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0 前言
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钛合金紧固件与铝合金材料存在着较高的电位差，在腐蚀介质的作用下铝合金结构件易发生电偶腐蚀[1-2]，工程上常使用含铝的有机涂层用于各种钛合金、高强耐蚀钢紧固件表面的防护[3-4]。该涂层与基体材料结合强度高，安装性能优越，耐热性和粘结性良好，可以防止电偶腐蚀[5-6]，使用时须满足螺纹部分涂层厚度 8～16 μm，光杆部分涂层厚度 12～20 μm 的使用要求。由于螺栓表面复杂的几何形状及操作参数的影响，螺栓表面铝涂层易出现涂层厚度不均匀性问题，使得产品的质量和使用性能下降。因此，研究不同操作参数下的喷雾流场及其对螺栓表面铝涂层厚度均匀性的影响，具有重要的理论意义和工程价值。
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对于喷雾流场的研究，MÜLLER 等[7]采用高速粒子图像测速技术，试验研究了直喷喷雾式内燃机流场中的液滴分布情况；NUYTTENS 等[8]使用相位多普勒粒子分析仪测量了不同喷嘴-压力组合下的喷雾液滴大小和速度特性；VISARIA 等[9]试验研究了喷雾倾角对两相流喷雾冷却及临界热通量的影响。PAYRI 等[10]通过 Mie 散射技术对喷雾进行可视化试验，以研究不同喷嘴倾斜角度对喷雾特性的影响。试验使用了高强度氙气手电筒提供照明，同时利用高分辨率 CCD 相机记录喷雾图像。SI 等[11]使用高速摄像机和连续波激光片捕捉了不同横流速度和环境压力下的冲击喷雾图像。研究了横流和平面壁面冲击对喷雾发展和扩散的影响。试验研究的方法准确可靠，但是需要大量试验数据作为支撑，成本较高。随着计算流体动力学（Computational Fluid Dynamics，CFD）的发展，越来越多的学者采用了数值模拟结合试验的方法研究喷雾流场。JENG 等[12] 模拟了喷嘴内部气体的流动，以及液膜在喷嘴出口处破裂的过程。数值模拟结果与试验数据吻合较好，表明喷嘴内气芯的雾化特性、喷嘴出口液膜厚度和喷雾锥角能较准确地模拟出来。赖镜安等[13]运用 Fluent 中的欧拉-拉格朗日方法模拟了气体与颗粒的相互作用和颗粒间碰撞，研究了滚筒转速和颗粒粒径对冷渣机内颗粒轴向运动的影响。YA 等[14]对喷雾颗粒在冷喷涂中的加速行为进行数值分析。根据仿真结果实现喷枪喷嘴的优化设计，解决了小圆筒或管道有限内壁的涂装问题。LI 等[15]通过 CFD 研究雾化器材料对雾滴粒径和分布的影响。得到了液滴尺寸和分布与材料阻力系数之间的关系。LIU 等[16] 建立了圆柱形表面喷涂液膜厚度变化的预测模型。 XIE和WANG等[17-18]研究了新型双喷嘴空气喷枪结构中，两个喷嘴的中心距离和轴线夹角对射流干涉效应和涂膜厚度分布的影响。ZHU 等[19]分别选择铜和铝作为颗粒和基体材料，对冷喷雾中颗粒沉积过程的临界速度进行了数值研究，分析了颗粒与基体之间的时空界面温度分布和变形。ZHENG 等[20]研究了大型船舶外板喷涂机器人中喷射压力对雾化效果的影响；李文亚等[21-22]对冷喷涂中的气固两相流进行研究，模拟了冷喷涂过程中粒子的碰撞、加速与加热行为，并优化了喷涂过程中的工艺参数。陈雁，陈文卓等[23-25]通过欧拉-欧拉方法分别分析了圆弧面静态喷涂、圆弧面动态喷涂和球形面等曲面喷涂的喷雾流场，预测了涂层厚度分布。上述成果大多只适用于平面和简单曲面，对于斜角喷涂螺栓表面等较为复杂的几何形状，其相关机理尚须深入研究。
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涂料的喷涂运动可以被视为气体与液滴的两相流，目前的数值模拟方法主要有欧拉-欧拉模型及欧拉-拉格朗日模型。欧拉-欧拉模型将流体视为连续介质，采用欧拉方程对流体的宏观运动进行数值模拟。它的优点在于计算速度快，适用于处理大尺度问题。但是，欧拉-欧拉模型忽略了流体内部微观结构的影响，在对于处理流体内部的复杂流动现象，如涡旋、湍流等，效果不佳。
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欧拉-拉格朗日模型是一种基于欧拉-拉格朗日方程的数值模拟方法。欧拉-拉格朗日模型将流体视为由大量质点组成的离散介质，对每个质点的运动进行数值模拟，可以很好地对喷涂过程中的单个液滴进行追踪，有效地模拟流体内部的微观结构和复杂流动现象，如涡旋、湍流等。鉴于雾化后涂料液滴的粒径一般小于 100 μm，且液滴体积分数在喷涂过程中一般低于 3%，属于颗粒密度稀疏的流动，符合欧拉-拉格朗日方法中离散相模型的应用范围。
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本文使用有限元分析软件 Fluent，采用欧拉-拉格朗日法模拟螺栓表面喷涂成膜的过程，预测涂层厚度。分析喷涂距离、进气压力和扇面控制压力对喷雾流场特性和螺栓表面涂层厚度均匀性的影响，优化操作参数，并通过试验验证喷涂成膜模型的准确性。在本文的仿真与试验中，螺栓均保持固定。
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1 设备与材料
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1.1 试验设备
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喷涂操作在型号为 ZDPT01A-B 的自动喷涂设备中执行，其中喷嘴直径为 1 mm，涂料喷出量为 3.5 g / s，完成喷涂后，所施加的固化过程在型号为 BGX-312L 的防爆恒温干燥箱中进行，其加热功率为 4 kW，固化温度设定为 200℃。
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1.2 试验材料
