Расчёт схемы плазмотрона

Расчет охлаждения катода начинается с определения теплового потока в него от пятна дуги при I =146 А [1]:

(Дж).      (2.8)

Задавшись температурным перепадом  охлаждающей воды:

^ОС,

и ее температурой на входе:

^ОС,

рассчитываем расход воды:

 (кг/с),      (2.9)

где Дж/кг – теплоёмкость охлаждающей воды.

Приняв из конструктивных соображений значение радиуса обоймы равным:

   r = ,

 находим величину  действительной плотности теплового  потока на охлаждаемой стенке канала:

(Дж/м²). (2.10)

Коэффициент надежности охлаждения принимаем  равным:

 К_охл=15.

Далее находим критическую плотность  теплового потока, на которую должно быть рассчитано охлаждение катода:

(Дж/м²).  (2.11)

Рассчитав среднюю температуру  охлаждающей жидкости (воды):

(^ОС),

температуру насыщения  при давлении в разрядной камере : 

.  (2.12)

Находим величину недогрева воды до температуры кипения (насыщения):

(^ОС).  (2.13)

Определяем потребную скорость охлаждающей воды в зазоре, для  чего зададимся необходимыми константами, которые определены из графика 9,1 [2] (смотри приложение Б):

       (2.14)

(м/с).  (2.15)

Выясним, какой режим  теплообмена, конвективный или пузырьковый, имеет место при выбранном значении К_охл. С этой целью сравним рассчитанную плотность теплового потока с плотностью, соответствующей началу кипения. Для этого определим число Рейнольдса:

,      (2.16)

где - кинематическая вязкость воды при температуре 22°С.

Гидравлический диаметр  принимаем равным , а величину зазора определим из уравнения:

,                                      (2.17)

где - радиус водоподводящей трубки, выбранный из конструктивных соображений;

- плотность охлаждающей воды.

Тогда подставляя численные  значения в формулу (2.17), получим необходимую величину зазора:

(м). (2.18)

Далее определяем плотность теплового  потока, соответствующую началу кипения  воды:

,                                  (2.19)

где - коэффициент теплоотдачи; - коэффициент теплопроводности воды при температуре .

Для определения коэффициента теплоотдачи  необходимо вычислить число Нуссельта . Полученное число Рейнольдса соответствует турбулентному течению жидкости, поэтому число Нуссельта рассчитываем по формуле:

,  (2.20)

где - кинематическая вязкость воды при t = 22^ОС;

 - число Прандтля при t = 22^ОС;

- число Прандтля при t = 149^ОС;

 – коэффициент пропорциональности. [1]

Тогда подставляя известные величины в формулу (2.20) найдём число Нуссельта:

.

Зная число Нуссельта, определим коэффициент теплоотдачи:

(Вт/м²∙К).  (2.20)

Так как коэффициент  теплоотдачи  известен, можем найти по формуле (2.19) плотность теплового потока в катод соответствующую началу кипения:

(Вт/м²).  (2.21)

Поскольку плотность теплового  потока, соответствующая началу кипения  воды, больше чем действительная плотность  теплового потока у стенки охлаждаемого канала, то делаем вывод, что охлаждение стенки определяется конвективным турбулентным теплообменом. В этом случае температура охлаждаемой стенки: 

(^ОС).  (2.22)

Значения температур слишком отличаются, поэтому делаем второе приближение:

- число Прандтля при t = 22^ОС;

- число Прандтля при t = 107^ОС;

- коэффициент пропорциональности. [1]

,

(Вт/м²∙К),

(Вт/м²).

Охлаждение стенки определяется конвективным турбулентным теплообменом. В этом случае температура охлаждаемой стенки:

(^ОС).

Это значение близко к  принятому значению в начале. Поэтому  на этом тепловой расчёт охлаждения катода можно считать завершённым [1].

2.3  Расчет ресурса работы  плазмотрона

 

Ресурс работы плазмотрона принимается  равным значению ресурса работы катода.

В данном плазмотроне катод термохимический  с циркониевой вставкой. Примем значение диаметра обоймы больше, чем диаметр  разрядного канала выходного электрода:

мм.

