JPH06504227A - 融点以下である搬送過程粉末粒温度を利用した熱スプレー法 - Google Patents

Abstract

(57)【要約】本公報は電子出願前の出願データであるため要約のデータは記録されません。

Description

【発明の詳細な説明】 融点以下である搬送過程粉末粒温度を利用した熱スプレー法本願は１９９１年１ 月１６日出願のアメリカ合衆国特許出願第０７／６４１，９５８号「最大燃焼エ ネルギー変換空気燃料混合物イン−ナルバーナー」の一部継続出願である。

発明の分野 本発明はインターナルバーナー等から放射されて基板表面上に形成される高温高 速粒子の積層に関するものであり、フレームスプレーを利用する超音速フレーム ジェット流を発生させる本質的には化学量的な燃料流から空気燃料混合物用イン ターナルバーナーへの有用エネルギー放出を最大なものとする断熱材を利用した 再生タイプの空冷を利用するものであり、さらに特定するならば、粉末粒の搬送 過程温度がその融点以下であり、追加熱が処理対象体表面への衝突で高速粒子の 運動エネルギーを熱に変換することで粒子の溶融を為す熱スプレー法（ｔｈｅｒ ｍａｌ　５ｐｒａｙ　＋ｖｓｔｈｏｄ）に関するものである。

発明の背景 従来は、タングステンカーバイド（コバルトマトリクス）のような高融点粉末材 料のＨＶＯＦ　（極超音速酸含有燃料（ｈｙｐｅｒｓｏｎｉｃ　ｖｅｌｏｃｉｔ ｙ　ｏｘｙ−ｆｕｅｌ））連続的スプレーには空気内よりも大幅に多量な酸素を 含有する酸化剤の使用を必要としていた。例えば、アメリカ合衆国特許第４，４ １６．４２１号、４，６３４．６１１号及び４゜８３６．４４７号には、特に基 本的には酸素燃料混合物バーナーとして記述されたフレームスプレー装置の形態 が紹介されている。空気は酸化剤流の１要素で有り得るが、個々の場合にはフレ ームジェット流の密度は通常の圧搾空気内よりも高い酸素含有率に依存している 。熱せられたバーナ一部材の冷却目的で、利用後に吸入されて燃焼（ｃｏｍｂｕ ｓｔｉｏｎ）プロセスにも利用される（再生冷却（ｒｅｇｅｎｅｒａｔｉｖｅ　 ｃｏｏｌｉｎｇ））空気の使用は実用的ではなかった。

「再生冷却」の代用として、冷却剤か酸化反応物となる場合には、先行技術のそ れらフレームスプレー装置は最大温度及び理論的に達成可能なジェット流速を厳 しく規制する強制水冷に依存している。

その例として、アメリカ合衆国特許第４，４１６，４２１号にて紹介されたタイ プの商業的に入手可能なＨＶＯＦ型フレ一フレームスプレーユニットしての簡単 な熱収支計測結果は燃焼プロセスにおいて放出された熱の約３０％が冷却水によ って奪われることを示している。コンパスチョンチャンバー圧力６０ｐｓｉｇに て燃焼する純粋酸素プロパン混合物の最大燃焼フレーム温度がカ氏４．７００度 （セ氏約２５９０度）であると仮定した場合、もしフレーム温度が熱内容に一次 関数的に影響されるならば、７０％の有効熱利用でカ氏３．１５０度の最大フレ ーム温度が達成されるだけとなる。もちろん、最大達成可能温度であるカ氏４． ７００度を規制する分離効果（ｄｉｓｓｏｃｉａｔｉｏｎ　ｅｆｆｅｃｔｓ）は 冷却時に熱を放出する。従って、実際の燃焼温度約カ氏３．６００度（セ氏約１ ９８０度）が予想される。

本質的に奪熱損失条件における圧搾空気プロパン混合物の燃焼を考察すれば、最 大理論燃焼温度は約カ氏３，４００度となる。この温度は前述の純粋酸素バーナ ーのものよりカ氏２００度低いたけである。　熱スプレーにおいては現在まで、 処理対象体表面上に金属粉を溶射して積層を形成するために最大可能温度熱源の 使用が実用的とされてきた。アメリカ合衆国内で２，０００ユニット以上のプラ ズマスプレーユニットが商業的に使用されていると考えられる。

これらの極端な高温変装Ｗ（窒素利用）はカ氏１２，０００度以上で作動し、カ 氏３，０００度以下で溶融するような材料をスプレーするものである。過熱現象 は一般的であり、不良合金あるいは過剰酸化プロセスの発生も見られるものであ る。

最近、ＨＶＯＦ　（極超速酸素燃料混合物Ｃｈｙｐｅｒｖｅｌｏｃｉｔｙ　ｏｘ ｙ−ｆｕｅｌ））プロセスが熱敏感材料のスプレー用の多数のプラズマ利用に代 用されるようになった。酸化剤として純粋酸素を使用し、カ氏４゜０００度をは るかに越えるフレーム温度が達成されている。よって、これらの装置もまた処理 対象物表面への衝突以前に粉末粒温度を融点に上昇させる。プラズマトーチの場 合よりも程度は低いが合金反応及び酸化において悪影響が残る。

ＨＶＡＦ　（極超速空気燃料混合物（ｈｙｐｅｒｖｅｌｏｃｉｔｙ　ａｉｒ−ｆ ｕｅｌ））バーナーに関するアメリカ合衆国特許出願第０７／６４１．９５８号 において、１３％のコバルトを含有するタングステンカーバイド粉末のスプレー コーティングは同材料のＨＶＯＦによるコーティングに勝ることが発見された。

この改善はその粉末粒の搬送過程温度が融点以下であることによる。この粒子を 溶融させるための加熱は処理対象物表面への衝突による運動エネルギーの熱変換 によって付与される。

発明の概要 本発明は通常の圧搾空気内に含有されている量より多量の酸素含有量で機能する 装置を使用してのみスプレーされていたような高融点材料のほとんど全てをフレ ームスプレーする能力を備えたインターナルバーナーを有効に使用するものであ る。もちろん高価な純粋酸素を必要としないので操作コストを大幅に低減するこ とができるばかりか、バーナーに対する強制冷却水の必要性を排除することで操 作の単純化並びに信領性を大幅に向上させることができる。

