авторефераты диссертаций БЕСПЛАТНАЯ БИБЛИОТЕКА РОССИИ

КОНФЕРЕНЦИИ, КНИГИ, ПОСОБИЯ, НАУЧНЫЕ ИЗДАНИЯ

<< ГЛАВНАЯ
АГРОИНЖЕНЕРИЯ
АСТРОНОМИЯ
БЕЗОПАСНОСТЬ
БИОЛОГИЯ
ЗЕМЛЯ
ИНФОРМАТИКА
ИСКУССТВОВЕДЕНИЕ
ИСТОРИЯ
КУЛЬТУРОЛОГИЯ
МАШИНОСТРОЕНИЕ
МЕДИЦИНА
МЕТАЛЛУРГИЯ
МЕХАНИКА
ПЕДАГОГИКА
ПОЛИТИКА
ПРИБОРОСТРОЕНИЕ
ПРОДОВОЛЬСТВИЕ
ПСИХОЛОГИЯ
РАДИОТЕХНИКА
СЕЛЬСКОЕ ХОЗЯЙСТВО
СОЦИОЛОГИЯ
СТРОИТЕЛЬСТВО
ТЕХНИЧЕСКИЕ НАУКИ
ТРАНСПОРТ
ФАРМАЦЕВТИКА
ФИЗИКА
ФИЗИОЛОГИЯ
ФИЛОЛОГИЯ
ФИЛОСОФИЯ
ХИМИЯ
ЭКОНОМИКА
ЭЛЕКТРОТЕХНИКА
ЭНЕРГЕТИКА
ЮРИСПРУДЕНЦИЯ
ЯЗЫКОЗНАНИЕ
РАЗНОЕ
КОНТАКТЫ


Pages:     | 1 || 3 | 4 |   ...   | 6 |

«ТЕХНИЧЕСКИЙ УНИВЕРСИТЕТ МОЛДОВЫ УДК 621.791 КИСЕЛЕВ ЮРИЙ ЯКОВЛЕВИЧ ИССЛЕДОВАНИЕ И РАЗРАБОТКА ТЕХНОЛОГИИ И ...»

-- [ Страница 2 ] --

Следует отметить, что предложенная модель полости реза отличается в некоторой степени от реальной, прежде всего, отсутствием в ней расплавляемого металла, а также более низкими температурами её фронтальной и боковых стенок. В этих условиях можно ожидать, что установление средней длины дуги, процессы шунтирования и напряженность поля дуги будут также несколько отличаться от реальных.

Для проверки приемлемости предложенной модели проведена серия опытов, в которых сравнивались вольт-амперные характеристики дуги горящей в секционированном калориметре и в реальных условиях резки металла. Эксперименты показали, что в исследованных диапазонах изменения тока, расхода плазмообразующего воздуха и диаметра соплового отверстия вольт-амперные характеристики отличаются на 5 - 15 %. Это позволяет считать условия горения дуги и характер ее поведения в секционированном калориметре близкими к реальным условиям.

На рис.2.5 приведены усредненные значения токов дуги по длине модели полости реза при прямой (кривая 1) и обратной (кривая 2) полярностях горения дуги. Условия экспериментов: рабочий ток 90 А;

расход плазмообразующего воздуха 1 г/с, диаметр сопла 4 мм, расстояние от среза сопла до поверхности секционированного калориметра 12 мм. На приведенном графике значения токов, протекающих через секции, отнесены к середине этих секций.

Рис. 2.5. Характер распределения тока по длине полости реза:

1 - прямая полярность;

2 - обратная полярность Как видно из рисунка, на прямой полярности максимальное значение тока протекает через первую секцию. Ниже пятой секции ток практически не протекает. Распределение тока по длине полости реза носит экспоненциально затухающий характер. Следует от метить, что при увеличении расхода плазмообразующего воздуха ток в первую секцию уменьшается, максимум тока смещается на вторую и третью секции и протекание тока наблюдается также в шестой и седьмой секциях. Увеличение рабочего тока, наоборот, способствует укорочению дуги и протеканию тока в первых секциях. Увеличение диаметра сопла и расстояния от среза сопла до калориметра, влияет аналогично, но в несколько меньшей степени.

При работе плазмотрона на обратной полярности распределение тока существенно отличается. Максимум тока смещается вглубь полости реза на 3 - 4 секции. На столько же увеличивается число секций, которые посещает катодное пятно. Распределение тока ста новится более равномерным по длине полости реза.

Полученные особенности обусловлены различием процесса шунтирования дуги в полости реза при прямой и обратной полярностях. При прямой полярности тока горящая в полости реза дуга является источником электронов, поэтому процесс шунтирования легче осуществим при малых пробивных напряжениях между дугой и фронтальной кромкой полости реза. Протяженность зоны шунтирования в этом случае не превышает 2 - 4 мм, и она располагается в верхней части полости реза. При работе на обратной полярности тока условия пробоя промежутка между фронтальной кромкой полости реза и столбом дуги ухудшаются, поскольку источником электронов является сравнительно холодная поверх ность полости реза. Очевидно, что пробой промежутка может произойти при более высоких напряжениях, а, следовательно, при большем углублении опорного пятна дуги внутрь полости реза. Протяженность зоны шунтирования увеличивается до 6 - 8 мм, и дуга углуб ляется внутрь полости реза до 7 - 8 секций, а при соответствующих условиях и более глубоко. Это открывает возможность осуществления плазменно-дуговой резки металлов больших толщин.

На рис.2.6 представлены зависимости изменения теплового потока по длине полости секционированного калориметра при работе плазмотрона на прямой (кривая 1) и на обратной (кривая 2) полярностях тока. На этом рисунке значения тепловых потоков также относятся к середине секций. Режим работы плазмотрона тот же.

Рис. 2.6. Характер распределения теплового потока по длине полости реза:

1 - прямая полярность;

2 - обратная полярность Характер изменения теплового потока при работе на прямой полярности аналогичен характеру изменения тока. Кривая распределения теплового потока имеет экспоненциальный вид. Наибольший тепловой поток поступает в первую секцию, поскольку на этой секции располагается, в основном, анодное пятно дуги. Затем, по мере углубления в полость реза, тепловой поток экспоненциально уменьшается до некоторого установившегося значения, обусловленного теплообменом между поверхностью кромок реза и струей плазмы за опорным пятном дуги. В отличие от тока, который протекает только в нескольких верхних секциях, тепловой поток поступает во все без исключения секции. С увеличением рабочего тока дуги тепловые потоки в секции калориметра возрастают практически линейно. Однако интенсивность нарастания потоков уменьшается для более удаленных от плазмотрона секций.

При обратной полярности распределение теплового потока существенно отличается.

Прежде всего, следует отметить близкое к равномерному распределение потока по секциям, что способствует улучшению качества и повышению эффективности процесса резки.

Небольшой максимум потока наблюдается в секциях наибольшей привязки катодного пятна и некоторое снижение теплового потока в удаленных секциях. Однако величина потока в них при обратной полярности в несколько раз больше, чем при прямой полярности. Вторая важная особенность заключается в том, что общий тепловой поток в кромки полости реза при обратной полярности в 1,5 раза больше. Это обусловлено тем, что при обратной полярности рабочее напряжение возрастает, в основном за счет удлинения дуги, до 340 В вместо 240 В на прямой полярности. Следовательно, при одинаковой величине рабочего тока мощность электрической дуги на обратной полярности существенно больше. Это также способствует повышению эффективности процесса резки 2.3. Тепловые потоки во фронтальную и боковые поверхности полости реза В процессе плазменной резки металла непосредственное измерение тепловых потоков во фронтальную и боковые поверхности реза затруднено, в связи с непрерывным перемещением фронта реза по мере выплавления металла, а также вследствие локального воздействия плазменной дуги на металл. Поэтому исследование тепловых потоков целесообразно выполнять на физических моделях полости реза, обеспечивающих стационарность и необходимую по условиям эксперимента длительность горения плазменной дуги. Наиболее просто осуществить модель реза в виде калориметра, поз воляющего по нагреву охлаждающей воды определять значение теплового потока.

Для исследования интегрального теплового потока во фронтальную и боковые повер хности полости реза разработан калориметр (рис. 2.7), состоящий из фронтальной и двух боковых секций, изолированных друг от друга, позволяющий одновременно определить количество тепла, передаваемое как фронтальной, так и боковым поверхностям полости реза.

Рис. 2.7. Схема калориметра: 1 - фронтальная секция;

2 - правая боковая секция;

3 - левая боковая секция;

4 - штуцер для подачи охлаждающей воды Плазмотрон устанавливался над калориметром так, чтобы выходящая из него сжатая дуга располагалась по оси канала калориметра, и минимальное расстояние окружности сопла до полуокружности щели составляло 1мм. Каждая секция калориметра охлаждалась проточной водой раздельно. Высота калориметра 100 мм, ширина канала 8 мм. При проведении опытов температура и расход воды измерялись в каждой из секций калориметра после достижения стационарного состояния процесса.

Учитывая то, что перепад между температурой нагретой воды в секциях калориметра и температурой окружающего воздуха не превышал 0 - 12°C, теплообменом от калориметра в окружающую среду можно пренебречь и считать, что тепло, содержащееся в воде, равно теплу, поступающему в калориметр.

Опыты проводились при разных токах дуги, А: 175, 225, 275;

расходах плазмообра зующего воздуха, г/с: 0,72, 0,9, 1,08;

диаметрах соплового отверстия, мм: 4, 4,5, 5;

и расстояниях плазмотрона от калориметра, мм: 10, 14, 18. Эксперименты выполнялись на лабораторной установке (рис.2.8), состоящей из источника питания ИП, режущего плазмо Рис. 2.8. Установка для измерения тепловых потоков: РП - плазмотрон;

К – кало риметр;

ИП - источник электропитания;

М - манометр;

Т - термометр;

Р – расходо мер;

R - балластное сопротивление;

КМ - контактор;

RS -измерительный шунт трона РП с медным электродом, водоохлаждаемого медного калориметра К и измерительной аппаратуры для определения величин рабочего тока РА, напряжения РV на дуге, расхода плазмообраэущего воздуха Р1 и охлаждающей воды Р2, температуры охлаждающей воды на входе T1 и выходе Т2, ТЗ и Т4 из секций калориметра. Величина электрической мощности плазмотрона постоянного тока определялась перемножением показаний вольтметра PV и амперметра РА класса точности 0,5. Значения измеряемых величин снимались в установившемся режиме работы плазмотрона.

