畢業(yè)設計-金屬冷噴涂

-PAGEI摘要針對鎂合金表面防腐、耐磨的需要，利用冷噴涂技術在鎂合金表面制備了耐磨和防腐涂層。為了提高冷噴涂效率，本文根據(jù)流體力學和空氣動力學的相關理論對超音速噴槍進行優(yōu)化設計。應用FLUENT軟件對拉瓦爾噴槍內的氣固兩相流動過程進行數(shù)值模擬，并對噴槍內氣相和固相顆粒的速度、溫度和壓強分布進行分析，跟據(jù)模擬結果改進噴槍結構，使強化材料流出速度達到最佳。冷噴涂技術的關鍵是通過拉瓦爾噴槍加速氣流提高粉末的噴出速度，實現(xiàn)在基體表面的沉積。氣體進口參數(shù)對出口氣流速度有一定影響。在相同的噴槍結構下，進口速度的變化對出口速度的影響較小，尤其是進口速度低于50m/s時，其變化基本上不會使出口速度有大的改變。并且讓進口氣流壓強有大的提高不易實現(xiàn)。提高出口速度的方式是以提高進口氣體溫度為主，適當提高進口壓強。通過對模擬數(shù)據(jù)的分析，適當延長噴槍漸擴段的長度既可以降低出口溫度，又可以提高出口速度。為了對噴槍內氣體流動過程有更深入的分析，應用重整化群(RNG)k–ε模型對噴槍內流動過程進行數(shù)值模擬，對噴槍流道形狀的變化，采用不均勻網(wǎng)格劃分計算區(qū)域，并用二階差分格式離散通用微分方程的對流相；然后用SIMPLE算法來求解氣體的運動。跟據(jù)上述原理應用fluent軟件對噴槍內的壓強、溫度、速度的分布做分析后，設計出最優(yōu)的噴槍結構為：入口直徑D1=15.2mm，出口直徑D2=14mm，喉部半徑Rcr=3.5mm；漸縮角α=30°，長度L1=20.9mm；漸擴角β=10°，漸擴段長度L2=55mm；總長L=75.9mm。然后，對優(yōu)化設計的噴槍進行數(shù)值模擬，得出最后關鍵詞：鎂合金；拉瓦爾噴槍；(RNG)k–ε模型；SIMPLE算法PAGEIIAbstractInordertostudythecoldspraytechnologyonMgalloysurface,thedesignedsupersonicnozzleisoptimizedaccordingtothetheoryofhydrodynamicsandaerodynamics.TheFLUENTsoftwareisusedtosimulatethegas-solidflow.Thevelocity,temperatureandpressureofgasandsolidparticlesareanalyzedintheLavalNozzle.Accordingtothesimulationresults,thenozzlestructureisimprovedtomakethevelocityofgasandparticlebest.ThekeyofColdSpraytechnologyisacceleratingthevelocityofmaterialstosupersonicintheLavalnozzle,thenthepowderofmaterialsisdepositedonthesurfaceeffectively.Thespeedofoutletwasimpactedbyinletparameters.AtthesameLavalnozzlestructure,thespeedofinletlessimpactonoutletspeed,particularlyinletvelocityblow50m/s.Andincreasingairpressureofinletdeeplyisdifficultrealization.Themainmethodofraisingthespeedofoutletisgettingupthegastemperatureofinletwithsuitablepressure.Throughanalysisthedataofsimulation,appropriatelyextendingthelengthofexpandingnozzle’szonecanobtainbothlowertemperatureandhigherspeedatoutlet.Ak-ε(RNG)modelwasusedinthesimulationinordertounderstandthecharacteroftheflowsinLaval-Nozzle.AccordingtotheshapevariationoftheLaval-Nozzle,astructurednon-uniformgridsystemhasbeenusedtodividethecomputationdomain.Thesecond-orderdifferencestylewasselectedforthediscriminationoftheconvectioninthedifferentialequation,andtheSIMPLEmethodisusedtosolvethegasphaseflow.Accordingtotheapplicationofthisprinciple,thepressure,temperatureandvelocity'sdistributionareanalyzedwithFLUENTsoftware.Optimaldesigningstructureofthenozzleis:Inletdiameter:D1=15.2mm;outletdiameter:D2=14mm;throatradius:Rcr=3.5mm;Divergingangle:α=30°;L1=20.9mm;expandingangle:β=10°;L2=55mm;Totallength:L=75.9mm.Then,theoptimizednozzlepropertiesweresimulatedandgetareasonableresult.Keywords:Mgalloy;LavalNozzle;SIMPLEmethod;k-ε(RNG)modelPAGEIV目錄摘要 IAbstract II第1章緒論 11.1鎂合金防腐技術研究現(xiàn)狀 11.1.1化學轉化處理 21.1.2陽極氧化和等離子微弧陽極氧化 31.1.3擴散涂層 41.1.4金屬鍍層 41.1.5激光表面處理 51.1.6離子注入 51.1.7其它處理方法 61.2冷噴涂技術的現(xiàn)狀分析 