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试验中所使用的涂料为 HD-01 型航空铝涂料，其主要组成成分包括铝粉浆、酚醛树脂和乙二醇乙醚醋酸酯等。涂料整体密度 1 020 kg / m3，动力学黏度为 0.105 4 kg·m−1 ·s −1。选用的螺栓为 TC4 钛合金制成的 M6 螺栓，其螺纹长度为 10 mm，总长度为 22 mm。
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2 数值模拟
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2.1 流体域建立及网格划分
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根据喷枪喷涂范围与实际生产过程的需要，在 SolidWorks 中建立一个近似六面体的流体域。取六面体的下表面为喷涂目标壁面，在下表面中央竖直放置三根螺栓。从靠近喷嘴一侧开始，依次命名为螺栓 A、螺栓 B 和螺栓 C。定义喷嘴主雾化孔中心点到螺栓 B 上端面中心点的距离为喷涂距离，定义上述两点连线与水平面的夹角为喷涂角度，喷涂角度设置为 45°，流体域的实际尺寸根据不同的喷涂参数进行调整。将建立好的几何模型在 ANSYS Mesh 软件中进行网格划分，选择 CFD 流体网格类型，采用四面体网格进行网格划分，并对喷嘴及螺栓附近的网格进行加密处理。划分好的网格总数量为 251 976 个，如图1 所示。
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图1 流体域网格划分
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Fig.1 Meshing of fluid domain
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2.2 参数设置
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本文使用了 DPM 模型来跟踪喷雾流场，将气相视为连续相，涂料液滴视为离散相，同时所使用的属性参数与试验保持一致。
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将主雾化孔与扇面控制雾化孔都设置为压力入口，压力数值根据需要进行调整，除了喷嘴结构面和喷涂表面外，其他表面都设定为压力出口，出口压力为 0。待喷涂表面的离散相条件设置为“wall film”，以观测涂料沉积情况。在涂料进口位置设置一个射流源，颗粒流数为 500，流量为 3.5 g / s。液滴破碎模型采用 TAB 模型，同时考虑液滴的破碎和聚合。流体域内的重力加速度设置为 9.8 m / s2，采用压力速度耦合的 SIMPLE 算法对液相和气相进行耦合求解，时间步长设定为 0.5 ms，总的喷涂时长为 0.6 s。
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2.3 仿真结果分析
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2.3.1 喷涂距离
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为研究涂料喷涂过程中喷涂距离对涂料液滴在螺栓表面沉积的影响，选择 5 种不同的喷涂距离，分别是 110、150、190、230 和 270 mm。在喷涂过程中，喷嘴的中心线和 3 个螺栓的中心线都位于 XY 截面上，因此选择 XY 截面作为观察面，以反映涂料液滴从喷嘴到螺栓表面的二维空间分布情况。绘制不同喷涂距离下 XY 截面的速度场云图如图2 所示，最大可视速度设置为 50 m / s。
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喷雾流场的形状主要受喷嘴结构、液体性质和喷涂压力等因素影响，主体呈现锥形。由图2 可以看出，由于其他条件并未改变，这五种喷涂距离下喷雾的流量和喷射角的大小基本相同，液滴从喷嘴口喷射出时具有较高的初始速度。然而随着移动距离的增加，液滴速度迅速减小。当喷涂距离为 110 mm 时，涂料液滴扩展至螺栓表面时的速度为 25～35 m / s，而且可以明显看出液滴在到达螺栓表面不同位置时，速度差异较大。这是由于喷涂时，涂料喷嘴和空气喷嘴中心的雾化孔之间形成的环状区域实现了涂料液滴第一级雾化过程，从喷嘴中心的雾化孔喷出的环状空气柱与涂料形成的液柱之间存在显著的速度差异。由于空气流动的扰动效应，液体柱受到分散影响，逐渐破碎成小液滴。其中位于锥形喷雾内环的液滴相对于外环的液滴，受到的由压缩空气施加的力更大，进而获得更高的速度。在短距离喷涂时，液滴的飞行时间相对较短，动能变化较小。因此，当涂料液滴抵达靠近锥形喷雾内环的螺栓表面时，其速度会相对更大。当喷涂距离为 150 和 190 mm 时，涂料液滴雾化完全，液滴在到达螺栓表面不同位置时速度基本相同，约为 20 m / s。当喷涂距离为 230 mm 及以上时，液滴到达螺栓 C 时的速度偏小。这是由于喷涂时采用的夹角为 45°，喷涂距离越大，液滴到达螺栓 A 和螺栓 C 时所经过的位移差也就越大，位移大的液滴在运动过程中受到空气阻力的影响更明显。并且在较长的喷涂距离下，液滴与环境之间的相互作用和影响变得更加复杂，液滴的运动路径变得更加难以精确预测，影响涂层的均匀性和质量。
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图2 不同喷涂距离下的 XY 截面速度分布图
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Fig.2 Velocity distribution of XY section at different spraying distances
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取螺栓 B 作为观察对象，将其正对着喷嘴的那一面定义为螺栓正面。不同喷涂距离下中间螺栓正面的液膜沉积云图如图3 所示，最大可视液膜厚度设置为 30 μm。