На рис. 2.9 приведены зависимости теплового потока во фронтальную кромку от тока дуги (рис. 2.9,а), расхода плазмообразующего воздуха (рис. 2.9,б), диаметра сопла (рис. 2.9,в) и расстояния плазмотрона от калориметра (рис. 2.9,г).

Как следует из графиков, наибольшее влияние на величину теплового потока оказывает рабочий ток. Увеличение рабочего тока в пределах 175 – 275 А приводит к прямопропорциональному росту величины теплового потока. Зависимость теплового потока от рабочего тока при средних значениях остальных факторов, влияющих на величину теплового потока, описывается следующим эмпирическим уравнением:

q = kI, (2.1) где k - эмпирический коэффициент, равный 73,3 В;

I – величина рабочего тока, А.

За средние значения варьируемых факторов приняты: рабочий ток 225А;

расход плазмообразующего воздуха 0,9 г/с;

диаметр соплового отверстия 4,5 мм и расстояние плазмотрона от калориметра 14 мм.

Исследования показали, что при увеличении расхода плазмообразующего воздуха от 0,72 г/с до 1,08 г/с величина теплового потока практически не меняется. Увеличение диаметра соплового отверстия от 4 мм до 4,5 мм практически не влияет на тепловой поток, однако последний незначительно уменьшается при дальнейшем росте диаметра соплового отверстия. Это, по-видимому, обусловлено снижением электрической мощности дуги.

Изменение теплового потока в зависимости от расстояния между плазмотроном и калориметром имеет экстремальный характер.

Для более углубленного анализа влияния рассматриваемых факторов на величину теплового потока выполнена серия экспериментов с целью получения математической модели величины теплового потока. Значения независимых переменных при моделировании процесса, их основные, верхние и нижние уровни, а также пределы варьирования представлены в табл.2.1.

Рис. 2.9. Зависимость теплового потока во фронтальную кромку реза от тока дуги (а), расхода плазмообразующего воздуха (б), диаметра сопла (в) и расстояния между плазмотроном и калориметром (г). Варьируемые параметры: расход воздуха, г/с: 1 - 0,72;

2 - 0,9;

3 - 1,08;

диаметр сопла, мМ: 4 - 4;

5 - 4,5;

6 - 5;

расстояние между плазмотроном и калориметром, мм: 7 -10;

8 -14;

9 -18;

ток дуги, A: 10 - 175;

11 - 225;

12 – Для построения модели выбран четырехфакторный план Бокса-Бенкена. Матрица планирования и результаты экспериментов приведены в табл.2.2.

По результатам опытов получено уравнение регрессии в виде полинома второй степени. После проверки значимости коэффициентов уравнения регрессии по t-критерию и отбрасывания незначимых коэффициентов уравнение теплового потока в кВт примет вид q = 16,4 + 2,9X1 + 0,35X2 + 0,55X3 + 0,16X4 + 0,39X1X2 – 0,52X1X4 – 1,16X32 – 0,46X42. (2.2) Проверка уравнения (2.2) по F-критерию показала, что оно адекватно описывает область экспериментирования с точностью -+ 5%.

Таблица 2. Условия экспериментов Интервал Основной Нижний Верхний варьиро Влияющие факторы Код уровень уровень уровень вания (0) (-1) (+1) Хi Рабочий ток, А X1 225 50 175 Расход плазмообразующего воздуха, г/с X2 0,9 0,18 0,72 1, Диаметр соплового отверстия, мм X3 4,5 0,5 4,0 5, Расстояние плазмотрона от калориметра, мм X4 14 4 10 Как известно / 97 / положительные знаки коэффициентов уравнения указывают на прямопропорциональное влияние этого фактора на выходную функцию, а величина коэффициентов определяет силу влияния. Анализ уравнения (2.2) позволяет определить пути увеличения теплового потока во фронтальную кромку полости реза и оптимальные режимные и конструктивные параметры режущего плазмотрона. Наиболее эффективно увеличить тепловой поток во фронтальную кромку реза путем повышения рабочего тока дуги. Величина последнего, как известно, ограничивается ресурсными возможностями электрода. Коэффициенты при других членах уравнения регрессии (2.2) показывают существенно меньшее влияние остальных варьируемых факторов.

Анализ уравнения регрессии на максимум показал, что для рабочего тока 300 А наибольший тепловой поток во фронтальную кромку полости реза, равный 25 кВт, получается при расходе воздуха 1,5 г/с, диаметре сопла 4 мм и расстоянии плазмотрона от калориметра 14 мм. Эти параметры следует считать оптимальными при плазменно-дуговой резке металлов плазмотронами с медным полым электродом.

Таблица 2. Матрица планирования и результаты экспериментов Факторы Номер Тепловой поток опыта q, кВт X1 Х2 Х3 Х 1 + + 0 0 19, 2 – + 0 0 13, 3 + – 0 0 17, 4 – – 0 0 13, 5 + 0 + 0 17, 6 – 0 + 0 11, + 0 – 0 18, 8 – 0 – 0 1З, 9 0 + + 0 14, 10 0 – + 0 14, 11 0 + – 0 15, 12 0 – – 0 15, 13 0 0 + + 14, 14 0 0 – + 15, 15 0 0 + – 14, 16 0 0 – – 15, 17 + 0 0 + 18, 18 – 0 0 + 13, 19 + 0 0 – 19, 20 – 0 0 – 12, 21 0 + 0 + 16, 22 0 – 0 + 15, 23 0 + 0 – 15, 24 0 – 0 – 15, 25 0 0 0 0 16, 26 0 0 0 0 16, 27 0 0 0 0 16, Одновременно с исследованием теплового потока во фронтальную секцию калориметра определялись тепловые потоки в его правую и левую боковые секции. Опытами установлено, что в зависимости от режима работы плазмотрона тепловой поток в боковые секции составляет 45-98% теплового потока, поступающего во фронтальную секцию калориметра. При этом в одну из боковых секций вводится тепловой поток на 10 -15% больше, чем в другую боковую секцию, что обусловлено вихревой стабилизацией плазменной дуги. Больший поток тепла входит в ту боковую секцию, на которую стабилизирующий вихрь набегает от фронтальной поверхности реза. Этим объясняется несимметричность сечения полости реза при разделительной резке металлов, когда боковая кромка, на которую набегает вихрь, расплавляется более интенсивно.

2.4. Глубина прорезания металла плазменной дугой и ширина образующейся полости реза В процессе плазменно-дуговой резки металла, когда электрическая дуга из плазмотрона переходит на разрезаемое изделие, глубина прорезания зависит, в первую очередь, от глубины погружения дуги в металл.

Для обеспечения углубления дуги в металл необходимо выполнить три основных условия. Во-первых, необходимо обеспечить возможность удлинения электрической дуги по условиям устойчивости её горения без обрыва. Это определяется в общем случае статическими и динамическими характеристиками источника питания и дуги. Поскольку мощность плазменной дуги при её удлинении возрастает, то, очевидно, для обеспечения устойчивости режима горения дуги источник питания должен обладать соответствующим коэффициентом запаса по мощности или, другими словами, должен иметь большое значение предельной мощности.

Во-вторых, режим работы плазмотрона должен обеспечивать расплавление и удаление из полости реза расплавленного металла. Для выполнения этого условия поток плазмы должен обладать достаточными тепловыми и газодинамическими параметрами, чтобы образовывалась полость реза на всю толщину разрезаемого металла.

И, наконец, в-третьих, условия горения дуги и движение потоков плазмы внутри по лости реза должны обеспечивать перемещение опорного пятна дуги в глубину полости реза.

Если первое условие выполняется путем выбора соответствующих параметров источника питания, то два последних условия зависят от параметров режима работы плазмотрона, конструктивных его параметров, а также параметров режима резки.

Несмотря на продолжительный период применения плазменной резки и значительный по объему экспериментальный материал, накопившийся за это время, влияние на глубину прорезания металла режимных и конструктивных параметров, особенно в их взаимосвязи, практически не изучено.

Для выяснения этих закономерностей проведена серия опытов с использованием методов планирования эксперимента при поиске оптимальных условий /1, 97/. На основе априорных сведений, а также опыта эксплуатации режущих плазмотронов с медными электродами в заводских условиях, за основные факторы, оказывающие наиболее существенное влияние на глубину прорезания, можно принять величину рабочего тока, расстояние плазмотрона от металла, расход плазмообразующего воздуха, диаметр соплового отверстия, длину цилиндрической части сопла, скорость движения плазмотрона и сечение отверстий завихрителя.

Значения независимых переменных, их основные, верхние и нижние уровни, а также интервалы варьирования приведены в табл.2.3.

Для обеспечения линейности целевой функции на первом этапе исследования приняты относительно небольшие интервалы варьирования влияющих факторов. Причем в большинстве случаев интервалы варьирования составляли 20% от основного уровня.

Одинаковое относительное значение интервалов варьирования позволяет сопоставить силу влияния каждого из факторов по полученным коэффициентам уравнения регрессии.

При выполнении опытов использовалась дробная реплика 27-4, которая дает возможность выявить линейные эффекты семи факторов по восьми опытам.

Таблица 2. Условия экспериментов Основной Интервал Нижний Верхний Влияющие факторы Код уровень варьиро- уровень уровень (0) вания (-1) (+1) Рабочий ток, А X1 250 50 200 Расход плазмообразующего Х2 1,25 0,25 1 1, воздуха, г/с Диаметр соплового Хз 4,5 0,5 4 отверстия, мм Расстояние плазмотрона от Х4 12,5 2,5 10 металла, мм Длина цилиндрической части Х5 6 2 4 сопла, мм Скорость движения плазмотрона, Х6 4,2 0,8 3,4 мм/с Сечение отверстий завихрителя, X7 2,5 0,5 2 мм Матрица планирования и результаты определения глубины прорезания представлены в табл. 2.4.

В табл. 2.4 опыты 7, 7' и 7" являются параллельными и приведены для определения дисперсии воспроизводимости опытов. Последняя составляет S2 {} =0,585.

По результатам регрессионного анализа получено следующее линейное уравнение для глубины прорезания в мм = 49,9 + 7,9Х1 +1,1Х3 – 2,9Х4 – 0,6Х5 – 5,6Хб –1,9Х2 + 0,9Х7. (2.3) S2{bi}=0,271.

Ошибка в определении коэффициентов регрессии составляет Критическое значение коэффициента регрессии при уровне значимости = 0,05 и числе степеней свободы f = 3 – 1 = 2 равно bкр = 1,1. Поэтому незначимыми оказались сечение отверстий завихрителя (Х7) и длина цилиндрической части сопла (Х5).