61.2.1冷噴涂原理 61.2.2冷噴涂工藝特點 71.2.3冷噴涂技術的應用 81.3冷噴涂射流過程數(shù)值模擬研究進展 91.4課題研究意義及內容 10第2章冷噴涂Laval管的設計 112.1引言 112.2超音速噴槍氣體動力學計算 112.3氣體熱力參數(shù)計算 132.4設計過程 14第3章噴槍內超音速氣流的數(shù)值模擬 183.1引言 183.2模型的建立 183.2.1物理模型 185.2.2數(shù)學模型 183.3計算機的模擬過程 203.3.1網(wǎng)格的化分 203.3.2求解器 203.3.3FLUENT計算過程 223.4結果與討論 23每4章噴槍的優(yōu)化設計 254.1為減小粘性附層面影響的優(yōu)化 254.1.1噴槍模擬的優(yōu)化 254.1.2氣相模擬結果 264.2對Laval噴槍漸擴段的優(yōu)化 284.2.1結構優(yōu)化計算 284.2.2氣相模擬與討論 284.3對Laval噴槍漸縮段的優(yōu)化 364.3.1結構優(yōu)化計算 364.3.2氣相模擬與討論 37第5章結論 41參考文獻 42致謝 45PAGEPAGE43第1章緒論鎂合金具有很高的比強度、比剛度、比彈性模量，還具有良好的導熱、導電性、尺寸穩(wěn)定性、電磁屏蔽性、可加工性等優(yōu)點，廣泛地應用于航空航天、汽車制造和電子工業(yè)等領域[1]。但鎂合金的耐蝕性、耐磨性和耐高溫性能差，因此，如何解決鎂合金腐蝕和磨損問題是提高鎂合金鑄件使用壽命，拓寬鎂合金應用范圍的關鍵之一。進行表面強化是一種行之有效的方法[2]。鎂合金表面防護方法主要有等離子體微弧陽極氧化、電鍍、化學鍍、氣相沉積、激光改性等。但是，等離子體微弧陽極氧化得到的氧化膜較薄，防護效果有限；電鍍和化學鍍工序復雜，且污染環(huán)境；氣相沉積和激光改性的成本太高[3]。因此，考慮到經(jīng)濟和效率因素，應用噴涂的方法在鎂合金表面覆蓋上一層致密的保護膜[4]，將是一種提高鎂合金耐腐蝕性和耐磨性的有效途徑。但傳統(tǒng)工藝上采用的熱噴涂方法會對其產(chǎn)生一些有害影響，出現(xiàn)如高溫氧化、蒸發(fā)、溶解、結晶、殘余應力、剝落、氣體釋放等問題[5]。冷噴涂工藝克服了熱噴涂技術上述弱點，在冷噴涂中噴涂粉末粒子在熱的非氧化性氣流中加速，噴涂加熱溫度較低，涂層基本無氧化現(xiàn)象，適用于納米、非金屬等對溫度敏感材料，可以獲得低氧化物含量、低內應力、高硬度、大厚度涂層[6]。本課題組已經(jīng)對鎂合金表面冷噴涂鋁合金技術進行了研究。對鎂合金表面涂層性能的研究表明，鎂合金表面冷噴涂層可以大大提高基體的耐磨性和耐腐蝕性。1.1鎂合金防腐技術研究現(xiàn)狀如何解決鎂合金腐蝕和磨損問題是提高鎂合金構件使用壽命，拓寬鎂合金應用范圍的關鍵之一。目前，提高鎂合金耐蝕性的途徑之一是添加合金元素，另一條途徑就是進行表面改性。當今世界各國研究最多，應用最多的是表面改性技術。目前，國內外鎂合金的表面防護方法如下。1.1.1化學轉化處理化學轉化處理就是通過發(fā)生化學或電化學反應，使基體金屬的離子與溶液中的陰離子或原子結合，從而在金屬表面形成一層薄膜，起到保護基體材料的作用[7]。化學轉化處理方法形成的膜層均勻，工藝簡單，特別適用于形狀復雜的零件。目前，鎂合金化學轉化處理技術研究較多的是鉻化處理和磷化處理。鉻化處理是用鉻酸鹽或重鉻酸鹽水溶液進行化學轉化處理，是目前較為成熟應用最多的表面處理方法。在鉻化處理的成膜過程中，金屬表面的鎂原子先溶于水溶液中，形成二價鎂離子，然后鎂離子與溶液中的鉻酸根離子發(fā)生反應，在金屬表面沉積一薄層6價與3價鉻酸鹽和基體金屬化合物的膠狀混合物，這層膠狀物在基體與環(huán)境之間形成阻擋層，起到保護作用。并且鉻酸鹽轉化膜有自修復功能，在未失去結晶水是具有吸濕性能，當其受到損壞時，會吸水膨脹達到保護基體的目的[8]。雖然鉻酸鹽轉化膜處理工藝比較成熟，但該工藝過程產(chǎn)生有害的6價鉻離子，廢液不易處理，對環(huán)境造成污染。因此，人們正在致力于開發(fā)無鉻轉化處理工藝。磷酸鹽－高錳酸鉀方法就是常用的一種新型無鉻化學轉化處理方法[9]，其成膜機理與鉻酸鹽處理類似，不同的是高錳酸鉀是一種強氧化劑，還原時可形成溶解度較低的低價錳氧化物進入膜層。隨著時間的延長，膜層中錳的含量逐漸增加，膜層的顏色也逐漸加深，這可能是因為膜層中形成二氧化錳引起的。形成的磷化膜[10]的主要成分為錳的氧化物和鎂的氟化物，膜厚為4~6μm。這種膜層為微孔結構，與基體結合牢固，具有良好的吸附性，其耐蝕性與鉻化膜相當，可以用作鎂合金加工工序間的短期防蝕或涂漆前的底層，但是由于處理液消耗較快，并且前處理采用的高濃度磷酸提高了成本，使得磷化膜的應用受到了限制?；瘜W轉化處理的投資少，目前已開發(fā)出多種轉化涂層，但鎂合金表面化學特性的不均勻性是形成均勻、無孔的轉化膜層的最大困難。另外轉化膜層的耐腐蝕性能和耐摩擦性能都不足以使其在惡劣條件下單獨使用，因而一般被用作有機涂層的前處理。1.1.2陽極氧化和等離子微弧陽極氧化陽極氧化處理工藝是在適當?shù)碾娊赓|溶液中，以待處理的金屬為陽極，不銹鋼、鐵、鉻、鎳或導電性電解池本身為陰極，在一定電壓電流等條件下，使陽極表面發(fā)生氧化，從而在金屬表面獲得陽極氧化膜層的過程。最早的陽極氧化技術產(chǎn)生于上個世紀20年代和50年代，目前其主要工藝有HAE工藝、Dow17工藝和Cr-17工藝。陽極氧化處理在鎂合金表面形成的氧化膜厚度一般在10~40μm，并具有雙層結構，內層為較薄的致密層，外層為較厚的多孔層。研究表明[11]，陽極氧化膜的組成比較復雜，主要由鎂的氧化物組成，其原子組成和相組成受基體合金、陽極氧化電參數(shù)、電解質溶液組成及濃度、溶液溫度等因素的控制和影響，隨著電解液和電壓、電流密度等參數(shù)的變化，形成氧化膜的組成、均勻性、粗糙度、耐蝕性、耐磨性、與基體的結合力等會發(fā)生不同程度的改變。陽極氧化膜的腐蝕防護性能與膜層厚度有關，一般膜層越厚，其防護性能越好。膜層的厚度、強度、抗蝕性、耐磨性都比化學處理的好，因此可作為中等腐蝕氣氛中的防護層。但是由于膜層空隙大、分布不均勻，一般只作為涂裝前處理，尚需要進行充填等后處理[12]。