WO2006073171A1

WO2006073171A1 - 溶射ノズル装置および溶射装置

Info

Publication number: WO2006073171A1
Application number: PCT/JP2006/300065
Authority: WO
Inventors: Tsuyoshi Oda; Toshiya Miyake; Hideo Hata
Original assignee: Kabushiki Kaisha Kobe Seiko Sho
Priority date: 2005-01-07
Filing date: 2006-01-06
Publication date: 2006-07-13
Also published as: US20070295833A1; CN101098759A; EP1834699A4; EP1834699A1

Description

溶射ノズル装置および溶射装置

技術分野

[0001] 本発明は、ガスを用いて溶射材を微粒ィ匕し基材に衝突させることにより被膜または堆積層を形成する溶射ノズル装置および溶射装置に関するものである。

背景技術

[0002] 従来、コーティング材料を加熱し、溶融な!/ヽし半溶融状態の微粒子を基材表面に高速度で衝突させることにより、被膜を形成する技術として溶射処理が知られている

[0003] この溶射処理は、基材と被膜とが物理的な接合であるため、溶融する材料であればあらゆる材料に被膜を形成することができ、形成された被膜は耐摩耗性、耐腐食性、断熱性等、表面処理に必要とされる各種条件をクリアすることができることから様々な分野で広く利用されて、る。

[0004] 中でもコールドスプレーは、溶射材料を溶融またはガス化させることなく不活性ガスとともに超音速流で固相状態のまま基材に衝突させて被膜を形成するため、他の溶射方法と違い、熱による材料の特性変化がなぐしかも被膜中の酸ィ匕を抑制することができるという利点がある。

[0005] 図 32は、コールドスプレー装置の概略構成を示したものである。

[0006] 同図において、ガス源 30から供給された高圧ガスは 2つの管路 31, 32に分岐され

、管路 31を流れる主流のガスはガス加熱器 33で加熱され、管路 32を流れる残りのガスは粉末供給器 34に導入される。

[0007] ガス加熱器 33で加熱されたガスは管路 35を通じてチャンバ 36に導入され、粉末供給器 34は管路 37を経由して粉末粒子をチャンバ 36に供給する。

[0008] チャンバ 36内で混合されたガスと粉末粒子の混合物は超音速ノズル 38の収束部 3

8aと拡散部 38bを通過することにより加速され、超音ジェット流として基材 39上に衝突するようになっている（例えば、特許文献 1参照)。

[0009] 一方、溶射材料として溶融金属を用い、スリット状出口を有する容器から薄膜状態で流し、そのノズル出口近傍に設けられたスリット状オリフィスを有するノズルを層流状態で通過する音速ガス流によって微粒化し噴霧する方法も提案されて！ヽる（例えば、特許文献 2参照)。

特許文献 1：特開 2004 - 76157号公報

特許文献 2：特表 2002— 508441号公報

発明の開示

[0010] し力しながら、前者のコールドスプレー装置では、常温の粉末粒子を衝突させて塑性変形時に生じる発熱で局所的に融点以上に加熱させ基材上に付着させるため、例えば 600mZs以上の粒子速度を得るために 1. 0〜3. OMPaのガス圧力が必要であり、また、ガスを 600°Cまで予熱する必要があることから取り扱いが難しいという問題がある。また、粉体粒子を一定に供給することも容易でない。

[0011] また、後者の溶射装置は超音速でアトマイズを行っているが、粒子の加速を行うためにノズルの設計をしておらず、そのため、 HIP (Hot Isostatic Pressing)を省略できるほどの高密度皮膜や高密度堆積を得ることが不可能である。

[0012] 本発明は以上のような従来の溶射装置における課題を考慮してなされたものであり、溶射材を一定に供給することができ、且つ皮膜または堆積状態をコントロールすることができる溶射ノズル装置および溶射装置を提供するものである。

[0013] 本発明の溶射ノズル装置は、ノズルの入口側からキャリアガスを導入して超高速のガス流を形成し、そのガス流によって溶射材をアトマイズし放出する溶射ノズル装置にお、て、上記ノズルの入口側端部に上記溶射材である溶融金属を貯留する貯留部が連通路を介して接続されるとともに、上記ノズルは、超音速ガス流を形成するためのスロート部と、その下流側に出口方向に向けて形成される拡径流路部とを有しており、この拡径流路部で、超音速ガス流によってアトマイズされた金属粒子を凝固または半凝固状態まで冷却し、上記ノズルの出口側力所定方向に放出するように構成されていることを要旨とする。

[0014] 上記溶射ノズル装置において、上記連通路内では、上記スロート内又はスロート部下流側の中心に向けて上記貯留部から溶融金属導出管が延設されており、上記連通路内でこの溶融金属導出管の外側部分が、加速された上記キャリアガスが流れる流路を構成することが好ま、。

[0015] また、本発明のノズルは、スロート部下流側における拡径流路部の開き角力半頂角で 15° 以下であることを要旨とする。

[0016] また、上記拡径流路部の長さは、アトマイズされた金属粒子が凝固または半凝固状態となるまでの飛行距離であって、アトマイズされた金属粒子の飛行距離と金属粒子温度とをモデルィ匕することにより求められる飛行距離に基づいて定められ、具体的には、上記アトマイズされた金属粒子が凝固または半凝固状態となるまでの飛行距離は、アトマイズされた金属粒子が凝固または半凝固状態に変化するまでの飛行時間を求めるとともに、下記式にその飛行時間を代入することによって求められ、上記拡径流路部の長さは、その飛行距離以上の長さに設定されて、ることを要旨とする。