本発明は熱スプレー法に関するものであり、コーティング対象物表面に向けて高 温ガスの超音速ジェット流をスプレーさせるために長いノズルを通して高温ガス の音速あるいは超音速流を発生させるため、燃料酸化剤混合物を限定された容積 のコンパスチョンチャンバ−（あるいは他の熱源）内で高圧にて連続的に燃焼さ せる。粉末材ｌはそのジェット流に供給され、ジェット流にて加熱され、対象物 表面に対して高速でスプレーされる。この改良点は、粒子温度をその材料の融点 以下に上昇させるためのジェット流による粉末材料の加熱ステップを制御し、粒 子の対象物に対する搬送過程での温度をその融点以下に保持し、対象物表面に対 する衝突によってこの材料か溶融するように追加的に加熱するに充分な衝突エネ ルギーを付与するために粒子材料の対象物に対する衝撃を充分なものとする速度 を粒子に与え、対象物表面上に密度の高いコーティングを施していることである 。この熱スプレー法は長いノズルボアあるいはインターナルバーナーから噴出す る高温ジェット流を発生させるための高圧にて作動するプラズマトーチを利用す ることも可能である。粉末等の粒子をフレームスプレーの熱源以外の分離した容 器内で誘導加％　（ｉｎｄｕｃｔｉｖｅ　ｈｅａｔｉｎｇ）等によって、もしく は粉末用ノセラミンク容器のフレーム外にて溶融しない程度に粉末粒子を予備加 熱しておくことは可能であり、この際フレーム温度は粉末粒子かセラミック容器 あるいは他の予備加熱補助装置内で尚早に溶融しないように制御されている。

図面の簡単な説明 添付図面は本発明の好適実施例を表すインターナルバーナーの長手方向断面図で ある。

好適実施例の説明 本発明の詳細は図１に示す本発明の方法の実施に有用なバーナーの断面図を介し て理解されるであろう。図面において、フレームスプレーバーナー１０°は筒状 フレームスタビライザー１１とノズルアダプター１２とかナツト１７と１８によ ってこれに螺合されているアウターシェルピース１０を備えている。

ノズル１９はナツト２２によってアダプター１２のフェース部３３に押圧されて おり、筒状ケーシング２１をマルチフィン２０のマルチショルダー２７に押圧し ている。

霧状冷却水含有あるいは非含有の圧搾空気はアダプター２３を通過してノズルチ ューブ１９とケーシング２１とで規定された環状ボリューム２４に注入される。

その空気はフィン２０を形成する複数の狭いスロット１９ａを高速で通過してノ ズル１９を冷却する。その空気は該スロットから筒状アダプター１２内のマルチ 長形ホール２６を通過してアダプター１２内の放射状グループによって形成され る環状ボリューム３７に入り、その後にノズル１０とコンノくスターチューブ１ ３との間に包含されている狭い環状スペース３４′を通過する。その空気はアダ プター１２とコンパスタ−チューブ１３を冷却した後に円周上にてスペースか隔 てられている複数の放射状ホール３５を放射状に通過し、筒状スタビライザー１ １を冷却する過程で筒状スタビライザー１１内の軸ボアによって形成されるスタ ビリゼーションウエル３８に送られる。

燃焼用の燃料はスタビライザー１１の夕・ノブされた軸ボアｌｌａ内に螺合され たアダプター１５を通ってスタビライザー１１に送らわ、その後にマルチオブリ ーク通路１６を通過して対応するホール３５に送られ、ホール３５を通過り、て ウェル３８に移動する空気と混合される。コンパステ３ンチヤンバーボリユーム １４内の点火はスパークプラグ（図示せず）またはノズル通路あるいはボア３９ の出口４Ｑからのフラソンユパックによって行われる。

フンバスタ−チューブ１３は通常は３１０ステンレススチールのごとき耐熱性金 属で製造さねており、チューブ１３とシェル】−０との間に適当な放射状スペー スを提供するために外側に放射状に突出している円周的にスペースが設けられた 薄手のりッジ３４を有している。チューブ１３は灼熱温度で操業され、バーナー が「オン状態」と「オフ状態」になったときにそれぞれ膨張及び収縮する。よっ て、自由に膨張できるような適正な空間が必要である。チューブ１３の反対側に あるショルダー３６にはエレメント１１及び１２の隣接フェース部１１ｂ及び１ ２ａに対するチューブの軸方向への膨張の際の空気流妨害を避けるために切込部 が設けられている。コンパステ３ンチヤンパー１４の圧力は圧搾空気のみが冷却 体である場合には５０ｐｓｉｇから１５０ｐｓｉｇに維持される。これよりも高 圧では空気冷却は妥当ではない。アダプター２３に入る前の空気（ＡＩＲ）Ａ１ に対して矢印のように予め混合される小量の水（ＷＡＴＥＲ）はバーナーの熱せ られたエレメントをフィルム状に冷却する補助となる。

全空気／水混合体の酸素含有量を重量比で１２％以下にしない程度の水量は純粋 酸素を追加せずに使用可能である。該操作はそれよりも低い温度でさえ粉末の妥 当な加熱が可能であるためにアルミ、亜鉛、銅等の粉末の矢印Ｐ方向のスプレー に適している。ステンレススチール、タングステンカーバイド等の高融点粉末の 場合には、望む高温を得るためにＡ１において空気に純粋酸素を追加することが 必要である。非常に高い温度では、空気含有酸素は含有水が多すぎてそれ自体で は燃焼を維持できない。よって、このような状況のもとでは全混合体の酸素量を 重量比１２％以上に維持するために純粋酸素の追加が必要である。

場合によっては必要な増強冷却は注入空気流Ａ１を増加させることによって達せ られ、構造エレメントのさらに良好な冷却に実質的に有効である。後にこの追加 空気は燃料が注入されるポイントの前で外気中に放出される。図１において、フ レームスタビライザー１１内の破線で示す長いボア４１はこの追加空気流の放出 用放出通路を形成する。その中のバルブ（図示せず）はこの放出流ｌを調整する 。