等離子微弧陽極氧化是近年發(fā)展起來的表面強化技術，它突破了傳統(tǒng)陽極氧化的工作電壓的限制，將工作區(qū)域引入到高壓放電區(qū)，利用微弧區(qū)局部瞬間高溫(2000℃)燒結作用，直接在Al、Mg、Ti等金屬表面原位生成陶瓷膜[13]。鎂合金的這層膜分為表面疏松層和次表面致密層兩層結構，致密層是膜的主體，由立方結構的MgO組成；表面疏松層是MgO和MgAl2O4尖晶石相混合體。鎂合金微弧氧化時，微弧區(qū)瞬間的局部高溫高壓大大促進了孔壁附近膜里氧和鎂離子間的相互擴散。另一方面放電通道也直接向膜內輸送氧，形成一定厚度的疏松層后，向基體內部滲透氧化占據(jù)了主導地位，氧離子向內部擴散是主要方向，氧化膜向內生長速度決定了總膜厚的生長速度，鎂合金微弧氧化厚度最厚可達100μ1.1.3擴散涂層擴散涂層是通過讓試樣與涂層粉末接觸后進行熱處理而形成的涂層。這個過程中通過在高溫下涂層材料與基體材料的內部擴散而形成合金。20世紀末，Shigemastu等人[14]報道了Mg合金的Al擴散涂層，用Al粉將鎂合金覆蓋后在惰性氣氛下在450℃進行熱處理，在表面形成厚度為750μm的Al-Mg金屬間化合物。由于熱處理溫度超過了Mg/Mg17Al12的共熔溫度(437℃)，金屬間化合物膜層的表面存在有裂紋，但是在鎂合金基體與反應層之間的界面處沒有微裂紋和孔隙。該表面合金層主要由δ-Mg和γ相Al12Mg17組成。在上述方法的基礎上改進獲得的Al-Zn擴散層使用的是70%Al+30%Zn混合粉末，比純Al粉的熔點要低，可以將熱處理的溫度降低至430℃，合金層內產(chǎn)生熱裂紋的可能性減少，而添加的Zn也能提高合金的硬度和對Fe、Cu和Ni的容量，從而降低腐蝕速度[這種方法獲得的涂層結合力很好，但由于表面合金層中Mg含量比較高，而且高溫度條件下擴散，可能會影響鎂合金材料本身的機械強度，所以要想獲得耐腐蝕性能良好的表面擴散層，并且保持鎂合金材料的機械性能，還需要作大量的研究工作。1.1.4金屬鍍層鎂合金化學活性高，屬于較難進行電鍍和化學鍍的金屬，在進行電鍍和化學鍍之前必需進行預處理。一般采用化學鍍鋅，然后鍍銅，當鎂合金鍍上一層銅后就可按普通的電鍍方法鍍上所需的金屬了，目前，鎂合金表面的電鍍或化學鍍已有ASTM標準[16]。電鍍由于鍍液的壽命較長，它對環(huán)境的沖擊較小，然而在不規(guī)則的鍍件表面很難形成均一的鍍層?；瘜W鍍的優(yōu)點是投資小，但是存在嚴重的廢水處理問題。目前，按照嚴格的再生程序來操作，最成功的鎂合金化學鍍液也只能使用6次。另外，這種技術可供操作的“窗口”也很狹窄，同時不同牌號的鎂合金表面的不同性質也對化學鍍能否都能形成均勻、無孔的鍍層提出挑戰(zhàn)。1.1.5激光表面處理激光處理技術包括激光熱處理和激光表面合金化[17，18]，其中激光熱處理是利用激光加熱金屬表面以促進亞穩(wěn)固溶體形成的技術，其實質是另一種形式的快速凝固處理，但它僅限于表面層的熔化與凝固。激光表面合金化是指通過高能激光將金屬膜層及其下面的金屬基體熔化，這個快速熔化、混合和凝固的過程使得涂層和基體成為合金，該工藝的優(yōu)點是可處理深度可達數(shù)毫米，對膜層可控性好。文獻[19]通過將純鎂、AZ91和WE54鎂合金與Al+Ni和Al+Si表面合金化來提高其耐磨損性能。另一種相關工藝利用激光束熔化AZ91鎂基體后，注入TiC、SiC等硬粒子來進行合金表面改性，從而提高其耐滑動摩擦性能[20]。TiC和SiC顆粒分散在表面層中，可提高膜層耐磨性能，然而與之相磨的材料則磨損嚴重。使用Mg2Si的精細顆粒得到的膜層不僅本身具有良好的耐磨性，且與之相磨的材料也只發(fā)生輕微磨損，但是這種防護膜層成本較高。激光處理技術能夠在鎂合金表面得到細小的組織，且使成分均勻，同時沒有環(huán)境污染問題，是改善鎂合金耐蝕性的有效方法，但是它們的資金投入比陽極氧化、化學轉化膜等技術要高得多，并且對于不規(guī)則的工件，很難形成均勻的涂層，目前還很難投入實際應用。1.1.6離子注入離子注入是將高能離子在真空條件下加速注入固體表面的方法。此法幾乎可以注入任何種類的離子，離子注入的深度與離子的能量、種類以及基體狀態(tài)等因素有關。離子在固溶體中處于置換或間隙位置，形成亞穩(wěn)相或沉淀相，從而提高合金的耐蝕性[21]。離子注入的優(yōu)點：由于自身能量高，進入固態(tài)中不受固體固溶度的限制；由于注入的電荷數(shù)量可精確控制，因此注入原子數(shù)量可精確測量和控制；注入能量可通過改變加速電壓來實現(xiàn)，因此注入元素深度分布可精確控制；可在材料表面內側形成一層新的表面合金層來改變表面狀態(tài)，從而解決了其他工藝制備的涂層表面與基體的粘接問題[22]。但是，離子注入技術較為復雜，成本費用較高，離子注入層一般比較淺，往往無法滿足所需要的表面性能[23]。所以，關于離子注入鎂合金表面耐蝕性的研究也相當少。1.1.7其它處理方法鎂合金表面防護的其它方法還有氣相沉積，包括物理氣相沉積(PVD)和化學氣相沉積(CVD)；涂敷有機物涂層，如環(huán)氧樹脂、乙烯樹脂、聚氨酯、橡膠等特殊涂層。氣相沉積比較環(huán)保，但是其設備投資較大，膜層制備成本高。另外，在鎂合金基體上獲得的這些膜層的耐腐蝕性能、結合力和耐磨損性能都還有待進一步研究。有機涂層大多只能起短時間保護鎂合金的作用，且不耐高溫，涂層本身強度低，一般較薄，不能作為長期有效的保護層。由此可見，可用于在鎂及其合金表面形成防護涂層的工藝雖多，但缺乏能在惡劣環(huán)境條件下提供足夠防護性能的單層膜層，至今為止，世界各國還沒有開發(fā)出一種能抵抗惡劣環(huán)境的單層的防護層適用于鎂合金基體。近幾年，由前蘇聯(lián)學者開發(fā)的一種新興的材料表面改性技術－冷噴涂，引起了美、德等國學者的熱情和興趣。盡管冷噴涂領域的研究尚屬初期，但是冷噴涂技術獨有的特性使新型涂層的制備及應用成為可能。1.2冷噴涂技術的現(xiàn)狀分析1.2.1冷噴涂原理噴涂是基于空氣動力學原理的一種噴涂技術。它是利用高壓氣體（He、N2、混合氣體或空氣）攜帶粉末顆粒經(jīng)縮放管產(chǎn)生超音速氣固雙相流，在完全固態(tài)下撞擊基體，通過較大的塑性流動變形而沉積于基體表面上形成涂層。冷噴涂系統(tǒng)結構如圖1-1所示，壓縮氣體分兩路，一路通過送粉器，作為載帶氣將粉末引入噴嘴；另一路通過加熱器使氣體膨脹，提高氣流速度，然后兩路氣流進入噴槍，在其中形成氣－固雙相流。雙相流中的高動能顆粒撞擊工件表面后產(chǎn)生塑性變形沉積在工件的表面形成涂層。