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 | 2 || 4 | 5 |   ...   | 6 |

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

-- [ Страница 3 ] --

Для получения математической модели сопротивления режущей дуги выполнена се рия экспериментов по плану На5 в соответствии с условиями, приведенными в предыдущих параграфах. Уравнение регрессии, адекватно описывающее область экспериментирования, после отбрасывания незначимых коэффициентов имеет вид в Ом Rд = 0,83 – 0,183Х1 + 0,096Х2 – 0,102Х3 + 0,057Х4 + 0,078Х5 + + 0,033Х12 + 0,033Х32 – 0,026Х1Х2 + 0,016Х1Х3 – 0,014Х1Х5. (3.5) Особенность модели (3.5) по сравнению с предыдущим (3.1 и 3.3) - наличие квадра тичных эффектов рабочего тока и диаметра сопла, что обусловлено нелинейностью зависи мостей сопротивления режущей дуги от величины тока и диаметра сопла. Значимость коэф фициентов взаимодействия подтверждает существенное взаимовлияние расхода воздуха, диаметра и длины сопла с величиной рабочего тока. Причем, как показывают знаки коэффи циентов, увеличение расхода воздуха и длины цилиндрического участка сопла одинаково влияет на величину тока (вызывает его уменьшение), а при изменении диаметра сопла, наоборот, увеличение последнего приводит к увеличению тока.

Для дальнейшего анализа целесообразно рассмотреть полиномиальную модель для двух факторов Х1 и Х5, приняв из практических условий длину наружной части дуги 35 мм, длину цилиндрического участка сопла 8 мм и расход плазмообразующего воздуха 1,26 г/с.

Тогда уравнение (3.5) примет вид в Ом Rд = 1,15 – 0,209Х1 – 0,102Х3 + 0,033Х12 + 0,033Х32 + 0,016Х1Х3. (3.6) Геометрическая интерпретация этой модели приведена на рис.3.6,в.

3.2.4. Удельная плотность мощности Эффективность расплавления металла режущей дугой зависит не только от величины ее мощности, но и от степени концентрации этой мощности на поверхности разрезаемого металла. Очевидно, что чем больше мощности режущей дуги приходится на единицу поверх ности плавления металла, тем интенсивнее он режется.

При исследовании процесса плазменной резки металла удобнее рассматривать удельную плотность мощности режущей дуги, представляющую собой мощность последней, отнесенную к площади поперечного сечения сопла. Причем этот параметр можно считать одним из основных, характеризующих энергетические возможности плазмотрона.

Высокая производительность процесса плазменной резки обусловливается, прежде всего, сравнительно большой удельной плотностью тепловой мощности. Действительно, если удельная плотность мощности для ацетилено-кислородного пламени составляет около 1 кВт/мм2, то для режущих плазмотронов прямого действия (2 -19) кВт/мм2.

Величина удельной плотности мощности существенно зависит от используемого плазмообразующего газа. При использовании аргона, потенциал ионизации которого сравни тельно не высок, рабочее напряжение режущей дуги находится в пределах от 50 В до 150 В, а удельная плотность мощности соответственно от 1,5 кВт/мм2 до 4,5 кВт/мм2. Применение в качестве плазмообразующей среды многоатомных газов, имеющих более высокий потенциал ионизации, позволяет повысить рабочее напряжение режущей дуги до 150 - 200 В и соот ветственно увеличить при тех же значениях рабочего тока электрическую мощность плазмотрона и удельную плотность мощности. В режущих плазмотронах с циркониевыми и гафниевыми электродами, работающих на воздухе, удельная плотность мощности достигает значений (4 - 6) кBт/мм2. Еще более высокие значения удельной плотности мощности имеют режущие плазмотроны с медными электродами, для которых характерная величина рабочего напряжения дуги находится в пределах 200-340 В.

На рис.3.9 представлены графики изменения удельной плотности мощности режуще го плазмотрона с полым медным электродом в функции от рабочего тока при разных значе ниях расхода воздуха (рис.3.9,а), диаметра сопла (рис.3.9,б), длины его цилиндрического уча стка (рис.3.9,в) и расстояния от среза сопла до металла (рис.3.9,г). Величина удельной плот ности мощности линейно возрастает с увеличением рабочего тока при любых значениях исследуемых факторов.

При увеличении расхода плазмообразующего воздуха на 1 г/с и неизменных средних значениях других переменных удельная плотность мощности возрастает на 1,25 кВт/мм2 при рабочем токе 150 А и 2,2 кBт/мм2 при токе 350 А.

С уменьшением диаметра сопла происходит существенное увеличение удельной плотности мощности. При диаметре сопла 3 мм и средних значениях других переменных удельная плотность мощности достигает значения 10 кВт/мм2. Такая величина, разумеется, не является предельной и при значениях влияющих факторов на высших уровнях она может быть повышена до (12 - 19) кВт/мм2.

Увеличение длины цилиндрического участка сопла на 1 мм приводит к росту удельной плотности мощности в пределах (0,12 - 0,17) кВт/мм2 при токах (150 – 350) А.

И, наконец, увеличение длины наружной части режущей дуги вызывает рост удельной плотности мощности в несколько меньшей степени: (0,04 - 0,08) кВт/мм2 при удлинении дуги на 1 мм.

На рис.3.5,г показано влияние всех исследуемых факторов соотносительно их сред них значений. Наибольшее влияние на удельную плотность мощности оказывает диаметр сопла, особенно при малых его значениях. Причем функциональная зависимость между этими параметрами носит ярко выраженный нелинейный характер, в то время как остальные зависимости являются линейными или близкими к линейным.

Рис. 3.9. Изменение удельной плотности мощности в зависимости от тока дуги.

Расход плазмообразующего воздуха, г/с: 1 - 0,54;

2 – 0,9;

3 - 1,26. Диаметр со пла, 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 - Второй по значимости влияющий фактор - это рабочий ток режущей дуги, изменение которого на 25% относительно среднего значения 250 А приводит к изменению удельной плотности мощности также на 25%. Обусловлено это тем, что мощность режущей дуги растет с увеличением тока практически линейно, поскольку напряжение режущей дуги с изменением тока в исследованном диапазоне является функцией близкой к линейной.

Увеличение или уменьшение расхода воздуха на 25% относительно среднего значе ния 0,9 г/с вызывает соответствующее изменение удельной плотности мощности на 10%.

Происходит это вследствие изменения интенсивности обжатия режущей дуги плазмообра зующим воздухом, а, следовательно, изменения напряжения и электрической мощности дуги.

Наименьшее влияние на удельную плотность мощности режущей дуги оказывает длина цилиндрического участка сопла и расстояние между плазмотроном и металлом.

Изменение этих параметров на 25 % приводит к прямопропорциональному изменению удельной плотности мощности лишь на 5 %, в основном, за счет обжатия дуги в сопловом канале и повышения рабочего напряжения и мощности с удлинением наружной части дуги.

На основании экспериментальных данных построена математическая модель, связы вающая удельную плотность мощности в кВт/мм2 с режимными и конструктивными па раметрами режущего плазмотрона Руд = 4,14 + 0,92Х1 + 0,55Х2 – 2,89Х3 + 0,33Х4 + 0,43Х5 + +1,24Х32 – 0,55Х1Х3 – 0,31Х2Х3. (3.7) Анализ полиномиальной модели (3.7) показывает, что линейные эффекты имеют те же знаки, что и в модели мощности (3.1). Однако величина коэффициентов для этих моделей различна. Если в модели (3.1) определяющую роль играет величина тока, то в модели (3.7) диаметр сопла. В уравнении (3.7) значим квадратичный эффект Х32, что показывает на нели нейность зависимости удельной плотности мощности от этого фактора. Значимыми оказа лись также эффекты взаимодействия рабочего тока и расхода воздуха с диаметром сопла.

Это взаимодействие легко поясняется физическими условиями. В частности, взаимосвязь ве личины тока и диаметра сопла подтверждается тем, что при уменьшении последнего за счет усиления обжатия дуги величина тока снизится и наоборот. Аналогичная картина взаимосвя зи существует и для расхода воздуха.

Приняв согласно практическим требованиям X1= + 1;

X4= + 1;

X5 = 0 получим модель в двухфакторном выражении в кBт/мм Руд = 6,03 + 0,92Х1 – 3,2Х3 + 1,24Х32 – 0,55Х1Х3. (3.8) Геометрическая интерпретация целевой функции в трехмерном пространстве пред ставлена на рис.3.6,г. Полученная модель и диаграмма позволяют выбрать конкретные режимные и конструктивные параметры режущего плазмотрона для получения требуемой величины удельной плотности мощности.

3.2.5. Напряженность электрического поля режущей дуги Исследования напряженности электрического поля и распределения потенциала по длине дуги опубликованы в основном для открытых и каналовых дуг с фиксированным по ложением опорных пятен /25, 40, 79, 116/. Величины потенциалов в различных точках дуги могут определяться различными способами. Для открытых дуг использовались подвижные зонды /25, 116/, а в каналовых - подвижные зонды /79/ и электроды из изолированных друг от друга секционированных колец /126/. В последнем случае кольцевые секции при условии большого сопротивления в измерительной цепи являются по существу также зондами, потенциал которых равен потенциалу некоторой точки дуги, расположенной по оси этого кольца.

Следует отметить, что применение рассмотренных методов для исследования распре деления потенциалов по длине режущей дуги представляет существенные технические труд ности, поскольку значительная часть дуги располагается внутри плазмотрона и в глубине разрезаемого металла. Более простым и достаточно точным методом при условии соблюде ния строгой стабилизации дуги по оси плазмотрона и опорного пятна на внутреннем элек троде является метод изменения длины дуги /4/.

Плазмотрон для резки металлов имеет четыре характерных участка дуги (рис.3.10):

внутри полого электрода 1, по длине сопла 2, открытую часть дуги от среза сопла до поверх ности разрезаемого металла 3, внутри щелевого разреза металла 4. Путем изменения длины дуги в каждом из этих участков на некоторую величину при неизменной длине дуги на дру гих участках по изменению общего напряжения на дуге не трудно определить величину напряженности электрического поля и ее изменение в зависимости от режимов работы и геометрических параметров электродной системы плазмотрона.