Тогда диаметр циркониевой вставки при токе 243 А рекомендуется принять равным:

 

Глубина выработки вставки:

Тогда масса выгоревшего материала:

(кг), (2.23)

где кг/м³ – плотность циркония.

Ресурс работы катода найдём по следующей формуле [1]:

(ч), (2.24)

где - удельная эрозия циркония.

Таким образом, получили, что ресурс работы катода равен 60 часов, т.е. рассчитанный плазмотрон имеет ресурс работы 60 часов, что удовлетворяет поставленным требованиям.

 

3 ОПРЕДЕЛЕНИЕ ХАРАКТЕРИСТИК  ПЛАЗМОТРОНА

 

3.1 Вольтамперная характеристика

 

Вольтамперная характеристика (ВАХ) дуги отражает зависимость напряжения от силы тока при постоянстве геометрических размеров электродуговой камеры, расхода газа, его давлении в характерном сечении и других определяющих параметров [2]. Для плазмотронов прямого действия ВАХ падающая. Эта зависимость напряжения от силы тока представлена формулой (2.1).

 Построим график ВАХ при изменении силы тока от 0 до 500А  для трёх расходов газа.

 ВАХ для данного плазмотрона  представлена на рисунке 3.1:

U1 – G1=0.0021; U2 – G2=0.003; U3 – G3=0.0051 кг/с.

Рисунок 3.1 – Вольтамперная характеристика плазмотрона

 

3.2 Тепловые характеристики

 

Кривая, показывающая зависимость  теплового КПД от силы тока при  остальных неизменных параметрах описывается выражением (2.2).

Кривая, описывающая зависимость  КПД от силы тока дуги имеет падающий характер. Это объясняется тем, что при росте тока резко начинают расти тепловые потери на катоде, что в свою очередь очень сильно сказывается на тепловом КПД.

Построим графики зависимости  теплового коэффициента полезного  действия от тока при изменении силы тока от 0 до 500А  для трёх расходов газа.

Результаты построения представлены на рисунке 3.2:

η1 – G1=0.0021; η2 – G2=0.003; η3 – G3=0.0051 кг/с.

Рисунок 3.2 – Зависимость теплового КПД плазмотрона от силы тока

 

График зависимости  теплового потока в катод от силы тока изображён на рисунке 3.3. Диапазон изменения силы тока, как и для предыдущих зависимостей, от 0 до 500 А. Исследования показали, что потери тепла в стенку канала плазмотрона на начальном его участке обусловлены, в основном, излучением столба дуги. Тепловой поток в катод не зависит от расхода газа, поэтому график построен только для одного значения расхода газа.

Рисунок 3.3 – Зависимость теплового  потока в катод от силы тока

 

4 ВЫБОР ИСТОЧНИКА ПИТАНИЯ ПЛАЗМОТРОНА

 

Качество генерации электрической дуги плазмотронами во многом определяется источником питания (ИП), который должен обеспечивать устойчивое горение дуги, поддержание заданного среднего значения тока, управление средним значением тока в диапазоне от начального до номинального, заданный уровень пульсаций, максимально возможный КПД, максимально возможное значение коэффициента мощности, обладать минимальными массогабаритными показателями и ценой.

Для рассматриваемого плазмотрона  целесообразно использовать следующий  источник питания: тиристорный управляемый выпрямитель с автоматической стабилизацией тока и обратной связью по току.

Напряжение холостого хода ИП должно быть больше рабочего напряжения дуги плазмотрона. Как было показано выше, рабочее напряжение на дуге плазмотрона 216 В, сила тока –100 А. Принимаем коэффициент запаса по напряжению равным 1,3. Тогда напряжение холостого хода источника питания составит:

Рекомендуется выбрать  источник питания типа БЭП-80 у которого номинальное напряжение составляет 200 В, номинальная сила тока – 270 А, номинальная мощность – 54 кВт. Этот тип источника питания разработан в институте им. Е.О. Патона для комплектации установок плазменного нанесения покрытий, плазменной резки.