在噴涂過程中，氣體壓強一般在1.5~3.5MPa之間，溫度在373~873K范圍，噴涂距離約25mm，工藝參數(shù)可根據(jù)不同的粉末要求進行調節(jié)[24]。送料器送料器拉瓦爾噴嘴基體材氣體1.5MPa～3.5MPa圖1-1冷噴涂系統(tǒng)示意圖氣體加熱器373～8氣體加熱器373～873K1.2.2冷噴涂工藝特點冷噴涂技術完全不同于熱噴涂的新技術。以等離子弧、電弧、火焰為熱源的熱噴涂技術，粉末顆?；蚓€材被加熱到熔化狀態(tài)。這種高溫不可避免的使噴涂材料在噴涂的過程中發(fā)生相變、化學反應及輻射等現(xiàn)象。而冷噴涂技術以高壓氣體為動力，可以實現(xiàn)低溫狀態(tài)下的涂層沉積。其具有以下技術特點：(1)溫度低：金屬材料在低溫噴涂過程中的氧化非常有限，對于制備Ti及其合金等易于氧化材料的涂層具有十分重要的意義，所有的研究結果都表明，冷噴涂涂層中氧含量基本與涂層原始粉末一致[25]；可以避免材料的熔化和蒸發(fā)，因此在制備塑料涂層時就可以避免其揮發(fā)。(2)對材料的組織結構影響小：可以用來制備納米涂層和塊體材料，也可以用來制備對溫度敏感的非晶材料涂層[26]。(3)對基體的熱影響?。夯静桓淖兓w材料的組織結構，因此基體材料的選擇范圍廣泛，可以是金屬、合金甚至塑料，也就是說可以實現(xiàn)異種材料的良好結合[27]。如沈陽金屬所已經(jīng)成功地在PTC陶瓷基體上制備了純鋁涂層[28]。(4)沉積率高：粉末可以回收利用，材料利用率高，直接使用壓縮空氣作為噴涂氣體，降低了成本。(5)可以制備復合涂層：例如，Al-Pb合金，由于其在常溫下不相溶，采用常規(guī)方法很難獲得均勻的組織，而采用冷噴涂的方法可以很容易地實現(xiàn)鋁與鉛的均勻混合。(6)形成的涂層承受壓應力：由于涂層可以承受壓應力，因而可以制備厚涂層。有些研究者制備的銅、鋁及其合金涂層厚度大于5mm，美國PennsylvaniaStateUniversity在鈦表面沉積Cr3C2-20Ni-5Cr涂層，涂層厚度可達1.5mm(7)涂層孔隙率低：由于冷噴涂的顆粒以高速撞擊而產(chǎn)生強烈塑性變形形成涂層，而后續(xù)粒子的沖擊又對前期涂層產(chǎn)生夯實作用，而且涂層沒有由熔融狀態(tài)冷卻的體積收縮過程，故孔隙率較低。(8)冷噴涂具有較高的結合力：如在鋁基體上噴涂銅涂層結合力可以達到66MPa，400℃回火后可以達到195MPa，鈦表面沉積Cr3C2-20Ni-5Cr涂層與基體的抗剪強度達413MPa[29]1.2.3冷噴涂技術的應用冷噴涂技術是一項既經(jīng)濟又實用的噴涂技術，用于材料的表面涂層可以改善和提高材料的表面特性，如耐磨性、耐腐蝕性和材料的機械性能等，最終提高產(chǎn)品的質量。冷噴涂可以實現(xiàn)低溫狀態(tài)下的金屬涂層沉積，形成的涂層殘余應力低，可制備厚涂層，涂層厚度可達到毫米級。該工藝對粉末顆粒無熱影響，無氧化，制備的涂層性質基本上與原料的性質相同。目前的研究表明冷噴涂可以實現(xiàn)包括金屬Al、Zn、Cu、Ni、Ca、Ti、Ag、Co、Fe、Nb、NiCr合金、高熔點MoTa，以及高硬度的金屬陶瓷Cr3C2-25NiCr，WC-21Co等涂層的制備，可沉積涂層的材料包括大部分金屬涂層、金屬陶瓷涂層、有機涂層、可以實現(xiàn)用異種材料制備復合涂層或合金涂層以及納米材料涂層等，并且可以在金屬、陶瓷或玻璃等基體表面上形成涂層。如美國除用冷噴涂技術制備高純銅涂層，已用于一級火箭發(fā)動機集束管，制備的鋅鋁涂層用于汽車底盤的防腐蝕，還用冷噴涂技術生產(chǎn)汽車和飛機用的新型韌性涂層，在梯度涂層中連接異種金屬，制造小型涂層復合件以及進行低溫涂覆等；德國已將冷噴涂的涂層用于汽車尾氣排氣管的防護，解決了原采用熱噴涂涂層易疲勞斷裂的問題，提高了壽命；日本也將冷噴涂的高性能導電涂層用于電子工業(yè)。俄羅斯的冷噴涂已經(jīng)在電器、機械制造和汽車行業(yè)應用，并在西伯利亞鋼鐵廠建立了鋼管內表面防腐涂層(Al，Zn)制備的自動生產(chǎn)線，可以處理管徑在65mm以上，長度在6000mm在我國冷噴涂的研究及應用還處于起步階段，關于冷噴涂的報道還很少。中科院沈陽金屬所與俄羅斯理論與應用力學研究所自2000年開始合作，共同開展了利用冷噴涂技術制備新型涂層的研究，引進了冷氣動力噴涂設備，在以下兩個方面取得了一些有實際應用價值的研究成果[30]。(1)制備功能涂層：包括耐腐蝕、抗高溫氧化涂層，耐磨損與固體潤滑減摩涂層，導體上噴涂絕緣涂層或絕緣體上噴涂導電涂層，高熱傳導率、高導電率的涂層(如Cu，Al等)，表面改性涂層，有機高分子涂層和熱塑性樹脂涂層。(2)利用超音速氣固雙相流進行金屬部件的表面自身納米化：該方法使金屬表面發(fā)生嚴重塑性變形，晶粒細化至納米量級，從而實現(xiàn)表面納米化。表面納米化有著極大的開發(fā)應用潛力，如提高金屬結構件的抗磨損、耐疲勞等機械性能，加速滲碳、滲氮及滲金屬等化學熱處理的速度及改善滲層質量，改善焊接接頭中焊縫、熱影響區(qū)和基體材料的組織不均勻性。目前冷噴涂技術正處于從研究和開發(fā)向工業(yè)化應用轉化的階段。美國Sandia國家實驗室建立了一個有10個成員組成的工業(yè)聯(lián)合體來研究這項工藝并使其商業(yè)化[31-32]?？梢灶A見，在不久的將來，冷噴涂技術會在電子，航空航天、石油化工、汽車、造船、計算機、生物機械、軍事等領域獲得廣泛地應用。1.3冷噴涂射流過程數(shù)值模擬研究進展超音速沖擊射流數(shù)值計算求解的控制方程[33]為通用可壓縮湍流平均N-S方程組，湍流模型采用k-ε雙方程模型，RNGk-e模型來源于嚴格的統(tǒng)計技術，從暫態(tài)N-S方程中推出的，使用了一種叫“renormalizationgroup”的數(shù)學方法。解析性是由它直接從標準k-e模型變來。RNG模型相比于標準k-e模型對瞬變流和流線彎曲的影響能做出更好的反應，這也可以解釋RNG模型在某類流動中有很好的表現(xiàn)。另外，研究人員在單氣相射流計算的基礎上，從工程計算簡單實用的角度出發(fā)，選用單顆粒動力學模型應用于圓噴嘴氣、固兩相可壓縮紊流射流的流場計算。對氣固兩相流中顆粒彌散相的模擬，目前廣泛采用拉格朗日方法。該方法是采用跟蹤顆粒運動軌跡的方法描述顆粒運動情況，即顆粒相被看作離散的顆粒群，在拉格朗日坐標系中考察顆粒群的運動情況。