Тепловые процессы и материалы при плазменном нагреве

Глава 2. Физико-химические процессы при воздействии плазменной струи (дуги)

При воздействии плазменной струи (дуги) на поверхности обрабатываемого материала протекают различные физико-химические процессы. Характер их протекания определяется температурой, скоростью и временем нагрева, скоростью охлаждения плазмотрона, свойств обрабатываемого материала и т.д.

В основе плазменного поверхностного упрочнения металлов лежит способность плазменной струи (дуги) создавать на небольшом участке поверхности высокие плотности теплового потока, достаточные для нагрева, плавления или испаре­ния практически любого металла. Основной физической характеристикой плазменного упрочнения является температурное поле, значение которого дает возможность оценить температуру в разных точках зоны термического воздействия (в разные моменты времени), скорость нагрева и охлаждения, а в конечном итоге структурное состояние и фазовый состав поверхностного слоя материала.

Тепловые процессы и материалы при плазменном нагреве

Процессы поверхностного упрочнения требуют применения концентрированного источника нагрева с плотностью теплового потока на поверхности материала 10³ - 10⁶Вт/см² . Основным фактором, отличающим плазменный нагрев от лазерного нагрева, является механизм взаимодействия источника энергии с материалом. При лазерном нагреве световой поток излучения, направленный на поверх­ность материала, частично отражается от нее, а частично проходит в глубь материа­ла излучение. Излучение, проникающее в глубь материала, практически полностью поглоща­ется свободными электронами проводимости в приповерхностном слое толщиной 0,1 - 1 мкм [1]. Поглощение приводит к повышению энергии электронов, и вследст­вие этого, к интенсификации их столкновений между собой и передаче энергии кристаллической решеткой металла. Тепловое состояние металла характеризующееся двумя температурами: электронной Т_е и решеточной Т_i , причем Т_е» Т_i. С тече­нием времени (начиная со времени релаксации t_Р ~ 10^-9с) разность температур Т_е- Т_i становится минимальной и тепловое состояние материала можно охарактеризовать общей температурой Т_м. Дальнейшее распределение энергии вглубь материала осуществляется путем теплопроводности.

Нагрев поверхности материала плазменной струей осуществляется за счет вынужденного конвективного и лучистого теплообмена:

(2.1.)

q = q_k+q_л

Для приближенных расчетов тепловых потоков в поверхности используется модель лучистого и конвективного теплообмена основанная натеории погранично­го слоя [2], Плотность конвективного теплового потока определяется из выражения:

(2.2.)

где λ – коэффициент теплопроводности,

Н - энтальпия единицы массы,

К_т - термодиффузионный коэффициент,

у - координата, нормальная к обрабатываемой поверхности.

В общем виде конвективный нагрев поверхности обусловлен переносом энергии плазменной струи под действием теплопроводности, диффузии. На практике используют более простое выражение:

(2.3.)

где α–коэффициент теплопроводности

Т_плаз - температура плазменной струи на внешней границе

пограничного слоя,

Т_пов - температура поверхности.

Связь между α и параметрами плазменной струи выражается через критериальные зависимости (число Нуссельта, Прандля, Рейнольдса и т.д.) выбор для различных случаев взаимодействия плазмы с поверхностью приведен в работах. [2].

Согласно данных работ [3] доля лучистого переноса энергии от плазменной струи к поверхности металла составляет 2-8% от общего баланса энергии. В случае использования импульсной плазменной струи доля лучистого теплообмена возрастает до 20-30%. Лучистый поток к единице площади поверхности в нормальном направлении определяется следующим образом [4]

(2.4.)

где ξ1-интегральная поглощательная способность поверхности,

ξ2 -степеньчерноты плазмы

σс-постоянная Стефана-Больцмана

Т -температура плазмы

Учитывая, что теплообмен между струей и поверхностью в основном определяется конвективной составляющей теплового потока, то пренебрегая лучистым теплообменом (за исключением импульсной плазменной струи)

можно рассчитать тепловой поток по выражению Фея-Риддела [5]

(2.5.)

или

(2.6)

где Р_г - усредненное число Прандля,

(ρµ)_ω, (ρµ)_s - плотность и коэффициент динамической вязкости плазмы при

температурах, соответственно, поверхности тела и внешней границы

пограничного слоя,

L_е - число Льгоса - Семенова,

L_d - энергия диссоциации, умноженная на весовую долю атомов,

со­ответствующую температуре струи,

- градиент скорости в критической точке, равный ~ Uплазм / d сопла

h_s- полная энтальпия плазменной струи.