[0017] t P_sd_sa_{s (18)}

ただし、 1は粒子の飛行距離、 tは粒子が凝固または半凝固に達するまでの飛行時 f f

間、 uはガスの流速、はガスの密度、は粒子の密度、 dは粒子直径、 aはガス g g s s g の音速である。

[0018] また、上記キャリアガスの入口圧力を pとし、ノズル出口圧力を Pとするとき、入口

o B

圧力 Pが下記式を満足する状態で上記キャリアガスは上記ノズルに導入されるように構成することが好ましい。

[0019]

ΛΓ-1 ヽ- r-1

ρ_ύ≥ρ_Β \₊— Μ² ^ …… (1) ここで、 κ：圧縮ガスの比熱比、 Μ :スロート部下流側のノズル拡大部におけるマツハ数である。

[0020] 本発明の溶射装置は、上記構成を有する溶射ノズル装置と、ノズルに対し管路を介して接続されキャリアガスを加圧導入するキャリアガス供給装置と、ノズルおよび放出される粒子を衝突させる基材を収納する密閉容器と、この密閉容器内を減圧する減圧手段とを備えてなることを要旨とする。

[0021] 本発明の溶射装置は、上記構成を有する溶射ノズル装置と、貯留部に接続管を介して接続されその貯留部内の溶融金属に対して溶融金属を連続的に加圧供給する溶融金属供給装置と、基材を連続的に供給する基材供給装置とを備えてなることを要旨とする。

[0022] 本発明によれば、溶射材を一定に供給することができ、且つ皮膜または堆積状態をコントロールすることができると、う長所を有する。

図面の簡単な説明

[0023] [図 1]本発明に係る溶射ノズル装置の構成を示す斜視図である。

[図 2](a)および (b)はノズル拡大部の定義を示す説明図である。

[図 3]マッハ数と抗カ係数の関係を説明するグラフである。

[図 4]粒径に応じたノズル長さを示すグラフである。

[図 5]従来のノズル開き角を示す説明図である。

[図 6]ノズル内に衝撃波が発生する場合を示す説明図である。

[図 7]ノズル全域が超音速流れになる場合を示す説明図である。

[図 8]ノズル形状の典型例を示すグラフである。

[図 9]適性膨張になるノズル出口径を示すグラフである。

[図 10]粒子径 20 μ m、スロート径 25mmにおけるノズル長さとマッハ数との関係を示すグラフである。

[図 11]粒子径 20 m、スロート径 25mmにおけるノズル長さとガス温度 Z速度分布を示すグラフである。

[図 12]粒子径 20 m、スロート径 25mmにおけるノズル長さと粒子温度 Z速度分布を示すグラフである。

[図 13]粒子径 20 μ m、スロート径 35mmにおけるノズル長さとマッハ数との関係を示すグラフである。

[図 14]粒子径 20 m、スロート径 35mmにおけるノズル長さとガス温度 Z速度分布を示すグラフである。

[図 15]粒子径 20 m、スロート径 35mmにおけるノズル長さと粒子温度 Z速度分布を示すグラフである。

[図 16]粒子径 50 μ m、スロート径 25mmにおけるノズル長さとマッハ数との関係を示すグラフである。

[図 17]粒子径 50 m、スロート径 25mmにおけるノズル長さとガス温度 Z速度分布を示すグラフである。

[図 18]粒子径 50 m、スロート径 25mmにおけるノズル長さと粒子温度 Z速度分布を示すグラフである。

[図 19]粒子径 50 μ m、スロート径 35mmにおけるノズル長さとマッハ数との関係を示すグラフである。

[図 20]粒子径 50 m、スロート径 35mmにおけるノズル長さとガス温度 Z速度分布を示すグラフである。

[図 21]粒子径 50 m、スロート径 35mmにおけるノズル長さと粒子温度 Z速度分布を示すグラフである。

[図 22]粒子径 100 μ mにおけるノズル長さとマッハ数との関係を示すグラフである。

[図 23]粒子径 100 μ mにおけるノズル長さとガス温度 Ζ速度分布を示すグラフである

[図 24]粒子径 100 μ mにおけるノズル長さと粒子温度 Ζ速度分布を示すグラフである。

[図 25]バッチ処理に適用する溶射装置の構成を示す説明図である。

[図 26]連続成形処理に適用する溶射装置の構成を示す説明図である。

[図 27]本発明に係るノズルの第二の形態を示した図 1相当図である。

[図 28]本発明に係るノズルの第三の形態を示した図 1相当図である。

[図 29]本発明に係るノズルの第四の形態を示した図 1相当図である。

[図 30]本発明に係るノズルの第五の形態を示した図 1相当図である。

[図 31]本発明に係るノズルの第六の形態を示した図 1相当図である。

[図 32]従来のコールドスプレー装置の構成を示す説明図である。

発明を実施するための最良の形態

以下、図面に示した実施の形態に基づいて本発明を詳細に説明する。 [0025] 図 1は、本発明に係る溶射ノズル装置の基本構成を示したものである。

1.溶射ノズル装置の原理

同図に示す溶射ノズル装置 1は、超音速ノズル (以下、ノズルと略称する） 2内に溶融金属 Mを直接供給するようになって、る。

[0026] ノズル 2内には超音速気流が流れる一方でノズル 2内に供給される溶融金属は低速流となっており、両者の間で剪断力が作用するとともに溶融金属の表面張力が働

V、てノズル 2のスロート部 2a下流で溶融金属のアトマイズ (微粒化）が行われるようになっている。

[0027] アトマイズされた金属粒子（以下、粒子と略称する）はノズル 2内で加速されるとともに急速冷却され凝固する。すなわち、本発明の溶射ノズル装置 1には、アトマイズェ程が行われるスロート部 2aとアトマイズ工程と連続して飛行冷却工程が行われる拡径流路部 2bとが一体に設けられて、る。