燃焼の高温産物はノズルボア３９の通路内の圧力にまで膨張する。

粉末はこの膨張ガス内に図１に示される２個の粉末インジェクターシステムのい ずれかを介して本質的には放射状に導入される。前方角度（ガス流方向）の粉末 注入が望まれるときには、粉末は「パウダー（ＰＯＷＤＥＲ）　Ｊと記されてい る矢印Ｐ１の方向に、タップされたホール２８に対して螺合されたサプライチュ ーブ（図示せず）から注入され、その後にノズル１９の外部周辺に隣接する開口 通路２９を通過する。数個のオブリークホール３２の１つはホール２９とアライ ン状！ｓ（合致する状！りである。通常は窒素であるキャリヤーガスは圧力を受 けて粉末を熱ガス流の中央部に強制供給する。

ノズルボア３９を通る粒子搬送時間を増加させるために後方射出角度の粉末注入 が望まれる場合には、第２のインジェクターシステムが利用される。粒子は反対 向きに傾斜しているインジェクターホール３１を通り、矢印Ｐ２の方向にホール ２８゛からキャリヤーガスによって、ノズルボア３９の大きさに合わせられ、そ れに対してアライン状態であるアダプター１２の熱ガスが存在するノズルボア１ ２ｂ内に強制的に放出される。

置換可能なノズル１９内に包含されたマルチ型インジェクターを使用するインジ ェクションシステムの１つの利点は、１つのインジェクターホールが大きすぎる 粉末の通過によって侵食されたとき、適正な大きさの第２のホール３２かそれに アライン可能であり、ホール２９からの粉末流を受け入れることである。また、 インジェクターホール３２は異なるサイズ、密度及び融点の粉末の使用を最良化 するのに必要なインジェクションの異なる角度を提供可能なことである。例えば 、あるノズル長ｒＬＪにおいて、アルミの場合はステンレススチールの場合より も熱ガス内でずつと短い搬送時間でなければならない。この場合には前方方向の 鋭角がステンレススチールの場合の垂直近辺とは好対照に形成される。

可塑的状態以上であることが望ましい粒子のスプレーに関する本発明において、 スプレーされるいかなる材料ＰＬ、Ｐ２も処理対象物表面上での衝撃によってコ ーティング層を形成するのに必要な可塑的あるいは溶融状態に到達するように適 切な搬送時間が与えられなければならない。アメリカ合衆国特許第４．４１６， ４２１号に解説があるごとく、酸素／燃料混合フレームを使用した高融点材料の スプレーにはＬ／Ｄ比の値が５＝１以上のノズル１９、ボア３９及び１２ｂでの アダプター１２に対して要求される。圧搾空気バーナーには純粋酸素ユニットに て使用されていたものとほぼ等しい長さのノズルか必要であることが発見された 。通常は空気バーナーノズルか酸素用バーナーの約２倍の直径を有しているので 、Ｌ／Ｄ比は３．１に縮小される。

Ｌ／Ｄ比はノズル１９内への放射状通路３２を介した粉末導入ポイントから出口 ４０までのボア３９の実長によって決定され、直径りはそのボアの直径である。

この比はノズルボア３９の出口４０の下流に存在する基材Ｓに対する衝突の瞬間 に粒子が効果的に溶融あるいはほぼ溶融するために非常に重要な要素である。

出願人は再生式冷却圧搾空気インターナルバーナーの設計に経験豊富であるが、 最近まで長いノズルと共に使用したときにそのようなインターナルバーナーがワ イヤーやロッドの形状での低温度溶融金属以外のスプレーにも適していることを 承知していなかった。事実、タングステンカーバイドをスプレーするそのような インターナルバーナーの能力はタングステンカーバイドがそれより低い融点を有 するステンレススチールの代わりに誤って粉末ホッパー内に置かれたことによっ て発見されたものである。

Ｄ／Ｌ比か１５＝１のノズル長は圧搾空気インターナルバーナーを使用してタン グステンカーバイドをスプレーするのに元来必要であった。熱損失表面積を減少 させることで増加したフレーム温度が達成された。この成功は主としてコンパス タ−チューブ１３の直径対長さの比を増加させたことの結果である。ある容積を 有する食物臼のごとき筒状容器の最低温面積をめる古典的な計算問題は直径が缶 の高さの２倍である「まぐろ缶」の解を導く。例えば燃焼容積３６立方インチを 要するフレームスプレーユニットにおいては、直径対長さの比に関する多数の選 択肢が存在する。例えば、直径は３インチで、長さは５インチを多少越える程度 にしたり、あるいは「まぐろ缶」の解であるＤ＝４．１６インチ、Ｌ＝２．０８ インチとすることもできる。後者の直径は銅ピース１１と１２が通常にはこの直 径では人手できず、大きすぎて重くなるので適してはいない。

３：５（実際に使用する比）は最大温度達成を要求していない出願人による他の 装置にて使用されてきたものの比よりずっと小さいものである。

主な熱損失（冷却水使用の場合）は燃焼空気の再生冷媒流により排除されるか、 バーナーの外部表面は使用中に高温となり、３％から５％の輻射熱損失が予想さ れる。適当な断熱手段によってこの損失を排除することはスプレーシステムの最 大利用にとり必要なことである。この目的で、ピースあるいはエレメント１０． １１．１２及び２１の外部表面をシート材あるいはコーティング層４３によつて 覆われたシリカウール４２のごとき高温断熱材の鞘容器内に入れる。ナツト１７ ．１８及び２２並びに他の部品もまたコーティング層４３のごとき温度抵抗性プ ラスチック材でコーティングすることが望ましい。フレームスプレーインターナ ルバーナーのそのような断熱はユニークなものであると考えられる。