На первом участке дуга размещается внутри полого цилиндрического электрода, диаметр которого в 5 -10 раз больше диаметра дуги. Длина этого участка находится в преде лах 2 - 5 диаметров электрода. Этот участок характеризуется сложной аэродинамикой тече ния плазмообразующего газа вдоль стенок и по оси электрода и сложным профилем измене ния давления в радиальном направлении. При вихревой подаче газа наибольшая плотность и давление имеют место вблизи стенок, тогда как по оси плазмотрона устанавливается зона пониженного давления. Благодаря этому обеспечивается стабилизация столба дуги по оси электрода.

Рис. З.10. Схема режущей дуги Второй характерный участок дуги размещается внутри сопла плазмотрона. Диаметр сопла обычно сопоставим с диаметром дуги, и может изменяться в пределах (3-6) мм. Дли на сопла составляет 1- 3 размера его диаметра. На этом участке дуговой столб интенсивно обжимается стенками сопла и потоком плазмообразующего газа.

На третьем участке, между срезом сопла и разрезаемым изделием, дуга горит в откры том пространстве, но в интенсивном потоке газа.

И, наконец, на четвертом участке внутри щелевого разреза по глубине металла дуга ограничена с трех сторон стенками щели и находится под воздействием интенсивного газового потока.

Таким образом, условия горения дуги на всех участках существенно отличаются. Это выражается наличием разного давления по длине дуги и разных условий взаимодействия газового потока с дугой и пространственного ограничения дуги стенками.

По условиям практического применения плазмотронов для разделительной резки ме таллов наибольший интерес представляют три последних участка. Из них участок дуги по длине сопла существенно влияет как на электрические параметры плазменной дуги, так и на газодинамические характеристики потока плазмы. На этом участке вследствие интенсивного обжатия и обдува дуги напряженность электрического поля, очевидно, является наибольшей по сравнению с другими участками. Электрические параметры плазменной дуги на выходе из сопла и на некотором удалении от него являются определяющими при рассмотрении вопроса нагрева, расплавления и удаления металла из полости реза.

Величина напряженности электрического поля на рассмотренных участках зависит от ряда геометрических параметров и режимных факторов. К ним следует отнести, в первую очередь, диаметр сопла, расход плазмообразующего воздуха и величину рабочего тока.

Исследование влияния указанных факторов на напряженность электрического поля дуги режущего плазмотрона проводилось экспериментально методом изменения длины дуги на участках от среза сопла до разрезаемого металла и внутри цилиндрического участка соплового канала. Каждое значение напряженности поля определялось как среднее по 5- измерениям.

На рис. 3.11,а приведены экспериментальные графики изменения среднего значения напряженности электрического поля наружной части дуги в функции от величины рабочего тока при разном расходе плазмообразующего воздуха. Геометрия соплового канала при этом оставалась неизменной: диаметр цилиндрического участка сопла 4 мм, а длина – 8 мм. Длина наружной части дуги изменялась от 5 мм до 25 мм.

Как следует из графика, напряженность электрического поля дуги нелинейно и незначительно снижается с ростом тока. Такой вид зависимости является характерным для открытых дуг. Однако величина напряженности столба дуги (2,2 - 3,8) В/мм значительно превышает напряженность электрического поля свободно горящих дуг, для которых вели чина напряженности, измеренной с помощью потенциальных зондов при рабочих токах 150-250 A, составляет 1 В/мм. Полученные значения напряженности электрического поля наружной части дуги режущего плазмотрона существенно превышают также напряженность продольно обдуваемых дуг в цилиндрических каналах электродуговых нагревателей газа, величина которой при измерении методом удлинения дуги составила (1,2 - 2,8) В/мм /40/.

Высокие значения напряженностей электрического поля наружной части столба дуги режущего плазмотрона обусловлены интенсивным обжатием дуги в сопловом канале, диаметр которого обычно сопоставим с диаметром столба дуги.

При увеличении расхода плазмообразующего воздуха напряженность - амперные характеристики дуги перемещаются на графике вверх. Увеличение диаметра цилиндрическо го участка сопла, наоборот, вызывает снижение напряженности электрического поля дуги (рис.3.11,б). Причина этого в увеличении сжатия столба дуги в сопловом канале с ростом расхода плазмообразующего воздуха и уменьшении сжатия дуги при увеличении диаметра сопла.

Рис. 3.11. Изменение напряженности электрического поля открытого (а, б) и соплового (в, г) участков режущей дуги в зависимости от рабочего тока при расходе плазмообразующего воздуха, г/с: 1 и 7 - 0,54;

2 и 8 - 0,9;

3 и 9 1,26;

и диаметре сопла, мм: 4 и 10 - 5;

5 и 11 - 4;

6 и 12 - Таким образом, открытый участок режущей дуги обладает качественной характери стикой открыто горящего дугового разряда, но количественно его параметры зависят от условий обжатия дуги в сопловом канале режущего плазмотрона.

На рис.3.12,а показано в сопоставлении влияние каждого из изученных факторов на напряженность поля открытой части дуги. Наибольшее влияние оказывает диаметр сопла.

При изменении его на 25 % рост напряженности составляет 15 –16 %, т.е. коэффициент влияния находится в пределах 0,6-0,64. Эта зависимость близка к линейной.

Влияние расхода плазмообразующего воздуха в исследованном диапазоне его изме нения от 0,54 г/с до 1,26 г/с является практически прямопропорциональным. При изменении расхода на 40 % напряженность изменяется на 15-16 %, т.е. коэффициент влияния имеет значение 0,38 - 0,4.

И, наконец, наименьшее влияние на напряженность электрического поля оказывает ток дуги. Причем зависимость между этими параметрами нелинейная. Коэффициент влияния составляет 0,04 при больших значениях тока и 0,46 при малых значениях тока. Для построе ния математической модели в полиномиальной форме выполнена серия экспериментов с ис пользованием трехфакторного плана Бокса-Бенкена /1/. Уровни и интервалы варьирования рабочего тока, расхода плазмообразующего воздуха и диаметра соплового отверстия приня ты аналогичными приведенным в табл.3.1. Матрица планирования и результаты эксперимен тов представлены в табл.3.3.

Рис. 3.12. Изменение напряженности электрического поля открытого (а) и соплового (б) участков режущей дуги в зависимости от рабочего тока(1), расхода плазмообразующего воздуха (2) и диаметра сопла (3) Таблица 3.3.

Матрица планирования и результаты экспериментов Факторы Номер Напряженность Напряженность опыта открытого участка дуги соплового участка дуги Х Х Х 1 2 Eод, В/см Есд, В/см 1 + + 0 29,9 72, 2 + 0 23,7 56, 3 0 34,3 75,С?

+ 4 0 26,4 53, 5 + 0 + 26,0 54, 6 + 0 33,0 76, 7 0 + 25,5 54, 8 0 32,7 78, 9 0 + + 23,2 68, 10 0 + 35,7 76, 11 0 + 21,3 55, 12 0 31,0 69, 13 0 0 0 27,7 56, 14 0 0 0 27,7 56, 15 0 0 0 27,7 56, По результатам опытов получено уравнение регрессии напряженности поля в В/см, которое после отбрасывания незначимых коэффициентов имеет вид Еод = 27,7 –1,04Х1 + 2,59Х2 – 4,ЗХ3 + 0,94Х12 – 0,7Х2Х3. (3.9) Как показала проверка, уравнение (3.9) адекватно описывает область экспериментиро вания. При нулевых уровнях варьируемых факторов напряженность электрического поля от крытого участка дуги Еод = 27,7 В/мм. Малый отрицательный линейный коэффициент перед X1, которым закодирован рабочий ток дуги, показывает малую обратную зависимость напря женности от рабочего тока. Наличие значимого коэффициента перед квадратичным членом Х12 подтверждает нелинейность зависимости между напряженностью и током. Положитель ный знак перед этим коэффициентом говорит о том, что при росте тока наступает момент, когда напряженность электрического поля не будет уменьшаться и даже может возрастать.

Возрастающий характер напряженность-токовой характеристики сжатой дуги при больших величинах тока подтверждается экспериментально в ряде работ /40, 106/.

Наличие значимого коэффициента перед взаимодействиями показывает, что на напря женность электрического поля дуги существенное влияние оказывает совместное изменение расхода плазмообразующего воздуха и диаметра сопла.

Застабилизировав в уравнении (3.9) рабочий ток на нулевом уровне, получим упрощенное двухфакторное уравнение для напряженности электрического поля в В/см от крытого участка режущей дуги Еод = 27,7 + 2,59Х2 – 4,3Х3 – 0,7Х2Х3. (3.10) На рис.3.13,а показаны линии равного выхода для функции Еод= f(dc,G), представ ляющие собой геометрическое изображение модели (3.10), имеющей вид возрастающей кри волинейной поверхности с равномерной крутизной в сторону наименьших диаметров сопло вого отверстия и максимальных расходов воздуха.

При разработке конструкций режущих плазмотронов и оптимизации режимов их работы важно также знать взаимосвязь между напряженностью электрического поля участка дуги, расположенного в сопловом канале, и влияющими факторами, прежде всего, рабочим током, расходом плазмообразующего воздуха и диаметром сопла. Для установления этих зависимостей проведена серия экспериментов, в которых использовался метод изменения длины дуги внутри цилиндрического участка соплового канала путем изменения длины последнего от 5 мм до 10 мм.

Как показали исследования (рис.3.11,в,г) напряженность электрического поля дуги внутри сопла с ростом рабочего тока незначительно возрастает. В первом приближении ее можно принять не зависящей от тока. Величина напряженности электрического поля дуги в диапазоне изменения расхода воздуха (0,54 - 1,26) г/с (рис.3,11,в), диаметра сопла (3-5) мм (рис.3.11,г) и рабочего тока 150 – 300 А находится в пределах (50 - 77) В/см, что приблизи тельно в два раза выше напряженности поля открытой части дуги и в 5 - 8 раз - свободно горящей дуги.