[0028] 凝固直後にノズル 2から放出された粒子は、約 450mZsの速度で基材 3に衝突する。その衝突時の変形によって粒子は発熱し、一部が融点以上まで上昇することにより基材 3に粒子が付着する（図中、衝撃付着工程参照)。

[0029] なお、図中 4は溶融金属 Mを貯留するための貯留部であり、ノズル 2と連通する連通路 4aを有している。

[0030] 上記連通路 4aの先端部は、スロート部 2aの筒孔中心に向けて溶融金属導出管 4b として延設されており、その溶融金属導出管 4bの外周を、カロ速されたキャリアガスが流れるようになつている。

[0031] 凝固した粒子が基材 3に衝突する原理は従来のコールドスプレーと同様であり、衝突した粒子は著しく塑性変形してクレータ状にくぼみ、空隙のない緻密な組織が皮膜 (または堆積層）内〖こ得られること〖こなる。したがって、皮膜が形成された成形材については後処理としての HIP (Hot isostatic pressing)処理、すなわち、圧力を加えて残留空孔の除去を施す必要がな、。

[0032] また、超音速気流を発生させるためのキャリアガス（以下、ガスと略称する）として窒素ガスを用いた場合、粒子衝突後に酸ィ匕が進行しなヽため低酸素含有の成形材を得ることができる。さらに、粒子がノズル 2内を飛行するわず力 lms以内に凝固に至るため、窒化の進行を防止することができる。

[0033] また、溶射材として溶融金属を使用し凝固点をわずかに下回る温度の下に粒子を基材 3に衝突させているため、コールドスプレーに比較すると、低いマッハ数 (例えばマッハ数 2程度)での衝突であっても基材 3の表面温度は融点以上になり、基材 3に対して粒子を確実に付着させることができるようになつている。なお、上記マッハ数とはガスの速度 Z音速を意味して、る。

[0034] 上記ノズル 2は、拡大部のノズル長さが 100mm以上に設定されており、キャリアガス全圧 pが下記式 (1)を満足する状態で動作するように構成されている。

ここで、 p：キャリアガス全圧 (スロート上流側の入口圧力）， p ：ノズル出口背圧， M

0 B

：溶射材溶解部におけるマッハ数， κ：キャリアガスの比熱比である。

[0036] また、マッハ数 Mは式 (2)により、スロート部 6の断面積 A*およびノズル内拡大断面積 Aと関係づけられる。

[0037] 拡大断面積とは図 2(a)に示すように、スロート部としての最狭部 A*から下流側に向けて徐々に径が拡大する円錐状の拡大部、および同図 (b)に示すように、最狭部 A* から下流側に向けて急に径が拡大しその後略一定するような拡大部を含む。

[0038] 1

A 1 (ΑΓ _ 1)Λί²十 2— ¾ 一 ι)

A' M κ + l

…"- (2)

[0039] また、先細末広 (ラバル)ノズルに、式 (1)と式 (2)で表される圧力を持つ圧縮ガスを供給すると、ノズルの拡大部までは超音速流れになることが知られている。最狭部においてその高速気流はマッハ 1 (約 340mZs)となる。この高速気流に曝された溶融金属は、微粒子へとアトマイズされる。実験的には Hinze (Honze, J.0., Fundamentals o f the Hydrodynamic Mechanism of splitting in Dispersion Processes, AIChEJ .,Vol,No.3,1955,pp.289- 295)によって式 (3)で表されることが明かにされている。

[0040] ここで、 p ：ガス密度、 V ：ノズル入口のガス速度、 V：液速度、 D：***後液滴直

G G L L

径、 σ：液表面張力である。

[0041] 溶融金属としてアルミ合金を例に取り、窒素ガスを 0. 8MPaの圧力でノズルに供給すると、式 (3)から求まるアトマイズ後のアルミ合金粒子直径は約 20 mになる。

[0042] アトマイズ後の粒子は超音速気流によって加速と冷却の各作用を受け、最終的に超音速の速度を持ってノズル 2から噴出される。

[0043] この間の加速と冷却は数値解析により見積ることができる。具体的には、準一次元圧縮性流体保存形表示の質量保存、運動量保存、エネルギ保存式を式 (4)と、粒子の運動方程式 (6)とを連立させて解く。

[0044] 2.数値解析手法

(1) まず、後述する数値解析手法に使用する記号を示す。

[0045] _A；ノズル断面積

C_D ：粒子の抗カ係数

C p：比熱

D：ノズル直径

d：粒子直径

：壁面摩擦係数

g：重力加速度

h：比ェン夕ルビ

m ：質量流量

N u ：ヌセルト数

P ：ガス圧力

P r ：プラントル数

Q ：ノズル加熱に必要な単位時間あたりのエネルギ

R：ガス定数

R e：レイノルズ数

T：温度

u：流速

X：ノズル流れ方向の距離

：ステファン ·ボルツマン定数

ε ：放射率

κ ：比熱比

λ ：熱伝導率

{1 ：粘性係数

β ：密度

[0046] また、添字の意味は下記の通りである。

g：ガス

s ：第二相（液滴、粒子、粉体）

X：ノズルスロート部からの距離

W :ノズル壁面

[0047] (2) ガス相の支配方程式

準一次元圧縮性流体保存形表示の質量保存、運動量保存、エネルギ保存式を下記 (4)に示す。ただし、ノズル壁の乱流熱伝達には Johnson-Rubeshinの式 (5)を用いる。

u =

P

H =E +丄

K-l p

9 Pr^? e 5 また、 sと eはガス相と第二相間の相互作用を表す運動量生成項とエネルギ生成項をそれぞれ表す。

[0048] 実際の式 (1)の解法には、 MUSCL(Monotone Upstream-centred Schemes for Conservation laws)化された Roeの Flux difference Splitting法を用いて移流項を離散化し、 4段階ルンゲ ·タッタ法を用いて時間積分を行って、る。