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图3 不同喷涂距离下的螺栓表面液膜沉积图
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Fig.3 Liquid film deposition diagram of bolt surface at different spraying distances
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为了精确分析喷涂角度对螺栓表面涂层厚度的影响，在螺栓 B 正面选取了一系列取样点，分别为螺栓上端面、第一圈螺纹的上下表面、第五圈螺纹的上下表面、最后一圈螺纹的上下表面以及螺栓的光杆部分。选取的点位如图4a 所示，记录这些点位在不同喷涂距离下涂层的厚度如图4b 所示。
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图4 不同喷涂距离下的螺栓表面涂层厚度
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Fig.4 Coating thickness of bolt surface at different spraying distances
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由图3、4 可以看出，当喷涂距离为 110 和 150 mm 时，涂料液滴在与螺栓表面碰撞时的水平速度分量较大，导致螺栓部分区域的涂层厚度明显高于其他区域；当喷涂距离为 230 和 270 mm 时，涂料液滴的水平速度分量又过小，不易于液滴在螺纹表面沉积，螺栓螺纹部分的涂层厚度远小于螺栓光杆部分；当喷涂距离为 190 mm 时，螺栓表面各部位涂层厚度相差不大，其中螺纹部分涂层厚度在 8～14 μm，光杆部分涂层厚度在 15～20 μm，涂层均匀性最佳。
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2.3.2 进气压力
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进气压力的变化会直接影响喷雾液体的流动性、喷雾角度、雾化效果以及液滴的尺寸分布，进而影响涂覆质量。为研究涂料喷涂过程中进气压力对涂料液滴在螺栓表面沉积的影响，选择大小为 0.1、0.2、0.3、0.4、0.5 MPa 的进气压力，并将扇面控制压力都设置为进气压力的四分之一，喷涂距离保持在 190 mm。不同进气压力下，被喷涂表面的液膜沉积云图如图5 所示。在各幅图中，所示螺栓的排列顺序自上而下分别为螺栓 A、螺栓 B、螺栓 C。
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图5 不同进气压力下的喷涂面液膜沉积图
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Fig.5 Liquid film deposition diagram of spray surface under different inlet pressure
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当喷涂角度为 90°，即喷嘴口正对着被喷涂面时，受主雾化孔和扇面控制孔的影响，被喷涂表面液膜的形状应为狭长的椭圆形。当喷涂角度为 45° 时，由于重力的作用以及液滴移动距离的差异，被喷涂表面靠近喷嘴的部分液滴更为集中，这种密集区域液滴之间的相互碰撞、聚合以及破碎的现象也变得更加频繁。因此，被喷涂表面上液膜的沉积形状更趋向于呈现出“梨形”。由图5 可以看出，当进气压力为 0.1 MPa 时，涂料雾化不彻底，液滴的尺寸较大，这些大液滴无法均匀地分布在目标表面上，导致涂层出现不均匀的斑块。喷涂压力达到 0.3 MPa 以上时，被喷涂表面上液膜的沉积形状皆为标准的 “梨形”。随着进气压力的增大，液滴的尺寸减小，这有助于增加涂覆的范围，同时使得液滴分散，涂层的厚度降低。
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不同进气压力下，螺栓 B 正面的液膜沉积云图如图6 所示，最大可视液膜厚度设置为 30 μm。选取如图4a 所示的点位，这些点位在不同进气压力下涂层的厚度如图7 所示。
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图6 不同进气压力下的螺栓表面液膜沉积图
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Fig.6 Liquid film deposition diagram of bolt surface under different inlet pressure
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图7 不同进气压力下的螺栓表面涂层厚度对比
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Fig.7 Comparison of bolt surface coating thickness under different inlet pressure
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由图6、7 可以看出，进气压力为 0.1 MPa 时，由于涂料液滴尺寸相差较大，大液滴沉积的部分位置，涂层厚度达到了 30 μm 以上；小液滴沉积的部分位置，涂层厚度又在 2 μm 以下，涂层厚度分布极不均匀。进气压力为 0.2 和 0.3 MPa 时，液滴能覆盖到整个螺栓表面。但由于液滴未被充分雾化，且光杆部分更利于涂料液滴沉积，故光杆部分的涂层厚度明显大于螺纹部分。当进气压力 0.4 和 0.5 MPa 时，雾化足够完全，螺栓表面涂层整体均匀性较好。但是在 0.5 MPa 下，液滴被雾化的过于细小，螺纹部分的涂层厚度偏薄，不满足生产需要。故最佳的进气压力为 0.4 MPa。