ИП БЭП-80 состоит из трансформаторного блока, управляемого тиристорного выпрямителя, нерегулируемого выпрямителя для питания дежурной и вспомогательной дуг, электронного блока управления и релейной схемы управления. Рабочая дуга зажигается от управляемого тиристорного выпрямителя. Последовательно в цепь рабочей дуги подключается сглаживающий дроссель. Блок управления БЭП-80 собран по схеме Ларионова, и вся его внешняя характеристика формируется за счёт применения обратных связей по току. Масса и габариты источника определяются массой и габаритами силового трансформатора и сглаживающего реактора . К недостаткам ИП следует отнести уменьшение при регулировании напряжения вниз от номинального, искажения потребляемого из сети тока, необходимость значительной индуктивности в цепи постоянного тока.

Источник электропитания БЭП-80 рассчитан на работу с плазмотронами на воздухе, газовоздушных смесях, азоте, аргоне и смесях аргона с воздухом или азотом.

 

5 ТЕХНОЛОГИЧЕСКОЕ ПРИМЕНЕНИЕ ПЛАЗМОТРОНА

 

Применение электродуговых плазмотронов в промышленности позволит значительно интенсифицировать существующие технологические процессы, создать совершенно новые аппараты и технологию производства. Плазмотроны прямого действия занимают среди всех плазмотронов особое место, так как в качестве анода выступает обрабатываемый материал. Применение плазмы позволит исключить или, по крайней мере, значительно ослабить проблему создания специальных огнеупоров, облегчить технологические процессы обработки  материалов, производить резку пластичных или тугоплавких материалов.[6]

В плазмотронах для резки  в качестве рабочего газа используется в основном сжатый воздух, а в  качестве материала катода — стойкий  в кислородсодержащей среде циркониевый  или гафниевый стержень, запрессованный в медный легкосменный катододержатель. Сила тока в канале сопла, обусловливающая формирование жесткой интенсивно обжатой дуги с высокими режущими свойствами в плазмотронах для механизированной резки составляет 200…300 А.

Среди всех видов плазменной обработки материалов плазменная резка получила наибольшее распространение, так как в современном машиностроении все шире применяются специальные сплавы, нержавеющие стали, цветные металлы и сплавы на их основе, для которых газокислородная или другие виды резки практически малопригодны. Плазменная резка обеспечивает более высокую производительность по сравнению с кислородной и при резке черных металлов и сплавов.

Сущность процесса плазменной разделительной резки заключается  в локальном интенсивном расплавлении металла в объеме полости реза теплотой, генерируемой сжатой дугой, и удалении жидкого металла из зоны реза высокоскоростным плазменным потоком, вытекающим из канала сопла плазмотрона. При оптимальном соотношении толщины разрезаемого металла, мощности сжатой дуги Р и скорости резки столб дуги проникает на всю толщину металла, и анодное пятно располагается в нижней его части. При этих условиях обеспечивается получение практически вертикальных кромок реза без грата. Увеличение скорости резки способствует фиксации анодного пятна выше уровня нижней плоскости реза, что приводит к отставанию фронта плавления в нижней части и сужению реза в ней. Чрезмерное увеличение скорости резки приводит к неполному прорезанию металла. При снижении скорости резки ниже оптимальной ширина реза в нижней части резко увеличивается. Расплавленный теплотой плазменной дуги металл, образующийся на лобовой поверхности реза, удаляется скоростным потоком плазменной струи. Скорость потока плазмы возрастает с увеличением расхода плазмообразующего газа и уменьшается с увеличением диаметра сопла. Скорость истечения расплавленного металла из зоны реза зависит от скорости потока плазмы на границе раздела расплавленный металл - поток плазмы в нижней части разрезаемого металла.[3]

Среди разнообразных  схем, предлагаемых для обработки  и получения металлов с помощью  дуговой плазмы, наиболее перспективны те, в которых используются плазмотроны  прямого действия (анодом является ванна расплавляемого металла). Почти  неограниченные возможности повышения мощности и высокий КПД плазмотронов прямого действия обусловили появление реальной возможности их широкого промышленного применения для плавки и переплава высококачественных металлов [7].

Из всего вышеперечисленного можно сделать вывод, что рассчитанный в данной работе плазмотрон можно применять для процессов плавки, наплавки, для плазменной резки, в частности алюминия и углеродистой стали, а также для сварки металлов.

 

6  НАУЧНО – ИССЛЕДОВАТЕЛЬСКАЯ РАБОТА СТУДЕНТА