[0049] (3) 第二相 (液滴、粒子、粉体)の支配方程式

粒子の速度は、粒子の運動方程式 (6)を解くことにより得ることができる。

ただし、

3 m,C_D 11 , 、 ,

2 d_sp_iu_i 2 ……ひ)

[0050] ここで抗カ係数には Kurtenの式 (8)を用いて!/、る。

C_D =0.28 + 6Re^ + 21Re-' ""'.(8)

Re：

粒子の温度は、粒子のエネルギ方程式 (9)を解くことにより得ることができる _c h, u_t , 、

Π ⁼— ^+e) …… ⁽⁹⁾ ただし、ノズル壁温度がガス温度と等しくなる断熱壁の場合、

また、ノズル壁 lbを加熱した等温壁の場合、

[0052] ここでヌセルト数には Ranz- Marshallの式 (12)を用いて!/、る

[0053] 実際の式 (6)と式 (9)の解法にっ、ては、移流項の離散化には QUICK法を用いて、る。そして 4段階ルンゲ ·タッタ法を用いて時間積分を行って！/、る。

[0054] (4) ノズル加熱に要する熱量

等温条件を維持するために必要な熱量を式 (13)により見積ることができる。

[0055] (5) ノズノレ長さ

本発明の溶射ノズル装置を用いた運転では、アトマイズされた粒子の速度が減速しないうちに堆積物に衝突させるように構成しているため、ノズル出口力も堆積物までの距離は極めて短い設定となっている。したがって、ノズル出口での粒子の速度とェンタルビがほぼ維持されて堆積するものと近似的に考えられる。

[0056] また、堆積時の粒子の状態により堆積物の状態も大きく左右されるが、従来の溶射ノズル装置のように亜音速で粒子を衝突 ·堆積させるものでは、粒子が凝固状態であると基材ゃ堆積物に付着させることができない。

[0057] これに対し本発明の溶射ノズル装置は、従来、活用されていな力つた固相率の方が多い半凝固状態または凝固状態の粒子を超音速で衝突 ·堆積させることを運転条件とするものである。そこで、溶解状態にある金属が微粒化されて飛行する間に半凝固状態に変化すると想定し、それまでに必要とされる最小限の飛行距離を求め、この飛行距離を、装置に必要とされる最小限のノズル長さとして規定している。

[0058] まず、粒子の加速を表す運動方程式は先に式 (6)に示した通り、 ₃ du_{s f} - p_g u

u_s g s (6)

dt dx p₃ m_s である。

[0059] この式 (6)はノズルと一緒に静止して、るオイラー座標系力も見て記述されて、るので、固定した計算格子を用いる数値計算に都合がょ、。

[0060] しかし、一粒一粒の粒子の状態を追跡して粒子速度と粒子ェンタルビとを確認するには不都合であるため、飛行する粒子と一緒に移動するラグランジュ座標系力見て記述した方程式で表すと、下記式 (14)のようになる。ただし、簡略化のために、ほとんど影響のない重力項を無視している。また、飛行距離力 Sまだ短い区間では、粒子がガス流れにより後ろ力も追い風のように押される加速過程にあるとして、常に、ガスの流速 u >粒子の速度 uが成り立つと仮定している。

g s

[0061] du_s 3 C_D 1 I \₂ , 、

~ - = "一 pAu _e - u_s ) (14) di 2 d_sp_s 2 ^{g g s} ここで、ガスの流速 uと粒子の速度 uとの相対速度をとつて、 U=u -uとして、近 g s g s 似的に超音速であるガス流速はノズル内で一定であると仮定すると、式 (14)を式 (15) のように変形できる。

^[0062] =— (15) di 2 d_sp_s 2 ^g 式 (15)中、抗カ係数 C は式 (12)で示したように、相対速度 Uが亜音速の場合にはレ

D

イノルズ数の関数で表現できる力アトマイズ直後の場合は相対速度 Uも超音速である比率が高いので、ここでは図 3 (弾丸経路計測力得られた球体、および円錐一円柱体の抗カ係数、マッハ数依存の説明図）に示すグラフにおいて、マッハ数と球形物体との抗カ係数の実験結果から式 (16)で近似する（図中、近似直線 E参照)。

[0063] なお、図ま 2nd edition McGrae— Hill benes in Aeronautical and Aerospace Engineering, Modern Compressible Flow with nistorical Perspectiveより引用。

C_D =一 M (16) ただし、 aはガスの音速、 Mはマッハ数である。 [0064] 式 (16)と式 (15)から粒子の飛行時間 tと相対速度 Uの関係を表現する式 (17)が得られる。

ここで、 t= 0では粒子速度 u = 0としている。

s

[0065] また、飛行時間 tと飛行距離 1との関係は式 (18)力求められる。 + W

"A

ただし、 uはガスの流速、はガスの密度、は粒子の密度、 dは粒子直径であ g g s S

る。

[0066] 粒子が半凝固に達するまでの飛行時間 tが分かれば、それまでの粒子の飛行距離 f

1

fが計算され、この飛行距離 1

fは必要とされる最小限のノズル長さに一致する。そこで

、粒子が半凝固に達するまでの飛行時間 tを求める。粒子の冷却は先に示した式 (9) f

で与えられる。

， u_ _{( t}

H- w. - ~二—； ^ [q ^ e) (9)