Таблица 2. Матрица планирования и результаты экспериментов Глубина Факторы Номер прорезания опыта X1 X3 X4 X5 X6 X2 X7, мм 1 – – – – – – – 2 + + + + – – – 3 + + – – + + – 4 + – + – – + + 5 + – – + + – + 6 – + + – + – + 7 – + – + – + + 8 – – + + + + – 7' – + – + – + + 49, 7" – + – + – + + После отбрасывания незначимых эффектов уравнение (2.3) примет вид = 49,9 + 7,9X1 – 1,9X2 +1,1X3 – 2,9X4 – 5,6 Х6. (2.4) Как видно из уравнения (2.4), наибольшее влияние на глубину прорезания в исследованном диапазоне изменения факторов оказывают рабочий ток (X1), скорость перемещения плазмотрона (Х6) и диаметр соплового отверстия (Х3). Для увеличения глубины прорезания необходимо повышать значение рабочего тока и уменьшать скорость перемещения плазмотрона и диаметр соплового отверстия.

Проверка по критерию Фишера показала, что модель (2.4) адекватна эксперименту, что позволяет перейти к следующему этапу исследования: движению в направлении градиента (табл.2.5).

Таблица 2. Расчет и результаты крутого восхождения Глубина Факторы Наименование и прореза номер опыта Х1 Х2 Хз Х4 Х5 Х6 Х7 ния, мм Коэффициенты уравнения +7,9 -1,9 +1,1 -2,9 -0,6 -5,6 +0, регрессии bi bi xi 395 - +0,28 - - 0,28 - Шаг + 15 - +0,1 - - 0,02 - Опыт 9 265 10 1,35 4 8 0,23 3 Опыт 10 280 10 1,45 4 8 0,21 3 Опыт 11 295 10 1,55 4 8 0,19 3 Опыт 12 310 10 1,65 4 8 0,17 3 Опыт 13 325 10 1,75 4 8 0,15 3 Опыт 14 340 10 1,85 4 8 0,13 3 Опыт 15 355 10 1,95 4 8 0,11 3 Исходя из технологических соображений факторы Х2, Х4, Х5 и Х7 поддерживаются неизменными в процессе движения по градиенту. Опыты с 9 по 11 не выполнялись, поскольку принятые в них значения факторов находятся в исследованном ранее диапазоне.

Опыты от 12 до 16 реализованы. Как следует из табл.2.5 всего за четыре реализованных шага удалось достигнуть глубины прорезания 89 мм, что превышает максимальную глубину прорезания, полученную по дробной реплике на 30%.

С целью описания области оптимума был поставлен план Бокса-Бенкена /97/ второго порядка на три фактора: X1 – рабочий ток (325±50)А ;

Х2 – расход плазмообразующего воздуха (1,5 ± 0,5) г/с;

Х6 – скорость перемещения плазмотрона (5 ± 0,1) мм/с. Матрица планирования и результаты опытов представлены в табл.2.6.

Таблица 2. План Бокса-Бенкена и результаты экспериментов Факторы Номер Глубина проре опыта зания, мм Х1 Х2 Х 1 + + 0 2 + – 0 3 – + 0 4 – – 0 5 + 0 + 6 + 0 – 7 – 0 + 8 – 0 – 9 0 + + 10 0 + – 11 0 – + 12 0 – – 13 0 0 0 14 0 0 0 15 0 0 0 При выполнении экспериментов постоянными поддерживались следующие факторы;

диаметр соплового отверстия – 4,5 мм;

длина цилиндрической части сопла – 8 мм;

расстояние плазмотрона от металла – 10 мм;

сечение отверстий завихрителя – 3 мм2.

По результатам регрессионного анализа получено уравнение = 67 + 4,8Х1 + 0,6Х2 – 13,6Х6 – 0,6Х21 – 0,9Х22 + 6,1Х26 – 1,5Х1X2 + + 0,5Х1Х6 – 0,8Х2Х6. (2.5) Дисперсия воспроизводимости опытов, определенная по трем параллельным S2{b} = 1. Ошибка опыта S{b} = 1мм. Критические значения измерениям, составляет коэффициентов регрессии: b0кр = 2,5;

biкр = 1,5;

bijkp = 2,2;

biikp = 2,1. Сопоставляя критические значения коэффициентов с полученными в уравнении (2.5), можно заключить, что взаимодействия между исследуемыми факторами мало значимы, поскольку эффекты взаимодействия меньше критических.

После приравнивания нулю незначимых эффектов и проведения регрессионного анализа уравнение (2.5) примет вид = 67 + 4,8X1 – 13,6Хб + 6,1X26. (2.6) Дисперсионный анализ и проверка по критерию Фишера показали, что математическая модель глубины прорезания (2.6) адекватна эксперименту. Следовательно, полученная модель может служить основой для оптимизации и управления. Максимальное значение глубины прорезания в принятом диапазоне изменения влияющих факторов составляет 90 мм, и соответствует следующему режиму процесса плазменно-дуговой резки:

скорость перемещения плазмотрона 2,5 мм/с, рабочий ток 375 А.

На рис.2.10 показано в сопоставлении влияние каждого из исследуемых факторов на глубину прорезания нержавеющей стали при нулевых значениях других факторов.

Рис.2.10. Изменение глубины прорезания в зависимости от тока дуги (1), расхода плазмообразующего воздуха (2) и скорости перемещения плазмотрона (3) На рис.2.11 представлены кривые равного выхода, полученные из уравнения (2.6).

Как следует из приведенного графика, дальнейшее увеличение глубины прорезания возможно при уменьшении скорости перемещения плазмотрона и увеличении рабочего тока.

Рис. 2.11. Геометрическая интерпретация модели глубины прорезания нержавеющей стали При практическом применении плазменно-дуговой резки значительный интерес представляют также исследования режимов резки нержавеющих сталей толщиной 20 -60 мм.

В этом случае очевидно диапазон регулирования скорости перемещения существенно возрастет. Для получения модели процесса резки и последующего построения номограммы выполнена серия экспериментов по плану На5. Значения влияющих факторов, их уровни и интервалы варьирования представлены в табл.2.7.

Таблица 2. Условия экспериментов по плану На Интервал Нижний Верхний Основной Влияющие факторы Код варьиро уровень уровень уровень (0) вания (-1) (+1) Рабочий ток, А Х1 325 50 275 Расход плазмообра Х2 1,5 0,5 1 зующего воздуха, г/с Диаметр соплового Х3 4 0,4 3,6 4, отверстия, мм Длина цилиндрической Х4 7,5 2,5 5 части сопла, мм Скорость движения Х6 15 5 10 плазмотрона, мм/с Результаты экспериментов приведены в табл. 2.8. Кроме глубины прорезания, в ней показаны также полученные результаты по ширине реза, производительности образования разделительной поверхности, производительности выплавления металла из полости реза, затратам энергии на образование единицы поверхности и выплавления единицы объема металла, тепловому к.п.д. процесса резки металла.

Таблица 2. Результаты экспериментов Произ Производи- Затраты Затраты Номер водите- Тепло Глубина Шири- тельность тепла на об- тепла на опыта льность вой к.п.д.

проре- на реза образования разование выплав по выплав- процесса зания, bср, поверхности поверхности ление ме ления матрице резки Пs, qs, талла qv, мм мм металла, см2/с кДж/см2 кДж/см Пv,см3/с 1 47,5 4,5 9,5 4,28 8,1 18,0 0, 2 30,0 4,1 6,0 2,46 8,9 21,6 0, 3 41,5 5,0 4,2 2,10 14,7 29,4 0, 4 44,0 6,4 4,4 2,82 16,9 26,3 0, 5 38,0 3,7 7,6 2,81 8,4 22,6 0, 6 45,5 5,3 9,1 4,82 8,1 15,4 0, 7 49,5 6,3 5,0 3,15 15,6 24,8 0, 8 29,0 5,5 2,9 1,60 16,6 30,2 0, 9 53,0 4,8 5,3 2,54 10,9 22,7 0, 10 55,0 6,5 5,5 3,58 14,2 21,9 0, 11 31,5 4,8 6,3 3,02 12,6 26,3 0, 12 19,0 4,8 3,8 1,82 13,5 28,2 0, 13 25,5 4,8 5,1 2,45 11,0 22,9 0, 14 26,0 5,8 5,2 3,02 11,6 20,0 0, 15 53,3 5,5 5,3 2,92 15,5 28,0 0, 16 48,7 4,8 4,9 2,35 12,2 25,4 0, 17 45,0 6,8 4,08 10,6 17,7 0, 6, 18 28,0 4,5 4,2 1,89 13,4 29,7 0, 19 40,5 5,2 6,1 3,17 11,9 22,8 0, 20 27,3 5,3 4,1 2,17 15,1 28,5 0, 21 36,0 5,8 5,4 3,13 11,8 20,4 0, 22 36,4 4,8 5,5 2,64 10,8 22,4 0, 23 44,5 4,2 6,7 2,81 10,1 24,0 0, 24 31,5 5,9 4,7 2,16 11,9 20,3 0, 25 32,4 4,8 6,5 3,12 10,5 22,0 0, 26 39,5 6,0 3,9 2,34 16,8 27,9 0, 27 35,0 5,3 5,3 2,81 12,9 24,4 0, При разделительной плазменно-дуговой резке металлов ширина полости реза может изменяться в довольно широких пределах в зависимости от режимов работы и конструктив ных параметров плазмотрона. Очевидно, что как с точки зрения экономии металла, так и с точки зрения снижения энергозатрат, следует стремиться к уменьшению ширины полости реза.

Для выяснения влияния различных факторов на ширину полости реза выполнена серия экспериментов, в которых величина рабочего тока изменялась от 275 А до 375 А, расход плазмообразующего воздуха 1 - 2 г/с, диаметр соплового отверстия 3,6 - 4,4 мм, длина цилиндрической части сопла 7,5 - 12,5 мм, скорость перемещения плазмотрона 10 - 20 мм/с.

Поскольку ширина полости реза в некоторых случаях изменяется по высоте, то в каждом эксперименте рассматривалось среднее ее значение bср.

На рис. 2.12 показан характер и интенсивность влияния исследованных факторов на среднюю ширину полости реза. Самое большое влияние на ширину реза оказывает рабочий ток. Уменьшение тока на 40% от среднего значения приводит к уменьшению ширины реза на 26%. Примерно в два раза меньшее влияние оказывает диаметр соплового отверстия.

Уменьшение скорости перемещения плазмотрона на 40% от среднего значения вызывает рост ширины полости реза примерно на 10%. Наименьшее влияние оказывают расход плазмообразующего воздуха и длина цилиндрической части сопла. При их уменьшении на 40% ширина реза возрастает на 3 – 7 %.

