撞击，基材3的表面温度也会达到熔点以上，从而可使粒子可靠附着在基材3上。另外，上述所谓马赫数指气体的速度/音速。

上述喷嘴2，扩大部的喷嘴长度设定在100mm以上，以载气全压p₀满足下式(1)的状态动作。

$p_0\≥p_B{(1+\frac{\mathrm{\κ}-1}{2}{M}^2)}^{\frac{\mathrm{\κ}}{\mathrm{\κ}-1}}......\left(1\right)$

其中，p₀：载气全压(槽缝上游侧的入口压力)；p_B：喷嘴出口背压；M：喷镀材料熔化部的马赫数；κ：载气的比热容比。

又，马赫数M根据式(2)，与槽缝部6的截面积A^*以及喷嘴内扩大截面积A相关。

所谓扩大截面积，如图2(a)所示，包含从作为槽缝部2a的最窄部A^*向下游侧逐渐扩径的圆锥形的扩大部，以及如该图(b)所示，从最窄部A^*向下游侧急速扩径之后基本恒定的扩大部。

$\frac{A}{A^{*}}=\frac{1}{M}{\left[\frac{(\mathrm{\κ}-1)M^2+2}{\mathrm{\κ}+1}\right]}^{\stackrel{\mathrm{\κ}+1}{2(\mathrm{\κ}-1)}}......\left(2\right)$

又，已知对前尖后扩(拉瓦尔)喷嘴供给具有式(1)和式(2)表示的压力的压缩气体时，到喷嘴的扩大部变成超音速流。在最窄部该高速气流为1马赫(约340m/s)。暴露在该高速气流中的熔融金属雾化成微粒子。实验表明，根据Hinze(Honze，J.O.，Funhamentals of theHydrodynamic Mechanism of Splitting in Dispersion Processes，AIChEJ.，Vol，No.3，1955，pp.289-295)可利用式(3)表示。

$\frac{{\mathrm{\ρ}}_G{(V_G-V_L)}^2{D}_L}{\mathrm{\σ}}\≈13......\left(3\right)$

其中，ρ_G：气体密度；V_G：喷嘴入口的气体速度；V_L：液体速度；D_L：分裂后的液滴直径；σ：液体表面张力。

当例如用铝合金作为熔融金属，并以0.8MPa的压力向喷嘴供给氮气时，根据式(3)求得的雾化后的铝合金粒子直径为约20μm。

雾化后的粒子受到超音速气流加速和冷却的各种作用，最终以超音速的速度从喷嘴2射出。

其间的加速和冷却可利用数值分析估计。具体地说，将式(4)和粒子的运动方程式(6)联立，来求解表示准一维压缩性流体守恒形式的质量守恒、动量守恒、能量守恒式。

2.数值分析方法

(1)首先，说明后述数值分析方法中使用的符号。

A：喷嘴截面积

C_D：粒子的阻力系数

Cp：比热容

D：喷嘴直径

d：粒子直径

f：壁面摩擦系数

g：重力加速度

h：比焓

m：质量流量

Nu：努塞尔数

p：气体压力

Pr：普朗特数

Q：喷嘴加热所需的单位时间内的能量

R：气体常数

Re：雷诺数

T：温度

u：流速

x：喷嘴流动方向的距离

α：斯蒂芬·波尔兹曼常数

ε：辐射率

κ：比热容比

λ：导热系数

μ：粘性系数

ρ：密度

又，下标的意义如下。

g：气体

s：第二相(液滴、粒子、粉体)

x：距喷嘴槽缝部的距离

W：喷嘴壁面

(2)气相的支配方程式

将表示准一维压缩性流体守恒形式的质量守恒、动量守恒、能量守恒式示于下式(4)。

$\frac{\∂U}{\∂t}+\frac{\∂F}{\∂x}=S......\left(4\right)$

其中，喷嘴壁的紊流热传递使用Johnson-Rubeshin的式(5)。

$U=\left(\begin{array}{c}{\mathrm{\ρ}}_{g}A\\ {\mathrm{\ρ}}_{g}A{u}_g\\ {\mathrm{\ρ}}_g\mathrm{AE}\end{array}\right),$ $F=\left(\begin{array}{c}{\mathrm{\ρ}}_g{\mathrm{Au}}_g\\ {\mathrm{\ρ}}_{g}A{u_g}^2+\mathrm{pA}\\ {\mathrm{\ρ}}_{g}A{u}_{g}H\end{array}\right),$ $S=\left(\begin{array}{c}0\\ p\frac{\∂A}{\∂x}-\mathrm{\πDf}\frac{1}{2}{\mathrm{\ρ}}_g{u_g}^2+s\\ \mathrm{\πDN}{u}_x\frac{\mathrm{\λ}}{x}(T_w-T_g)+e\end{array}\right)$