本発明のフレームスプレーバーナーの実例溶融粒子のフレームスプレーに適用 適正に作動するシステムの１例はバーナー１０を使用するものであり、１５０ｓ ｃｆｍの圧搾空気を１１００ｐｓｉにて、さらにプロパンを６０ｐｓｉｇにて使 用し、コンパスタ−チャンバー１４に約５０ｐｓｉｇの圧力を提供するものであ る。化学量的条件下、チャンバー１４に隣接するボア１２ｂからノズルボア３９ に送られるガスの温度は約カ氏３，２００度であった。この高温ガスは６インチ の長さで直径３７４インチの組合せノズルボア１２ｂ、３９内で膨張して温度か 低下し、マツハ１の流域が達成される。この１度はノズルボア３９を通る通路の 残り部分において約カ氏２．９００度である。６インチのノズルではタングステ ンカーバイドとステンレススチール粉末Ｐ１の両方のスプレーか達成された。事 実、各コーティング層は酸素／燃料混合体を使用した場合と少なくとも同程度の 密度であるように見える。ステンレススチールの場合には、顕微鏡写真にはほと んど酸化物の痕跡がなかった。過熱の発生頻度はずっと少なくなっている。ノズ ルボア３９内でのマツハ１の流体は秒速的２．７５０フイートであり、ノズル出 口の先までＭ＝１．６５（４，２００ｆ　ｔ／ｓ　ｅ　ｃ）で膨張する。サンプ ルの基材はバーナーからＡ＝１フィートの距離だけ離れて保持されており、粒子 を２゜０００ｆｔ／ｓｅｅ以上の速度に到達させる。これを純粋酸素システムと 比較すればその違いが良く理解できる。

この実例の空気と燃料の圧力条件は現在商業的に利用されている酸素／燃料ユニ ットの条件範囲内である。非常に高レベルまでの圧力増加は圧搾空気とプロパン の代わりの燃料オイルを使用した場合の単純な処理問題である。チャンバー１４ での燃焼圧力１，２００ｐｓｉには最大膨張時のマツハは４．５　（７，４００ ｆ　ｔ／ｓ　ｅ　ｃ）である。これは粒子の基材衝突速度４，０ＯＯｆ　ｔ／ｓ ｅｃ以上を達成させるものである。この速度はかつて達成されたことがなかった 。コーティング層Ｃの質は衝突速度にほぼ比例して改善されることが発見された 。５００ｐｓｉｇ以上の圧搾空気Ａ１の使用はフレームスプレー分野の新技術に 門戸を解放した。

ノズル材料と圧搾空気Ａｌ（及び霧）流によって提供される冷却程度の選択によ って、ノズル１９．１２ｂの内部ノズル面を広範囲な温度に合わせて変更するこ とは可能である。最低のノズル表面温度が望まれる場合には、プラスチック、亜 鉛、アルミをノズルボア３９からスプレーするには銅がノズル１９のボア３９を 形成する材料としては理想的である。しかし、ステンレススチール、タングステ ンカーバイド、セラミックス等の高融点材料の場合にはボア３９のノズル１９表 面をできるだけ高温に保つことが望ましい。この場合には、３１６ステンレスス チールのごとき耐熱金属が冷却フィンなしで、あるいは放射状短フィンを有して 使用される。このような条件では内部ノズルボア３９表面は非常に高温となり輝 く赤色に変化する。燃焼ガスＧの熱産物からの熱損失は効果的に減少し、ノズル の全長しにわたって高温ガス温度を維持する。また、加熱された粒子の輻射冷却 は大きく減少する。この使用はノズルの長さを半分にすることを可能にし、ノズ ル１９は高度に冷却される銅製ノズルよりも高い融点の材料をスプレーする能力 を備えている。

本発明のフレームスプレーバーナーの実例未溶融粒子のフレームスプレー法 対象基材への衝突前 燃焼温度及び粒子衝突速度の関数として、後述あるいはその改良型の本願図面に 示される装置を使用した搬送過程での粒子温度の効果を示すために以下５例を挙 げる。

これらの例中、 Ｐｏ＝コンパスチョンチャンバー圧力 Ｐ＝外気圧力 に＝ガスの特定熱化 Ｍ＝マツハ Ｖｊ＝ジェット流速度 ｖｐ＝粒子速度 Δｈ＝粒子衝突で放出されるエンタルピーＴｏ＝燃焼温度 Ｔ＝膨張ガスジェット流温度 ａ＝ニジエツト湿温度おける音速 Ｔｐ＝衝突後の粒子温度 ｇ＝重力定数 例！−現行のＨＶＯＦ法 （アメリカ合衆国特許第４，４１６，４２１号参照）Ｐｏ＝１００ｐｓｉｇ＝１ １５ｐｓｉａＰ＝Ｏｐｓｉｇ＝１５ｐｓｉａ Ｔｏ＝カ氏４，６００度、純粋酸素と燃料オイル使用。

Ｋ＝１．２　（仮定） 「ガス表」より。キーナン、Ｈ，Ｈ，とケイ、Ｊ、ジョン　ウィリー　アンド　 サンズ社、１９４８年版Ｐ／Ｐｏ＝０．７１の場合には、膨張ジェット流温度（ Ｔ）はカ氏３．１３０度である。マツハは２．０である。

カ氏３．１３０度の場合には、ａ＝２，８００ｆ　ｔ／ｓｅｅである。Ｖ　ｊ＝ Ｍａ＝５，６００　ｆ　ｔ／ｓ　ｅ　Ｃである。

粒子速度２，５００　ｆ　ｔ／ｓ　ｅ　ｃが採用されているが、ＨＶＯＦスプレ ー流の実験レーザドツプラー測定と良く合致すると考えられる。（粒子溶融が起 こり得るＨＶＯＦプロセスにおいて、溶融粒子によるさらに長いノズルの「目詰 まり」のためにノズル長はＨＶＡＦノズルと比較して短い。従って、さらに長い ノズルを使用して得られるさらに速い粒子速度は達成されない。）カ氏３，１３ ０度のジェット流温度は鉄系金属及びコバルト（タングステンカーバイドと共に 使用）の融点約カ氏２，７００度と較べて非常に高い。粒子（ジェット温度を達 成すると仮定）は可塑性あるいは溶融状態で対象物に達する。不都合な合金プロ セスが酸化同様に起こり得る。