На рис.3.12,б представлены в сопоставлении графики зависимостей между напряжен ностью электрического поля дуги в сопловом канале и влияющими факторами.

Наибольшее влияние на напряженность оказывает диаметр сопла. Коэффициент влияния для него составляет 0,24 при диаметре 5 мм, 0,86 при 4 мм и 1,47 при 3 мм. Причем рассматри ваемая зависимость является обратной и существенно нелинейной.

Рис. 3.13. Геометрическое изображение моделей напряженности электри ческого поля открытого (а) и соплового (б) участков режущей дуги при ра бочем токе 250 А Большое влияние на напряженность оказывает расход плазмообразующего воздуха, особенно при больших его значениях. Эта зависимость также является нелинейной, но в от личие от предыдущей с увеличением расхода воздуха напряженность поля растет. Коэффи циент влияния для расхода воздуха равняется 0,17 при расходе воздуха 0,54 г/с, 0,5 при 0,9 г/с и 1,0 при 1,26 г/с.

По результатам экспериментов (табл.3.3) построена математическая модель напря женности электрического поля соплового участка дуги в В/см Eсд = 56 + 7,3X2 – 8,5X3 + 5,3X22 + 6,8X32 – 1,5X1X2 + 1,7X1X3. (3.11) В уравнении (3.11) свободный член в два раза больше, чем в уравнении (3.9). Он пока зывает, что в центре опытов напряженность электрического поля составляет 56 В/м. Большие значения линейных и квадратичных коэффициентов перед Х2 и Х1 указывают на большое влияние и существенную нелинейность зависимостей Ecд = f(G) и Есд = f(dc).

Если принять величину тока неизменной на нулевом уровне (250 А), то уравнение (3.11) примет в В/см упрощенный вид Есд = 56 +7,3Х2 – 8,5Х3 + 5,3Х22 + 6,8Х32 + 1,7Х2Х3. (3.12) Геометрическая интерпретация двухфакторного уравнения (3.12) представлена на рис. 3.13, б.

3.3. Исследование тепловых характеристик плазмотрона 3.3.1. Тепловой к.п.д. режущего плазмотрона Тепловой к.п.д. плазмотрона является интегральной выходной характеристикой, выражающей экономичность преобразования электрической энергии в тепловую. Он представляет собой отношение тепловой мощности, которая может быть использована для процесса резки, к общей тепловой мощности дуги = Рпол/UI = 1 – Рпот/UI, (3.13) где Рпол - полезная мощность плазмотрона, Вт;

Рпот - тепловые потери в плазмотроне, Вт;

U рабочее напряжение дуги, В;

I - рабочий ток дуги, А.

Величина теплового к.п.д. режущего плазмотрона определяется большим многообра зием факторов. Прежде всего, это параметры режима работы: расход плазмообразующего воздуха, величины рабочего тока и напряжения. Существенное влияние на к.п.д. оказывают геометрические параметры внутреннего электрода, завихрительной камеры, соплового элек трода и конструктивное их выполнение. Определенную роль играют и другие факторы, от которых зависит режим горения дуги в плазмотроне: материал электродов, полярность, способ формирования стабилизирующего потока газа, величина индукции наложенного магнитного поля и т.д. Многообразие и сложность происходящих в плазмотроне процессов значительно затрудняют теоретическое определение в нем тепловых потерь, а, следователь но, и к.п.д.

Рассматривая режущий плазмотрон с полым внутренним электродом и переходящей на металл дугой, следует отметить, что потери тепла во внутренний и сопловой электроды происходят вследствие конвективного теплообмена между потоком плазмы и их стенками, излучения дуги, находящейся внутри плазмотрона, а также тепловых процессов, происходя щих в опорном пятне дуги на внутреннем электроде. При реальных режимах работы режуще го плазмотрона, когда давление внутри разрядной камеры не превышает 500 кПа, а темпера тура 2·104 К, мощность излучения дуги чрезвычайно мала, и ею можно пренебречь /106/.

Величина теплового потока во внутренний электрод от опорного пятна дуги опреде ляется физическими процессами в приэлекгродной области. Характер этих процессов разли чен для случаев, когда электрод работает в режиме анода или катода.

До настоящего времени теория анодного пятна разработана не достаточно полно. В большинстве исследований рассматриваются условия и закономерности развития и сущест вования анодных пятен на расплавляемых поверхностях. Гораздо меньше работ /40/ посвя щено исследованию анодных пятен на "холодных" электродах из различных материалов, в том числе и из меди.

Изучение анодных пятен главным образом методами автографов и скоростной кино съемки /105/ позволило установить, что их динамика развития и параметры определяются теплофизическими характеристиками материала анода, величиной тока дуги, температурой рабочей поверхности анода, давлением окружающей среды и некоторыми другими фактора ми. При сравнительно малых токах дуги, как правило, существует одно анодное пятно, имеющего форму правильного круга. С увеличением тока дуги диаметр анодного пятна воз растает. Дроблению анодного пятна на несколько отдельных пятен способствует повышение температуры анода, величины тока и скорости его нарастания в импульсных разрядах, уменьшение давления окружающей среды, а также высокие значения потенциала ионизации паров материала анода и малая его теплопроводность.

Анодное пятно при отсутствии воздействующих газодинамических и электромагнит ных сил отличается малой подвижностью. Протяженность анодной области примерно равна длине свободного пробега электрона. Основными носителями электричества в анодной области являются электроны, поступающие в нее из столба дуги, это обусловливает возник новение отрицательного пространственного заряда у анода, который в свою очередь опреде ляет анодное падение потенциала.

Из-за сложности процессов, происходящих на аноде, и малой протяженности анодной области определение анодного падения напряжения представляет большие технические трудности. Примененные для этих целей методы зондов Лэнгмюра и сближения контактов позволили определить значения анодного падения напряжения на медном электроде при токе (1,5-5) А и длине дуги 5 мм в воздушной среде, соответственно, (7,3 - 8,1) В и (2 - 6) В /128 /.

Ошибки использованных методов могут быть значительными, поэтому полученные величи ны следует считать ориентировочными и близкими к предельным. Ряд исследователей /116/ констатирует, что с увеличением тока дуги анодное падение напряжения снижается.

Рассмотренные физические процессы в анодной области и особенно величина анодно го падения напряжения определяют значения тепловых потоков в анод.

Процессы в дуговом пятне на внутреннем электроде плазмотрона существенно отли чаются, если электрод является катодом. Теории катодной области посвящено значительное число работ. Следует отметить два существенно различных состояния поверхности катода при горении дуги. Во-первых, при выполнении катода из тугоплавких материалов (вольфра ма, графита, молибдена и др.) его поверхность разогревается до температуры, близкой к температуре плавления. К таким катодам, работающим в раскаленном состоянии, также относятся катоды из вставок циркония или гафния, впрессованных в массивное медное охлаждаемое тело /7,129/. Вторая группа - это массивные катоды, температура поверхности которых незначительна и существенно меньше температуры плавления. Такие катоды работают в нераскаленном (”холодном") режиме.

Форма и параметры катодных пятен зависят от материала катода, состояния его по верхности, величины тока, условий окружающей среды и т.п. На холодных катодах всегда существует одно или одновременно несколько контрагированных катодных пятен. Катодное пятно имеет меньший размер по сравнению с анодным и большую подвижность.

Экспериментальными исследованиями /105/ установлено существование двух типов катодных пятен: быстро перемещающиеся и медленно перемещающиеся. Пятна первого типа имеют скорость перемещения по поверхности массивного металлического электрода (10 – 50) м/с, величину тока (5-20) А и время жизни (5-30)·10-6 с. Пятна второго типа отлича ются меньшей скоростью перемещения (до 1м/с), большим током в пятне (10-30 А) и большим временем жизни (до 50·10-6 с). Если быстро перемещающиеся пятна существуют независимо друг от друга, то медленно перемещающиеся пятна могут объединяться в груп повые ассоциации с еще меньшей скоростью перемещения (до 0,1 м/с), большим током (150-300 А) и большим временем жизни (1-2) ·10-3 c. При инициировании разряда вначале возникают пятна первого типа и через некоторое время, зависящее от материала и состояния поверхности катода, образуются пятна второго типа. Скорость перемещения пятен первого типа возрастает при увеличении числа микронеровностей на поверхности катода. Вызывае мая ими эрозия незначительна. Появление пятен второго типа сопровождается весьма интен сивным оплавлением катода и имеет, вероятно, термический характер.

Таким образом, форма и количество катодных пятен постоянно меняются. Наряду с образованием новых пятен, делением существующих, происходит отмирание и ассоциирова ние пятен. Протяженность катодной области считается равной длине свободного пробега электрона и оценивается величиной 10-5 - 10-6 м.

Катодное падение напряжения на медном электроде ориентировочно может быть принято равным (8 - 14,5) В, а на железном (8 - 17) В /40, 90/.

Несмотря на большое количество теоретических и экспериментальных работ в облас ти исследования прикатодных явлений, до настоящего времени отсутствует законченная теория электрических процессов в катодной области. Особенно это относится к катодам плазмотронов, работающих в “холодном” режиме.

Выделяющаяся на катоде тепловая мощность обусловлена кинетической и потенци альной энергией ионов, попадающих на катод, а также процессами теплопередачи и излуче ния от катодного пятна в электрод.

Величина тепловых потерь в сопловой электрод также определяется большим числом факторов: величиной рабочего тока, видом стабилизации, расходом, составом и способом подачи стабилизирующего газа, геометрическими размерами сопла и, в первую очередь, его диаметром и длиной.

Поскольку в установившемся режиме работы режущего плазмотрона сопловой электрод не включен в цепь протекания тока, можно считать, что тепловой поток от распо ложенной по оси сопла дуги на его стенки осуществляется в основном механизмом теплопроводности.