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2.3.3 扇面控制压力
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在使用喷枪喷涂时，调整扇面控制压力可以改变涂料液滴飞行的方向，从而影响喷雾的雾形以及液滴落在目标表面的位置。为研究涂料喷涂过程中扇面控制压力对喷雾的雾形以及螺栓表面涂层厚度的影响，将进气压力设置为 0.4 MPa，喷涂距离保持在 190 mm，扇面控制压力分别设置为 0.05、0.1、 0.2、0.3、0.4 MPa。不同扇面控制压力下，XY 截面的速度场云图如图8 所示，最大可视速度设置为 50 m / s。
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由图8 可以看出，XY 截面中喷雾的喷幅随着扇面控制压力的增大而显著地增大，被喷涂面 X 轴方向上的喷涂范围也随之增大。当扇面控制压力为 0.05 MPa 时，较低的扇面控制压力会导致液体在较小的角度范围内集中喷射，并且越靠近喷锥内部区域的液滴，其运动速度越快；当扇面控制压力为 0.1 MPa 时，液滴整体雾化较为均匀，到达各个螺栓正面时的速度基本保持了一致；当扇面控制压力在 0.2 MPa 以上时，喷嘴从两侧的扇面孔喷出的气流速度较高，在喷锥中间区域，从不同方向汇聚的气流发生了速度的抵消，造成喷雾喷锥中间区域的液滴速度较小，大量的液滴被吹散至两侧。
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图8 不同扇面控制压力下的 XY 截面速度分布图
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Fig.8 Velocity distribution of XY section under different sector control pressures
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不同扇面控制压力下，螺栓 B 正面的液膜沉积云图如图9 所示，最大可视液膜厚度设置为 30 μm。选取如图4a 所示的点位，记录这些点位在不同扇面控制压力下涂层的厚度如图10 所示。
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图9 不同扇面控制压力下的螺栓表面液膜沉积图
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Fig.9 Liquid film deposition diagram on bolt surface under different sector control pressures
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图10 不同扇面控制压力下的螺栓表面涂层厚度对比
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Fig.10 Comparison of coating thickness on bolt surface under different sector control pressures
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通过图9、10 可以看出，扇面控制压力为 0.05 MPa 时，螺栓表面涂层较厚，且分布不均。扇面控制压力为 0.2 MPa 时，涂层整体厚度适中，但螺栓表面有部分区域没有涂料液滴沉积。随着扇面控制压力的增大，螺栓表面没有涂料液滴沉积的区域也越来越多，涂层整体的厚度逐渐变薄。当扇面控制压力为 0.1 MPa 时，涂层厚度在 13 μm 左右，且整体均匀性较好，满足实际生产的需要。
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3 试验验证
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为验证仿真所展现的喷涂螺栓涂层的成膜特性以及涂层厚度预测的准确性，分别进行不同的喷涂距离、进气压力和扇面控制压力下的喷涂试验。试验在自动喷涂设备内进行，确保喷涂参数与数值模拟保持一致。在喷涂完螺栓正面后，将螺栓旋转 180°，以同样的参数喷涂螺栓背面。整个喷涂过程完成后，迅速将螺栓置于防爆恒温干燥箱中固化 2 h。随后，选取一根 190 mm 距离下喷涂的螺栓，命名为螺栓 D，在其光杆部分沿横截面进行线切割处理，其余螺栓都按照上文所述的 XY 平面进行纵向线切割，将螺栓镶嵌在环氧树脂中，确保待测截面朝向外部，经过研磨抛光处理后，利用放大倍数为 400 倍的金相显微镜观察并记录螺栓正面的涂层厚度。以喷涂距离为例，当喷涂距离为 110 mm 时，螺栓 B 正面第五圈螺纹的牙底和牙顶处的涂层如图11 所示。
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图11 110 mm 喷涂螺栓牙底和牙顶的金相图
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Fig.11 Metallographic diagram of thread root and thread crest at a spraying distance of 110 mm
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图11 中白色部分为螺栓基体，深绿色部分为镶嵌的树脂，中间金黄色的部分为铝涂层，由图可以看出，喷涂距离为 110 mm 的情况下，涂层厚度整体偏厚，第五圈螺纹牙底最厚处厚度约为 22 μm，远大于螺纹其他部位，而牙顶处由于在喷涂和固化过程中涂料的流动，厚度约为 8 μm，远小于螺纹其他部位。在其他条件的试验中，都出现了螺纹牙底比牙顶涂层厚的情况，涂层整体越厚，不同位置涂层的薄厚相差越明显。