С целью получения математической модели средней ширины полости реза в мм выполнена серия экспериментов по плану На5 в соответствии с условиями, приведенными в табл.2.7. По результатам опытов (табл.2.8) получено уравнение регрессии ширины полости реза в мм, адекватно описывающее область экспериментирования bcp = 5,3 + 0,5X1 – 0,2Х2 + 0,2Х3 – 0,ЗХ4 – 0,5Х6. (2.7) Полученная модель характеризуется тем, что эффекты взаимодействия и квадратич ные эффекты близки к нулю.

При дальнейшем анализе в практических случаях целесообразно рассмотреть модель для двух факторов X1 и Х6, оказывающие наибольшее влияние на ширину полости реза и легко поддающиеся управлению в процессе резки металла.

Рис. 2.12. Изменение средней ширины полости реза в зависимости от рабочего тока (1), расхода плазмообразующего воздуха (2), диаметра соплового отверстия (3), длины цилиндрической части сопла (4) и скорости перемещения плазмотрона (5) Очевидно, остальные факторы следует стабилизировать на оптимальных уровнях:

расход плазмообразующего воздуха 2 г/с, диаметр соплового отверстия 3,6 мм, длина цилиндрической части сопла 10 мм. Тогда уравнение (2.7) примет вид bcp = 4,6 + 0,5X1 - 0,5X6. (2.8) Геометрическая интерпретация этой модели показана на рис. 2.13.

Рис. 2.13. Влияние рабочего тока и скорости перемещения плазмотрона на ширину полости реза 2.5. Производительность образования полости реза При плазменно-дуговой разделительной резке металлов важным критерием оценки эффективности процесса может служить производительность Пs образования разделяющей поверхности. Последняя зависит от большого числа факторов, основными из которых так же, как и при исследовании глубины прорезания металла, являются: величина рабочего тока, расход плазмообразующего воздуха, диаметр и длина цилиндрической части соплового отверстия и скорость перемещения плазмотрона. Поэтому производительность образования поверхности реза может быть вычислена по экспериментальным данным определения глубины прорезания (табл.2.8) в соответствии с формулой Пs = v, (2.9) где v - скорость перемещения плазмотрона, см/с;

-глубина прорезания металла, см.

На рис.2.14 показано влияние исследованных факторов на производительность образования разделяющей поверхности. Наибольшее влияние оказывает величина рабочего тока дуги. Скорость перемещения режущего плазмотрона также оказывает существенное влияние. Причем в исследованном диапазоне изменения скоростей её увеличение способствует росту производительности. Обусловливается это главным образом более низкой прорезающей способностью потока плазмы по мере удаления от среза сопла Рис. 2.14. Изменение производительности образования разделяющей поверхности в зависимости от тока дуги (1), расхода плазмообразующего воздуха (2), диаметра соплового отверстия (3), длины цилиндрической части сопла (4), скорости перемещения плазмотрона (5) вследствие ухудшения его энергетических параметров. При увеличении скорости пере мещения плазмотрона снижается глубина прорезания, и с металлом взаимодействует более сформированный поток дуговой плазмы, расположенный ближе к срезу сопла.

Увеличение производительности образования разделительной поверхности при увеличении длины цилиндрической части соплового отверстия обусловлено улучшением формирования потока плазмы и, как следствие, ростом глубины прорезания.

Расход плазмообразующего воздуха в меньшой степени влияет на производи тельность. И, наконец, изменение диаметра соплового отверстия в исследованном диапазоне практически не вызывает изменения производительности.

По результатам выполненных экспериментов построена полиномиальная модель производительности образования поверхности реза в cм2/с Пs = 5,3 + 0,7X1 + 0,5Х2 + Х5 + Х6 +0,5Х5Х6. (2.10) Это уравнение адекватно представляет экспериментальные данные.

Относительно большое значение свободного члена уравнения (2.10) подтверждает высокую эффективность работы исследуемого плазмотрона с медными электродами. Для увеличения производительности образования поверхности реза следует повышать рабочий ток, увеличивать скорость перемещения плазмотрона, длину цилиндрической части соплового отверстия и расход плазмообразующего воздуха.

Если принять значения X2 и X5 на верхнем уровне, то уравнение (2.10) примет вид Пs = 6,8 + 0.7X1 + 1,5Х6. (2.11) Построенные по этому уравнению кривые равного выхода производительности образования разделительной поверхности представлены на рис.2.15.

.

Рис. 2.15. Влияние рабочего тока и скорости перемещения плазмотрона на производительность образования поверхности реза 2.6. Производительность выплавления металла из полости реза Количество выплавленного из полости реза металла в единицу времени характеризует удельную производительность процесса и зависит от входных параметров режима работы плазмотрона, определяющих значение и распределение тепловой мощности в полости реза. К ним относятся: рабочий ток, скорость перемещения плазмотрона, расход плазмообразу ющего воздуха, диаметр и длина цилиндрической части соплового отверстия.

На рис.2.16 показано влияние рассмотренных факторов на интенсивность выплавления металла из полости реза. Как видно из графика, увеличению интенсивности выплавления в наибольшей степени способствует повышение рабочего тока.

Рис. 2.16. Изменение объемной производительности выплавления металла в зависимости от рабочего тока (1), расхода плазмообразующего воздуха (2), диаметра соплового отверстия (3), длины цилиндрической части сопла (4) и скорости перемещения плазмотрона (5) Обусловливается это тем, что с ростом тока практически прямопропорционально возрастает тепловая мощность потока плазмы и увеличивается глубина и ширина полости реза. Причем при увеличении тока на 40% производительность выплавления возрастает на 60%, т.е. коэффициент влияния составляет 1,5.

К менее значительному повышению объемной интенсивности выплавления приводит увеличение скорости перемещения плазмотрона и длины цилиндрической части соплового отверстия. Для них коэффициенты влияния равны соответственно 0,26 и 0,34. Некоторое повышение интенсивности расплавления металла при увеличении скорости перемещения плазмотрона объясняется тем, что на металл воздействует более эффективная близкая к срезу сопла часть сформированного потока плазмы. А при увеличении длины цилиндрической части сопла также улучшается формирование и тепловая эффективность потока плазмы.

И, наконец, при изменении расхода плазмообразующего воздуха и диаметра соплового отверстия интенсивность выплавления практически остается постоянной.

Согласно результатам выполненных опытов (табл.2.8) построена математическая модель производительности выплавления металла в см3/с, адекватно описывающая область экспериментирования Пv=2,8+0,65Х1+0,1Х2+0,32Х5+0,24Х6–0,16Х1Х2+0,17Х2Х4–0,13Х2Х5. (2.12) При преобразовании модели (2.12) в двухфакторную модель целесообразно принять значения диаметра соплового отверстия и расхода плазмообразующего воздуха на нижнем уровне, а длину цилиндрической части сопла на верхнем уровне. Тогда уравнение (2.12) примет вид Пv= 3,32 + 0,81Х1 + 0,24Х6. (2.13) Геометрическая интерпретация этой модели, наглядно представляющая характер влияния рабочего тока дуги и скорости перемещения плазмотрона на производительность выплавления металла из полости реза, приведена на рис.2.17.

Рис. 2.17. Влияние рабочего тока и скорости перемещения плазмотрона на объемную производительность выплавления металла 2.7. Затраты энергии на образование полости реза При исследовании процесса образования полости реза важное значение имеют энергозатраты на образование единицы площади разделительного реза. Очевидно уменьше ние удельных затрат энергии улучшает не только экономические показатели, но и оказывает положительное влияние на производительность и качество процесса резки.

Как показали исследования, изучаемые параметры режима работы плазмотрона и его конструктивные параметры различно влияют на удельные затраты энергии (рис.2.18). При увеличении рабочего тока энергозатраты изменяются не существенно. Это обусловлено практически прямопропорциональным ростом производительности образования новой поверхности при увеличении тока. Незначительно также влияние расхода плазмо образующего воздуха и диаметра соплового отверстия. Наибольшее влияние оказывает скорость перемещения плазмотрона. Причем с увеличением скорости энергозатраты уменьшаются. Объясняется такая зависимость более эффективным тепловым воздействием расположенного ближе к срезу сопла участка плазменной дуги. Увеличение длины цилиндрической части соплового отверстия приводит к улучшению формирования потока плазмы, а это, в свою очередь, приводит к снижению удельных энергозатрат.

Рис. 2.18. Изменение удельного расхода энергии на образование поверхности реза в зависимости от тока дуги (1), расхода плазмо образующего воздуха (2), диаметра соплового отверстия (3), длины цилиндрической части сопла (4) и скорости перемещения плазмотрона (5) Выполненные эксперименты по плану На5 показали, что в зависимости от сочетания переменных факторов удельные затраты энергии на образование поверхности реза колеблются в широком диапазоне: от 8,1 кДж/cм2 до 16,9 кДж/см2. Обработка результатов опытов позволила построить полиномиальную модель, которая после отбрасывания не значимых эффектов и регрессионного анализа может быть представлена в следующем виде qs = 12,3 – 1,6Х5 – 1,9Х6. (2.14) Модель (2.14) адекватно описывает область экспериментирования. Её геометрическая интерпретация представлена на рис.2.19.

Рис. 2.19. Влияние длины цилиндрической части сопла и скорости перемещения плазмотрона на удельный расход энергии на образование поверхности реза При разделительной резке металла энергия плазменной дуги расходуется на нагрев и расплавление металла по линии реза. Эффективность работы режущего плазмотрона может быть оценена величиной энергии, затраченной на выплавление единицы объема металла.

Как показали экспериментальные исследования удельные затраты на выплавление металла изменяются в широком диапазоне: от 15,4 до 30,2 кДж/см3 в зависимости от изменения влияющих факторов (табл.2.8). Наибольшее влияние оказывает рабочий ток дуги (рис.2.20). Увеличение рабочего тока в исследованном диапазоне его изменения вызывает существенное уменьшение удельных затрат энергии. Это обусловлено, прежде всего, ростом тепловой эффективности плазменной дуги с увеличением тока, и, как следствие, увеличением глубины и ширины реза, а также объемной производительности процесса.

Рис. 2.20. Изменение удельного расхода энергии на выплавление металла из полости реза в зависимости от тока дуги (1), расхода плазмообразующего воздуха (2), диаметра соплового отверстия (3), длины цилиндрической части сопла (4) и скорости перемещения плазмотрона (5) Изменение расхода плазмообразующего воздуха при прочих равных условиях не приводит к изменению удельного расхода энергии на выплавление металла. Увеличение диаметра соплового отверстия вызывает снижение энергозатрат вследствие роста производительности выплавления металла из-за увеличения ширины полости реза. С другой стороны, уменьшение удельных энергозатрат на выплавление металла при увеличении длины цилиндрической части сопла и скорости перемещения плазмотрона, обусловливается более интенсивным воздействием плазменной дуги на металл.