При нагреве поверхности металла плазменной дугой (плазмотрон прямого действия), эффективность нагрева возрастает за счет электронного тока q _е

(2.7.)

q = q_k + q_л + q_е

Дополнительная тепловая мощность за счет электронного тока рассчитыва­ется из выражения:

(2.8.)

Эффективный КПД плазменно-дугового нагрева на 10-30 % выше, чем при использовании плазменной струи и может достигать 70=85 % [3,6]. Энергетический баланс плазменного нагрева при атмосферном давлении выглядит следующим образом: 70 % - конвективный теплообмен;

20 % - электронный ток;

10 % - лучистый теплообмен.

При использовании плазменной струи (дуги), как источника тепловой энер­гии, наибольший интерес представляет распределение теплового потока по пятну нагрева. Распределение удельного теплового потока q₂в пятне нагрева приближен-но описывается законом нормального распределения Гаусса [7]

q_z = q_2m exp (-Kr²)(2.9.)

где К - коэффициент сосредоточенности, характеризующий форму кривой нормального распределения, а следовательно концентрацию энергии в пятне нагре­ва,

q_2m- максимальный тепловой поток.

Коэффициент сосредоточенности играет большое значениев процессах плазменного упрочнения, т.к. - регулирует скорость нагрева поверхностного слоя металла. Максимальная плотность теплового потока в центре пятна нагрева связана коэффициентом сосредоточенности выражением [7]

(2.10.)

Теплообмен между плазменной струей и упрочняемой поверхностью происходит в области пятна нагрева, условный диаметр которого равен:

На границе этого пятна нагрева удельный тепловой поток составляет 0.05 % от максимального g2т[7].

Параметры режима работы плазмотрона оказывают сильное влияние на коэффициент сосредоточенности. С увеличением силы тока Квозрастает. Уменьшение диаметра сопла (d!_с≤5) увеличивает К. С увеличением расхода плазмообразующего газа коэффициент сосредоточенности имеет максимум, рис.2.

На коэффициент сосредоточенности оказывает большое влияние способ подачи газа, геометрия сопла и электрода. В таблице 2.1. приведены экспериментальные и расчетные величины эффективного КПД нагрева, коэффициента сосредоточенности, тепловой плазменной дуги в зависимости от способа подачи плазмообразующего газа, геометрии сопла и катода. Видно, что переход от максиальной к тангенциальной подаче газа в сопло (при постоянном расходе) увеличивает коэффициент сосредоточенности на 15-40 % при одновременном увеличении эффективного КПД нагрева. Параболическая форма сопла формирует хорошо направленный плазменный поток, по сравнению с другими формами, однако степень сжатия дуги при этом снижается.

Использование кольцевого катода предпочтительнее при тангенциальной подаче газа, т.к. в случае аксиальной подачи нарушается однородность столба дуги

Диаметр сопла, мм	Длина канала сопла(мм)	U,B	I,A	Способ подачи газа в сопло	Геометрия	Эффективный КПД нагрева, %	Коэффициент сосредоточенности дуги, см.
					сопла	катода
								9
	4,4			тангенциальный	цилиндр	стержень		13,2
	4,4			------/------	парабола	------/------		10,1
	4,4			------/------	раструб	------/------		6,5
	4,4			------/------	цилиндр	------/------		15,1
	4,4			------/------	парабола	------/------		11,8
	4,4			------/------	раструб	------/------		6,9
	4,4 3,0 3,0 3,0			аксиальный	цилиндр	стержень		10,8
		------/------	цилиндр	------/------		7,2
		------/------	цилиндр	------/------		4,8
		Аксиально-тангенциальный	цилиндр	------/------		11,2
	5,0	23,5		аксиальный	цилиндр	стержень		11,5
	5,0	23,5		аксиальный	парабола	------/------		8,1
	5,0	23,5		аксиальный	раструб	------/------		5,1
	5,0	23,5		Аксиально-тангенциальный	цилиндр	------/------		15,2
	6,2			тангенциальный	цилиндр	кольцо		5,9
56,8			------/------	------/------	------/------		6,2
5 6,9			------/------	------/------	------/------		6,8
2 4			тангенциальный	цилиндр	стержень		17,8
33,5			------/------	------/------	------/------		16,8
4 6,2			------/------	------/------	------/------		17,1

Табл. 2.1.