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在螺栓 D 光杆部分的横截面选取如图12a 所示的 4 个点位，这 4 个点位处的截面图分别如图12b、 12c、12d 和 12e 所示。由图12 可以看出，4 个点位的涂层厚度都在 16 μm 左右，这表明涂层在螺栓光杆圆周上分布均匀。
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图12 螺栓 D 杆部横截面不同点位的金相图
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Fig.12 Metallographic diagram of different point positions on the cross-section of bolt rod D
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使用金相显微镜按照图4a 选取的 8 个测量点位依次进行观察。图13、14 分别是喷涂距离为 190、270 mm 时，螺栓 B 在不同点位处的截面的金相图像。图15、16 分别是进气压力为 0.1、 0.5 MPa 时，螺栓 B 在不同点位处的截面的金相图像。
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图13 190 mm 喷涂螺栓不同点位截面的金相图
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Fig.13 Metallographic diagram of cross sections of bolts at different points at a spraying distance of 190 mm
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图14 270 mm 喷涂螺栓不同点位截面的金相图
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Fig.14 Metallographic diagram of cross sections of bolts at different points at a spraying distance of 270 mm
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图15 进气压力 0.1 MPa 喷涂螺栓不同点位截面的金相图
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Fig.15 Metallographic diagram of cross sections of bolts at different points at 0.1 MPa inlet pressure
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图16 进气压力 0.5 MPa 喷涂螺栓不同点位截面的金相图
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Fig.16 Metallographic diagram of cross sections of bolts at different points at 0.5 MPa inlet pressure
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图17 扇面控制压力 0.05 MPa 喷涂螺栓不同点位截面的金相图
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Fig.17 Metallographic diagram of cross sections of bolts at different points at 0.05 MPa sector control pressure
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图18 扇面控制压力 0.4 MPa 喷涂螺栓不同点位截面的金相图
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Fig.18 Metallographic diagram of cross sections of bolts at different points at 0.4 MPa sector control pressure
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图17、18 分别是扇面控制压力为 0.05、0.4 MPa 时，螺栓 B 在不同点位处的截面的金相图像。
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在同一点位的金相图中，随机选择 5 个不同的位置，标记其对应的涂层厚度，计算 5 个位置厚度的平均值，将其作为该截面实际测量得到的厚度数据。将这些实际测量数据与流体仿真所得的涂层厚度数据进行比较，如图19 所示。
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从金相图和折线图中可以看出，在喷涂距离为190 mm、进气压力为 0.5 MPa、扇面控制压力为 0.05 MPa 和扇面控制压力为 0.4 MPa 的试验中，试验测量所得涂层厚度数据和仿真结果均吻合良好。而在喷涂距离为 270 mm 和进气压力为 0.1 MPa 的试验中，试验与仿真结果在部分位置存在较大误差，误差产生的原因主要有两个方面：一是液滴在运动过程中会发生随机的碰撞、破碎和聚合。喷涂距离越大，液滴的分布范围越广，螺栓表面液滴分布的也就越随机。进气压力较小时，由于雾化不完全，液滴分布的随机性也会更明显；二是统计试验获得的涂层厚度数据时，每个点位所获得的 5 个数据是随机的，涂层不均匀，厚薄相差过大，统计时就会存在一定的误差。总体来说试验与仿真的结果一致，验证了文中建立的螺栓表面喷涂成膜的模型的正确性。获得的涂层厚度分布规律为航空钛合金螺栓表面铝涂层均匀制备提供了可行的方法。