Экспериментальное исследование тепловых потерь выполнялось калориметрическим методом на установке, представленной на рис.3.3. При разных режимах работы плазмотро на термометрами измерялась температура воды на входе в электродный узел плазмотрона, на выходе из него и на выходе из соплового наконечника. Одновременно определялся расход охлаждающей воды.

Потери тепловой мощности во внутренний и сопловой электроды вычислялись по формуле Рпот = Cуд m (t2 – t1), (3.14) где Суд - удельная теплоёмкость воды, Дж/(кг·°С);

m - массовый расход охлаждающей воды, кг/с;

t1, t2 - температура воды соответственно на входе и на выходе из охлаждающего тракта,°С.

Величина теплового к.п.д. определяется по выражению (3.13). Влияние различных факторов на тепловой к.п.д. плазмотрона исследовалось с применением математических ме тодов планирования экспериментов в несколько этапов.

На первом этапе изучалось влияние на к.п.д. плазмотрона по возможности наиболь шего числа факторов. Принятые к исследованию 19 факторов, их уровни и интервалы варьи рования приведены в табл. 3.4.

При выполнении экспериментов использовалась матрица /97/, позволяющая по ре зультатам 20 опытов оценить 19 линейных эффектов, влияющих на к.п.д. плазмотрона.

Каждый опыт повторялся три раза. Опыты были рандомизированы. Обработка результатов экспериментов проводилась с проверкой однородности дисперсий по критерию Кохрена, значимости коэффициентов уравнения регрессии по t - критерию и гипотезы об адекватно сти по критерию Фишера.

По результатам опытов, после отбрасывания незначимых факторов, получено линей ное уравнение регрессии к.п.д. в % (19) = 81,2 – 0,4Х1 – 0,3Х2 + 1,1Х4 – 0,5Х5 – 1,3Х9 – 0,4Х10 – Х13 – 0,5Х15 – Х16 – 0,4Х17 – 1,6Х19 +1,3Х20. (3.15) Как следует из уравнения (3.15) значительное влияние на к.п.д. оказывает полярность горения дуги (Х20). В случае работы режущего плазмотрона на обратной полярности его тепловой к.п.д. примерно на 2,5 % выше, чем при работе на прямой полярности.

Большое влияние на к.п.д. оказывает и другой качественный фактор - направление крутки (X19). Встречное направление вихревого потока плазмообразующего газа по отноше нию к направлению перемещения радиального участка дуги электродинамическими силами позволяет повысить к.п.д. более чем на 3 %. Однако эрозия электрода при встречной крутке дуги возрастает /48/. Поскольку срок службы электродной системы является более важным эксплуатационным параметром, чем к.п.д., в последующих опытах принята не благоприятная для последнего согласованная крутка дуги.

Противоположное влияние на к.п.д. и эрозию оказывает диаметр внутренней полости электрода (Х3). При малом диаметре дуга углубляется в полость электрода на меньшую вели чину вследствие явления шунтирования /40/, а, следовательно, уменьшаются тепловые по тери в стенки электрода. Но при уменьшении диаметра внутренней полости уменьшается поверхность обегания опорного пятна и увеличивается эрозия электрода. Поэтому значение диаметра целесообразно принимать на верхнем уровне.

Таблица 3. Условия экспериментов при исследовании к.п.д. плазмотрона Основ- Интер Нижний Верхний Код ной вал Факторы уровень уровень уро- варьи (-1) (+1) вень (0) рования Величина рабочего тока, А Х1 250 50 200 Расход плазмообразующего воздуха, г/с Х2 1,26 0,18 1,08 1, Диаметр сопла, мм Х3 4,5 0,5 4 Расстояние от плазмотрона до металла, мм Х4 17,5 2,5 15 Длина цилиндрического участка сопла, мм Х5 6 2 4 Площадь сечения отверстий завихрителя, Х7 1.5 0,5 1 мм Глубина внутренней полости электрода, Х8 43 10 33 мм Диаметр внутренней полости электрода, Х9 12 2 10 мм Толщина стенки электрода, мм X10 4 1 3 Количество отверстий завихрителя, шт Х11 - - 3 Угол наклона отверстий завихрителя, град. Х12 80 10 70 Ширина камеры завихрения, мм Х13 3,5 0,5 3 Зазор между электродом и соплом, мм Х14 2,5 0,5 2 Общая длина соплового Х15 30 5 25 электрода, мм Число витков соленоида, шт Х16 25 5 20 Расход охлаждающей воды, г/с Х17 0,125 0,025 0,1 0, вход на вход на Направление подачи охлаждающей воды Х18 - - элект сопло род согласо Направление крутки Х19 - - встречное ванное обрат Полярность горения дуги Х20 - - прямая ная Из уравнения (3.15) следует, что для повышения к.п.д. следует увеличивать расстоя ние между плазмотроном и разрезаемым металлом (Х4). Это обусловлено относительным снижением тепловых потерь в плазмотроне при увеличении длины наружной части дуги. Од нако с увеличением расстояния между плазмотроном и металлом ухудшается прорезающая способность плазменной дуги и увеличивается ширина реза. Поэтому по технологическим условиям зазор от среза сопла плазмотрона до поверхности металла обычно принимается около 15 мм, т.е. на нижнем уровне. Следует отметить, что в реальных условиях резки дуга углубляется в металл на (10 - 30) мм и более.

При уменьшении рабочего тока (X1) снижаются тепловые потери в электрод и сопло, и к.п.д. возрастает. Но для обеспечения высокой эффективности процесса резки и обеспече ния заданной мощности плазмотрона (100 кВт) величина рабочего тока должна быть не менее 300 А, т.е. на верхнем уровне.

Ряд исследованных факторов: зазор между электродом и соплом (X14), количество отверстий завихрителя (Х11), угол наклона отверстий завихрителя (Х12), площадь сечения отверстий завихрителя (Х7), направление подачи охлаждающей воды (Х18), оказались незначимыми и при дальнейшем исследовании к.п.д. они приняты из условия обеспечения минимальной эрозии электродов.

Уменьшение длины цилиндрического участка сопла (Х5), общей длины соплового электрода (Х15) положительно сказываются на к.п.д. плазмотрона, поскольку снижаются потери тепла.

На следующем этапе, для более детального исследования поверхности отклика с учетом парных взаимодействий и квадратичных эффектов, была выполнена вторая серия экс периментов. Использовалась матрица Д - оптимального планирования на кубе размерности К=4 типа В4. Факторы, их уровни и интервалы варьирования приведены в табл.3.5.

Таблица 3. Факторы, уровни их изменения и интервалы варьирования Интервал Нижний Верхний Основной Наименование фактора Код варьирова- уровень уровень уровень ния (-1) (+1) Расход плазмообразующего возду Х2 1,34 0,34 1 1, ха, г/с Диаметр сопла, мм Хз 4 1 3 Глубина внутренней полости элек Х8 35 10 25 трода, мм Число витков соленоида, шт. Х16 15 10 5 По результатам опытов получена модель теплового к.п.д. плазмотрона в %. После оценки значимости коэффициентов полиноминальная модель, адекватно описывающая об ласть экспериментирования, имеет вид (3.16).

(4) = 85 - 0,48Х2 + 0,78Х3 – 0,77Х2Х3. (3.16) Геометрическая интерпретация модели (3.16) представлена на рис.3.14.

Рис. 3.14.Геометрическое изображение модели к.п.д. плазмотрона 3.3.2. Удельная энтальпия режущей дуги При исследовании режущего плазмотрона, как преобразователя электрической энер гии в тепловую, одной из важных тепловых характеристик является среднемассовая удельная энтальпия, представляющая энтальпию единицы массы плазмообразующего воздуха, нагре ваемого режущей дугой. Величина удельной энтальпии определяет интенсивность процесса теплообмена на поверхности разрезаемого металла, а, следовательно, и эффективность процесса резки металла.

В газорезательных устройствах, когда используются топливо и окислитель, энтальпия режущей струи имеет ограничение по величине, поскольку получение дополнительной тепловой мощности неизбежно приводит к соответствующему увеличению массы сжигае мых веществ. В частности, удельная энтальпия продуктов сгорания ацетилена в кислороде не превышает 15 кДж/г.

В режущих плазмотронах энтальпия не имеет подобных ограничений и определяется количеством сообщенной плазмообразующему газу энергии. Она может достигать значений 150 кДж/г и более. Очевидным преимуществом электрических плазмотронов является воз можность регулирования в широких пределах удельной энтальпии путем изменения режим ных и конструктивных параметров плазмотрона. Эта особенность режущих плазмотронов выгодно отличает их от газовых резаков, так как позволяет изменять режим работы для раз личных условий и различных металлов.

Большой интерес представляет изучение влияния на удельную энтальпию режущей дуги основных режимных и конструктивных параметров плазмотрона. Непосредственное измерение удельной энтальпии не представляется возможным, поэтому величина энтальпии вычислялась по формуле h = h0 + P/G, (3.17) где h0 - начальная энтальпия плазмообразующего воздуха, кДж/г;

Р - электрическая мощность дуги, кВт;

G - расход плазмообразующего воздуха, г/с;

- тепловой к.п.д. плазмотрона.

На рис. 3.15 показана серия графиков изменения удельной энтальпии в функции от рабочего тока при разных расходах плазмообразующего воздуха (рис.3.15,а), диаметрах сопла (рис.3.15,б), длинах цилиндрического участка сопла (рис.3.15,в) и расстояниях плазмо трона до поверхности металла (рис.3.15,г). Все зависимости имеют линейный или близкий к нему характер.

С увеличением расхода плазмообразующего воздуха удельная энтальпия существен но уменьшается, особенно при малых значениях расхода и больших величинах рабочего тока. Так, например, увеличение расхода воздуха от 0,54 г/с до 0,9 г/с вызывает снижение энтальпии на 15 кДж/г при токе 150 А и на 27,5 кДж/г при токе 300 А.