通過對不同射流截面上兩相流速度分布情況的分析，優(yōu)化Laval噴嘴的結構，以此來減少試驗的盲目性。1.4課題研究意義及內容為提高噴涂的效果，針對鎂合金表面冷噴涂用鋁合金的特點，根據(jù)流體力學和空氣動力學的相關理論設計出超音速噴槍，并對噴槍內的氣固兩相流動過程進行數(shù)值模擬，優(yōu)化噴槍，從而有效提高冷噴涂效率，對鎂合金表面冷噴涂鋁合金涂層技術的實際應用具有指導意義。對冷噴涂過程的數(shù)值模擬涉及到可壓縮氣體流動、氣固兩相流、超音速射流、激波等相關知識。本文首先對超音速噴槍內流動過程進行熱力學分析，然后設計出噴槍，同時對噴槍中的超音速氣固兩相流動進行數(shù)值模擬，以求得噴槍中氣固兩相的物性參數(shù)，并對其進行優(yōu)化設計，然后再次進行數(shù)值模擬，以優(yōu)化噴槍設計。本課題的研究內容如下：(1)跟據(jù)Laval管的特性設計超音速噴槍結構；(2)對設計出的噴槍，用FLUENT軟件模擬噴槍內部氣相流動過程。(3)為獲得更好的噴涂效果對噴槍結構進行優(yōu)化。

第2章冷噴涂Laval管的設計2.1引言在超音速噴槍(縮放噴槍)中，氣體的流動是可壓縮流動。在實際情況下，可壓縮流動是一個很復雜、綜合的現(xiàn)象。噴槍中的實際流動是非等熵的。為將問題簡化，理論上通常將噴槍內的流動看成是一維定常等熵流。2.2超音速噴槍氣體動力學計算超音速噴槍是使氣體流速增加，壓強下降的流道。可以認為流體在其中進行一維定常絕能等熵流動，視流體為連續(xù)介質，則其連續(xù)性方程為：(2-1)取連續(xù)方程(2-1)的對數(shù)微分，得：(2-2)對于非粘性氣體沿微元流管的定常流動，已知經(jīng)過的距離，氣體流速由變?yōu)?壓強由變?yōu)?，質量力可以不計，應用定常管流的動量方程:(2-3)可得微分形式的動量方程:(2-4)引入特征參數(shù)馬赫數(shù)，其中聲速，可得：(2-5)取等熵過程關系式的對數(shù)微分，得：(2-6)取完全氣體狀態(tài)方程的對數(shù)微分，得：(2-7)聯(lián)解式(2-2)、(2-5)、(2-6)、(2-7)，可得：(2-8)(2-9)(2-10)(2-11)由式(2-9)、(2-10)、(2-11)可以看出，對于一維定常絕熱等熵流、不論是亞音速還是超音速，氣流的加速必然伴隨著氣體壓強、密度和溫度的降低，即氣流經(jīng)歷的是膨脹過程；反之，氣流的減速必然伴隨著氣體壓強、密度和溫度的升高，即氣流經(jīng)歷的是壓縮過程。還可以看出，氣流參數(shù)的相對變化都與馬赫數(shù)有關，這是因為，在壓強不斷變化的流動過程中，氣體的密度也不斷變化，而馬赫數(shù)又與密度對壓強的變化率密切相關。這些都是一維定常絕能等熵流必須服從的基本規(guī)律。在噴槍中，由于，故，，，即氣流在噴槍中經(jīng)歷的是降壓加速的膨脹過程。由式(2-8)可以看出，噴槍截面積的相對變化趨向不僅與速度的相對變化趨向有關，而且也與馬赫數(shù)的大小有關。當時，如果，則；如果，則；如果，則。這就是說，超聲速噴槍亞聲速段的截面積應該逐漸減小，超聲速段的截面積應該逐漸增大，而臨界截面處的截面積不變。由此可見，用噴槍得到超聲速氣流的條件，除去必須保證由噴槍的進口到出口有足以產(chǎn)生超聲速氣流的壓強差之外，還必須具備適合于氣流不斷降壓膨脹加速的管道截面變化，即管道要先逐漸收縮，使亞聲速流逐漸加速，在喉部達到聲速，而后管道便逐漸擴張，使氣流繼續(xù)加速成超聲速流。為此，應該采用由漸縮噴槍和漸擴噴槍合成的縮放噴槍，又稱拉瓦爾噴槍(如圖2-1)來實現(xiàn)氣體的超聲速流動。圖圖2-1噴槍簡圖a)漸縮噴槍；b)漸擴噴槍；c)縮放噴槍a)b)c)2.3氣體熱力參數(shù)計算在氣體流動中，為了描述流場中某點的狀態(tài)，常常給出該點氣流的壓強p、密度ρ、和溫度等參數(shù)。這些參數(shù)在氣體動力學中稱為靜參數(shù)。如果按照一定的過程將氣流速度滯止到零，這時的參數(shù)稱為滯止參數(shù)或總參數(shù)，這是流場中實際存在的滯止參數(shù)；另外，為了分析和計算方便，常常設想氣流速度被等熵地滯止到零，而得到的與每點的靜參數(shù)相對應的滯止參數(shù)，并以此作為參考狀態(tài)。顯然，這樣的滯止狀態(tài)是與氣體的實際流動過程無關的。滯止參數(shù)或總參數(shù)用下標“”表示。噴槍中的氣體熱力參數(shù)計算公式如下：滯止壓強：(2-12)滯止溫度：(2-13)滯止密度：(2-14)臨界壓強：(2-15)臨界密度：(2-16)臨界溫度：(2-17)臨界速度：(2-18)出口速度：(2-19)出口溫度：(2-20)定壓比熱容：(2-21)2.4設計過程拉瓦爾噴槍的參數(shù)計算如下(以空氣為介質)：(1)在1.8～2.2MPa之間，=1.01×105Pa，在290～800K之間，，對于壓縮空氣（絕熱指數(shù)），令入口速度，由公式(2-12)、(2-13)和(2-21)可得在290～800K之間，在1.8～2.2MPa之間，則在18～22之間。(2-12)(2-13)(2-21)(2)由公式(2-22)可得在2.5334～2.6566之間。(2-22)(3)由公式(2-23)可得噴槍縮放比(出口面積和喉部面積之比，在氣流加速中起到重要作用)在2.72～3.05之間，取縮放比為3。(2-23)(4)喉部的大小，決定了氣體的質量流量，氣體質量流量太大，消耗高壓氣體較多，對于噴涂過程中保持穩(wěn)定均勻的氣流有一定的難度，氣體質量流量太小，從一定程度上降低了噴涂效率，所以根據(jù)以往的設計經(jīng)驗，選擇噴嘴的臨界截面積為已知量，取，則。通過噴嘴的氣流質量即通過噴嘴喉部的氣流質量流量，選擇，則，在290～800K，由公式(2-24)和(2-25)可得：質量流量在3.4×10-2～5.7×10-2kg/s之間。(2-24)(2-25)由公式(2-24)、(2-25)、(2-26)可求得入口面積在119～197mm2之間，則取入口面積，所以，，。(2-26)(5)漸縮段和漸擴段長度計算按推薦經(jīng)驗，漸縮段的錐頂角在30°～60°之間，漸擴段的錐頂角在10°～12°之間，取α=30°，β=10°。由公式(2-27)和(2-28)可得漸縮段的長度，漸擴段的長度。