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图19 不同参数喷涂涂层厚度对比
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Fig.19 Comparison of coating thickness with different parameters
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4 结论
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（1）基于 CFD 理论对螺栓表面喷涂成膜的过程进行了建模仿真，通过气液两相流物理模型研究了不同喷涂参数对涂层厚度分布的影响。仿真结果显示：喷涂距离影响着涂覆的范围以及涂料液滴到达螺栓表面时的速度，进气压力影响涂料的雾化程度，扇面控制压力影响着喷雾的喷幅。
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（2）当喷涂距离在 190 mm 左右，进气压力在 0.4 MPa 左右，扇面控制压力在 0.1 MPa 左右时，螺栓表面涂层厚度均匀性最佳。其中螺栓螺纹部分涂层厚度在 8～14 μm，光杆部分涂层厚度在 15～20 μm，满足生产需要。
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（3）采用欧拉-拉格朗日法模拟螺栓表面喷涂成膜的过程，获得涂层厚度分布规律，为航空钛合金螺栓表面铝涂层均匀制备提供了可行的方法。
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摘要
工程中螺栓喷涂铝涂层时易出现涂层厚度不均匀，会导致螺栓连接的可靠性下降和涂层电偶腐蚀防护作用削弱问题，航空钛合金螺栓表面铝涂层均匀性方面缺乏深入的研究。采用欧拉-拉格朗日法建立雾化流场的气液两相流物理模型，分析喷涂距离、进气压力和扇面控制压力对螺栓表面涂层厚度的影响，并搭建喷涂试验系统与模拟结果进行比对。结果表明：喷涂距离大小会影响涂料液滴到达螺栓表面时的速度，进而影响涂层厚度和均匀性。进气压力较小时，涂料雾化不彻底，涂层出现不均匀的斑块；进气压力较大时，涂覆的范围较大，单个螺栓表面涂层过薄。扇面控制压力较小时，喷雾集中，螺栓表面涂层较厚；扇面控制压力则会影响喷雾范围，若喷雾集中，螺栓表面涂层较厚，反之螺栓表面涂层较薄。当喷涂距离在 190 mm 左右，进气压力在 0.4 MPa 左右，扇面控制压力在 0.1 MPa 左右时，螺栓表面涂层厚度均匀性最佳。试验证实气液两相流物理模型用于研究喷雾流场和预测涂层厚度分布是可行的。采用欧拉-拉格朗日法模拟螺栓表面喷涂成膜的过程，获得涂层厚度分布规律，能为航空钛合金螺栓表面铝涂层均匀制备提供可行的方法。
Abstract
Aluminum coatings are applied to the surface of titanium alloy fasteners to prevent galvanic corrosion when these fasteners are connected to aluminum alloy structural components. However, because of the complex geometries of these bolt surfaces and influences of the spray-operation parameters, such aluminum coatings often have an uneven thickness. This inconsistency can lead to bolt connections with decreased reliability and galvanic corrosion protection. Presently, there is a lack of extensive research on the factors affecting the uniformity of these coatings. This study utilized the Euler-Lagrange method to develop a physical model of the two-phase flow in an atomizing spray field. This innovative model was designed to explore how variables like the spray distance, air intake pressure, and sector control pressure impacted the thickness of the coatings applied to bolt surfaces. To verify the theoretical insights provided by the model, a series of corresponding spray experiments were meticulously conducted, and their outcomes were compared with the simulation results. The findings showed that at shorter spray distances, there was a significant variation in the velocity of droplets as they hit different parts of the bolt, leading to a generally thicker