$E=\frac{1}{2}{u_g}^2+\frac{1}{\mathrm{\κ}-1}\frac{p}{{\mathrm{\ρ}}_s},$ $H=E+\frac{p}{{\mathrm{\ρ}}_g}$

$N{u}_s=0.0296P{r}^{\frac{2}{3}}R{e_s}^{\frac{4}{5}}......\left(5\right)$

又，s和e分别代表表示气相和第二相间的相互作用的动量生成项和能量生成项。

实际的式(1)的解法，使用MUSCL(Monotone Upstream-centredSchemes for Conservation laws．)化的Roe的Flux difference Splitting(通量差分分裂)法将平流项离散化，使用四阶龙格·库塔法进行时间积分。

(3)第二相(液滴、粒子、粉体)的支配方程式

粒子的速度可通过解粒子的运动方程式(6)求得。

$\frac{\∂u_s}{\∂t}+u_s\frac{\∂u_s}{\∂x}=\frac{{\mathrm{\ρ}}_s-{\mathrm{\ρ}}_g}{{\mathrm{\ρ}}_s}g-\frac{u_s}{{\stackrel{\·}{m}}_s}s......\left(6\right)$

其中，

$s=\frac{3}{2}\frac{{\stackrel{\·}{m}}_s{C}_D}{d_s{\mathrm{\ρ}}_s{u}_s}\frac{1}{2}{\mathrm{\ρ}}_g(u_s-u_g)|u_s-u_g|......\left(7\right)$

其中阻力系数使用Kurten的式(8)。

C_D=0．28+6Re^-0.5+21Re^-1    ……(8)

$\mathrm{Re}=\frac{{\mathrm{\ρ}}_g|u_s-u_g|d_s}{\mathrm{\μ}}$

粒子的温度可通过解粒子的能量方程式(9)求得。

$\frac{\∂h_s}{\∂t}+u_s\frac{{\∂h}_s}{\∂x}=-\frac{u_s}{{\stackrel{\·}{m}}_s}(q+e)......\left(9\right)$

其中在喷嘴壁温度与气体温度相等的隔热壁的情况下，

$e=\frac{6{\stackrel{\·}{m}}_s}{{\mathrm{\ρ}}_s{u}_s{d}_s}\{\mathrm{Nu}\frac{\mathrm{\λ}}{d_s}(T_s-T_g)+\mathrm{\α\ϵ}({T_s}^4-{T_W}^4)\},q=0......\left(10\right)$

又，在将喷嘴壁1b加热了的等温壁的情况下，

$e=\frac{6{\stackrel{\·}{m}}_s}{{\mathrm{\ρ}}_s{u}_s{d}_s}\mathrm{Nu}\frac{\mathrm{\λ}}{d_s}(T_s-T_g),$ $q=\frac{6{\stackrel{\·}{m}}_s}{{\mathrm{\ρ}}_s{u}_s{d}_s}\mathrm{\α\ϵ}({T_s}^d-{T_W}^4).......\left(11\right)$

其中，努塞尔数使用Ranz-Marshall的式(12)。

$\mathrm{Nu}=2+0.6{\mathrm{Pr}}^{\frac{1}{3}}R{e}^{\frac{1}{2}}......\left(12\right)$

关于实际的式(6)和式(9)的解法，对平流项的离散化使用了QUICK法。而且使用四阶龙格·库塔法进行时间积分。

(4)喷嘴加热所需的热量

可利用式(13)估计维持等温条件所需的热量。

$Q={\∫}_0^L[\mathrm{\πDN}{u}_x\frac{\mathrm{\λ}}{x}(T_W-T_g)-q]\mathrm{dx}......\left(13\right)$

(5)喷嘴长度

在使用本发明的喷镀喷嘴装置进行的运行中，是在雾化后的粒子的速度还没有减速时使粒子撞击堆积物，所以从喷嘴出口到堆积物的距离设定得极短。因此，近似地认为是在维持喷嘴出口处的粒子速度和焓几乎不变的情况下进行堆积。

又，堆积时的粒子状态也会很大地影响堆积物的状态，在如现有的喷镀喷嘴装置那样以亚音速撞击·堆积粒子的情况下，如果粒子为凝固状态，则不能附着在基材或堆积物上。

与之相对，本发明的喷镀喷嘴装置，以以往没有利用的固相率较高的半凝固状态或凝固状态的粒子以超音速撞击·堆积作为运行条件。因此，假设处于熔化状态的金属被微粒化并飞行期间变化到半凝固状态，求出达到该状态所需要的最小限度的飞行距离，将该飞行距离规定为装置必要的最小限度的喷嘴长度。