На основании экспериментальных данных построена полиноминальная модель удельных затрат энергии на выплавление металла в кДж/смЗ qv = 23,6 – 1,9Х1 –1,2Х3 –1,6Х5 – 2,2Х6. (2.15) Приняв по технологическим условиям значение диаметра сопла на низшем уровне 3,6 мм, а длину цилиндрической части сопла на высшем уровне 10 мм, модель (2.15) в двухфакторном выражении примет вид (2.16) qv = 24 – 1,9X1 – 2,2Х6.

Геометрическая интерпретация модели (2.16) показана на рис 2.21.

Рис. 2.21. Влияние рабочего тока и скорости перемещения плазмотрона на удельный расход энергии на выплавление металла из полости реза 2.8. Тепловой к.п.д. процесса образования полости реза Необходимая для расплавления единицы объема металла энергия может быть выражена формулой q = qнаг + qпл = С( Tпл – To) +qпл, (2.17) где qнаг - удельная теплота нагрева металла до расплавления, кДж/см3;

qпл - удельная теплота плавления, кДж/см3;

С - удельная теплоёмкость металла, кДж/(кг·град);

- удельная масса металла, кг/см3;

Тпл - температура плавления, град;

То - начальная температура металла, град.

В частности, для нержавеющей стали согласно /112/ величина qпл равна 10, кДж/см3.

Значение теплового к.п.д. образования полости реза может быть вычислено по формуле пр = q / qv, (2.18) где qv – фактические затраты тепла на выплавление металла (табл. 2.8).

Результаты выполненных расчетов теплового к.п.д. плазменной резки приведены в табл.2.8. В зависимости от режимов резки и параметров плазмотрона к.п.д. изменяется в весьма широких пределах от 0,34 до 0,66.

Из исследованных факторов наибольшее влияние на к.п.д. оказывает величина рабочего тока (рис.2.22). При увеличении тока на 30% к.п.д. возрастает на 18%. Примерно в два раза меньшее влияние оказывает скорость перемещения плазмотрона. Ещё в меньшей степени влияет на к.п.д. изменение расхода плазмообразующего воздуха и длины цилиндри ческой части сопла. Причем приращение на 6% к.п.д. можно достичь либо при уменьшении первого из этих факторов на 30%, либо при увеличении на столько же второго фактора. И, наконец, изменение диаметра соплового отверстия практически не оказывает влияния на к.п.д.

Повышение теплового к.п.д. процесса при увеличении тока дуги, скорости перемещения плазмотрона и длины цилиндрической части соплового отверстия объясняется улучшением энергетических характеристик плазменной дуги, взаимодействующей с разрезаемым металлом. Снижение теплового к.п.д. при увеличении расхода плазмо образующего воздуха можно объяснить с одной стороны ухудшением энтальпийной характеристики потока, а с другой - повышением доли тепла, уходящего с отработанным Рис. 2.22. Изменение теплового к.п.д. процесса резки в зависимости от рабочего тока (1), расхода плазмообразующего воздуха (2), диаметра соплового отверстия (3), длины цилиндрической части сопла (4) и скорости перемещения плазмотрона (5) потоком плазмы из полости реза. Уменьшение диаметра соплового отверстия приводит к увеличению глубины прорезания и к уменьшению ширины реза. При одновременном действии этих двух факторов изменение теплового к.п.д. оказывается не значительным.

По полученным результатам (табл. 2.8) построена математическая модель полного теплового к.п.д. процесса резки в виде уравнения регрессии, которое после отбрасывания незначимых эффектов имеет вид пр= 0,44 + 0,04X1 – 0,03X2 + 0,03X5 + 0,04X6. (2.19) Для дальнейшего анализа целесообразно рассмотреть модель для двух наиболее влияющих и легко регулируемых факторов X1 и X6. Другие факторы следует принять неизменными на оптимальных уровнях: расход плазмообразующего воздуха 10-3 кг/с и длину цилиндрической части соплового отверстия 10-2 м. Тогда уравнение (2.19) примет вид пр = 0,5 + 0,04X1 + 0,04Xб. (2.20) На рис. 2.23 представлено геометрическое изображение модели (2.20).

Рис. 2.23. Влияние рабочего тока и скорости перемещения плазмотрона на тепловой к.п.д. процесса резки 2.9. Анализ моделей и оптимизация процесса образования полости реза Полученные модели и построенные по ним диаграммы раскрывают присущие плазменно-дуговой резке металлов закономерности изменения основных показателей процесса в зависимости от влияющих факторов, а также позволяют наметить возможные пути его оптимизации.

Анализ моделей показывает, что эффекты взаимодействий и квадратичные эффекты основных режимов малы по сравнению с линейными или вообще не проявляются. Это дает основание заключить, что для приближенных расчетов можно использовать линейные моде ли процесса.

Для проведения сопоставительного анализа всех моделей необходимо привести полученные уравнения регрессии к удобному для этих целей виду. Прежде всего, поскольку степень влияния того или иного фактора определяется величиной коэффициентов уравнений регрессий, а значения последних зависят также от величин интервалов варьирования, то необходимо выполнить преобразование линейных коэффициентов регрессии. Для этого за исходный режим следует принять нулевой уровень переменных факторов Xoi и параметров оптимизации yoi - boi. Далее можно оперировать не абсолютными отклонениями факторов от их средних значений, а относительными отклонениями Xi / Xoi. Определив из модели относительное отклонение параметра оптимизации yi / yoi как отношение линейного коэффициента регрессии bi при соответствующем переменном факторе Xi к свободному члену уравнения регрессии boi, и поделив это отношение на относительное отклонение соответствующего фактора, получим коэффициент влияния последнего на параметр опти мизации. Коэффициент влияния показывает на какую часть относительного отклонения варьируемого фактора изменяется параметр оптимизации. Применение этого коэффициента дает возможность оценить степень зависимости параметра оптимизации от каждого из факторов при их совместном действии, полностью исключая влияние интервала варьирования, а также провести сопоставительный анализ для многих параметров оптими зации одновременно.

Знак коэффициента влияния показывает так же, как и знак коэффициента уравнения регрессии, согласованность или противоположность изменения фактора и параметра оптимизации.

На рис.2.24 приведена диаграмма значений коэффициентов влияния, соответству ющих семи полученным выше моделям параметров оптимизации, для пяти варьируемых факторов.

Рис. 2.24. Влияние различных факторов на выходные параметры Как следует из рис.2.24, повышение рабочего тока, а, следовательно, и электрической мощности плазмотрона, приводит к увеличению глубины прорезания металла, произ водительности образования поверхности реза и выплавления металла из полости реза, теплового к.п.д. процесса и к уменьшению энергозатрат на расплавление металла. Помимо этих положительных воздействий, с ростом тока происходит также увеличение ширины реза и удельных энергозатрат на образование разделительной поверхности. Поэтому повышение рабочего тока по технологическим условиям целесообразно, если ширина реза не является определяющей.

По сравнению с другими исследованными факторами изменение тока оказывает наибольшее влияние практически на все параметры оптимизации.

Влияние расхода плазмообразующего воздуха оказывается наименьшим. Причем с увеличением расхода несколько возрастают глубина прорезания металла, производи тельность образования разделительной поверхности и выплавления металла и уменьшается средняя ширина реза. Энергозатраты фактически остаются без изменения, а тепловой к.п.д.

процесса незначительно понижается. Это позволяет сделать вывод, что регулирование расхода плазмообразующего воздуха не может обеспечить существенного улучшения исследованных параметров оптимизации.

Уменьшение диаметра соплового отверстия приводит к некоторому возрастанию глубины прорезания и производительности образования разделительной поверхности и к уменьшению ширины реза. Производительность выплавления металла и тепловой к.п.д. про цесса практически остаются без изменения, а удельные затраты энергии увеличиваются.

Таким образом, уменьшение диаметра соплового отверстия является желательным, так как улучшает основные параметры оптимизации.

Увеличение цилиндрической части соплового отверстия способствует улучшению всех без исключения параметров оптимизации. Причем влияние этого фактора оказывается существенным. При удлинении сопла, как известно, улучшаются энергетические характерис тики плазменной дуги. Одновременно улучшается газодинамическое формирование потока плазмы. И то и другое способствует более интенсивному нагреву и расплавлению металла в полости реза. Поэтому при конструктивном решении плазмотрона целесообразно принимать наибольшее возможное по условию устойчивого горения дуги значение длины цилиндри ческой части соплового отверстия.

Неоднозначно влияет на параметры оптимизации увеличение скорости перемещения плазмотрона. Для большинства параметров оптимизации увеличение скорости перемещения плазмотрона желательно. Однако глубина прорезания металла существенно снижается с ростом скорости. Поэтому предпочтителен режим при максимальной скорости перемещения плазмотрона, обеспечивающей прорезание изделия заданной толщины.

Выводы 1. Процесс образования полости реза под воздействием плазменной дуги отличается сложным взаимодействием тепловых, газодинамических, электрических, химических и гравитационных: явлений, аналитическое описание которых представляет очень сложную и практически неразрешимую задачу. Наиболее просто выполнить математическое описание этого процесса в виде полиномиальных моделей на основе экспериментальных иссле дований.

2. Исследованиями установлено существенное влияние полярности режущей плазмен ной дуги на процессы в полости реза. Во-первых, опорное пятно дуги при обратной полярности углубляется в полость реза на расстояние в три – пять раз большее, чем при прямой полярности. Во-вторых, при обратной полярности тока распределение теплового потока в металл по высоте фронтальной кромки реза более равномерно.

3. Тепловой поток в боковые кромки реза составляет 45 – 98% теплового потока, поступающего во фронтальную кромку реза. Причем в одну из боковых кромок реза вводится на 10 – 15% больше тепла, чем в другую. Причиной этого является вихревая стаби лизация режущей дуги. Установленное различие потоков объясняет часто встречающуюся несимметрию сечения полости реза.

4. Выполненные исследования позволили установить основные закономерности влияния режимных и конструктивных параметров процесса и оборудования на эффектив ность и качество образования полости реза: глубину прорезания, ширину полости реза, производительность, энергозатраты и к.п.д. процесса резки.