Увеличение диаметра сопла на 1 мм вызывает снижение энтальпии на (4 - 10) кДж/г, что обусловлено уменьшением электрической мощности режущей дуги за счет более слабо го обжатия дугового разряда. Удлинение цилиндрического участка сопла на 1 мм приводит к росту энтальпии на (1,2 - 2,5) кДж/г в связи с большим обжатием плазменной дуги. С увели чением расстояния плазмотрона до металла на 10 мм удельная энтальпия возрастает на (5 - 11) кДж/г вследствие повышения электрической мощности режущей дуги.

Рис. 3.15. Изменение удельной энтальпии в зависимости от тока дуги. Расход плазмообразующего воздуха, г/с: 1 - 0,34;

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 - На рис.3.16 приведены графики изменения удельной энтальпии в зависимости от ис следуемых факторов. Наиболее интенсивное изменение удельной энтальпии связано с из менением расхода плазмообразующего воздуха: на 20-40% при изменении расхода на 40%.

Причем эта зависимость является существенно нелинейной. Большим по значимости являет ся также влияние величины рабочего тока, изменение которого на 40% приводит к изме нению удельной энтальпии на 37%. Причем, как уже отмечалось, зависимость удельной энтальпии от рабочего тока прямо пропорциональна и линейна, что объясняется пропорци ональным изменением мощности при изменении рабочего тока В несколько меньшей степе ни на удельную энтальпию влияет диаметр сопла, изменение которого на 40% вызывает ее изменение на 20-25%. Обусловлено это снижением электрической мощности режущей дуги при увеличении диаметра сопла. Зависимость между ними обратнопропорциональна и близ ка к линейной.

Рис. 3.16. Изменение удельной энтальпии режущей дуги в зависимости от тока дуги (1), расхода плазмообразующего воздуха (2), диаметра сопла (3), длины цилиндрического участка сопла (4) Наименьшее влияние на удельную энтальпию имеют длина цилиндрического участка сопла и расстояние плазмотрона до разрезаемого металла. Относительно средних значений этих параметров (lс = 8 мм и lз = 15 мм) влияние обоих факторов прямо пропорционально и практически равнозначно: при их изменении на 40% удельная энтальпия меняется лишь на 3%. Рост энтальпии с удлинением цилиндрического участка сопла и наружной части режущей дуги происходит вследствие повышения электрической мощности дуги.

Для получения математической модели удельной энтальпии выполнена серия экспе риментов по плану На5. Значения влияющих факторов, уровни и интервалы варьирования приведены в табл.3.1, Результаты выполненных исследований (табл.3.2) позволили постро ить полиномиальную модель удельной энтальпии в кДж/г h = 57,8 + 11,4Х1 – 19,2Х2 – 7,9Х3 + 4,4Х4 + 5,8Х5 + 6,4Х22 – (3.18) – 3,8Х1Х2 – 1,9Х1Х3 + 2,6Х2Х3 – 1,9Х2Х5.

Как следует из модели (3.18), свободный член, характеризующий энтальпию режущей дуги в центре эксперимента, имеет значение 57,8 кДж/г, что говорит о высокой энтальпий ности плазмы. Относительно бльшие по величине коэффициенты при линейных членах уравнения показывают возможность существенного увеличения удельной энтальпии.

Наличие квадратичного эффекта влияния расхода воздуха подтверждает существенную нелинейность зависимости от него удельной энтальпии.

Для модели (3.18) оказалось характерным большее, чем в предыдущих моделях число взаимодействующих эффектов. Взаимосвязь величины рабочего тока и расхода плазмообразующего воздуха обусловлена процессом истечения плазмы дугового разряда через сопло.Увеличение расхода воздуха вызывает уменьшение рабочего тока и наоборот.

Взаимосвязь между рабочим током и диаметром сопла также обусловлена процессами обжа тия режущей дуги в сопловом канале. Чем последний меньше, тем интенсивнее сжимается дуга, больше ее сопротивление и меньше величина тока. Аналогичное влияние оказывает диаметр и длина цилиндрического участка сопла на расход плазмообразующего воздуха.

Уменьшение диаметра и увеличение длины сопла при прочих равных условиях неизбежно вызывает уменьшение расхода воздуха.

Если учитывать в модели (3.18) только два наиболее влияющих фактора: расход воздуха и величину тока, приняв остальные факторы постоянными Х3= - 1;

Х4 = +1;

Х5 = 0, то двухфакторная модель имеет вид h = 83,3 + 13,3Х1 – 21,8Х2 + 6,4Х22 – 3,8Х1Х2. (3.19) На рис.3.17 показано геометрическое изображение модели, представляющее в диапа зоне исследованных значений факторов часть склона седлообразной поверхности с увеличи вающейся крутизной при малых значениях расхода воздуха и максимальных значениях рабочего тока.

.

Рис. 3.17. Геометрическое изображение модели удельной энтальпии режущей дуги при dc = 3 мм, lc= 8 мм, lз = 35 мм 3.4. Исследование газодинамических характеристик Для режущих плазмотронов важными являются газодинамические параметры пото ка плазмы: полный напор, температура, скорость, массовый расход, так как они оп ределяют эффективность нагрева, расплавления и удаления металла из полости ре за. Эти величины находятся в сложной малоизученной зависимости от геометрии разрядной камеры и параметров режима работы режущего плазмотрона.

Исследование газодинамических параметров режущего плазмотрона с медным электродом выполнялось на экспериментальной установке, схема которой приведена на рис. 3.3.

Для экспериментального исследования полного напора плазменной режущей дуги разработан и изготовлен емкостной датчик давления с трубкой Пито. Преобра зование пневматического сигнала в электрический осуществляется в нем с помощью конденсаторного микрофона. При внесении трубки Пито в поток плазмы давление пневматически передается на мембрану конденсаторного микрофона, вследствие чего изменяется емкость последнего. Специальным устройством изменение емкости преобразуется в изменение напряжения, и к осциллографу подается сигнал, пропор циональный полному напору потока плазмы.

Поскольку мощность режущей дуги достигает больших значений (50-150) кВт, то для предотвращения расплавления трубка Пито охлаждалась водой, расход которой составлял 0,01 кг/с.

На рис. 3.18 приведены полученные экспериментально графики изменения полного напора в зависимости от рабочего тока плазменной дуги, расстояния от среза сопла, расхода плазмообразующего воздуха и диаметра сопла.

Как следует из графиков, амплитудное значение полного напора возрастает при увеличении рабочего тока и расхода воздуха и снижается по мере удаления от среза сопла и увеличении диаметра сопла. Так, при повышении тока дуги от 200 А до 300 А полный напор на расстоянии 3 мм от среза сопла повышается в два раза (рис.3.18,а).

При увеличении расхода плазмообразующего воздуха от 1 г/с д о 1,5 г/с мак симальное значение полного напора потока плазмы на расстоянии 5 мм от среза сопла и диаметре сопла 4 мм возрастает также примерно в два раза (рис.3.18,б).

Рис. 3.18. Зависимость максимального значения полного напора плазменной режущей дуги от расстояния до среза сопла (а), расхода плазмообразующего воздуха (б) и диаметра сопла (в) при разных значениях рабочего тока, А: 1-200;

2- 250, 3 – Влияние диаметра канала сопла на величину полного напора плазменной режущей дуги представлено на рис.3.18,в для различных значений рабочего тока и неизменном расстоянии от среза сопла 5 мм и расходе плазмообразующего воздуха 1,5 г/с. При уменьше нии диаметра канала сопла от 5 мм до 3,5 мм полный напор повышается от 2,4·104 Па до 4,6·104 Па для рабочего тока 300 А (кривая 3).

Следует, однако, отметить, что уменьшение диаметра сопла ограничивается условия ми возникновения двойной дуги. Исходя из этого, для каждого значения диаметра канала сопла имеется предельно допустимое значение тока дуги.

С целью изучения влияния и других факторов проведены исследования с использова нием математических методов планирования экспериментов по матрице на 15 факторов (табл.3,4). Полный напор потока плазмы измерялся на выходе из канала сопла (3 мм от среза сопла). По результатам выполненных исследований получено линейное уравнение регрес сии. Анализ уравнения показал, что критический коэффициент Кохрена равен 0,11·104, и по этому незначимыми оказались глубина и диаметр внутренней полости электрода, ширина камеры завихрения, количество и угол наклона отверстий завихрителя, зазор между электродом и соплом, общая длина соплового электрода, число витков соленоида и направ ление крутки.

Полярность горения дуги является качественным фактором, и при выполнении последующих этапов было принято его лучшее значение - обратная полярность.

После отбрасывания незначимых факторов уравнение регрессии полного напора в 104 Па имеет вид р = 1,76 + 0,73Х1 + 0,46Х2 – 0,54Х3. (3.20) Из уравнения (3.20) следует, что наиболее существенно на полный напор плазменной дуги влияют величина рабочего тока дуги, расход плазмообразующего воздуха и диаметр канала сопла. Для увеличения полного напора потока плазмы необходимо повышать рабочий ток и расход плазмообразующего воздуха, а также уменьшать диаметр канала сопла.

С увеличением расхода плазмообразующего газа, а также с уменьшением диаметра сопла имеет место сжатие и стабилизация дугового столба. При этом эффект сжатия дуги сказывается прежде всего на увеличении скорости и динамического напора. Динамический напор растет также и с увеличением рабочего тока, поскольку при этом существенно воз растает температура потока плазмы, и, соответственно, его скорость. С другой стороны, с ростом температуры падает плотность плазмы. Однако поскольку динамический напор зави сит от квадрата скорости, то полный напор потока плазмы с ростом тока повышается.