粉末を帯びていないジェットガスはカ氏３，１３０度に達する。

スプレーされる金属粉末の融点はカ氏２．７００度で、その特定熱は０．１であ ると仮定。さらに、粉末温度は対象物に衝突する際にはジェットガス温度と等し いと仮定。衝突で粒子がカ氏２，７００度に達したとき、溶融の潜熱はさらに温 度の上昇が起こる以前に提供されなければならない。１ボンドのガスに対して可 能なエンタルピーはＣｐ　Ｔ＝０．２９　（３１３０−２７００）＝１２５ｂｔ ｕ／ｌｂである。通常にはスプレーされる粉末１ポンド当り約２０ポンドの反応 物が存在する。従って、粉末がジェットガス温度を達成すると仮定すれば潜熱を 無視しても大した誤差は生じない。

対象物との衝突でエンタルピーの急速な増加か生じる。この上昇は △ｈ＝　□ ｑＪ で計算可能である。このｇは重力定数であり、Ｊ−７７８ｆｔ−１ｂ／ｂｔｕで あり、本例では粒子は衝突前に溶融する。衝突で発生する１２５ｂｔｕ／ｌｂは ざらに「不都合」な力氏１２５０度の温度上昇をもたらす。最大粒子温度はカ氏 ３．５６０度である。

例ＩＩ−出願人の同時係属中アメリカ合衆国特許出願第０７／６４１．９５８号 の空気バーナー使用。

Ｔｏ＝＝カ氏３，５００度 Ｐｏ＝７０ｐｓ　ｉｇ＝８５ｐｓ　ｉａＰ＝Ｏｐｓｉｇ＝１５ｐｓｉａ Ｋ＝１．２　（仮定） キーナン（Ｋｅｅｎａｎ）とケイ（Ｋａｙｅ）より、Ｍ＝１．８４ Ｔ＝カ氏２．６２５度 ａ＝２，６００ｆｔ／５ｅｅ Ｖｊ＝４．７８０ｆ　ｔ／ｓｅｅ これらの各側で粒子はジェット流温度に加熱されるものと仮定すれば、粒子温度 のカ氏２．６２５度は鉄系金属及びコバルトの融点以Ｆである。材料の搬送過程 は固体形態であり、はとんど不都合な合金あるいは酸化反応か生しない。（タン グステンカーバイド粒子は衝突後にさえも溶融しない。）ジェット流速度は例Ｉ の場合よりも遅いが、ずっと長いノズルを使用すれば粒子速度２，５００ｆｔ／ 　ｓ　ｅ　ｃを仮定することは合理的である。この値は衝突時に１２５ｂｔｕの エンタルピーを与える。この場合、スチールとコバルトにおいては溶融の潜熱約 １１７ｂｔｕ／ｌｂを粒子温度かさらに増加する以前に与えなければぼらない。

溶融後、８ｂｔｕ／ｌｂがさらにカ氏８０度温度を上昇させるのに利用可能であ る。最終的な最大粒子温度はカ氏２．７８０１１に達する。例Ｉのカ氏３，５６ ０度とは大きく相違する。

本発明の特徴にはいくつかの利点がある。粒子は衝突以前には溶融しないので最 大衝突速度を得るためにずっと長いノズルの使用が可能である。それでも「目詰 まり」は生じない。衝突速度が大きければ大きいほどコーティングは高密度とな る。不都合な合金及び酸化現象が生じず、高品質のコーティングが得られる。

例ｌｌｌ−高圧力での空気バーナー Ｔｏ＝カ氏３，５００度 Ｐｏ＝６００ｐ　ｓ　ｉ　ｇ Ｐ＝Ｏｐｓｉｇ Ｋ＝１．２　（仮定） さらに、キーナンとケイより、 Ｍ＝２．９ Ｔｊ＝カ氏１，８９０度 ａ＝２，３００ｆｔ／５ｅｃ Ｖｊ＝６．　６７０ｆ　ｔ／５ｅｃ Ｖｐ＝３，０ＯＯｆ　ｔ／ｓｅｅと仮定Δｈ＝１８０ｂｔｕ、６３ｂｔｕ／ｌｂ 金属利用可さらにカ氏６３０度のａＬ変上昇 最終的最高粒子温度はカ氏３．３３０度である。

これらの計算に多くの仮定と単純化を使用した結果大きな誤差が生じる可能性か ある。まず、熱ガス内での短時間で粒子は決してガス温に達しない。よって、前 記例の全粒子温度は実際よりも高温となっている。特定熱にの真の値は未知であ る。ここでの１．２の代わりに１１あるいは１．３を使用すると大変に異なる値 が算出される。発明者はこの理論分野に長けている人物の理論的攻撃に対しては 応えるだけの準備がない。しかし、これらの例の比較によって搬送過程の粒子温 度は融点より低いと考えられ、衝突エネルギーは優れたコーティングを提供する に充分な溶融温度を提供すると考えられる。この事実は実際の使用にて証明され ている。

他の仮定は長いノズルを通過する際のガスからの熱損失を無視している。１０％ の損失でさえも計算に大きな影響を与えるであろう。

よって、２フィート以上のノズルは実用的でないかも知れな０゜高融点の粉末で 長いノズルを使用するときには、燃焼温度を上昇させるために酸素の追加が必要 となる。

例ＩＶ−２，４００ｐｓｉｇでの純粋酸素バーナーＴｏ二カ氏４，５００度 Ｐｏ＝２．　４００ｐｓｉｇ Ｖ＝４，０ＯＯｆｔ／ｓｅｅと仮定 △ｈ＝３２０ｂｔｕ／ｌｂ　流湯を力氏１，１０３度上昇させるＴｍａｘ＝力氏 ２，６２７１ これは粒子の溶融には充分な温度ではない。これよりも高い温度システム、例え ばプラズマ、が使用されなければならないであろう。