(2-27)(2-28)(6)喉部設計拉瓦爾噴槍的喉部和出口直徑是關鍵參數(shù)。喉部是亞音速向超音速的過渡區(qū)，不合適的喉部尺寸影響過渡區(qū)的流態(tài)，使音速過渡線發(fā)生畸變，過大的出口直徑會造成膨脹過度，在噴嘴內形成激波，過小的出口直徑會造成膨脹不足，在出口引起擾動，這些都會使氣流的能量受到損失，減弱噴嘴的加速效果。拉瓦爾噴槍通常由錐形和鐘形兩種形式[34]，其示意圖如圖2-2所示。圖圖2-2不同形狀的噴槍a)錐形噴槍；b)鐘形噴槍a)b)無論是鐘形還是錐形噴槍，其內型面都包括收斂段、喉部和擴張段三部分。鐘形噴嘴和錐形噴嘴的收斂段和喉部的設計方法是相同的，只是擴張段不同。收斂段的主要參數(shù)是入口收斂角，其選擇范圍為30o～60o。噴嘴的喉部包括上游的一部分和下游的初始段，不合理的喉部設計，會造成能量損失。喉部曲率半徑越小，損失越大，當喉部曲率半徑等于或略大于喉部半徑時，損失最小。所以曲率半徑取2mm。錐形噴槍造型時，錐面母線與喉部圓弧相切。鐘形噴槍的擴張段的造型比錐形噴槍的復雜，需用空氣動力學特征線原理造型。噴槍流道斷面形狀有圓形和矩形等，本文采用圓形斷面流道。綜上所述，得到的噴槍內型示意圖如圖2-3。圖圖2-3拉瓦爾噴槍內型示意圖

第3章噴槍內超音速氣流的數(shù)值模擬3.1引言對于冷噴涂所用拉瓦爾噴槍內超音速流動過程中的數(shù)值模擬，單相流體在噴槍中流動特性決定了粒子能否在噴槍中加速到足夠沉積在載體表面的速度，在這里先對單氣相流的情況作分析，為下一步兩相流的研究奠定基礎。3.2模型的建立3.2.1物理模型根據(jù)前面的分析，噴槍物理模型將是一個包括漸縮段、漸擴段的拉瓦爾噴槍模型，如上一章圖2-3所示。研究對象是進口壓強P0=2.0MPa，進口溫度T0=820K的空氣，進口速度為20m/s，出口參數(shù)為一個大氣壓。在這里將空氣在噴槍內的流動過程看作可壓縮流體的定常流動。經(jīng)熱力計算得噴槍喉部直徑為4mm，進口直徑為15.2mm，出口直徑為6.8mm。5.2.2數(shù)學模型計算區(qū)域是圖2-3所示的拉瓦爾噴槍。針對噴槍內高度紊流的情況，應用重整化群(RNG)k-ε模型[35]。其中k是湍流動能，ε是湍流動能耗散率，即單位質量流體微團，在單位時間內，由于湍流脈動而通過分子粘性所引起的不可逆地轉化為熱能地那部分湍流動能。重整化群方法是一種用于構筑許多物理現(xiàn)象之模型的通用方法，它的基本思路是通過在空間尺度上的一系列連續(xù)變換，對原本復雜的系統(tǒng)實現(xiàn)粗分辨率的描述，從而使問題得到簡化而便于處理。它是20世紀80年代發(fā)展起來的一種非線性理論，既能反應各向異性和非平衡效應，又具有雙方程框架，因此又稱為(RNG)k-ε模型方法。此模型與標準的k-ε模型主要有兩點區(qū)別，一是方程中的常數(shù)并非用經(jīng)驗方法確定，而是用RNG理論推導出來的精確值；二是方程(3-5)中有一附加項R代表平均應變率對ε的影響。這樣RNG模型可以更精確地反映湍流動能地變化，因而選用這種方法。在三維笛卡兒坐標中，用于管內湍流模型的時均微分方程組如下：(1)連續(xù)性方程：(3-1)(2)動量方程：(3-2)(3)能量方程：(3-3)(4)湍流動能：(3-4)(5)湍流動能耗散率：(3-5)(6)理想可壓縮流體狀態(tài)方程：(3-6)(7)有效粘度：(3-7)(3.7)式是在RNGk-ε模型中有效的湍流粘度怎樣隨雷諾數(shù)或漩渦尺度變化的一種精確描述，該模型可以精確推廣到低雷諾數(shù)或近壁面流體區(qū)域。系數(shù)，，和分別對應于T，k和ε的普朗特數(shù)的倒數(shù)，由關系式(3-8)計算：(3-8)(3.5)式中的R由(3-9)式定義：(3-9)這里η=S·k/ε，是無量綱應變率或平均流時間尺度與湍流時間尺度之比；η0≈4.38，是η在均勻剪切流中的典型值；ζ=0.012，模型中的常數(shù)Cμ、C1t、C2t分別為0.085，1.42和1.68湍流粘性系數(shù)仍按μt＝Cμk2/ε計算。在近壁面區(qū)域流動的處理，采用彎管內的基于雙層的非平衡壁面函數(shù)，該方法需要考慮網(wǎng)格因素，也就是說，近壁面網(wǎng)格應當被準確定位，以保證參數(shù)和處于30～60的范圍3.3計算機的模擬過程3.3.1網(wǎng)格的化分通過gambit建立噴嘴結構模型，并對其進行網(wǎng)格化分，如圖3-1。圖3-1噴槍的網(wǎng)格化分圖3-1噴槍的網(wǎng)格化分3.3.2求解器Fluent提供了分離求解器和耦合求解器。分離求解器中控制方程是分離解出的(即：一個一個的解)。因為控制方程是非線性的(還是耦合的)，所以在得到收斂解之前，必須進行迭代。下面是對每步迭代的介紹：(1)在當前解的基礎上，更新流體屬性(如果計算剛剛開始，流體的屬性用初始解來更新。(2)為了更新流場，u、v和w的動量方程用當前壓強和表面質量流量按順序解出。(3)因為第一步得到的速度可能在局部不滿足連續(xù)性方程，所以從連續(xù)性方程和線性化動量方程推導出壓強校正的泊松方程。然后解出壓強校正方程獲取壓強和速度場以及表面質量流量的必要校正從而滿足連續(xù)性方程。(4)在適當?shù)牡胤?，用前面更新的其它變量的?shù)值解出湍流、能量、組分以及輻射等標量。(5)當包含相間耦合時，可以用離散相軌跡計算來更新連續(xù)相的源項。(6)檢查設定的方程的收斂性，直到滿足收斂判據(jù)才會結束上述步驟。而耦合求解器則是同時解連續(xù)性、動量、能量以及組分輸運的控制方程(即：耦合在一起)。然后用分離求解器程序，求解附加的標量控制方程(即：和耦合方程是分離的)。因為控制方程是非線性的和耦合的，所以在獲取收斂解之前，需要進行適當?shù)慕庋h(huán)的迭代。組成每一步迭代的步驟概括如下：(1)在當前解的基礎上更新流體屬性(如果剛剛開始計算，則用初始解來更新)。(2)同時解連續(xù)性、動量、能量和組分輸運方程。(3)在適當?shù)牡胤剑们懊娓碌钠渌兞康臄?shù)值解出如湍流及輻射等標量。(4)當包含相間耦合時，可以用離散相軌跡計算來更新連續(xù)相的源項。(5)檢查設定的方程的收斂性。直到滿足收斂判據(jù)才會結束上述步驟。在分離和耦合求解器中，將離散非線性控制方程線性化，得到每一個計算單元中相關變量的方程組。