卞" Ί m

[0067] 式 (14)と同様に、ラグランジュ座標系で記述すると、式 (19)のようになる。

ここで、近似的に初期の溶湯温度、液相線温度、固相線温度ともほぼ等しぐその値を材料の融点 Τで代表させると、 Τ =Τとおける。また、ガスの温度 Τとノズル壁 m s m s 面温度 τも近似的に一定とする。

W

[0068] 熱伝達の度合、を表すヌセルト数 Nuは式 (12)で表される力相対速度 Uを用いて書き換えると式 (20)のようになる。

[0069] また、溶射金属の凝固潜熱を Lとすると、固相率の方が大きい半凝固状態になるためには、式 (21)が成り立つ。

なお、式において、液相から固相に変化する略中間が半凝固状態となるため、 L/ 2として!/、る。

[0070] 最小限のノズル長さを求めるということは、粒子が半凝固に達するまでの最短の飛行時間 tを求めることになるから、この場合には式 (21)において等号が成立する。

f

[0071] 式 (19)と式 (20)力ヌセルト数 Nuを消去し、さらに式 (17)を用いて相対速度 Uも消去して、さらに式 (21)の等号式を用いると、粒子が半凝固状態に達するまでの最短の飛行時間関係式 (22)が得られる。 4p_sd_sa_£

³"

(22) ただし、 Prはガスのプラントル数、 λはガスの熱伝導率、 Τは材料の融点、 Τはガ m g スの温度、 μ はガスの粘性係数である。

g

[0072] 上記式 (22)を tについて解くことはできないが、ニュートン法などを用いて数値的に f

解くことができる。

[0073] 以上のことから、式 (22)力最短の飛行時間 tを求め、式 (18)に代入することにより、 f

最短の飛行距離、すなわち最小限のノズル長さ 1が求まる。

f

[0074] 本発明の溶射ノズル装置は上記ノズル長さ 1以上の長さを有するノズルを用いた装 f

置であることを特徴とし、粒子を超音速まで加速することにより凝固状態でも基材ゃ堆積物に付着するため、理論上はノズル長さに上限はない。

[0075] 図 4は、アルミニウムと銅を用いて具体的に最小限のノズル長さを求めたグラフであり、様々な粒子径カなる粒子が固相率 0. 5を超える半凝固状態となる場合に必要とされるノズル長さを示したものである。なお、同グラフにおいて横軸は粒子の直径を示し、縦軸はノズル長さを示している。なお、キャリアガスの条件は後述する表 1と同様にしている。

[0076] アトマイズの結果、例えば体積占有率で見た平均径が 50 μ mの場合、アルミニウムでは 0. 17m、銅では 0. 12mのノズル長さが必要となる。

[0077] ところで、従来、アトマイズを目的として超音速ノズルに溶湯を流す場合には、粒子がノズル内壁面に付着することを避けるため、図 5に示すようにノズル開き角（スロート部下流側における拡径流路部の開き角）が半頂角で 0 > 15° の大きなノズノレを使用している。上記半頂角とはノズル中心軸とノズル内壁がなす角度を意味する。

[0078] この場合には断面積比 AZA*が急激に拡大してマッハ数 Mも急激に大きくなる（式 (2)参照）が、等エントロピ変化の式 (23)と垂直衝撃波の関係式 (24)力も求まるマツハ数 Mになったところで衝撃波面が現れ、これを境としてその下流側は亜音速となり、ノズル内壁の開き角が大きいことにより、内壁面付近のガスの流れはその内壁面から剥離してしまう。

[0079] このときのマッハ数 Mは式 (25)力求まり、衝撃波面が現れる部位での断面積比 A ZA*は式 (26)力求まる。

[0080] このようなノズルは従来からアトマイズに向いている力ノズル内でのガス流れが直ちに亜音速になるものであり、粒子を加速させるという概念は存在しない。これに対し

、本発明のノズルは、ノズル開き角を 15° 以下として流れの剥離を防止しつつ、なお且つ、半凝固状態であっても粒子を基材ゃ堆積物に付着させることができるようにァトマイズ後の粒子を超音速まで加速させる構成にしている。換言すれば、本発明のノズルは、粒子が凝固または半凝固状態に達するまでノズル最狭部カゝら衝撃波面が生じる部位までの距離を長く延ばした構成となって、る。

[0081]

Ρι_ - (κ - l) ₍₂₄₎

Ρ_Β Κ

(25)

以上説明したことから、本発明の超音速ノズルの条件は、下記 (a)〜（c)によって規定することができる。

[0082] (a)ノズル開き角が半頂角で 0≤ 15° であること。

[0083] (b)ノズル開き角が半頂角で 0≤ 15° であって、キャリアガス全圧 p、ノズル出口

0

背圧 p に基づき式 (25)によって求まる衝撃波上流マッハ数 Mを、さらに式 (26)に代

B 1

入してノズル断面積 Aを求め、このノズル断面積 Aとなる位置までのノズル長さ 1力式 (18)と、粒子が半凝固に達するまでの最短の飛行時間を規定した関係式 (22)とから求まる最小限のノズル長さ 1以上であること。

f

[0084] 図 6はノズル内に衝撃波が発生する場合を示している。

[0085] (c)ノズル開き角が半頂角で Θ≤ 15° であって、ノズル長さ 1が式 (18)と、粒子が半 f

凝固に達するまでの最短の飛行時間を規定した関係式 (22)とから求まる最短ノズル長さ 1以上であり、キャリアガス全圧 p、ノズル出口背圧 p に基づき式 (25)によって求 f 0 B