Таблица 3. Условия экспериментов при исследовании полного напора потока плазмы режущей дуги Основ Интервал Нижний Верхний Код ной Факторы варьиро- уровень уровень уровень вания (-1) (+1) (0) Величина рабочего тока, А X1 250 50 200 Расход плазмообразующего X2 1,16 0,16 1 1, воздуха, г/с Диаметр сопла, мм X3 4,5 0,5 4 Длина цилиндрического X5 6 2 4 участка сопла, мм Площадь сечения отверстий X7 1,5 0,5 1 завихрителя, мм Глубина полости X8 43 10 33 электрода, мм Диаметр внутренней полости X9 12 2 10 электрода, мм Количество отверстий X11 – – 3 завихрителя, шт Угол наклона отверстий X12 80 10 70 завихрителя, град Ширина камеры завихрения, мм X13 3,5 1,5 2 Зазор между электродом и X14 2,5 0,5 2 соплом, мм Общая длина соплового X15 30 5 25 э л е кт р о д а, м м Число витков соленоида, шт X16 25 5 20 Согласован Направление крутки X19 – – Встречное ное X Полярность горения дуги – – Прямая Обратная В меньшей степени на величину полного напора потока плазмы влияют: длина канала сопла, площадь сечения отверстий завихрителя, зазор между медным электродом и соплом и напряженность магнитного поля.

На последующем этапе исследований с учетом изменившихся условий выполнено планирование по матрице на 7 факторов. При этом в уравнении регрессии учитывались как линейные коэффициенты, так и коэффициенты, характеризующие парные взаимодей ствия между факторами. Полный напор замерялся на расстоянии 3 мм и 15 мм от среза сопла.

По результатам обработки экспериментальных данных с последующей проверкой по основным критериям получены следующие уравнения регрессии полного напора плазменной дуги в 104 Па р(3) = 1,89 + 0,59Х1 – 0,39Х2 – 0,53Х3 – 0,33Х1Х7– 0,33Х2Х14 – 0,39X2X – 0,19X3X16 – 0,39X 3X7 – 0,39X5X14 – 0,19X5X7;

(3.21) р(15) = 0, 94 + 0,23Х1 + 0,14Х2 – 0,2Х3 + 0,2Х1Х7 + 0,2Х2Х14 – – 0,14X3X14 – 0,23X3X7 – 0,23X5X14 – 0,14X5X7. (3.22) Из приведенных уравнений видно, что полный напор изменяется с увеличением расстояния от 3 мм до 15 мм в среднем на 40-45 %. Кроме того, с изменением расстояния сила влияния факторов на полный напор уменьшается. Парные взаимодействия между факторами существенно влияют на величину полного напора.

Полученные уравнения адекватно описывают полный напор потока плазмы, истекающей из канала сопла режущего плазмотрона при 5 % уровне значимости.

Исследование уравнений (3.21) и (3.22) на максимум позволило определить опти мальные режимы и конструктивные параметры плазмотрона, обеспечивающие наиболь шие значения полного напора потока плазмы. Результаты обработки приведены в табл.3.7.

3.5. Геометрические параметры режущей дуги На процесс плазменной резки металлов существенно влияют геометрические параметры выходящего через сопло из плазмотрона потока плазмы, особенно его диаметр, поскольку от последнего зависит ширина полости реза, а, следовательно, эффективность и экономичность процесса в целом. Учитывая это, одновременно с исследованием газодина мических параметров потока плазмы проводились экспериментальные исследования его диаметра.

Фотографии плазменных режущих дуг при разных значениях режимных и конст руктивных параметров плазмотрона представлены на рис.3.19. Благодаря интенсивному обжатию дуги в канале сопла режущие дуги имеют строгую пространственную стабилиза цию. Как следует из приведенных фотографий, диаметр плазменной дуги увеличивается с ростом рабочего тока (рис.3.19,a,б). Увеличение расхода плазмообразующего воздуха ма ло влияет на диаметр потока плазмы на выходе из сопла. Однако по мере удаления от сре за сопла (рис. 3.19,б,в) наблюдается изменение формы потока плазмы, что связано с из менением газодинамики течения плазмообразующего воздуха. Существенное влияние на диаметр потока плазмы оказывает диаметр сопла (рис.3.19,в,г). Характер изменения диаметра плазменной режущей дуги по мере удаления от среза сопла при разных значе ниях рабочего тока представлен на рис.3.20 /110/.

Для построения математической модели диаметра плазменной дуги выполнены эксперименты, в которых, как и при изучении полного напора, варьировались 15 факторов (табл.3.6). Диаметр потока плазмы определялся на расстоянии 3 мм от среза сопла.

В результате обработки экспериментальных данных получено линейное уравнение регрессии. После его преобразования и отбрасывания незначимых факторов полиномиаль ная модель диаметра потока плазмы в мм имеет вид d(3) = 5,29 + 0,22Х1 + 0,15Х2 + 0,62Х3 + 0,14Х7 – 0,13Х14. (3.23) Как следует из уравнения (3.23) наибольшее влияние на диаметр потока плазмы оказывают диаметр сопла и величина рабочего тока. При их увеличении диаметр потока плазмы возрастает. В меньшей мере влияют на последний расход плазмообразующего воздуха и геометрические параметры камеры завихрения.

Незначимыми факторами при исследовании диаметра потока оказались: длина канала сопла, площадь сечения отверстий завихрителя, диаметр внутренней полости медного электрода, ширина камеры завихрения, количество отверстий завихрителя и угол их наклона, полярность горения дуги и направление крутки.

В дальнейшем выполнено планирование по матрице на 7 наиболее влияющих факторов. Кроме линейных коэффициентов при этом учитывались коэффициенты, харак теризующие парные взаимодействия между факторами. Диаметр потока плазмы опреде лялся на расстоянии 3 мм и 15 мм от среза сопла.

Рис. 3.19. Геометрия плазменных дуг при разных параметрах: а) I = 200А, G = 1г/с, dc = 4мм;

б) I = 300A, G =1 г/с, dc= 4 мм;

в) I=300 A, G = 1,34 г/c, dc = 4 мм;

г) I - 300 A, G = 1,34 г/с, dc = 5 мм Получены следующие уравнения регрессии:

d(3} = 5,43 + 0,15Х1 + 0,46Хз – 0,1Х14 + 0,16Х2Х16 – 0,45Х2Х7 – 0,45Х5Х14;

(3.24) d(15) = 7,46 + 0,12Х2 + 0,34Х3 + 0,22Х2Х7 – 0,12X2X16 – 0,11 X3X14 – 0,11 Х5Х7 – 0,22Х5Х16. (3.25) Рис. 3.20. Зависимость диаметра плазменной режущей дуги от расстояния между соплом и разрезаемым металлом при разных значениях тока, А:

1 – 200;

2 – 250;

3 – Из уравнений (3.24) и (3.25) следует, что диаметр потока плазмы возрастает на 25 –30 % при удалении от среза сопла на 15 мм. Парные взаимодействия между фактора ми значимы только при малом удалении от среза сопла.

По мере удаления от среза сопла влияние парных взаимодействий уменьшается, и значимость сохраняют лишь диаметр сопла и величина рабочего тока.

Исследование уравнений (3.24) и (3.25) на минимум выявило оптимальные режимы и конструктивные параметры плазмотрона, обеспечивающие наименьшее значение диаметра потока плазмы (табл.3.7).

3.6. Исследование эрозионных характеристик Работоспособность режущего плазмотрона определяется, прежде всего, интенсив ностью износа внутреннего медного электрода, находящегося в наиболее тяжелых тепло вых и эрозионных условиях. Перемещающееся по внутренней поверхности электрода опорное пятно дуги непрерывно взаимодействует с материалом электрода, вызывая его постепенное разрушение.

Интенсивность износа медного электрода может быть количественно оценена различными критериями. Однако в практике исследований широко принятым критерием является удельная эрозия, определяемая по формуле = (Мэ1 – Мэ2)/(I·), (3.26) где Мэ1 и Мэ2 - масса внутреннего электрода до и после опыта соответственно, г;

I - ток дуги, А;

- продолжительность опыта, с.

Экспериментальное определение удельной эрозии по выражению (3.26) - достаточ но сложная задача с точки зрения получения надежных результатов и точного определе ния истинных значений удельной эрозии. Трудности здесь обусловлены, прежде всего, весьма малыми значениями последней (от 10-7 до 10-6 г /Кл), малой продолжительностью работы режущего плазмотрона в технологическом цикле, наличием загрязнений и солей, откладывающихся на наружной поверхности электрода, а также проявлением эффекта массопереноса в дуге и осаждения продуктов разрушения электрода на его внутренней поверхности. Очевидно, для получения точных данных по удельной эрозии необходимо выполнение опытов при длительной работе плазмотрона, тщательной очистке электрода от влаги и отложений и весьма точное его взвешивание.

Удельная эрозия медного электрода зависит от большого числа факторов (табл.3.4), поэтому в исследованиях использовано математическое планирование экспериментов /1, 97/ для выявления степени влияния на нее рассмотренных факторов.

При выполнении экспериментов использовалась матрица, позволяющая по резуль татам 20 опытов оценить 19 линейных эффектов, влияющих на эрозию электрода. Каждый опыт повторялся три раза. Порядок выполнения опытов был рандомизирован.

Обработка результатов экспериментов проводилась с проверкой однородности дисперсий по критерию Кохрена, значимости коэффициентов уравнения регрессии по t-критерию и гипотезы об адекватности по критерию Фишера.

По результатам опытов получено линейное уравнение регрессии удельной эрозии в 10-6 г/Кл (19) = 6,13 + 3,11X1 – 0,5X2 – 1,39X3 + 0,71Х4 – 0,44Х5 + 1,01Х7 + 1,64Х8 + 0,96Х9 – 0,57Х10 + 0,22Х11 – 0,36X13 – 0,84X14 – – 0,7X15 – 0,7X16 – 0,48X18 – 0,31X19 – 0,61X20. (3.27) Незначимыми факторами оказались угол наклона отверстий завихрителя (X12) и расход охлаждающей воды (X17). В дальнейших исследованиях эти факторы не рассматри вались.

Найденные значения линейных коэффициентов уравнения регрессии (3.27) позволяют проанализировать влияние каждого из факторов на эрозию медного электрода.

Так, для уменьшения удельной эрозии необходимо увеличить диаметр внутренней полос ти электрода. Это обусловлено тем, что при увеличении диаметра полости электрода возрастает поверхность перемещения опорного пятна дуги, а, следовательно, снижается удельный тепловой поток от дуги в электрод.