従って、本発明の原則はプラズマトーチ同様に空気−燃料及び酸素−燃料バーナ ーにも適用される。

計算における他の誤差要因は衝突粒子に関わるものである。衝突時に熱は高温粒 子から対象物または既に形成されているコーティング層に移動する。衝突粒子に よって対象物に移動する熱は相当な量でありえる。超高速衝突での熱移動時間か マイクロ秒の単位で計測される場合、そのような急速な加熱は対象物内への低伝 導熱流と相まって対象物温度を（衝突時に）対象物とコーティングとの間の冶金 的結合をもたらす温度にまで高めることができる。

本質的に本発明は、高温超音速流に導入してスプレーする粉末が対象物表面に衝 突するまで融点より低い温度に保たれるプロセスに関わるものである。溶融は衝 突時にのみ生じる。ここまでカ氏２゜７００度あたりの融点を有する材料のみを 対象としてきた。アルミ、亜鉛、銅等の低い融点の材料においては、本発明のプ ロセスは燃焼温度（Ｔｏ）を下げるだけで達成される。これは燃料含有量を化学 量的なものよりずっと少ない量に減少させることで達成される。減少燃料流をセ ットする単純な方法は高温ｆｌｊ定手投手段ってスプレーのブルーム（ｐ　ｌ　 ｕｍｅ）　温度を測定することである。亜鉛、アルミ、銅の加熱された粒子スプ レーブルームは見ることができない。

ステンレススチールのブルームは淡い黄色である。

カ氏２，７００度をはるかに越える融点の材料に対しては、純粋酸素の使用か必 要であろうし、あるいは（アメリカ合衆国特許第４゜３７０．５３８号の原理に より）高温ガスの第１ジエツト流か粉末を融点付近にまで加熱する。より低い温 度の第２高速フレームは、衝突でコーティングを可能にする充分な溶融を付与す る速度にまで粒子を加速する。

非常に高い融点の材料、例えば、セラミックスに対してはプラズマトーチが添付 図面に示されるもののごとき燃焼装置の代用をすることができる。この方法では 通常のブラジマトーチのカ氏１２，０００度のジェット流を粒子が融点付近であ って、融点よりも低い温度に上昇するように調整し、余剰の熱エネルギーをジエ ・ノド流の速度増加に利用する。通常のプラズマ装置は相対的に低い電圧（窒素 の場合で約ｖ＝７０）で操作される。短形ノズルか必要であり、噴射するジェッ ト流は音速以下である。（同じ出力で）電圧を上昇させることで大幅に長いノズ ルか必要となる。長いノズルへの入口で高ガス圧を使用して、非常に高い出口速 度が得られる。２００ｐｓｉｇで作動するプラズマトーチは１２，０ＯＯｆｔ／ ｓｅｅ以上のジェット速度を実現し、これは出口温度か約カ氏７，５００度であ る。

例Ｖ−２００ｐｓｉｇでの酸化アルミのプラズマスプレーＴｏ＝力氏６．０００ 度 Ｐｏ＝２１５ｐｓｉａ Ｐａ／Ｐ＝０．　０７０ Ｔｏ／Ｔ＝０．　５８ Ｍ＝２．　６５ Ｔ＝カ氏３，２８６度 融点は約カ氏３，４００度 ａ＝２，８５０ｆｔ／５ｅｃ Ｖｊ＝７，５５０ｆ　ｔ／５ｅｃ Ｖ＝３，５００ｆｔ／ｓｅｅ　（仮定）Δｈ＝２４５ｂｔｕ／ｌｂ　Ａｌ２Ｃｈ ΔＴ＝力氏８４５度 Ｔｍａｘ＝カ氏４，１３１度 酸化アルミのコーティングに充分な条件本発明は図面に示され、本明細所中にて 詳細に説明されているようなフレームスプレーによって実施され得るが、粒子は 搬送のために高速流に導入され、コーティング対象物あるいは基材表面に衝突す る以前に予備加熱されていることが特徴である。例えば、粉末あるいは他の粒子 を分離した容器内で、例えば、誘導的に予備加熱し、もしくは粒子を融合しない 程度に保持しているセラミック容器でインピンジング（ｉｍｐ　ｉｎｇｅ）して いる分離フレームによって予備加熱することができる。フレームは粒子を可塑状 態もしくは溶融状態以下に予備加熱するのに充分な温度でなければならない。

本願にて開示している方法は、７０ｐｓｉｇから、例えば、５０ｐｓｉｇに燃料 圧力を減少させてバーナーに送られる燃料流を減少させることで１２インチの長 さのノズルを６インチのノズルに短縮している添付図面の装置によって効果的、 効率的に実施可能であると確信する。

本発明の方法を実施に移す場合、本願請求項にて記載されたマルチ的手段におい て関与する種々な操作パラメータは本方法実施において大きな柔軟性を付与する 。

出願人はアメリカ合衆国特許出願第０７／６４１，９５８号に従って実際に化学 量的燃焼を使用し、６インチを越えるノズルの場合には粒子はノズルボアから排 出される前に溶融し、ノズルボアをコーティングすることを確認した。しかし、 本発明に従った改良によって、所定の圧搾空気流にて燃料流を大幅に減少させる ことで、このようなインターナルバーナー用のノズルの長さは１２インチまで可 能となり、衝突前の溶融現象を引き起こすことなく優れたコーティング処理を施 すことを確認した。コーティング層の顕微鏡写真は酸化物の存在が大幅に減少し 、コーティング層と対象物との間の結合インターフェースが大幅に改良している ことを証明している。７０ｐｓｉｇから５０ｐｓｉｇに空気圧を減少させ、燃料 を適正に現象させることは前述の有効な結果をもたらした。

本発明のプロセスパラメータの変更及びバリエーションは本発明の精神及び範囲 から逸脱することなく可能であり、これらは以下記載の特許請求の範囲に従って のみ制限されるものである。

国際調査報告 フロントページの続き （８１）指定国　ＥＰ（ＡＴ、ＢＥ、ＣＨ，ＤＥ。

ＤＫ、ＥＳ、ＦＲ，ＧＢ、ＧＲ，ＩＴ、ＬＵ、ＭＣ，ＮＬ、　ＳＥ）、　ＡＵ、 　ＢＲ，ＣＡ、ＪＰ

Claims (1)