まる衝撃波上流マッハ数 Mを、さらに式 (26)に代入して求めたノズル断面積 A 1S ノズル出口断面積 Aよりも大きいノズルである。

e

[0086] この場合、図 7に示すようにノズル全域が超音速流れになるため、衝撃波面はノズル出口下流側に発生することになる。

[0087] 3.実機ノズルの設計

3-1) 材料物性値と拘束条件

実機ノズルの計算に用いた材料物性値と拘束条件を表 1に示す。

[0088] [表 1] 舗ノズルの計算に用いた材性値と拘赖件

ただし、表中の最大半頂角とはノズル中心軸とノズル内壁がなす角度の最大を意味する。

[0089] 3-2) 検討条件

溶融金属（粒子）質量流量 [kg/s] 4条件： 0.025, 0.050, 0.075, 0.100 粒子径 [ /z m] 3条件： 20, 50, 100

ノズルスロート部の径 [mm] 2条件： φ 25, φ 35

ただし、それぞれガス質量流量 0.9 [kg/s] (スロート径 φ 25) , 1.8 [kg/s] (スロート径 φ 35)に相当する。

[0090] 上記の条件において、適性膨張 (ノズル出口静圧 =背圧 =大気圧）が得られる場合のノズル形状を求め、粒子温度と粒子速度との関係を調べた。また、超音速流では下流側力上流側に影響の及ぶことがないため、例えば、長さ 500mmのノズルにおける 300mm位置での計算結果はそのまま長さ 300mmのノズルの出口における状態とみなすことができる。これは亜音速ノズルと異なる点である。

[0091] 3-3) 実機ノズルの構成

3-3-1) 全般

スプレー加速用に考案したノズル形状の典型例を図 8のグラフに示す。

[0092] ここではノズル最大半頂角を 5° (表 1参照）にしている。 [0093] 本ノズルは、（a)アトマイズ後の分散した液滴はノズル壁に付着しなヽように速やかに最大直径まで拡大させること、および (b)粒子を加速すべく速度が最大になる最大直径での直管部分を長くとること、を目的に構成されている。

[0094] ただし、本実施形態のノズルは、一般にコールドスプレーで用いられて!/、るコニカルノズルと比較して、設計値よりも圧力比が低、場合や多くのコールド粒子が供給された場合にノズルのほとんどを占める直管部がすべて亜音速になってしまう不都合がある。そのため、設計値を外れた状態での運転には不向きであり、同一条件での運転を繰り返すような生産設備に適している。そこで上記同一条件で運転されることを前提とした場合の適性膨張になるノズル出口径を図 9のグラフに示す。

[0095] 同グラフにおいて、ノズルスロート径が φ 25mmであれ、 φ 35mmであれ、溶融金属流量が増加するのにつれてノズル出口径が大きくなる理由は、溶融金属が持ち込む熱をガスが受け取り、膨張できる状態になるからである。

[0096] 興味深!/、点は、溶融金属質量流量が少な!、条件でノズルの設計を行っておけば、設計を超えた流量をノズルに供給しても不足膨張となって加速効率は低下するものの、粒子に受け渡す運動量による制限までは運転可能になることである。また、その逆に、設計値よりも少ない溶融金属質量流量では超音速まで加速できないことがわかる。

[0097] 次に、表 2に加熱なしの場合にぉ、て、実機ノズルでの設計計算の結果、得られたノズルスロート径とガス質量流量との関係を示す。

[0098] [表 2]

今回のノズル設計計算の結果とガス質量流量

[0099] 3-3-2) アトマイズ後粒子径 φ 20 mの場合

図 10〜12に、それぞれアトマイズ後粒子径 φ m,ノズルスロート径 φ 25mmとした場合のノズル内マッハ数分布、ガス温度 Z速度分布、粒子温度 Z速度分布を示す。なお、以下に説明する各グラフにおいて、横軸の Distanceはノズル長さを示し、また、縦軸の Mach numberはマッハ数を、 Gas tempはガス温度を、 Gas Velcはガス流速を、 Solid tempは粒子温度を、 Solid Velcは粒子速度をそれぞれ示している。

[0100] また、図 13〜15に、それぞれアトマイズ後粒子径 φ 20 m,ノズルスロート径 φ 35 mmとした場合のノズル内マッハ数分布、ガス温度 Z速度分布、粒子温度 Z速度分布を示す。

[0101] 溶融金属力熱をもらう加熱レイリー流れであるため、マッハ数は減少し、ガス温度は上昇し、ガス速度は減少する。

[0102] 本実施形態では加熱後、適性膨張になるようにノズル出口径を決めているため、ガス静圧はほぼ大気圧に等しぐガス速度はいずれも 5 lOmZs程度になっている。

[0103] 興味深い点は、このような各条件について個別に加熱後適性膨張になるようにノズル出口径を決めると、もはや粒子側の状態は、粒子速度'粒子温度ともにほぼ同一の結果になることである。

[0104] これは、ノズル内のガス速度分布がほぼ等しぐガス温度差は溶融金属との温度差と比べて小さいからである。

[0105] また、スロート径 φ 25mmと φ 35mmの差異は、図 11および図 14に示されるようにガス温度に現れている力ガス速度にはほとんど現れない。したがってガス温度の影響を受ける粒子は粒子温度に差異が現れるが、粒子速度には現れな!/、。

[0106] また、粒子径 φ 20 μ mの場合、ノズル長さ 160mm程度で凝固は完了する力粒子速度は 400mZs程度しかない。この場合、ノズル長さを 500mmまで延長すれば粒子速度を 480mZsまで加速することができる力このときの粒子温度は 400Kまで冷却されてしまうことになる。