首先，表示粒子的加速的运动方程式如前式(6)所示。

$\frac{\∂u_s}{\∂t}+u_s\frac{\∂u_s}{\∂x}=\frac{{\mathrm{\ρ}}_s-{\mathrm{\ρ}}_g}{{\mathrm{\ρ}}_s}g-\frac{u_s}{{\stackrel{\·}{m}}_g}s......\left(6\right)$

该式(6)，是从与喷嘴一起静止的欧拉坐标系观察并记述的，所以适合使用固定的计算格子的数值计算。

但是，不适合追踪一粒一粒的粒子状态来确认粒子速度和粒子焓，所以利用从与飞行的粒子一同移动的拉格朗日坐标系观察并记述的方程式表示时，则如下式(14)那样。而为了简化，忽略几乎没有影响的重力项。又，在飞行距离尚短的区间，认为粒子处于被气流从后面如顺风那样推压的加速过程中，假定气体的流速u_g＞粒子的速度u_s的关系始终成立。

$\frac{{\mathrm{du}}_s}{\mathrm{dt}}=\frac{3}{2}\frac{C_D}{d_s{\mathrm{\ρ}}_s}\frac{1}{2}{\mathrm{\ρ}}_g{(u_g-u_s)}^2......\left(14\right)$

在此，取气体的流速u_g与粒子的速度u_s的相对速度，设U＝u_g-u_s，若近似地假设作为超音速的气流速度在喷嘴内恒定，则可将式(14)变形为式(15)。

$\frac{\mathrm{dU}}{\mathrm{dt}}=-\frac{3}{2}\frac{C_D}{d_s{\mathrm{\ρ}}_s}\frac{1}{2}{\mathrm{\ρ}}_g{U}^2......\left(15\right)$

在式(15)中，关于阻力系数C_D，如式(12)所示，相对速度U在亚音速时可用雷诺数的函数表示，但在刚雾化后的情况下，相对速度U也是超音速的几率较高，所以在图3(从弹丸轨迹测量获得的球体以及圆锥-圆柱体的阻力系数与马赫数的关系的说明图)所示的图表中，根据马赫数和球形物体的阻力系数的实验结果，用式(16)近似表示(图中参照近似直线E)。

另外，图3引用于2nd edition McGrae-Hill Series in Aeronauticaland Aerospace Engineering，Modern Compressible Flow with historicalPerspective。

$C_D=\frac{2}{3}M=\frac{2}{3}\frac{U}{a_g}---\left(16\right)$

其中，a_g是气体的音速，M是马赫数。

根据式(16)和式(15)得出表示粒子的飞行时间t与相对速度U的关系的式(17)。

$U=\sqrt{\frac{{u_g}^2{\mathrm{\ρ}}_s{d}_s{a}_g}{{u_g}^2{\mathrm{\ρ}}_{g}t+{\mathrm{\ρ}}_s{d}_s{a}_g}}---\left(17\right)$

在此，设t＝0时粒子速度u_s＝0。

又，飞行时间t_f与飞行距离l_f的关系从式(18)求得。

$l_f=u_g{t}_f-\frac{{u_g}^2{\mathrm{\ρ}}_g{t}_f+{\mathrm{\ρ}}_s{d}_s{a}_g}{{u_g}^2{\mathrm{\ρ}}_g}\sqrt{\frac{{u_g}^2{\mathrm{\ρ}}_s{d}_s{a}_g}{{u_g}^2{\mathrm{\ρ}}_g{t}_f+{\mathrm{\ρ}}_s{d}_s{a}_g}}+\frac{{\mathrm{\ρ}}_s{d}_s{a}_g}{u_g{\mathrm{\ρ}}_g}---\left(18\right)$

其中，u_g是气体的流速，ρ_g是气体的密度；ρ_s是粒子的密度；d_s是粒子直径。

如果得知粒子达到半凝固之前的飞行时间t_f，则可算出到此为止粒子的飞行距离l_f，该飞行距离l_f与所需最小限度的喷嘴长度一致。因此，求解粒子达到半凝固之前的飞行时间t_f。粒子的冷却用前面所示式(9)给出。

$\frac{\∂h_s}{\∂t}+u_s\frac{\∂h_s}{\∂x}=-\frac{u_s}{{\stackrel{\·}{m}}_s}(q+e)......\left(9\right)$

与式(14)一样，如果以拉格朗日坐标系记述，则如式(19)所示。

$\frac{{\mathrm{dh}}_s}{\mathrm{dt}}=\frac{6}{{\mathrm{\ρ}}_s{d}_s}\{\mathrm{Nu}\frac{\mathrm{\λ}}{d_s}(T_g-T_s)+\mathrm{\α\ϵ}({T_W}^4-{T_s}^4)\}---\left(19\right)$