Оптимальная толщина стенки электрода, при которой обеспечивается наименьший износ, определяется условиями на охлаждающей поверхности электрода. С уменьшением толщины стенки медного электрода от оптимальной возрастает температура теплоотдаю щей поверхности вследствие концентрации теплового потока в области прилегания опорного пятна дуги. В результате этого ухудшается теплообмен между теплоотдающей поверхностью электрода и охлаждающей водой и меняется режим кипения в пристеноч ном пограничном слое от пузырькового к пленочному, что в конечном итоге приводит к росту удельной эрозии электрода.


Три исследованных фактора: полярность горения дуги, направление крутки, и направление подачи охлаждающей воды - являются качественными, поэтому при выпол нении последующих этапов были приняты их лучшие значения: обратная полярность дуги, согласованное направление газодинамического и электромагнитного перемещения опорного пятна дуги, протекание охлаждающей воды от электрода к соплу.

Из уравнения регрессии (3.27) следует, что для уменьшения эрозии электрода необходимо уменьшить величину рабочего тока и расстояние от среза сопла до металла.

Однако по технологическим условиям расстояние между плазмотроном и металлом долж но быть не менее (10-15) мм, а для обеспечения мощности 100 кВт рабочий ток не должен быть менее 300 А. Поэтому в дальнейших опытах расстояние от среза сопла металла принято 15 мм, а величина рабочего тока плазмотрона 300 А. Количество отверстий завих рителя принято равным трем.

На следующем этапе исследований при изменившихся условиях экспериментов вы полнялось планирование по матрице для 11 факторов, которое позволило определить семь факторов, оказывающих наибольшее влияние на эрозию электродов:Х2, Х3, X8, Х9, X10, Х13, X16.

Далее для определения оптимальных конструктивных и режимных параметров плазмотрона применена дробная реплика 27-4, которая дает возможность выявить семь линейных эффектов при выполнении восьми опытов. Матрица эксперимента для такой реплики имеет вид.

adeg, abcd, аbef, acfg, bceg, bdfg, cdef. (3.28) - Получено линейное уравнение регрессии удельной эрозии в 10 г/Кл (7) = 4,26 – 0,13Х2 + 0,52Х3 + 0,79Х8 – 0,19Х10 – 0,З4Х13 + 0,74X16. (3.29) На заключительном этапе для более детального исследования поверхности откли ка с учетом парных взаимодействий и квадратичных эффектов проведена серия экспери ментов с целью построения регрессионной модели второго порядка /60/. Использовалась матрица Д-оптимального планирования на кубе размерности К = 4 типа В4. При этом факторы, значения которых приведены в табл.3.8, варьировались на верхнем, нулевом и нижнем уровнях. Исследования проводились при величине рабочего тока 300 А, диаметре внутренней полости электрода 13 мм, толщине стенки электрода 5 мм, ширине камеры завихрения 5 мм.

Таблица 3. Условия эксперимента Уровень Факторы Код Верхний Основной Нижний (+1) (0) (-1) Расход плазмообразующего воз X2 1,68 1,34 духа, г/с X3 Диаметр сопла, мм 5 4 X8 Глубина полости электрода, мм 45 35 X 16 Число витков соленоида, шт 25 15 По результатам исследований получена регрессионная модель удельной эрозии медного электрода в 10-6 г/ Кл, которая описывается уравнением (4) = 3,05 + 0,38X2 + 0,14X3 + 0,72X8 – 0,16X16 + 0,58X22 + 1,08Х32 + + 0,27Х82 + 0,5Хб2 – 0,38Х2Х3 – 0,82X2X16 – 0,31X3X8. (3.30) Анализ и проверка уравнения (3.30) показали, что оно адекватно описывает удель ную эрозию медного электрода при пятипроцентном уровне значимости.

Результаты проведенных экспериментов и полученная регрессионная модель позволяют также определить характер изменения удельной эрозии электрода при варьиро вании факторами.

Как показали исследования, кроме рассмотренных факторов на эрозию медного электрода существенное влияют геометрия дна электрода. Для выявления рациональной геометрии разрядной камеры исследовалась удельная эрозия медного электрода при раз личных конфигурациях его дна, приведенных на рис.3.21. Наименьшее значение удельной эрозии обеспечивается при наличии в центре дна остроконечного выступа с плавным криволинейным переходом к боковой внутренней поверхности электрода /142/.

Наиболее важный эксплуатационный показатель режущего плазмотрона - это ресурс работы его наиболее изнашивающихся деталей электродной системы. Работа плаз мотрона при разделительной резке металла характеризуется, как правило, цикличностью:

установка плазмотрона, выполнение непосредственно процесса резки, отключение плаз мотрона и переход на следующий цикл. В условиях массового производства продолжи тельность вырезки одной заготовки находится в пределах от нескольких секунд до не скольких минут в зависимости от размеров и материала заготовки, ее формы, толщины металла и др. Продолжительность включения (ПВ в %) плазмотрона также колеблется в широких пределах, определяемых уже указанными факторами.

Как показала практика промышленного применения режущих плазмотронов с циркониевыми и гафниевыми электродами, ресурс их работы ограничивается количеством пусков. Это объясняется особенностями процессов, происходящих на поверхности термо химических катодов. Как известно, стойкость таких катодов в окислительной среде обусловлена образованием тугоплавкой защитной пленки окислов и нитридов. Эта поверхностная пленка предохраняет от окисления основной материал электрода. Вещест ва, входящие в состав пленки, при обычных температурах являются керамическими соединениями, а при температурах, близких к температуре плавления, становятся провод никами с малым удельным сопротивлением. Катодное пятно образуется на поверхности расплавленной защитной пленки, и в установившемся режиме не вызывает существенной эрозии электрода. Однако при зажиганиях дуги, когда на поверхности термохимического катода еще не сформировалась защитная пленка, происходит интенсивное испарение материала электрода.

Износ термохимического катода заключается в постепенном разрушении цирко ниевой или гафниевой вставки, запрессованной в медную обечайку. По мере износа встав ки возрастает её углубление от торцевой поверхности обечайки, и при достижении последнего значений (2,5 -3) мм электрод практически исчерпывает ресурс своей работы.

Это наступает, как правило, при числе зажиганий дуги 200 -300 /17/. В связи с изложен ным, в практике плазменной резки металлов одним из наиболее распространенных критериев оценки ресурса работы режущего плазмотрона принято считать количество его запусков до полного износа электрода.

Рис. 3.21. Величина удельной эрозии при разной геометрии дна медного электрода В режущем плазмотроне с полым медным электродом процесс зажигания дуги не имеет столь существенного влияния на ресурс его работы, поскольку при развитии дуги ее опорные пятна интенсивно перемещаются по поверхности внутреннего и соплового элек тродов не только в азимутальном, но и в осевом направлениях. Состояние поверхности медного электрода в периоды возникновения дуги и ее устойчивого горения не претерпе вает каких-либо существенных изменений. Это дает основание полагать, что решающую роль в ресурсе работы медного электрода играет продолжительность горении дуги.

Для экспериментального подтверждения такого положения проведены две серии опытов. В первой из них выполнено 500 пятисекундных запусков плазмотрона при следующем режиме: рабочий ток дуги 180 А, напряжение на дуге 240 В, расход плазмо образующего воздуха 1,3 г/с, диаметр канала сопла 2,5 мм, длина канала сопла 5 мм, расстояние между плазмотроном и изделием 10 мм. В качестве изделия использовался вращающийся медный водоохлаждаемый диск.

Через каждые 50 включений производилось взвешивание электрода, и определял ся его износ. Как следует из рис.3.22, износ медного электрода за каждые 50 включений колеблется в пределах: от 0,08 г до 0,24 г, что соответствует удельной эрозии от 1,8·10- г/Кл до 5,3·10-6 г/Кл при среднем ее значении за всю серию опытов 3,6·10-6 г/Кл. Значи тельный разброс полученных данных обусловлен в первую очередь спародическим харак тером выброса из внутренней полости медного электрода продуктов его разрушения. При работе плазмотрона часть окислов меди заплавляется на стенках в глубине полости и какое-то время остается там, подвергаясь через некоторое время повторному разрушению и удалению с потоком плазмы. Как показали измерения, общий износ электрода за пусков составил 1,61 г, что при массе электрода 165 г составляет менее 1%.

Во второй серии опытов выполнен один запуск плазмотрона продолжительностью, равной общей продолжительности 500 предыдущих пусков. Его режим работы оставался близким предыдущему: рабочий ток дуги 170 А, напряжение на дуге 220 В, расход плаз мообразующего воздуха 1,34 г/с, диаметр и длина канала сопла, соответственно 2,5 мм и 5 мм. Масса электрода в этом случае уменьшилась на 1,17 г. Полученный результат весьма близок результату предыдущей серии опытов, что подтверждает несущественное влияние числа запусков на износ медного электрода.

Рис. 3.22. Износ медного электрода при разных рабочих токах, А:

1 – 180;

2 - Аналогичные опыты проводились при рабочем токе 315 А. На рис. 3.22 показано среднее значение износа электрода за 50 пятисекундных включений (линия 2), равное 0,25 г. Как и следовало ожидать, интенсивность износа электрода при рабочем токе 315 А больше, чем при токе 180 А, однако удельная эрозия электрода остается примерно одина ковой - 3,2·10-6 г/Кл и 3,6·10-6 г/Кл.

Для выяснения полной картины процесса износа медного электрода важно определить характер изменения скорости разрушения материала электрода по мере увели чения общего числа запусков. Выполненные исследования позволили установить (рис.3,23), что в начальный период работы электрода скорость его износа относительно мала. Затем она экспоненциально возрастает и в установившемся режиме остается прак тически неизменной до полного износа медного электрода. Полученные на рис.3.23 экспе риментальные точки определены как средние по трем измерениям износа электрода через каждые 50 включений продолжительностью по 30 с. Здесь, как и в предыдущем случае, наблюдается разброс экспериментальных точек, обусловленный теми же причинами.