然后用線性方程組的解來更新流場?？刂品匠痰木€性化形式包括關于相關變量的隱式或顯式形式。隱式和顯式的意義如下：隱式：對于給定變量，單元內的未知值用鄰近單元的己知和未知值計算得出。因此，每一個未知值會在不止一個方程中出現(xiàn)，這些方程必須同時解來給出未知量。顯式：對于給定變量，每一個單元內的未知量用只包含已知量的關系式計算得到。因此未知量只在一個方程中出現(xiàn)，而且每一個單元內的未知量的方程只需解一次就可以給出未知量的值。在分離求解器中，每一個離散控制方程都是該方程的相關變量的隱式線性化。從而區(qū)域內每一個單元只有一個方程，這些方程組成一個方程組。因為每一個單元只有一個方程，所以常常會被稱為標量系統(tǒng)方程。在耦合求解方法中可以選擇控制方程的隱式或者顯式線性化形式。這一選項只用于耦合控制方程組。與耦合方程組分開解的附加標量，如湍流、輻射等的控制方程是采用和分離解方法中介紹的相同程序來線性化和解出的。如果選擇耦合求解器的隱式選項，則耦合控制方程組的每一個方程都是關于方程組中所有相關變量的隱式線性化。這樣我們便得到了區(qū)域內每一個單元的具有N個方程的線性化方程系統(tǒng)，其中N是方程組中耦合方程的數(shù)量。因為每一個單元中有N個方程，所以這通常被稱為方程的塊系統(tǒng)。因為每個單元有N個方程，所以它通常被稱為方程的塊系統(tǒng)。3.3.3FLUENT計算過程在本文中固體顆粒是按離散相處理的，即假設粒子是稀相(體積百分比小于0.1)，連續(xù)相不受離散相影響，則運用非耦合方法分兩步迭代求解。首先計算連續(xù)相流場，然后計算粒子軌跡。求解可壓縮流動的困難主要是由氣體速度、壓強、密度和能量的高度耦合引起的，這種耦合會引起運算過程的不穩(wěn)定。此外，激波的產(chǎn)生也會帶來計算的穩(wěn)定性問題，因為激波前后的參數(shù)是不連續(xù)的。為防止這種情況的發(fā)生，開始計算時，入口壓強不能太大，然而太小的壓強比(Pin/Pout)又容易在入口處產(chǎn)生反向流。因此，我們首先設氣體不可壓縮，將噴槍入口設為速度入口，給噴槍入口一個較小的速度，選用分離求解，并采用較小的壓強和速度松弛因子。運算過程較為穩(wěn)定之后，計算出入口的平均壓強，將入口邊界改為壓強入口，并將入口壓強設為平均壓強。壓強分布采用SIMPLE算法求解。逐步增加入口壓強，當噴槍的喉部達到音速時，將氣體改為可壓縮氣體。繼續(xù)增加入口壓強，直到達到所要模擬的最終入口壓強2.0Mpa。將求解器改為顯式耦合求解。運算再次達到穩(wěn)定之后，將求解器改為隱式耦合求解直到收斂。3.4結果與討論按圖2-3網(wǎng)建模格化(如圖3-1)后，對其進行氣相模擬。圖3-2為噴槍中心軸線的速度曲線，可以看出噴槍的速度在喉部急劇增加，在漸擴段出口速度仍保持較大的速度，在噴槍漸擴段的前1/3處，氣體已達到它最大速度的50%。精確計算得出最大速度為847.1155m圖圖3-2氣相沿噴槍中心軸線的速度曲線圖3-3為中心軸線壓強變化曲線，圖3-4中心軸線溫度變化曲線。從圖3-3和圖3-4中可以看出溫度和壓強從噴槍進口開始下降，溫度在漸擴段的前一段急劇下降，壓強從入口開始下降，在喉部壓強明顯下降。圖圖3-3氣相沿噴槍中心軸線壓強變化曲線圖圖3-4氣相沿噴槍中心軸線溫度變化曲線

每4章噴槍的優(yōu)化設計4.1為減小粘性附層面影響的優(yōu)化4.1.1噴槍模擬的優(yōu)化通過第2章的噴槍設計與第3章的數(shù)值模擬發(fā)現(xiàn)理論數(shù)據(jù)與實際數(shù)據(jù)存在一定的差距，由于空氣粘性的作用，噴槍內流場與無粘流場不同。空氣粘性對噴槍流場的影響表現(xiàn)為：噴槍壁面附近氣流形成附面層。附面層厚度沿噴槍壁的分布影響了噴槍的實際流動。如果噴槍按上述型線加工，而不經(jīng)過附面層修正，則必然會出現(xiàn)兩個問題，一是由于壁面存在粘性附面層，并且其厚度不斷增加，因而改變了波系的形狀，使達到噴槍出口時得不到均勻的氣流；二是附面層的存在減小了有效的流通面積，改變了面積比，使噴槍達不到設計的馬赫數(shù)。因此，必須對噴槍型線加以修正。基于現(xiàn)在附面層理論還不很完善，且計算復雜，工程上常采用一種相對簡便的修正方法。它認為位移厚度δ沿軸向是線性發(fā)展的，即存在，式中δ是x點的位移厚度，β跟工作段馬赫數(shù)的值有關，為此需要擴大噴槍出口尺寸。表4-1附面層修正角β與M數(shù)的關系M1.5～46810β/（o）0.50.71.52根據(jù)本文中設計的噴槍的馬赫數(shù)，從表4-1中取β=0.5，噴槍粘性附面層厚度δ由公式(6-1)可得δ=0.32mm，(4-1)則噴槍的出口半徑R2=3.4+0.32=3.72，為了便于加工，R2取4mm，其它參數(shù)和優(yōu)化前一樣。圖圖4-1優(yōu)化噴槍內型示意圖4.1.2氣相模擬結果圖4-2為以空氣為介質時沿噴槍中心軸線的速度曲線，由圖可以看出噴槍的速度一直呈上升狀態(tài)，在漸擴段出口速度達到其最大值，在噴槍漸擴段的前1/3處，氣體也達到它最大速度的80%左右，對比圖3-2可以看出，其出口速度已有一定幅度的提高。出口的最大速度達到855.4741m/s，大于原出口速度847.1155m圖圖4-2氣相沿噴槍中心軸線速度變化曲線圖圖4-3氣相沿噴槍中心軸線溫度變化曲線圖圖4-4氣相沿噴槍中心軸線壓強變化曲線4.2對Laval噴槍漸擴段的優(yōu)化4.2.1結構優(yōu)化計算對圖4-2分析，增加漸擴段L2的長度可以提高出口的速度。跟據(jù)公式(2-28)擴散角和L2的關系，漸擴段擴散角β取10°，取縮放比為1.74，并考慮到噴槍附粘層的影響和加工因素。