在此，近似地，初始的熔液温度、液相线温度、固相线温度都大致相等，如果用材料的熔点T_m表示该值，则T_s＝T_m。又，气体温度T_s和喷嘴壁温度T_w也近似地认为恒定。

表示热传递程度的努塞尔数Nu用式(12)表示，如果用相对速度U改写则如式(20)所示。

$\mathrm{Nu}=2+0.6{\mathrm{Pr}}^{\frac{1}{3}}{\left(\frac{{\mathrm{\ρ}}_g{d}_s}{{\mathrm{\μ}}_g}\right)}^{\frac{1}{2}}{U}^{\frac{1}{2}}---\left(20\right)$

又，如果设喷镀金属的凝固潜热为L，则为了变成固相率较高的半凝固状态，式(21)成立。

${\∫}_0^b-\frac{\mathrm{dh}}{\mathrm{dt}}\mathrm{dt}\≥\frac{L}{2}---\left(21\right)$

另外，在式中，从液相变化到固相的大致中间为半凝固状态，所以设为L/2。

这样，求解最小限度的喷嘴长度，就变成了求解粒子达到半凝固之前的最短飞行时间t_f，所以此时在式(21)中等号成立。

从式(19)和式(21)中消去努塞尔数Nu，并且使用式(17)将相对速度U也消去，进而使用式(21)的等号式，则得到粒子达到半凝固状态之前的最短飞行时间t_f的关系式(22)。

$0.6{\mathrm{Pr}}^{\frac{1}{3}}\mathrm{\λ}(T_m-T_g)\sqrt{\frac{{\mathrm{\ρ}}_g}{{\mathrm{\μ}}_g{d}_s}}\{\frac{4({u_g}^2{\mathrm{\ρ}}_g{t}_f+{\mathrm{\ρ}}_s{d}_s{a}_g)}{3{u_g}^2{\mathrm{\ρ}}_g}{\left(\frac{{u_g}^2{\mathrm{\ρ}}_s{d}_s{a}_g}{{u_g}^2{\mathrm{\ρ}}_g{t}_f+{\mathrm{\ρ}}_s{d}_s{a}_g}\right)}^{0.25}-\frac{4{\mathrm{\ρ}}_s{d}_s{a}_g}{3{u_g}^{\frac{3}{2}}{\mathrm{\ρ}}_g}\}$

$+\{\frac{2\mathrm{\λ}}{d_s}(T_m-T_g)+\mathrm{\α\ϵ}({T_m}^4-{T_W}^4)\}{t}_f=\frac{{\mathrm{\ρ}}_s{d}_{s}L}{12}---\left(22\right)$

其中，Pr是气体的普朗特数，λ是气体的导热系数，T_m是材料的熔点，T_g是气体的温度，μ_g是气体的粘性系数。

虽然不能就t_f解上式(22)，但可利用牛顿法等在数值上求解。

如上所述，从式(22)求得最短的飞行时间t_f，，代入式(18)，从而求得最短的飞行距离，即求得最小限度的喷嘴长度l_f。

本发明的喷镀喷嘴装置特征在于，使用了具有上述喷嘴长度l_f以上的长度的喷嘴，通过将粒子加速到超音速，即使是凝固状态也会附着在基材或堆积物上，所以理论上在喷嘴长度上没有限制。

图4是使用铝和铜具体求得最小限度的喷嘴长度的图表，表示具有由各种粒子直径构成的粒子达到固相率超过0.5的半凝固状态时所需的喷嘴长度。另外，在该图表中横轴表示粒子的直径，纵轴表示喷嘴长度。另外，载气的条件与后述的表1一样。

雾化的结果，例如以体积占有率观察到的平均直径是50μm时，铝的情况下需要0.17m的喷嘴长度，铜的情况下需要0.12m的喷嘴长度。

而以往以雾化为目的在超音速喷嘴中流过熔液时，为了避免粒子附着在喷嘴内壁面上，如图5所示，使用喷嘴开口角(槽缝部下游侧的扩径流路部的开口角)以半顶角表示θ＞15°的大喷嘴。上述所谓半顶角，指喷嘴中心轴与喷嘴内壁所成的角度。

此时，截面积比A/A^*急剧扩大，马赫数M也急剧增大[参照式(2)]，在达到根据等熵变化的式(23)和垂直冲击波的关系式(24)求得的马赫数M₁处出现冲击波面，以此为界，其下游侧变成亚音速，由于喷嘴内壁的开口角大，内壁面附近的气流会从该内壁面剥离。