[0107] このように粒子径が φ 20 μ mの場合は、粒子は加速と比較して冷却されすぎる傾向があるため、ノズルの長さは慎重に決定する必要がある。

[0108] 3-3-3) アトマイズ後粒子径 φ 50 mの場合

図 16〜18に、それぞれアトマイズ後粒子径 φ m,ノズルスロート径 φ 25mmとした場合のノズル内マッハ数分布、ガス温度 Z速度分布、粒子温度 Z速度分布を示す。

[0109] また、図 19〜21に、それぞれアトマイズ後粒子径 φ 50 m,ノズルスロート径 φ 35 mmとした場合のノズル内マッハ数分布、ガス温度 Z速度分布、粒子温度 Z速度分布を示す。

[0110] マッハ数、ガス温度、粒子速度の傾向は、粒子径 φ 20 μ mの場合と大きく変わらないが、決定的に異なる点は図 18および図 21に見られる粒子温度の冷却速度である

[0111] 粒子径 φ 50 mでは凝固が完了するまでにノズル内で約 1. 2mの飛行距離を要している。それに応じてノズル長さも 1. 2m延設すれば、都合よく粒子加速の漸近線にかなり近づくことになる。

[0112] この条件において粒子温度 750K、粒子速度 470mZsで粒子はノズル力放出されるため、基材に対する衝突付着条件としては最も好まヽ。

[0113] 3-3-4) アトマイズ後粒子径 φ 100 mの場合

図 22〜24にアトマイズ後粒子径 φ 100 μ mの場合のノズル内マッハ数分布、ガス温度 Z速度分布、粒子温度 Z速度分布を示す。

[0114] この計算結果から、粒子径 φ 100 mの場合はさらに冷却速度が低下して凝固に至るまでにノズル長さが 5m必要になる。粒子の加速はすでにノズル長さ 3mの時点で終了しており、約 450mZsの速度に達しているため、冷却の方が遅れることになる。アトマイズが不良で十分な微粒ィ匕ができな、場合にこのような状況が起こる。

[0115] 図 25は本発明に係る溶射装置をバッチ処理に適用する場合の構成を示したものである。

[0116] なお、同図において図 1と同じ構成要素については同一符号を付してその説明を省略する。

[0117] また、キャリアガスとして、粒子を加速する際に音速が速くなる点で好ましい分子量の小さ、ヘリウムガスを窒素ガスに代えて使用して、る。

[0118] ヘリウムガスボンベ 10から供給されるキャリアガスは 2つの管路 11, 12に分岐され、管路 11を流れるキャリアガスは貯留部 4内に貯留されている溶融金属に対してヘッド圧を加え、管路 12を流れるキャリアガスはノズル 2内に導入され、スロート部 2aを通過することにより超音速に加速されるようになっている。なお、上記ヘリウムボンべ 10および管路 11, 12はキャリアガスを加圧導入するキャリアガス供給装置として機能する

[0119] 貯留部 4から流下する溶融金属は、ノズル 2内の超音速ガス流によってアトマイズされ、さらにノズル 2内で冷却されノズル 2先端から吐出される。

[0120] 吐出された粒子は基材 3表面に衝突し付着する。ノズル 2および基材 3は密閉容器としてのチャンバ 13内に収納されており、このチャンバ 13は排気装置としてのサイクロン装置 14および排気真空ポンプ (減圧手段） 15を介して貯気槽 16に接続されている。なお、上記サイクロン装置 14は排気中に浮遊する粒子を回収しガスのみを排気真空ポンプ 15に供給する。

[0121] 上記排気装置は、キャリアガスのマッハ数を高めて粒子速度を上げるために設けられており、貯気槽 16に回収されたヘリウムガスは圧縮機 17によって圧縮され、再利用されるようになっている。

[0122] 図 26は本発明に係る溶射装置を連続成形処理に適用する場合の基本構成を示したものである。

[0123] 同図に示す連続成形処理では、貯留部 4に連続溶解炉 20が接続されており、貯留部 4と連続溶解炉 20とは接続管 21を介して連通している。また、連続溶解炉 20はへッド圧によって貯留部 4の内圧が 0. 8MPaとなるようにその高さが設定されている。上記所定高さに配置された連続溶解炉 20は溶融金属を連続的に加圧供給する溶融金属供給装置として機能するようになって!/、る。

[0124] このようにして貯留部 4からノズル 2に対して溶融金属を連続的に供給することができるようになつている。

[0125] また、基材 22は矢印 A方向にも回転しながら、引き取りローラ (基材供給装置） 23a , 23bの回転によって矢印 B方向に引き抜かれるようになつている。それにより、基材 22上に連続的に粒子を溶射し成形することができる。

[0126] また、図 27〜図 31は本発明のノズル 2の他の実施形態を示したものであり、ノズル自体をセラミックまたはカーボンなどの非金属で製作することにより表面の親和性を悪くし、ノズル内壁に付着した金属粒子を超音速ガス流れによって容易に吹き飛ばすことができるようにしたものである。なお、これらの図において図 1と同じ構成要素については同一符号を付してその説明を省略する。

[0127] 図 27に示すノズル 40は、アルミニウム合金を溶射するためにジルコユアを用いてノズル 41を製作し、その外側をセラミック製の筒体 42でカバーし、その筒体 42の周囲に最大 900°Cまで昇温可能なノズルヒータ 43を複数回巻き付けたものである。なお、上記ノズル 41としては、例えばイットリア (Y O )を安定化剤として添加した高強度、

2 3

高耐摩耗性、高耐腐食性を備えた部分安定ィ匕ジルコユアと呼ばれる材料を使用することが好ましい。

[0128] 図 28に示すノズル 44は、ノズル自体をセラミックファイバーヒータ 45で構成したものであり、詳しくは、アルミナとシリカを主成分とする素材を繊維化した高温絶縁性のセラミックファイバーに発熱体を埋設して一体成形することにより構成されている。なお、図中 46aおよび 46bはヒータの電極接続部を示して!/、る。