所以經(jīng)過重新計算的噴槍尺寸如下表：表4-2噴槍尺寸L2(mm)Rcr(mm)R2(mm)2024302.554036503.56.5553.574.2.2氣相模擬與討論(1)L2=20mm的氣相模擬結果見圖4-5、圖4-6、圖4-7：圖圖4-5氣相沿噴槍中心軸線溫度變化曲線圖圖4-6氣相沿噴槍中心軸線壓強變化曲線圖圖4-7氣相沿噴槍中心軸線速度變化曲線(2)L2=30mm的氣相模擬結果見圖4-8、圖4-9、圖4-10：圖圖4-8氣相沿噴槍中心軸線溫度變化曲線圖圖4-9氣相沿噴槍中心軸線壓強變化曲線圖圖4-10氣相沿噴槍中心軸線速度變化曲線(3)L2=40mm的氣相模擬結果見圖4-11、圖4-12、圖4-13：圖圖4-11氣相沿噴槍中心軸線溫度變化曲線圖圖4-12氣相沿噴槍中心軸線壓強變化曲線圖圖4-13氣相沿噴槍中心軸線速度變化曲線(4)L2=50mm的氣相模擬結果見圖4-14、圖4-15、圖4-16：圖圖4-14氣相沿噴槍中心軸線溫度變化曲線圖圖4-15氣相沿噴槍中心軸線壓強變化曲線圖圖4-16氣相沿噴槍中心軸線速度變化曲線(5)L2=55mm的氣相模擬結果見圖4-17、圖4-18、圖4-19：圖圖4-17氣相沿噴槍中心軸線溫度變化曲線圖圖4-18氣相沿噴槍中心軸線壓強變化曲線圖圖4-19氣相沿噴槍中心軸線速度變化曲線4.18氣相沿噴槍中心軸線壓強變化曲線從以上的速度變化曲線可以分析出：氣體的速度在噴槍喉部增大的很快，在漸擴段出口處仍有一定的加速度，在噴槍漸擴段的前1/3處，氣體已達到它最大速度的50%。出口的氣相速度隨著漸擴段的長度增加而增大如表4-3。表4-3隨著漸擴部分長度的增大出口處的最大速度變化值L2(mm)162030405055speed（m/s）855.4741897.6974934.1218966.8862989.2825998.2575而對壓強和溫度變化曲線可以分析出：中心軸線壓強變化曲線和溫度變化曲線從噴槍進口開始下降，溫度在漸擴段開始下降，壓強從入口開始下降，并在都喉部急劇下降。在擴散段的下降驅于平緩。出口壓強隨漸擴段長度增加的變化不明顯。溫度隨漸擴段長度的增加而降低。出口處的溫度值如表4-4：表4-4隨著漸擴部分長度的增大出口處的溫度變化值L2(mm)162030405055Temperature(K)428.7471418.1015385.4117354.8728333.2456324.40394.3對Laval噴槍漸縮段的優(yōu)化4.3.1結構優(yōu)化計算漸縮角α的值按推薦經(jīng)驗，取值在30°~60°之間。為獲得更好的噴涂性能，對30°，45°，60°的漸縮角分別進行模擬。跟據(jù)設計公式，噴槍漸縮段尺寸如下表：表4-5噴槍尺寸α30°45°60°(mm)20.915.510.44.3.2氣相模擬與討論(1)α=45°的氣相模擬結果見圖4-20、圖4-21、圖4-22：圖圖4-20氣相沿噴槍中心軸線速度變化曲線圖圖4-21氣相沿噴槍中心軸線壓強變化曲線圖圖4-22氣相沿噴槍中心軸線溫度變化曲線(2)α=60°的氣相模擬結果見圖4-23、圖4-24、圖4-25：圖圖4-23氣相沿噴槍中心軸線速度化曲線圖圖4-24氣相沿噴槍中心軸線溫度變化曲線圖圖4-25氣相沿噴槍中心軸線壓強變化曲線從上面的數(shù)據(jù)可以看出和圖4-17，4-18，4-19相比，噴槍中心對稱線處的速度，壓強，溫度曲線沒有發(fā)生明顯變化，出口速沒有發(fā)生變化。所以改變漸縮角的大小并不能提高噴槍的性能。

第5章結論通過本次拉瓦爾噴槍的設計與數(shù)值模擬可得出以下結論：1.根據(jù)流體力學及空氣動力學設計出噴槍，噴槍參數(shù)為：入口面積A1=180mm2；入口直徑D1=15.2mm；出口面積A2=153mm2；出口直徑D2=14mm；喉部半徑Rcr=3.5mm；漸縮段的漸縮角α=30°，長度L1=20.9mm；漸擴段的漸擴角β=10°，長度L2=55mm；總長L=75.9mm2.通過對噴槍內氣相流進行數(shù)值模擬可知：速度從噴槍入口開始就呈上升狀態(tài)，到漸擴段由于噴槍截面積增加，速度急劇上升，到出口速度達到998.26m/s；溫度從入口開始下降在喉部發(fā)生波動，一直呈下降趨勢，出口在320K左右；壓強從入口開始下降在喉部發(fā)生波動，但一直呈下降趨勢，到出口時壓強為0.1MPa。3.通過對優(yōu)化后的噴槍內氣固兩相流進行數(shù)值模擬可知：優(yōu)化后的噴槍，氣相和固相的速度均有相應的提高，根據(jù)此方法設計的噴槍能夠達到冷噴涂對出口速度的要求，考慮到拉瓦爾噴槍的實際應用，此噴槍已滿足要求。參考文獻[1]霍宏偉，李瑛，王赫男，等.鎂合金的腐蝕與防護[J].材料導報，2001，15（7）：25-27[2]王梅，劉建睿，沈淑娟，等.鎂合金表面處理技術的發(fā)展現(xiàn)狀[J].鑄造技術，2006，27（3）：295-298[3]李衛(wèi)平，朱立群.鎂及其合金表面防護性涂層國外研究進展[J].材料保護，2005，38（2）：41-46[4]ChiuL.H,LinH.A,ChenC.C.EffectofAluminumCoatingsonCorrosionPropertiesofAZ31MagnesiumAlloy[J].MaterialScienceForum,2003,（419-422）:909-914[5]Z.BZhao,B.A.Gillispie,J.R.Smith.CoatingDepositionbytheKineticSprayProcess[J].SurfaceandCoatingTechnology,2005,1-9[6]VoyerJ,StoltenhoffT,KreyeH.Developmentofcoldgassprayedcoating[A].USA,Ohio:ASMInternational,Materials[7]孫雅茹，吳狄，劉正.鑄造鎂合金AZ91表面化學氧化膜的研究[J].表面技術，2004，33（3）：43-44[8]盧錦堂，宋進兵，陳錦虹，等.無鉻鈍化的研究進展[J].材料保護，1999，32（3）：24-26[9]郭洪飛，安茂忠，劉榮娟.鎂及其合金表面化學轉化處理技術[J].輕合金加工2003，31（8）：35-38[10]周婉秋，單大勇，曾榮昌，等.鎂合金的腐蝕行為與表面防護方法[J].材料保護，2002，35（7）：1-3[11]張永君，嚴川偉，樓翰一，等.Mg及其合金的陽極氧化技術進展[J].腐蝕科學與防護技術，2001，13（4）：214-217[12]蔡啟舟，王立世，魏伯康.鎂合金防蝕處理的研究現(xiàn)狀及動向[J].特種鑄造及有色合金，2003，（3）：33-36[13]熊天英.國內外冷噴涂領域的最新進展[J].熱點追蹤，2003，(9)：10-12[14]NormandB.Tribologicalpropertiesofplasmasprayedaluminumtitaniumcoatings,roleandcontrolofthemicrostructure,Surf[J].Co