and more uneven coating. A notable issue was the greater deposition of paint at the base of the threads, where the coating thickness sometimes exceeded 30μm. When the spray distance was increased, the droplets spread out more, complicating their interaction with the environment and making their trajectory harder to predict. This often resulted in a thinner and less uniform coating on the bolt surface. The role of the air intake pressure was found to be crucial in determining the degree of paint atomization. At lower intake pressures, the atomization process was incomplete, producing larger droplets with an uneven distribution across the surface, which led to the formation of uneven patches. At higher intake pressures, the droplets became excessively fine, spreading across a larger area but ultimately resulting in a thinner coating layer on each individual bolt. The process of adjusting the sector control pressure was instrumental in changing the trajectory of the paint droplets. This adjustment significantly affected the overall spray pattern and specific placement of droplets on the target surface. At lower sector control pressures, the liquid spray was more concentrated within a smaller angular range, resulting in a thicker coating. In contrast, higher sector pressures broadened the overall spray range but caused droplets in the central area of the spray cone to lose momentum and scatter to the sides, which led to a thinner coating. Simulations indicated that the most uniform coating thickness was achieved with a spray distance of approximately 190 mm, an air intake pressure of approximately 0.4 MPa, and a sector control pressure of approximately 0.1 MPa. To verify the accuracy of the simulation in predicting the characteristics of the bolt coating formation and thickness, corresponding parameter experiments were conducted. These experiments were carried out using an automated spraying device. After the coating application and curing, the bolts were sectioned and encapsulated in epoxy resin. The coating thickness was carefully observed and recorded using a metallurgical microscope at a magnification of 400×. These results were then compared with the simulation results. A good correlation between the experimental and simulation outcomes was observed, confirming the feasibility of using the two-phase flow physical model for studying the spray field and predicting the distribution of the coating thickness. This study adopted the Euler-Lagrange method to simulate the process of spraying a bolt surface. The distribution of the coating thickness was analyzed, and a viable method for optimizing the spray parameters was developed.