5. Полученные математические модели в виде полиномиальных уравнений первого и второго порядков, позволяют оптимизировать процесс образования полости реза, 6. Энергозатраты на образование полости реза составляют при оптимальных режимах (8 – 9) кДж/см2, а тепловой к.п.д. процесса достигает значений 0,5 – 0,6, 7. Наибольшее влияние на процесс резки оказывает ток дуги. С его увеличением возрастает глубина прорезания, объемная и поверхностная производительности, тепловой к.п.д. и снижаются энергозатраты на выплавление металла. Однако при этом увеличивается ширина реза, и незначительно растут энергозатраты на образование поверхности реза.


ГЛАВА 3. ИССЛЕДОВАНИЕ ПАРАМЕТРОВ И РЕЖИМОВ РАБОТЫ РЕЖУЩЕГО ПЛАЗМОТРОНА 3.1. Принцип и особенности работы режущего плазмотрона с медным электродом Принципиальная схема режущего плазмотрона показана на рис.3.1 /47/. Плазмотрон имеет полый внутренний 1 и сопловой 2 электроды, разделенные друг от друга изолятором - завихрителем 3. Электрическая дуга 4 в рабочем режиме горит между внутренним электро дом 1 и разрезаемым металлом 5. Плазмообразующий воздух 6 подается в разрядную камеру через тангенциальные отверстия в завихрителе. Вихревая подача плазмообразующего возду ха обусловливает создание в камере газового циклона, который интенсивно перемещает опорное пятно дуги по внутренней поверхности электрода, не допуская его локального нагрева и расплавления. Кроме того, образующийся газовый циклон создает эффективную тепловую изоляцию дуги от стенок электрода и сопла и обеспечивает стабильное положение столба дуги по оси разрядной камеры в зоне наименьшего статического давления. Соприка саясь с горящей по оси камеры электрической дугой, рабочий газ нагревается и через сопло истекает наружу в виде высокотемпературного и высокоскоростного потока, который осуще ствляет расплавление и удаление металла из полости реза. Внутренний и сопловой электро ды охлаждаются проточной водой 7. Один полюс источника питания подключается к внут реннему электроду 1, а другой к разрезаемому металлу 5 и через балластное сопротивление 8 и размыкающий контакт 9 к сопловому электроду 2. При запуске плазмотрона вначале зажигается дуга в минимальном зазоре между внутренним и сопловым электродами путем электрического пробоя межэлектродного промежутка с помощью осциллятора. Возникшая дуга выносится газовым циклоном из межэлектродного промежутка и растягивается по оси разрядной камеры. Как только истекающий через сопло поток плазмы коснется разрезаемо го металла, развивается рабочая дуга, а цепь дежурной дуги размыкается контактом 9.

Рис.3.1.Принципиальная схема плазмотрона Под действием газового вихря и пондеромоторной силы радиальный участок и опор ное пятно дуги углубляются в полость внутреннего электрода, и, вращаясь, располагаются в установившемся режиме на некотором расстоянии от торца электрода. Величина углубления дуги внутрь электрода определяется конструктивными параметрами разрядной камеры, а также параметрами режима работы плазмотрона.

С целью интенсификации перемещения опорного пятна дуги по внутренней поверх ности электрода, последний устанавливается внутри соленоидной катушки, по которой проходит рабочий ток к передней кромке электрода. При таком решении используется пон деромоторная сила для заглубления дуги внутрь полости электрода. Одновременно магнит ное поле охватывающего соленоида обеспечивает интенсивное вращение радиального участ ка и опорного пятна дуги в полости электрода.

Наиболее важной отличительной особенностью режущего плазмотрона c переходя щей на металл дугой по сравнению с другими плазмотронами, получившими применение в химической, металлургической и других отраслях промышленности, является интенсивное обжатие дугового столба на выходе из разрядной камеры стенками соплового электрода при одновременном прохождении через сопло потока плазмообразующего воздуха. В этом случае резко ограничивается диаметр дуги, повышаются удельная плотность тока, темпера тура дуговой плазмы и плотность тепловой энергии. Сжимаемая и формируемая сопловым каналом плазменная дуга имеет значительно большую пространственную стабильность, чем свободно горящая дуга, что обеспечивает получение в разрезаемом металле сравнительно ровных и гладких кромок полости реза.

Другая отличительная особенность режущих плазмотронов заключается в том, что в рабочем режиме в плазмотроне располагается только одно опорное дуговое пятно и только часть дугового столба. Второе опорное пятно дуги и значительная часть дугового столба находятся внутри полости разрезаемого металла. Таким образом, разрядная камера плазмо трона и полость реза образуют единую систему, обеспечивающую условия и определяющую особенности горения сжатой плазменной дуги. В этом случае, очевидно, характеристики дуги и устойчивость её горения обусловливается не только параметрами плазмотрона, но также свойствами и геометрическими параметрами разрезаемого металла и, что особенно важно, скоростью перемещения плазмотрона над разрезаемым металлом. При скорости перемещения плазмотрона, меньшей линейной скорости выплавления металла на всю толщину изделия, происходит обрыв дуги. Если же скорость перемещения плазмотрона очень большая, то прорезание изделия происходит не на полную толщину. Как известно, от скорости перемещения плазмотрона зависят и качественные показатели разделительной рез ки. При скорости перемещения меньше оптимальной образуется скос кромок с расширением в нижней части реза, а при скорости больше оптимальной, наоборот, с сужением полости реза в нижней части.

Горение дуги в плазмотроне сопровождается многообразием сложных взаимосвязан ных физических явлений: электромагнитных, тепловых, химических, диффузионных, грави тационных и др. В общем виде вся совокупность процессов обусловливается преобразовани ем потоков вещества и энергии. Поскольку в плазмотроне не аккумулируются ни энергия, ни вещество, то схема ввода и отвода их потоков может быть представлена рис. 3.2. В плазмо трон вводятся потоки энергии и плазмообразующего газа. Причем, последний проходит через плазмотрон, практически не изменяя своей массы. Входящий в плазмотрон поток энергии частично расходуется на полезную работу нагрева газа, а частично теряется во внутреннем и сопловом электродах и уходит с охлаждающей водой.

Рис.3.2.Схема потоков энергии и веществ в режущем плазмотроне Плазменная дуга в рассматриваемом плазмотроне имеет свободную привязку опор ных пятен, как во внутренней полости электрода, так и в полости реза, причем опорные пятна дуги перемещаются под действием газодинамических и электродинамических сил.

На всем протяжении дуги существует разность потенциалов между ней и стенками внутреннего и соплового электродов, а также стенками полости реза. При электрическом пробое промежутков: дуга-стенка внутреннего электрода и дуга-стенка полости реза, проис ходят мелко - и крупномасштабные шунтирования, аналогичные процессу шунтирования в плазмотронах линейной схемы /39/. Шунтирование дуги на стенки канала сопла приводит к аварийному режиму работы режущего плазмотрона - двойному дугообразованию, когда плазменная дуга распадается на две последовательно горящие дуги: между внутренним элек тродом и сопловым наконечником, между последним и разрезаемым изделием. Обычно при этом дуговые пятна на сопловом наконечнике малоподвижны и интенсивно разрушают его.

По отношению к режущим плазмотронам с термохимическими катодами /7, 109/ рабо та плазмотрона с медным электродом характеризуется некоторыми особенностями. Во первых, при использовании полого медного электрода удлиняется внутрикамерная часть дуги, что обусловливает, с одной стороны, более высокое рабочее напряжение, а, следо вательно, и электрическую мощность плазмотрона. С другой стороны, удлинение внутренней части дуги приводит к увеличению потерь тепла в стенки электрода, т.е. к некоторому пони жению теплового к.п.д. плазмотрона.

Во-вторых, вследствие интенсивного перемещения опорного пятна дуги внутренний медный электрод работает при невысокой температуре нагрева (420 – 470o К), практически в "холодном" режиме. Это позволяет устранить избирательность электрода по отношению к плазмообразующему газу. Плазмотрон с медным электродом надежно работает как на нейтральном газе, так и на кислородосодержащих газах, в том числе и на чистом кислороде.

В-третьих, интенсивное перемещение опорного пятна по внутренней полости электро да требует создания строго сформированного газового вихря внутри разрядной камеры.

Вихревая стабилизация дуги обеспечивает, кроме того, хорошую теплоизоляцию столба дуги от стенок разрядной камеры и эффективное сжатие дуги в канале сопла. Однако наличие тангенциальной составляющей в потоке плазмы на выходе из сопла является причиной его расширения по мере удаления от среза сопла.

В-четвертых, медный электрод, работающий в "холодном" режиме, не избирателен по отношению к полярности дуги. Если термохимический электрод может работать только на прямой полярности, т.е. может быть катодом, и совершенно не допускает работу в режиме анода, то медный электрод надежно работает и как катод, и как анод. Более того, медный электрод успешно обеспечивает горение дуги переменного тока, что открывает широкие возможности для расширения технологических применений плазмотронов с медным элек тродом.

И, наконец, плазмотрон с медным электродом не имеет ограничений по числу его запусков в работу. При запуске опорное пятно дуги интенсивно перемещается по "холодной" поверхности электрода, не вызывая его заметного разрушения. Эта особен ность плазмотрона с медным электродом делает перспективным его применение и в тех технологических процессах, которые требуют частого включения и отключения плазменной дуги.

3.2. Исследование электрических характеристик 3.2.1. Мощность режущего плазмотрона Электрическая мощность плазмотрона - один из основных факторов, определяющих производительность процесса резки металлов. Дальнейшее повышение производительности резки и увеличение толщины разрезаемого металла требует создания все более мощных плазмотронов. Увеличить электрическую мощность режущего плазмотрона возможно либо путем повышения величины рабочего тока, либо за счет повышения рабочего напряжения плазменной дуги. Каждый из этих способов имеет достоинства и недостатки.


Основным достоинством повышения мощности за счет увеличения рабочего тока является легкость осуществления этого способа путем изменения параметров источника питания. Поэтому на практике получило широкое применение регулирование мощности режущих плазмотронов за счет изменения величины рабочего тока. Однако повышение рабочего тока вызывает необходимость увеличения диаметра сопла, а, следовательно, и ши рины реза со всеми вытекающими отсюда отрицательными последствиями. Кроме того, рост величины рабочего тока вызывает повышение эрозии электродов и соплового наконечника.

Повышение электрической мощности режущего плазмотрона за счет увеличения ра бочего напряжения дуги является более предпочтительным, поскольку в этом случае эрозия электродной системы практически не меняется и не требуется увеличивать сечение сопла.