此时的马赫数M₁根据式(25)求得，出现冲击波面的部位的截面积比A/A^*根据式(26)求得。

这样的喷嘴以往被用于雾化，但是喷嘴内的气流会迅速变成亚音速，从而不存在使粒子加速的概念。与此相对，本发明的喷嘴，将喷嘴开口角设在15°以下而防止气流的剥离，而且，使雾化后的粒子加速到超音速，以便即使是半凝固状态也可使粒子附着在基材或堆积物上。换言之，本发明的喷嘴构成为，将从喷嘴最窄部到产生冲击波面的部位之间的距离延长，直到粒子达到凝固或半凝固状态。

$\frac{p_0}{p_1}={(1+\frac{\mathrm{\κ}-1}{2}{M_1}^2)}^{\frac{\mathrm{\κ}}{\mathrm{\κ}-1}}---\left(23\right)$

$\frac{p_1}{p_B}=\frac{2\mathrm{\κ}{M_1}^2-(\mathrm{\κ}-1)}{\mathrm{\κ}+1}---\left(24\right)$

$\frac{p_0}{p_B}=\frac{2\mathrm{\κ}{M_1}^2-(\mathrm{\κ}-1)}{\mathrm{\κ}+1}{(1+\frac{\mathrm{\κ}-1}{2}{M_1}^2)}^{\frac{\mathrm{\κ}}{\mathrm{\κ}-1}}---\left(25\right)$

$\frac{A_1}{A^{*}}=\frac{1}{M_1}{\left[\frac{(\mathrm{\κ}-1){M_1}^2+2}{\mathrm{\κ}+1}\right]}^{\frac{\mathrm{\κ}+1}{2(\mathrm{\κ}-1)}}---\left(26\right)$

根据以上说明，本发明的超音速喷嘴的条件可根据下述(a)～(c)规定。

(a)喷嘴开口角以半顶角表示θ≤15°。

(b)喷嘴开口角以半顶角表示θ≤15°，将根据载气全压p₀和喷嘴出口背压p_B利用式(25)求得的冲击波上游马赫数M₁进一步代入式(26)，求得喷嘴截面积A₁，到喷嘴截面积为A₁的位置为止的喷嘴长度l_f，是根据式(18)和规定粒子达到半凝固之前的最短飞行时间的关系式(22)求得的最小限度的喷嘴长度l_f以上。

图6表示喷嘴内产生冲击波的情况。

(c)喷嘴开口角以半顶角表示θ≤15°，喷嘴长度l_f在根据式(18)和规定粒子达到半凝固之前的最短飞行时间的关系式(22)求得的最短喷嘴长度l_f以上，将根据载气全压p₀、喷嘴出口背压p_B利用式(25)求得的冲击波上游马赫数M₁进一步代入式(26)而求得的喷嘴截面积A₁，大于喷嘴出口截面积A_e。

这种情况下，如图7所示，喷嘴全区域都是超音速流，所以冲击波面在喷嘴出口下游侧产生。

3.实际喷嘴的设计

3-1)材料物理参数值和限制条件

将实际喷嘴的计算使用的材料物理参数和限制条件示于表1。

【表1】

用于实际喷嘴的计算的材料物理参数和限制条件

种类	材料/形状	物理参数和条件	值	单位
					载气	氮	比热容	297	J/kgK
		比热容比	1.4
							导热系数	25×10-3	W/mK
		粘性系数	18×10-6	Pas
							普朗特数	0.72
		初始全温度	293	K
							全压	0.8	MPa
		背压	0.1	MPa
					粒子	铝合金	密度	2700	Kg/m3
		辐射率	0.5
							液相下的比热容	902	J/kgK
		固相下的比热容	951	J/kgK
							凝固潜热	398×103	J/kg
		液化开始点温度	934	K
							凝固开始点温度	773	K
		初始温度	1173	K
							初始流速	6	m/s
喷嘴	轴对称喷嘴	最大半顶角	5	deg

表中的最大半顶角，指喷嘴中心轴与喷嘴内壁所成的角度。

3-2)研究条件

熔融金属(粒子)质量流量[kg/s]4个条件：0.025、0.050、0.075、0.100

粒子直径[μm]3个条件：20、50、100

喷嘴槽缝部的直径[mm]2个条件：φ25、φ35

分别相当于质量流量0.9[kg/s](槽缝直径φ25)、1.8[kg/s](槽缝直径φ35)。

在上述条件下，求出得到适当膨胀(喷嘴出口静压＝背压＝大气压)时的喷嘴形状，分析粒子温度与粒子速度的关系。又，由于超音速流的情况下不会从下游侧影响到上游侧，所以可将例如长度500mm的喷嘴的300mm位置处的计算结果直接看作是长度300mm的喷嘴的出口处的状态。这点与亚音速喷嘴不同。