[0129] 図 29に示すノズル 47は、セラミック製ノズル 48の胴部外壁にカーボンヒータ 49を周設し放射によって加熱するように構成したものである。

[0130] 上記カーボンヒータ 49は、円筒状のノズル 48の上下両側から交互に一定の長さ形成されたスリット 5 Id, 5 leによって複数部分に分割されたものからなり、 49aおよび 4 9bはそのカーボンヒータ 49の電極接続部である。また、 50は内壁が鏡面に仕上げられた筒状の反射ケースであり、放射効率を高めるために設けられて、る。

[0131] 上記構成を有するノズル 47において、図示しない電源から電極接続部 49a, 49b を通じてカーボンヒータ 49に電力が供給されると、カーボンヒータ 49は、通電によるジュール発熱によって内部力も発熱し、それにより、セラミックス製ノズル 48はカーボンヒータ 49からの輻射伝熱によって加熱され、ノズル 37内壁に付着した金属が溶融される。

[0132] 図 30に示すノズル 51は、ノズル自体をカーボンヒータ 52で製作したものであり、 52 aおよび 52bはその電極接続部を示してヽる。セラミックス製ノズルをカーボンまたはカーボンコンポジット製のノズルに代えると、ノズル表面の輻射率がさらに高まり、ノズル 51の加熱効率をさらに高めることができる。

[0133] なお、図 29および図 30では、酸素が存在するとカーボン自体が酸化反応するため

、これを防止するため装置全体をチャンバ一で覆い、アルゴンや窒素等のガスを高圧ガスとして用い、チャンバ一内を不活性雰囲気に置換するようにして、る。

[0134] また、ノズルを熱伝導率の良!ヽ例えば銅等の金属製材料で製作し、製作されたノズル内壁にセラミック溶射を施すことによってセラミック被膜を形成することによつても、上記した各ノズルと同様に、親和性を悪くすることもできる。

[0135] 図 31〖こ示すノズル 53では、銅ノズル 54の内面にジルコ-ァ被膜（図中、太い破線で示した部分） 55を形成し、その外周面にノズルヒータ 43を複数回巻き付けたものである。

産業上の利用可能性

[0136] 本発明の溶射ノズル装置及び溶射装置は、基材上に溶射材を一定に供給するとともに、基材上に形成される皮膜または堆積状態をコントロールすることが要求される分野において好適である。

Claims

請求の範囲

[1] ノズルの入口側カゝらキャリアガスを導入して超高速のガス流を形成し、そのガス流によって溶射材をアトマイズし放出する溶射ノズル装置において、

上記ノズルの入口側端部に上記溶射材である溶融金属を貯留する貯留部が連通路を介して接続されるとともに、上記ノズルは、超音速ガス流を形成するためのスロート部と、その下流側に出口方向に向けて形成される拡径流路部とを有しており、この拡径流路部で、超音速ガス流によってアトマイズされた金属粒子を凝固または半凝固状態まで冷却し、上記ノズルの出口側から所定方向に放出するように構成されて

V、ることを特徴とする溶射ノズル装置。

[2] 上記連通路内では、上記スロート内又はスロート部下流側の中心に向けて上記貯留部から溶融金属導出管が延設されており、上記連通路内でこの溶融金属導出管の外側部分が、加速された上記キャリアガスが流れる流路を構成して、る請求項 1記載の溶射ノズル装置。

[3] 上記スロート部下流側における上記拡径流路部の開き角が半頂角で 15° 以下である請求項 1または 2記載の溶射ノズル装置。

[4] 上記拡径流路部の長さは、アトマイズされた金属粒子が凝固または半凝固状態となるまでの飛行距離であって、アトマイズされた金属粒子の飛行距離と金属粒子温度とをモデルィ匕することにより求められる飛行距離に基づいて定められる請求項 3記載の溶射ノズル装置。

[5] 上記アトマイズされた金属粒子が凝固または半凝固状態となるまでの飛行距離は、アトマイズされた金属粒子が凝固または半凝固状態に変化するまでの飛行時間を求めるとともに、下記式にその飛行時間を代入することによって求められ、上記拡径流路部の長さは、その飛行距離以上の長さに設定されてヽる請求項 4記載の溶射ノズル装置。

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ただし、 1は粒子の飛行距離、 tは粒子が凝固または半凝固に達するまでの飛行時間、 uはガスの流速、はガスの密度、は粒子の密度、 dは粒子直径、 aはガス g g s s g の音速である。

上記キャリアガスの入口圧力を Pとし、ノズル出口圧力を Pとするとき、入口圧力 p o B o が下記式を満足する状態で上記キャリアガスは上記ノズルに導入される請求項 1または 2記載の溶射ノズル装置。

ここで、 κ：圧縮ガスの比熱比、 M :スロート部下流側のノズル拡大部におけるマツハ数である。

[7] 上記請求項 1〜6のいずれか 1項に記載の溶射ノズル装置と、

上記ノズルに対し管路を介して接続されキャリアガスを加圧導入するキャリアガス供給装置と、

上記ノズルおよび放出される粒子を衝突させる基材を収納する密閉容器と、この密閉容器内を減圧する減圧手段とを備えてなることを特徴とする溶射装置。

[8] 上記請求項 1〜6のいずれか 1項に記載の溶射ノズル装置と、

上記貯留部に接続管を介して接続されその貯留部内の溶融金属に対して溶融金属を連続的に加圧供給する溶融金属供給装置と、

上記基材を連続的に供給する基材供給装置とを備えてなることを特徴とする溶射装置。