1. 【特許請求の範囲】 １。熱スプレー法であって、 限定された容積のコンバスチョンチャンバー内で上昇した圧力にて燃料と酸化剤 を連続的に燃焼させ、長いノズル内で少なくとも音速の熱ガス流を発生させ、さ らに該熱ガス流の超音速ジェット流を発生させ、コーティング対象物表面に方向 誘導するステップと、前記流体に粉末材料を供給し、該流体にて加熱し、高速に て前記対象物表面に衝突させるステップと、 を有しており、 前記粉末材料を前記ジェット流にて加熱する前記ステップは該粉末粒をその融点 以下の温度に上昇させるように制御していることを特徴とし、前記スプレー法は さらに前記粒子が前記対象物に到達するまでの搬送過程における該粒子の温度を 前記融点以下に維持し、該対象物に衝突する該粒子に充分な速度を付与してその 衝突エネルギーを熱に変換し、該粒子の温度をその溶融温度にまで高め、この粉 末材料を溶融して前記対象物表面に高密度のコーティング層を形成する ことを特徴とする熱スプレー法。 ２。前記粉末材料を前記流体に供給するステップは、前記ガス体の充分な膨張が 該流体の温度をスプレーされる該材料の融点以下の温度に下げている該流体に沿 ったポイントにて該粉末材料を該流体に供給することを特徴とする請求項１記載 の熱スプレー法。 ３。前記酸化剤は空気であることを特徴とする請求項１記載の熱スプレー法。 ４。前記酸化剤は空気と純粋酸素との混合物であることを特徴とする請求項１記 載の熱スプレー法。 ５。前記酸化剤は純粋酸素であることを特徴とする請求項１記載の熱スプレー法 。 ６。前記燃料及び酸化剤を非常に高い燃焼圧力にて燃焼させるが、前記対象体に 衝突する前記粉末材料の固体粒子の温度を該粒子の溶融を生じさせてコーティン グ層を形成するに充分な衝突エネルギー値が達成される程度に可能な限り低温度 にすることを特徴とする請求項１記載の熱スプレー法。 ７。前記燃焼は２５０ｐｓｉｇ以上の圧力下で実施されることを特徴とする請求 項６記載の熱スプレー法。 ８。前記燃焼は５００ｐｓｉｇ以上の圧力下で実施されることを特徴とする請求 項６記載の熱スプレー法。 ９。前記燃焼は１，０００ｐｓｉｇ以上の圧力下で実施されることを特徴とする 請求項６記載の熱スプレー法。 １０。前記粉末粒子をその融点以下に加熱する前記加熱ステップは第１高温ジェ ット流を使用して行い、さらに第２高速ジェット流を使用して加熱された固体粒 子を前記対象物に加速誘導することを特徴とする請求項１記載の熱スプレー法。 １１。熱スプレー法であって、 高圧にてプラズマトーチを作動させ、熱ジェット流を発生させて長いノズルから 噴出し、該ジェット流をコーティングされる対象物に方向誘導するステップと、 前記流体に粉末材料を供給し、該流体により加熱させ、該対象物表面に高速で衝 突させるステップと、 を有しており、 前記粉末材料を前記ジェット流にて加熱する前記ステップを該粉末粒子の融点以 下の温度に上昇させるように製御することを特徴とし、 さらに前記粒子が前記対象物に到達するまでの搬送過程における該粒子の温度を 前記融点以下に維持し、該対象物に衝突する該粒子に充分な速度を付与し、その 衝突エネルギーが該粒子をさらに加熱して該粒子の温度をその溶融温度にまで高 め、この粉末材料を溶融して前記対象物表面に高密度のコーティング層を形成す る ことを特徴とする熱スプレー法。 １２。前記粉末材料を前記プラズマ熱ジェット流に供給する前記ステップは該粉 末材料を該流体の温度がスプレーされる該材料の融点よりも低いポイントにて該 流体に供給することを特徴とする請求項１１記載の熱スプレー法。 １３。プラズマトーチの電気アークによる加熱直前の前記ガス圧力は１００ｐｓ ｉｇ以上であることを特徴とする請求項１１記載の熱スプレー法。 １４。スプレーされる前記粉末は異なる融点を有する少なくとも２種類の材料の 混合物であり、衝突すると低い方の融点を有する材料が溶融し、高い方の融点を 有する材料は本方法を通して固体のままであることを特徴とする請求項１記載の 熱スプレー法。 １５。スプレーされる前記粉末は異なる融点を有する少なくとも２種類の材料の 混合物であり、衝突した際に低い方の融点を有する材料が溶融し、高い方の融点 を有する材料は本方法を通じて固体のままであることを特徴とする請求項１１記 載の熱スプレー法。 １６。スプレーされる前記粉末はタングステンカーバイドとコバルトの混合物で あり、衝突によって該コバルトのみが溶融することを特徴とする請求項１記載の 熱スプレー法。 １７。スプレーされる前記粉末はタングステンカーバイドとコバルトの混合物で あり、衝突によって該コバルトのみが溶融することを特徴とする請求項１１記載 の熱スプレー法。 １８。前記粉末材料を加熱する前記ステップは高温測定法による該粉末材料の加 熱であって、該粒子を含む加熱粒子流を該粉末材料の融点近辺であってそれ以下 の温度に維持することを特徴とする請求項１記載の熱スプレー法。 １９。前記粉末材料を加熱する前記ステップは高温測定法による該粉末材料の加 熱であって、該粒子を含む加熱粒子流を該粉末材料の融点近辺であってそれ以下 の温度に維持することを特徴とする請求項１１記載の熱スプレー法。 ２０。前記粉末材料の速度は衝突エネルギーが充分に大きく、該粉末材料の衝突 する粒子と衝突される前記対象物の材料との間の冶金的結合を生じさせることを 特徴とする請求項１記載の熱スプレー法。 ２１。前記粉末材料の速度は衝突エネルギーが充分に大きく、該粉末材料の衝突 する粒子と衝突される前記対象物の材料との間の冶金的結合を生じさせることを 特徴とする請求項１１記載の熱スプレー法。 ２２。閉鎖式コンバスチョンチャンバーを形成するコンバスターを含む部材を有 する再生的に（ｒｅｇｅｎｅｒａｔｉｖｅｌｙ）冷却されたインターナルバーナ ーを使用したフレームスプレー法であって、圧搾空気を前記部材の臨界的に（ｃ ｒｉｔｉｃａｌｌｙ）加熱されたバーナーエレメントと接触状態で通過させて冷 却剤／酸化剤としての該圧搾空気で前記バーナーを冷却し、ガス燃料あるいは液 体燃料と共に該冷却剤／酸化剤を前記コンバスチョンチャンバーに供給し、該圧 搾空気を該閉鎖式コンバスチョンチャンバー内に供給するに先立ち該冷媒空気流 を再生的に高温加熱すると同時に前記エレメントの適当な冷却を行い、該閉鎖式 コンバスチョンチャンバー内の急速燃焼反応に作用させるステップと、 前記コンバスターのターミナルフェースからの燃焼による熱ガス産物をＬ／Ｄ比 ３以上のボアを有する限定ノズルを適して膨張させるステップと、 スプレーされる材料の扮末流を少なくとも前記ノズルボアの入口付近のポイント にて前記燃焼産物の前記熱ガス流内に通過させるステップと、 を有しており、 前記熱ガス流は前記粒子を少なくとも可塑的状態にまで加熱し、同時に該粒子を 秒速１，５００ｆｔ／ｓｅｃ以上に加速して、前記限定ノズル出口の下流に存在 するスプレーコーティング対象基材の表面に衝突させることを特徴とするフレー ム（ｆｌａｍｅ）スプレー法。 ２３。前記粉末を通過させるステップは、取替え可能なノズルエレメント内に包 含されている数個の注入穴のうち所定の１穴を通して前記粒子をコールドガス流 によって前記燃焼の高速産物内に注入するステップを有しており、該所定の注入 穴は前記バーナー部材内に包含されている粉末供給システム通路に前記限定ノズ ルを回転させて位置合わせすることで選択されることを特徴とする請求項２２記 載のフレームスプレー法。 ２４。前記数個の注入穴は前記限定ノズルボアの軸に対して異なる注入角にて前 記ノズルエレメントに包含されており、前記粉末を通過させるステップは該ノズ ルエレメントを前記部材の通路と回転させてアラインさせるステップを有してお り、前記粒子流を望む方向で前記ノズルボア内に供給することを特徴とする請求 項２３記載のフレームスプレー法。 ２５。水滴の浮遊体を前記圧搾空気流に追加するステップをさらに有しており、 前記エレメントに冷却フィルム層を付与して冷却を促進するために霧状体を形成 し、前記コンパスターの燃焼圧力を該霧状体が存在しないときには再生的空気冷 却が前記バーナーを有している１個あるいは複数のエレメントに対する熱影響を 防止するには不十分である程度に増加可能であり、前記霧状体を形成する水滴量 を制御して前記コンバスチョンチャンバーで空気と燃料の混合体の適正な燃焼反 応を確実なものとすることを特徴とする請求項２２記載のフレームスプレー法。 ２６。前記コンバスチョンチャンバー内に圧搾空気流内に純粋酸素を混合させて 追加的酸素を導入するステップをさらに有しており、圧搾空気に対する霧状体の 量が前記燃焼反応に悪影響を及ぼさないようにすることを特徴とする請求項２５ 記載のフレームスプレー法。 ２７。３００ｐｓｉｇを越える圧力での空気燃料混合体燃焼中に前記コンバスチ ョンチャンバー内の圧力を維持するステップをさらに有していることを特徴とす る、含有されている水の霧状体によって増強された圧搾空気流による前記インタ ーナルバーナーの再生的冷却を利用している請求項２５記載のフレームスプレー 法。 ２８。５００ｐｓｉｇを越える圧力での空気燃料混合体燃焼中に前記コンバスチ ョンチャンバー内の圧力を維持するステップをさらに有していることを特徴とす る請求項２５に記載のフレームスプレー法。 ２９。前記コンバスチョンチャンバーに追加的注入空気流を追加し、前記主体バ ーナーエレメントの増強された冷却を達成するステップと、該エレメントの少な くとも１つに対する熱影響を防止し、前記コンバスチョンチャンバー内に燃料を 注入するに先だって化学量を越える空気流を外気に放出するステップとをさらに 有していることを特徴とする請求項２２記載のフレームスプレー法。 ３０。少なくとも前記インターナルバーナーの熱せられるバーナーエレメントの 放射状外部表面を断熱するステップをさらに有しており、前記閉鎖コンバスチョ ンチャンバー内への注入に先だつ前記冷却空気流と、前記限定ノズルを通過する 前記コンバスターの前記ターミナルフェースからの膨張する燃焼の熱ガス産物と の間での再生的熱交換を増強させることを特徴とする請求項２２記載のフレーム スプレー法。 ３１。前記コンバスチョンチャンバーの長さと直径の比は２：１以下であること を特徴とする請求項２２記載のフレームスプレー法。 ３２。前記限定ノズルの内部面をカ氏１，２００度以上にて使用し、再生的冷却 システムでの粉末材料のフレームスプレー機能を向上させ、前記長いノズルボア を通過して前記高速ガス流から冷却剤に対する熱損失を減少させ、さらに前記ス プレー材料から前記長い限定ノズルのボア内壁に対する幅射熱損失を減少させる ことを特徴とする請求項２２記載のフレームスプレー法。 ３３。前記限定ノズルの放射状外部面を断熱するステップと、前記圧搾空気を前 記主体の臨界的に加熱されたバーナーエレメントと接触させる前に該限定ノズル の放射状外部面と接触するように通過させるステプとをさらに有しており、該圧 搾空気と前記限定ノズルを通過する膨張する燃焼の熱ガス産物との間の再生的熱 交換を増強させることを特徴とする請求項３０記載のフレームスプレー法。