Рис. 3.23. Изменение скорости износа медного электрода Малая скорость износа в начале работы нового электрода может быть объяснена более интенсивным и равномерным перемещением опорного пятна дуги по гладкой неокисленной поверхности внутренней полости электрода. Однако это явление наблюда ется только в случае, когда глубина внутренней полости электрода значительна, и опорное пятно дуги не может переходить на дно полости. При глубине полости меньше одного двух калибров, когда опорное пятно дуги может размещаться на дне, имеет место проти воположная картина. Первоначально скорость износа велика, а затем после углубления полости она уменьшается до установившегося значения.

3.7. Двойное дугообразование в режущем плазмотроне Режущая дуга формируется при прохождении через сопло сравнительно малого диаметра. От стенок канала сопла электрическая дуга отделяется тонким слоем относи тельно холодного плазмообразующего воздуха, обеспечивающего необходимую тепловую и электрическую изоляцию дуги от стенок канала сопла. Однако при определенных усло виях работы плазмотрона может нарушиться тепловая и электрическая изоляция дуги от стенок сопла, что приводит к возникновению так называемой двойной (каскадной) дуги.

В этом случае вместо единой дуги, горящей между внутренним электродом и разрезаемым металлом и проходящей по оси сопла дуги, образуются две последовательно горящие ду ги: одна - между внутренним и сопловым электродами и вторая - между сопловым элек тродом и разрезаемым изделием (рис.3.24).

Возникновение двойной дуги приводит, как правило, к разрушению соплового электрода и прекращению технологического процесса разрезания металла. Действительно, как только на поверхности соплового электрода образуются дуговые пятна, они локально нагревают и разрушают поверхность соплового электрода. При работе на прямой полярно сти анодное пятно удерживается на стенках канала сопла или на кромке среза сопла, а катодное пятно вследствие своей подвижности переходит на торцевую поверхность соплового электрода. Из-за отсутствия принудительного перемещения дуговые опорные пятна интенсивно расплавляют и выводят из строя сопловой электрод и наконечник плаз мотрона. Далее, поскольку наружная дуга, горящая между сопловым электродом и разре заемым изделием, располагается не по оси сопла, а в стороне от него, то она теряет свой ства проникающей дуги и не обеспечивает технологический процесс резания металла.

Дуговое пятно на разрезаемом металле переходит из полости реза на поверхность и беспорядочно перемещается по ней, оставляя оплавленные следы.

В связи с изложенным, исследование процесса образования двойной дуги имеет важное теоретическое и практическое значение. Поскольку двойное дугообразование обусловлено нарушением электрической изоляции в промежутке между столбом дуги и стенками канала сопла, то для выяснения сущности и закономерностей этого явления необходимо исследовать электрические характеристики и параметры этого промежутка.

Следует отметить, что в промежутке "дуга-сопло" всегда присутствуют заряженные частицы, диффузирующие из столба дуги, а также появляющиеся вследствие ионизации воздуха и эмиссии со стенок канала сопла.

Рис. 3.24. Схема двойного дугообразования:

1 - внутренняя дуга;

2 - наружная дуга С другой стороны между соплом и столбом дуги существует некоторая разность потенциалов. Поэтому в промежутке "дуга-сопло" возникает слаботочный (несамостоя тельный) разряд. Величина тока этого разряда, являющегося током утечки по отношению к рабочему току основной дуги, зависит от многих факторов, и в первую очередь, от рас хода плазмообразующего воздуха, диаметра сопла, длины цилиндрического участка со пла, величины рабочего тока дуги и расстояния от среза сопла до металла.

Для исследования электрических характеристик и параметров промежутка "дуга сопло" разработана экспериментальная установка (рис.3.25), состоящая из основного источника электропитания ИП, режущего плазмотрона РП, водоохлаждаемого вращающе гося медного диска И, на который замыкается режущая дуга Д, и аппаратуры контроля, измерения и регулирования. Величина рабочего тока дуги измеряется амперметром PA1, а напряжение дуги - вольтметром PV1. Ток утечки через промежуток "дуга-сопло" измеря ется амперметром РА2, напряжение между соплом и металлом и между соплом и элек тродом - электростатическими вольтметрами, соответственно PV2 и PV3 типа С-50.

Рис. 3.25. Принципиальная схема установки для исследования промежутка "дуга - сопло" Определение вольт-амперных характеристик промежутка "дуга-сопло" выполня лось двумя способами. В первом из них использовался дополнительный источник питания ИД постоянного тока, напряжение от которого при замкнутых выключателях QF1 и QF и разомкнутом выключателе QF3 подается на промежуток между соплом и режущей ду гой. По показаниям амперметра РА2 и вольтметра PV2, с учетом падения напряжения на открытом участке режущей дуги, определялись вольт-амперные характеристики промежутка "дуга - сопло".

Во втором способе вольт-амперные характеристики промежутка определялись без дополнительного источника питания при разомкнутом выключателе QF2 и замкнутых выключателях QF1 и QF3 путем изменения регулируемого сопротивления R2. Величина напряжения на промежутке "дуга - сопло" вычислялась в этом случае как разность пока заний вольтметра PV2 при отключенном и включенном выключателе QF3.

Сопоставление экспериментальных результатов, полученных первым и вторым способами, показало их полную идентичность, поэтому исследования проводились, в основном, без дополнительного источника питания.

На рис.3.26 представлены полученные экспериментально вольт-амперные характе ристики промежутка дуга-сопло при изменении величины рабочего тока дуги (а) в преде Рис.3.26. Вольт - амперные характеристики промежутка дуга - сопло при разных значениях: а - тока дуги, A: 1 - 150, 2 - 200, 3 - 250, 4 - 300, 5 - З50;

б - расхода плазмообразующего воздуха, г/с: 6 - 0,42, 7 - 0,8, 8 -1,25, 9 - 1,66;

в - диаметра сопла, мм: 10 - 3,5, 11 - 4, 12 - 4,5, 13 - 5, 14 - 5,5;

г - длины ци линдрического участка сопла, мм: 15 - 0, 16 - 3, 17 - 6, 18 - 9, 19 -12;

д - рас стояния от среза сопла до металла, мм: 20 - 5, 21 - 10, 22 -15, 23 - 20, 24 - лах от 150 A до 350 А, расхода плазмообразующего воздуха (б) от 0,42 г/с до 1,66 г/с, диаметра сопла (в) от 3,5 мм до 5,5 мм, длины цилиндрического участка сопла (г) от 0 до 12 мм и расстояния от среза сопла до металла (д) от 5 мм до 25 мм.

При варьировании одного из факторов другие оставались неизменными: ток дуги 300 А;

расход воздуха 0,8 г/с, диаметр сопла 4,5 мм, длина сопла 7 мм, расстояние от среза сопла до изделия 15 мм.

Как следует из полученных зависимостей, вольт-амперные характеристики проме жутка "дуга - сопло" являются возрастающими. Причем по мере увеличения тока утечки интенсивность роста напряжения на промежутке снижается. При достижении тока утечки величины близкой к 1 А несамостоятельный разряд в промежутке "дуга-сопло" переходит в дуговой, что приводит к явлению двойного дугообразования в режущем плазмотроне. Из графиков также видно, что влияние режимных и конструктивных параметров плазмотрона на интенсивность изменения тока утечки и напряжение в промежутке "дуга - сопло" различно.

На рис.3.27 показано влияние каждого из исследованных факторов на величину тока несамостоятельного разряда в промежутке "дуга - сопло". Увеличение рабочего тока дуги вызывает рост тока несамостоятельного разряда в промежутке "дуга - сопло". При чем, чем больше величина рабочего тока, тем интенсивнее рост тока утечки. Обусловлено это уменьшением изоляционного слоя плазмообразующего воздуха между столбом режу щей дуги и стенками канала сопла по мере увеличения рабочего тока дуги. Аналогично изменяется ток утечки при увеличении длины цилиндрического участка сопла, поскольку в этом случае возрастает поверхность, через которую протекает ток несамостоятельного разряда. Последний также существенно зависит от расхода плазмообразующего воздуха и диаметра сопла. С их уменьшением интенсивно возрастает ток утечки в промежутке "дуга - сопло". Снижение расхода плазмообразующего воздуха ухудшает изоляционные свойства промежутка между столбом дуги и стенками канала сопла, а уменьшение диаметра сопла приводит к уменьшению этого промежутка. И то и другое приводит к росту тока утечки. И, наконец, увеличение расстояния между срезом сопла и разрезаемым металлом оказывает наименьшее влияние. Некоторый рост тока утечки по мере удаления плазмотрона от металла обусловлен повышением напряжения на режущей дуге, а, следовательно, и на промежутке "дуга - сопло".

Как следует из графиков при повышении тока несамостоятельного разряда до значений, близких к 1 А, происходит дальнейший резкий рост тока в промежутке "дуга сопло" и переход несамостоятельного разряда в дуговой, что вызывает образование двойной дуги в режущем плазмотроне.

Рис. 3.27. Изменение тока несамостоятельного разряда в промежутке "дуга сопло" в зависимости от рабочего тока дуги (1), расхода плазмообразу ющего воздуха (2), диаметра сопла (3), длины цилиндрического участка сопла (4) и расстояния от среза сопла до металла (5) Влияние исследованных факторов на напряжение на промежутке "дуга - сопло" имеет близкий к линейному характер (рис.3.28). С увеличением диаметра сопла и расхода плазмообразующего воздуха напряжение возрастает, поскольку уменьшается проводи мость промежутка "дуга - сопло". С другой стороны, увеличение рабочего тока и длины цилиндрического участка сопла приводит к увеличению проводимости промежутка и снижению на нем напряжения.

Важными характеристиками промежутка "дуга - сопло" являются его ом - ампер ные характеристики (рис.3.29). Во всем диапазоне изменения исследуемых режимных и конструктивных параметров режущего плазмотрона его ом - амперные характеристики нелинейны и имеют падающий вид. Причем интенсивность и характер влияния изучаемых факторов различны.



Pages:     | 1 | 2 || 4 | 5 |   ...   | 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.