3-3)实际喷嘴的结构

3-3-1)整体

将为喷射加速而设计的喷嘴形状的典型例示于图8的图表。

在此将喷嘴最大半顶角设为5°(参照表1)。

本喷嘴的构成目的在于，(a)喷嘴直径迅速扩大到最大直径，以便雾化后分散的液滴不会附着在喷嘴壁上，以及(b)加长速度达到最大的最大直径下的直管部分，以便将粒子加速。

但本实施方式的喷嘴，与一般在冷喷涂中使用的锥形喷嘴比较，有下述缺点，即，在压力比低于设计值时，或供给大量冷粒子时，占据喷嘴大部分的直管部都是亚音速。因此，不适合设计值以外的状态下的运行，而适于反复在同一条件下运行的生产设备。将达到上述以在同一条件下运行为前提时的适当膨胀的喷嘴出口直径示于图9的图表。

在该图表中，喷嘴槽缝直径是φ25mm、φ35mm，喷嘴出口直径随着熔融金属流量增加而增大是因为，气体摄取熔融金属具有的热量而变成可膨胀的状态。

有意思的是，如果在熔融金属质量流量小的条件下设计喷嘴，则即使将超过设计值的流量供给到喷嘴，也会膨胀不足而使加速效率降低，但在达到过渡到粒子上的动量所引起的限制之前是可运行的。而反之，如果是小于设计值的熔融金属质量流量，则不能加速到超音速。

下面在表2中表示在不加热的情况下，作为实际喷嘴的设计计算结果而获得的喷嘴槽缝直径与气体质量流量的关系。

【表2】

本次喷嘴设计计算的结果和气体质量流量

熔融金属质量流量	槽缝直径	喷嘴出口直径	气体质量流量kg/s
						粒子直径μm
			kg/s	mm	mm				20	50	100
0	25	32				0.91
			35	45	1.79
	0.025	25						34	0.91	0.91
35			47	1.79	1.79
		0.05					25	36	0.90	0.91	0.92
35	48		1.78	1.79
						0.075	25	38	0.88	亚音速
35	49	1.76	1.79	1.79
					0.1		25		流入后立即减速到亚音速
35	50	1.76	1.79	1.79

3-3-2)雾化后粒子直径为φ20μm的情况下

在图10～图12中，分别表示设雾化后粒子直径为φ20μm、喷嘴槽缝直径为φ25mm时的喷嘴内马赫数分布、气体温度/速度分布、粒子温度/速度分布。另外，在以下说明的各图表中，横轴表示喷嘴长度，又，纵轴表示马赫数或气体温度/气体速度、粒子温度/粒子速度。

又，在图13～图15中，分别表示设雾化后粒子直径为φ20μm、喷嘴槽缝直径为φ35mm时的喷嘴内马赫数分布、气体温度/速度分布、粒子温度/速度分布。

由于是从熔融金属获取热量的加热瑞利流，所以马赫数减小，气体温度上升，气体速度减小。

在本实施方式中，由于将喷嘴出口直径确定成，使得加热后达到适当膨胀，所以气体静压大致等于大气压，气体流速都达到510m/s左右。

有意思的是，根据这各种条件分别确定喷嘴出口直径、使得加热后达到适当膨胀时，粒子侧的状态中粒子速度、粒子温度均大致相同。

这是由于，喷嘴内的气体速度分别大致相等，气体温度差相比与熔融金属的温度差来说较小。

又，槽缝直径φ25mm和φ35mm的差异，如图11以及图14所示，表现在气体温度上，但在气体速度上则几乎没有表现。因此，受到气体温度影响的粒子在粒子温度上表现出差异，但在粒子速度上没有表现。

又，粒子直径为φ20μm时，在喷嘴长度160mm左右完成凝固，但粒子速度只有400m/s左右。这种情况下，如果将喷嘴长度延长到500mm，则可将粒子速度加速到480m/s，但此时的粒子温度被冷却到400K。

这样，在粒子直径为φ20μm时，由于粒子有与加速相比冷却过度的倾向，所以喷嘴的长度必须谨慎确定。

3-3-3)雾化后粒子直径为φ50μm的情况下

在图16～图18中，分别表示设雾化后粒子直径为φ50μm、喷嘴槽缝直径为φ25mm时的喷嘴内马赫数分布、气体温度/速度分布、粒子温度/速度分布。

又，在图19～图21中分别表示设雾化后粒子直径为φ50μm、喷嘴槽缝直径为φ35mm时的喷嘴内马赫数分布、气体温度/速度分布、粒子温度/速度分布。

马赫数、气体温度、粒子速度的倾向与粒子直径φ20μm时相比没有大变化，决定性的不同之处是从图18以及图21中所看到的粒子温度的冷却速度。

粒子直径为φ50μm时，要完成凝固需要在喷嘴内飞行约1.2m的距离。与此对应，喷嘴如果长度也延长设计到1.2mm，则相当接近粒子加速的渐近线。

在该条件下，粒子以粒子温度750K、粒子速度470m/s从喷嘴喷出，所以作为相对于基材撞击附着的条件最为优选。

3-3-4)雾化后粒子直径为φ100μm的情况下

在图22～图24中，分别表示雾化后粒子直径为φ100μm时的喷嘴内马赫数分布、气体温度/速度分布、粒子温度/速度分布。

根据该计算结果可知，粒子直径为φ100μm时冷却速度进一步下降，达到凝固需要5m的喷嘴长度。粒子的加速已经在喷嘴长度3m时结束，达到约450m/s的速度，所以相比而言冷却较慢。在雾化不良而不能充分微粒化时会产生这样的状况。