Последнее оказывает благоприятное влияние на другие энергетические характеристики плаз мотронов, и в частности, на повышение удельной мощности режущей дуги, Следует отме тить, что рабочее напряжение плазменной дуги не поддается непосредственному регулирова нию. Величина напряжения дуги обусловливается режимными и конструктивными парамет рами плазмотрона: величиной рабочего тока, расходом плазмообразующего газа, скоростью перемещения плазмотрона над разрезаемым металлом, расстоянием между разрезаемым металлом и срезом сопла: углублением дуги внутрь плазмотрона, диаметром и длиной сопла, составом плазмообразующего газа и др.

Зависимость электрической мощности плазмотрона от влияющих факторов удобно исследовать с использованием ватт-амперных характеристик, интегрально представляющих основные свойства плазменной дуги.

Экспериментальное исследование электрических, в том числе и ватт-амперных, ха рактеристик дуги выполнялось на лабораторной установке (рис.3.3), состоящей из источника питания ИП с дросселем насыщения, обеспечивающим плавное регулирование рабочего тока в диапазоне 100-400 А, режущего плазмотрона РП с полым медным электродом, вращающегося водоохлаждаемого медного диска ВД, на который замыкалась режущая дуга, Рис. 3.3. Схема экспериментальной установки: dc - диаметр сопла;

Lс - длина цилиндрического участка сопла;

Lз - расстояние от среза сопла до металла выходящая из плазмотрона, и измерительной аппаратуры для определения величин рабочего тока, напряжения на дуге, расхода плазмообразующего воздуха P1 и охлаждающей воды Р2, температуры охлаждающей воды на входе T1 и выходе Т2 из плазмотрона, а также в соеди нительной перемычке между сопловым наконечником и электродом ТЗ. Электрическая мощность плазмотрона постоянного тока определялась по показаниям вольтметра PV и амперметра РА класса точности 0,5. Величина рабочего тока регулировалась в диапазоне 100 - 350 А, расход плазмообразующего воздуха (0,54 - 1,26) г/с, диаметр сопла (3 - 5) мм, длина цилиндрического участка сопла (5 - 11) мм и расстояние от плазмотрона до поверхно сти изделия (5 - 25) мм /110/.

На рис.3.4. представлено семейство ватт-амперных характеристик режущего плазмо трона при разных расходах плазмообразующего воздуха (рис.3.4,а), диаметра сопла (рис.3.4,б), длинах цилиндрического участка сопла (рис.3.4,в) и расстояниях плазмотрона от разрезаемого металла (рис.3.4,г).

Рис. 3.4. Ватт-амперные характеристики режущего плазмотрона с медным элек тродом. Расход плазмообразующего воздуха, г/с: 1 - 0,64;

2 - 0,9;

3 - 1,26. Диа метр сопла, мм: 4 - 5;

5 - 4;

6 - 3. Длина цилиндрического участка сопла, мм: 7 5;

8 - 8;

9 -11. Расстояние от среза сопла до металла, мм: 10 - 5;

11 - 10;

12 - 15;

13 - 20;

14 - Увеличение рабочего тока в пределах 150-350 А приводит, практически, к прямо про порциональному росту мощности плазмотрона. Повышение расхода плазмообразующего воздуха вызывает рост электрической мощности. Причем величина приращения мощности возрастает от 15 кВт/г/с при рабочем токе 150 А до 27 кВт/г/с при токе 300 А.

Увеличение диаметра сопла приводит к понижению электрической мощности плазмо трона. Величина снижения мощности также зависит от рабочего тока. Так, например, увели чение диаметра сопла от 3 мм до 4 мм уменьшает мощность на 4 кВт при токе 150 А и на 7 кВт при токе 300 А.

Удлинение цилиндрического участка сопла вызывает рост электрической мощности от 1 кВт/мм при рабочем токе 150 А до 1,6 кВт/мм при токе 300 А.

И, наконец, увеличение расстояния от среза сопла до разрезаемого металла приводит к росту электрической мощности на (0,6-0,8) кВт/мм при токе 150 А и на (0,8-1) кВт/мм при токе 300А, Следует отметить уменьшение интенсивности прироста мощности по мере увели чения расстояния, что обусловлено снижением напряженности электрического поля дуги по мере удаления от среза сопла вследствие уменьшающегося обжатия дуги.

Рис. З.5. Изменение электрической мощности (а), рабочего напряжения (б), сопро тивления (в), удельной плотности мощности режущей дуги (г), в зависимости от тока дуги (1), расхода плазмообразующего воздуха (2), диаметра сопла (3), длины цилин дрического участка сопла (4) и расстояния от среза сопла до металла (5) На рис.3.5,а показано в сопоставлении влияние каждого из рассматриваемых факто ров. За средние (нулевые) значения влияющих на электрическую мощность факторов приня ты: рабочий ток 250 А;

расход плазмообразующего воздуха 0,9 г/с;

диаметр сопла 4 мм;

длина цилиндрического участка сопла 8 мм и расстояние от среза сопла до разрезаемого металла 15 мм. Шкалы исследуемых факторов выполнены по оси абсцисс в пропорциональ ном масштабе относительно средних значений. В этом случае углы наклона графически изображенных функций P = f(I), P = f(G), P = f(dc), P = f(lc), P = f(lз) характеризуют интен сивность влияния рассматриваемых факторов на электрическую мощность режущего плазмо трона.

Как следует из рис.3.5,а, наибольшее влияние на мощность оказывают величина то ка, диаметр сопла и расход воздуха. Причем с уменьшением диаметра сопла интенсивность влияния возрастает. Мало влияют на мощность длина сопла и расстояние от среза сопла до металла.

С целью более углубленного анализа влияния рассматриваемых факторов на мощность плазмотрона выполнена серия экспериментов для получения математической модели мощности плазмотрона.

Значения независимых переменных, их уровни, а также интервалы варьирования при ведены в табл.3.1.

Таблица 3. Условия экспериментов Основной Интервал Нижний Верхний Код Влияющие факторы уро- варьиро уровень уровень вень вания (- 1) ( +1) (0) Хi Рабочий ток, А Х1 250 50 200 Расход плазмообразующего воз Х2 0,9 0,36 0,54 1, духа, г/с Диаметр сопла, мм Х3 4 1 3 Расстояние плазмотрона от ме Х4 15 5 10 талла, мM Длина цилиндрического участка Х5 8 3 5 сопла, мм Для построения модели выбрано Д – оптимальное планирование типа На5.

Матрица и результаты эксперимента приведены в табл. 3.2. Во избежание систематических ошибок опыты рандомизированы.

Таблица 3. Матрица планирования и результаты экспериментов Факторы Удельная Мощ- Напря- Conpoтив - Энталь Номер плотность ность жение ление пия h, опыта мощности Р, кВт U,В R,Ом кДж/г Х1 Х4 Х2 Х3 Х5 Руд,кВт/мм 1 + + + + + 68,4 228 0,76 3,48 54, 2 – – + + + 41,6 208 1,04 2,12 33, 3 – + – – – 40,0 200 1,00 5,66 74, 4 + – – – – 51,0 170 0,57 7,21 95, 5 + + – + + 38,0 190 0,95 1,94 71, 6 – – + + 47,4 158 0,53 2,41 88, + 7 + + + – – 72,0 240 0,80 10,19 57, 8 – – + – – 44,0 220 1,10 6,22 35, 9 – + + + – 39,6 198 0,99 2,02 31, 10 + – + + — 45,6 152 0,51 2,32 36, 11 + + – – + 69,0 230 0,77 9,76 128, 12 – – – – + 41,6 208 1,04 5,88 77, 13 – + + – + 58,7 290 1,45 8,20 46, 14 + – + – + 75,0 250 0,83 10,61 60, 15 + + – + – 44,4 148 0,49 2,26 82, 16 – – + – 26,4 132 0,66 1,34 49, 17 + 0 0 0 0 61,2 204 0,68 4,87 68, 18 – 0 0 0 0 41,6 208 1,04 3,31 46, 19 0 + 0 0 0 55,0 220 0,88 4,38 61, 20 0 – 0 0 0 48,5 194 0,78 3,86 54, 21 0 0 + 0 0 56,8 235 0,94 4,68 47, 22 0 0 – 0 0 43,5 174 0,70 3,46 81, 23 0 0 0 + 0 45,5 182 0,73 2,32 51, 24 0 0 0 – 0 59,0 236 0,94 8,35 66, 25 0 0 0 0 + 54,0 216 0,86 4,30 60, 26 0 0 0 0 – 47,0 188 0,75 3,74 52, 27 0 0 0 0 0 51,5 206 0,82 4,10 57, По результатам опытов получено уравнение регрессии электрической мощности плаз мотрона в кВт Р = 51,7 + 9,1Х1 + 5,7Х2 – 6,ЗХ3+3,5Х4+4,6Х5+0,8Х1Х2 – 1,5Х1Х3 + 0,8Х1Х4 + + 1,1Х1Х5. (3.1) Проверка уравнения (3.1) по F- критерию показала, что оно адекватно описывает об ласть экспериментирования.

Незначимость коэффициентов, принадлежащих всем квадратичным членам уравнения регрессии, а также малая величина коэффициентов при парных взаимодействиях указывают на незначительную кривизну поверхности отклика, не имеющей максимума. Из парных взаи модействий существенными являются все взаимодействия тока (X1). Это хорошо интерпре тируется реальными физическими процессами в плазмотроне, приводящими к изменению тока дуги при изменении расхода плазмообразующего воздуха (Х2), диаметра сопла (Х3), длины его цилиндрического участка (Х5) и расстояния от среза сопла до металла (Х4).

Однако, как показывают значения коэффициентов парных взаимодействий, эффекты взаимо действия тока с другими факторами в малой степени влияют на величину электрической мощности плазмотрона.

Анализируя уравнение (3.1), можно определить пути повышения электрической мощности и дать весьма точную оценку количественного ее изменения. Наиболее просто и эффективно повысить мощность режущего плазмотрона путем увеличения рабочего тока до (З00-350) А. Как следует из уравнения регрессии, повышение тока на (50-100) А позволяет увеличить мощность на (10-20) кВт. Однако, как уже отмечалось ранее, целесообразность повышения тока режущего плазмотрона более 350 А вызывает сомнение. Более рациональ ным в этом направлении является путь удлинения электрической дуги вглубь разрезаемого металла. Погружение дуги в полость реза на (20-30) мм позволяет повысить мощность еще на (15-20) кВт. Весьма перспективно увеличение расхода плазмообразующего воздуха до (2-5) г/с и повышение за счет этого мощности на (10-15) кВт. Здесь необходимо учитывать ограничения роста расхода воздуха, обусловленные устойчивостью горения дуги в полости реза и оптимальными условиями теплообмена между плазменной дугой и металлом.