图25表示将本发明的喷镀装置用于批量处理时的结构。

在该图中对与图1同样的构成要素采用相同附图标记而省略其说明。

又，作为载气，使用因粒子加速时音速变快这点而优选的分子量小的氦气代替氮气。

从氦气瓶10供给的氦气分支到2条管路11、12，流过管路11的氦气对贮存部4内贮存的熔融金属施加顶压，流过管路12的氦气被导入喷嘴2内，通过槽缝部2a而被加速到超音速。另外，上述氦气瓶10以及管路11、12发挥加压导入氦气的氦气供给装置的作用。

从贮存部4流下的熔融金属被喷嘴2内的超音速气流雾化，进而在喷嘴2内冷却后从喷嘴2末端喷出。

喷出的粒子撞击在基材3表面并附着。喷嘴2以及基材3收纳在作为密闭容器的腔室13内，该腔室13通过作为排气装置的旋风装置14以及排气真空泵(减压机构)15连接在储气槽16上。另外，上述旋风装置14回收排气中浮游的粒子而仅将气体供给到排气真空泵15。

上述排气装置，是为了提高载气的马赫数以提高粒子速度设计的，回收到储气槽16中的氦气被压缩机17压缩后再次利用。

图26表示将本发明的喷镀装置用于连续成形处理时的基本结构。

在该图所示的连续成形处理中，在贮存部4上连接连续熔炉20，贮存部4与连续熔炉20通过连接管21连通。又，连续熔炉20的高度设定成，利用顶压使贮存部4的内压达到0.8MPa。使配置为上述既定高度的连续熔炉20发挥连续加压供给熔融金属的熔融金属供给装置的作用

这样，可从贮存部4对喷嘴2连续供给熔融金属。

又，一边使基材22向箭头A方向旋转，一边利用牵引辊(基材供给装置)23a、23b的旋转向箭头B方向拉基材22。从而可在基材22上连续喷镀粒子而成形。

又，图27～图31表示本发明的喷嘴2的其他实施方式，利用陶瓷或碳等非金属制作喷嘴自身，从而使表面的亲和性变差，使得附着在喷嘴内壁上的金属粒子可容易地被超音速气流吹走。另外，在这些图中，与图1同样的构成要素采用相同的附图标记而省略其说明。

图27所示的喷嘴40，为了喷镀铝合金而使用氧化锆制作喷嘴41，利用陶瓷制的筒体42覆盖其外侧，在该筒体42的周围卷绕多个最大可升温到900℃的喷嘴加热器43。另外，作为上述喷嘴41，优选使用添加了例如氧化钇(Y₂O₃)作为稳定剂的具有高强度、高耐磨损性、高耐腐蚀性的称作局部稳定化氧化锆的材料。

图28所示的喷嘴44，利用陶瓷纤维加热器45构成喷嘴自身，详细地说，通过在将以氧化铝和二氧化硅为主要成分的原料纤维化了的高温绝缘性的陶瓷纤维中埋设发热体并进行一体成形而构成。另外，图中46a以及46b表示加热器的电极连接部。

图29所示的喷嘴47构成为，在陶瓷制喷嘴48的筒部外壁环设碳加热器49，而利用辐射进行加热。

上述碳加热器49由从圆筒状的喷嘴48的上下两侧交替形成为一定长度的狭缝51d、51e分割成多个部分，49a以及49b是该碳加热器49的电极连接部。又，50是内壁加工成镜面的筒状反射罩，是为了提高辐射效率而设置的。

在具有上述结构的喷嘴47中，当从图未示的电源接通电极连接部49a、49b而向碳加热器49供电时，碳加热器49利用因通电而产生的焦耳热从内部发热，这样，陶瓷制喷嘴48利用碳加热器49的辐射热传递而被加热，附着在喷嘴37内壁的金属熔化。

图30所示的喷嘴51，是利用碳加热器52制作喷嘴自身的喷嘴，52a以及52b表示其电极连接部。当以陶瓷制喷嘴代替碳或碳复合材料制的喷嘴时，喷嘴表面的辐射率更高，可进一步提高喷嘴51的加热效率。

另外，在图29以及图30中，如果存在氧则碳本身会起氧化反应，所以为了防止这点而利用腔室覆盖装置整体，将氩或氮等气体作为高压气体使用，从而将室内置换为非活性环境气体。

又，利用导热性好的例如铜等金属制材料制作喷嘴，在制作的喷嘴内壁实施陶瓷喷镀从而形成陶瓷覆膜，也可与上述各喷嘴一样使亲和性变差。

在图31所示的喷嘴53中，在铜喷嘴54的内表面上形成有氧化锆覆膜(图中用粗的虚线表示的部分)55，在其外周面上卷绕多个喷嘴加热器43。

工业实用性

本发明的喷镀喷嘴装置以及喷镀装置，优选地用于要求在基材上恒定地供给喷镀材料并且控制基材上形成的覆膜或堆积状态的领域。

Claims (8)

1、一种喷镀喷嘴装置，从喷嘴的入口侧导入载气而形成超高速的气流，利用该气流将喷镀材料雾化并喷出，其特征在于，

在上述喷嘴的入口侧端部通过连通通路连接贮存作为上述喷镀材料的熔融金属的贮存部，并且，上述喷嘴具有用于形成超音速气流的槽缝部、和在槽缝部下游侧朝向出口方向形成的扩径流路部，在该扩径流路部，将利用超音速气流雾化了的金属粒子冷却到凝固或半凝固状态，从上述喷嘴的出口侧向既定方向喷出。

2、如权利要求1所述的喷镀喷嘴装置，其特征在于，在上述连通通路内，从上述贮存部朝向上述槽缝内或槽缝部下游侧的中心延伸设置熔融金属导出管，上述连通通路内该熔融金属导出管的外侧部分构成加速后的上述载气流过的流路。

3、如权利要求1或2所述的喷镀喷嘴装置，其特征在于，上述槽缝部下游侧的上述扩径流路部的开口角以半顶角表示在15°以下。

4、如权利要求3所述的喷镀喷嘴装置，其特征在于，上述扩径流路部的长度，是雾化后的金属粒子变成凝固或半凝固状态之前的飞行距离，根据通过将雾化后的金属粒子的飞行距离和金属粒子温度模型化而求得的飞行距离确定。

5、如权利要求4所述的喷镀喷嘴装置，其特征在于，上述雾化后的金属粒子变成凝固或半凝固状态之前的飞行距离，通过求出雾化后的金属粒子变成凝固或半凝固状态之前的飞行时间、并将该飞行时间代入下式而求得，上述扩径流路部的长度设定为该飞行距离以上的长度，

$l_f=u_g{t}_f-\frac{{u_g}^2{\mathrm{\ρ}}_g{t}_f+{\mathrm{\ρ}}_s{d}_s{a}_g}{{u_g}^2{\mathrm{\ρ}}_g}\sqrt{\frac{{u_g}^2{\mathrm{\ρ}}_s{d}_s{a}_g}{{u_g}^2{\mathrm{\ρ}}_g{t}_f+{\mathrm{\ρ}}_s{d}_s{a}_g}}+\frac{{\mathrm{\ρ}}_s{d}_s{a}_g}{u_g{\mathrm{\ρ}}_g}---\left(18\right)$

其中，l_f是粒子的飞行距离；t_f是粒子达到凝固或半凝固状态之前的飞行时间；u_g是气体流速；ρ_g是气体密度；ρ_s是粒子密度；d_s是粒子直径；a_g是气体的音速。

6、如权利要求1或2所述的喷镀喷嘴装置，其特征在于，设上述载气的入口压力为p₀，设喷嘴出口压力为p_B时，在入口压力p₀满足下式的状态下，将上述载气导入上述喷嘴，

$p_0\≥p_B{(1+\frac{\mathrm{\κ}-1}{2}{M}^2)}^{\frac{\mathrm{\κ}}{\mathrm{\κ}-1}}......\left(1\right)$

其中，κ：压缩气体的比热容比；M：槽缝部下游侧的喷嘴扩大部中的马赫数。

7、一种喷镀装置，其特征在于，包括：

如上述权利要求1～6中任一项所述的喷镀喷嘴装置；

与上述喷嘴通过管路连接并对载气加压将其导入喷嘴的载气供给装置；

收纳上述喷嘴以及受喷出的粒子撞击的基材的密闭容器；

和对该密闭容器内减压的减压机构。

8、一种喷镀装置，其特征在于，包括：

如上述权利要求1～6中任一项所述的喷镀喷嘴装置；

通过连接管连接上述贮存部并对该贮存部内的熔融金属连续加压供给熔融金属的熔融金属供给装置；

和连续供给上述基材的基材供给装置。

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