Использование в плазмотронах сопел с предельно минимальным диаметром также по зволяет увеличить мощность на (6-10) кВт. Однако при этом ограничения наиболее реальны, поскольку при малых диаметрах сопла увеличение тока приводит к двойному дугообразова нию и аварийным условиям работы режущего плазмотрона. И, наконец, некоторое повыше ние мощности можно достичь за счет увеличения длины цилиндрического участка сопла, хо тя в этом случае, как и в предыдущем, существуют условия, ограничивающие возможности.

Рис. 3.6. Геометрическое изображение моделей электрической мощности (а), рабочего напряжения (б), сопротивления (в) и удельной плотности мощности (г) режущей дуги при G=1,26 г/с, lc= 8 мм,lз =35 мм Исходя из практических условий работы режущего плазмотрона, для дальнейшего анализа можно принять расход плазмообразующего воздуха 1,26 г/с (на верхнем уровне), длину цилиндрического участка сопла 8-10 мм (на нулевом уровне) и длину наружной части дуги 35 мм. Тогда уравнение (3.1) примет вид Р = 71,4 + 13,1Х1 – 6,ЗХ3 –1,5Х1Х3. (3.2) Графическое построение этой функции показано на рис.3.6,а. В пределах изученного факторного пространства функция близка к линейной. Как следует из графика значение мощности 90 кВт можно получить, используя диаметр сопла (3 - 3,3) мм, при токе (290 - 300) А. Дальнейшее повышение мощности плазмотрона до (100 - 120) кВт, очевидно, требует увеличения тока до (320 – 350) А.

3.2.2. Рабочее напряжение режущей дуги Рабочее напряжение режущей дуги наряду с электрической мощностью относится к числу важнейших параметров плазмотрона. Оно не только влияет на эффективность процес са резки металлов, но и является одним из наиболее важных факторов, определяющих тре бования к источнику питания, а также к условиям, обеспечивающим устойчивость горения дуги. Более того, величина напряжения обусловливает область назначения режущих плазмо тронов, поскольку, например, при ручной плазменной резке металлов максимальное напря жение на плазмотроне ограничено ГОСТом до 180 В.

Результаты экспериментов в виде вольт-амперных характеристик плазменной дуги получены при разных расходах плазмообразующего воздуха (рис.3.7,а), диаметрах сопла (рис.3.7,б), длинах цилиндрического участка сопла (рис.3.7,в) и длинах внешнего участка дуги (рис.3.7, г).

Увеличение тока приводит к незначительному снижению напряжения. В диапазоне рабочих токов (150 -350) А напряжение изменяется всего лишь на 7 –12 %.

Повышение расхода плазмообразующего воздуха вызывает существенное увеличение рабочего напряжения режущей дуги. При изменении расхода воздуха в пределах (0,54 - 1,26) г/с напряжение дуги изменяется на 35 %. В среднем величина приращения составляет около 80 В/ г/с.

При увеличении диаметра сопла рабочее напряжение падает. Причем интенсивность снижения напряжения в диапазон малых диаметров больше, чем в диапазоне больших диа метров сопла, и составляет 300 В/см при изменении диаметра от 3 мм до 4 мм и 250 В/см при изменении диаметра от 4 мм до 5 мм.

Рис. 3.7. Вольт-амперные характеристики режущего плазмотрона с медным элек тродом. Расход плазмообразующего воздуха, г/с: 1-0,54;

2-0,9;

3-1,26, Диаметр сопла, мм: 4-5;

5-4;

6-3. Длина цилиндрического участка сопла, мм: 7-5;

8-8;

9 -10.

Расстояние от среза сопла до металла, мм: 10 -5;

11-10;

12-15;

13-20;

14 - Удлинение цилиндрического участка сопла вызывает менее интенсивный рост рабо чего напряжения. При увеличении длины сопла на 1 мм напряжение возрастает на (3-5) В в зависимости от расхода воздуха, диаметра сопла и рабочего тока. Удлинение внешнего участка дуги путем увеличения расстояния между срезом сопла и металлом приводит к росту рабочего напряжения. Интенсивность приращения напряжения составляет в среднем (2 - 3) В/мм.

На рис. 3.5,б показано в сопоставлении влияние каждого из исследуемых факторов на рабочее напряжение. Для получения математической модели рабочего напряжения осущест влена серия экспериментов по плану На5. Значения влияющих факторов, уровни и интерва лы варьирования остались без изменения (табл. 3.1). Результаты эксперимента приведены в табл.3.2. После расчетов и оценки значимости коэффициентов по F -критерию получена по линомиальная модель, адекватно описывающая изменение рабочего напряжения (В) режу щей дуги в зависимости от условий работы плазмотрона U =207 – 4,1Х1 + 22,8Х2 – 24,8Х3 + 14Х4 + 18,3Х5. (3.3) Из полученного уравнения следует, что наибольшее влияние оказывают диаметр сопла (Х3) и величина расхода плазмообразующего воздуха (Х2). Приняв на основании прак тических условий оптимальным расход плазмообразующего воздуха 1,26 г/с (на верхнем уровне), длину цилиндрического участка сопла 8 мм (на нулевом уровне) и длину наружной части дуги 35 мм, получим U = 285,5 – 4,1Х1 – 24,8Х3. (3.4) На рис.3.6,б эта функция представлена графически. Как видно из графика, рабочее напряжение режущей дуги 300 - 310 В можно получить при диаметре сопла (3 - 3,5) мм. Для дальнейшего повышения рабочего напряжения до (320 - 350) В необходимо увеличить расход воздуха до (1,5 - 2) г/с.

3.2.3. Ом - амперные характеристики Режущая дуга плазмотрона как электрическая нагрузка представляет собой активное нелинейное сопротивление, величина которого изменяется в чрезвычайно широких пределах в зависимости от конструктивных параметров плазмотрона и режима процесса резки. Основ ными влияющими на сопротивление дуги факторами можно принять те же: рабочий ток, расход плазмообразующего воздуха, диаметр сопла, длину цилиндрического участка сопла и длину наружного участка дуги (расстояние между срезом сопла и металлом). Для изучения влияния различных факторов на величину сопротивления дуги целесообразно рассмотреть ее ом-амперные характеристики, выражающие зависимость сопротивления режущей дуги от величины тока.

На рис.3.8. представлено семейство ом-амперных характеристик электрической дуги режущего плазмотрона с полым внутренним электродом. Величина сопротивления дуги с ростом рабочего тока существенно снижается по нелинейному закону. Причем на малых токах интенсивность снижения больше, чем на больших. В среднем при увеличении тока от 150 до 300 А, т.е. в два раза, сопротивление уменьшается также примерно в два раза.

Увеличение расхода плазмообразующего воздуха от 0,54 г/с (кривая 1, рис.3.8,а) до 1,26 г/с (кривая 3) при неизменном значении диаметра сопла 4 мм, длине цилиндрического участка сопла 8 мм и длине наружной части дуги 15 мм вызывает существенный рост сопротивления дуги. При рабочем токе 300 А он составляет 0,28 0м/г/с, а при токе 150А 0,65 Ом/ г/с.

Увеличение диаметра сопла, наоборот, приводит к понижению величины сопротивле ния дуги (рис.3.8,б). Для тока 300 А увеличение диаметра сопла на 1 мм вызывает снижение сопротивления на 0,1 Ом, а при токе 150 А - на 0,2 Ома.

Увеличение длины цилиндрического участка сопла приводит к росту сопротивления дуги (рис.3.8, в), что обусловливается удлинением более интенсивно обжатого в сопловом канале участка дуги. Причем рост составляет от 20 Ом/м до 40 Ом/м.

Удлинение наружной части режущей дуги (рис.3.8г), как и следовало ожидать, вызы вает увеличение сопротивления дуги. В исследованном диапазоне изменения рабочего тока 150 – 350 А рост сопротивления находится в пределах от 10 Ом/м до 20 Ом/м.

Рис. 3.8. Ом-амперные характеристики режущего плазмотрона с медным электро дом при расходе плазмообразующего воздуха, г/с:1 - 0,64;

2 - 0,9;

3 - 1,26;

диамет ре сопла, мм: 4-5;

5-4;

6-3;

длине цилиндрического участка сопла, мм: 7-5;

8-8;

9 11;

расстоянии от среза сопла до металла, мм:10 - 5;

11 -10;

12 -15;

13 -20;

14 - На полученных графиках видно ярко выраженное нелинейное изменение сопротивле ния режущей дуги в зависимости от величины рабочего тока, следовательно, режущий плазмотрон является существенно нелинейной электрической нагрузкой.

На рис.3.5,в показан характер и интенсивность влияния исследованных факторов на сопротивление дуги в Ом. Наибольшее влияние на изменение последнего оказывает рабо чий ток, в особенности в диапазоне его малых значений. Уменьшение тока на 40 % от сред него значения 250 А вызывает рост сопротивления на 80 %, а увеличение тока на 40 % от среднего значения приводит к снижению сопротивления на 30 %.

Вторым по значимости влияющим фактором является диаметр сопла. Причем функ циональная зависимость сопротивления дуги от последнего также нелинейна и обратно пропорциональна. Уменьшение диаметра на 25 % от среднего значения приводит к росту со противления на 17 %, а аналогичное увеличение диаметра вызывает снижение сопротивле ния на 11 %, Объяснение рассмотренного характера влияния диаметра сопла на сопротивле ние дуги заключается в том, что с уменьшением диаметра сопла происходит сжатие дугового столба, тем интенсивнее, чем меньше сопло. При сжатии дуги уменьшается ее проводимость и увеличивается сопротивление.

В исследованном диапазоне изменения расхода воздуха его влияние на сопротивление дуги носит практически прямопропорциональный характер. Изменение расхода воздуха на 40 % от среднего значения приводит к соответствующему изменению сопротивления на 15 %.

Из исследованных факторов наименьшее влияние на сопротивление дуги оказывают длина цилиндрического участка сопла и длина открытой части дуги. Зависимости сопротив ления дуги от указанных факторов прямо пропорциональны и практически одинаковы. При изменении рассматриваемых факторов на 40 % от их средних значений сопротивление дуги изменяется лишь на 8 %.



Pages:     | 1 || 3 | 4 |   ...   | 6 |
 





 
© 2013 www.libed.ru - «Бесплатная библиотека научно-практических конференций»

Материалы этого сайта размещены для ознакомления, все права принадлежат их авторам.
Если Вы не согласны с тем, что Ваш материал размещён на этом сайте, пожалуйста, напишите нам, мы в течении 1-2 рабочих дней удалим его.