Плазменное поверхностное упрочнение металлов (стр. 1 из 17)

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

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

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

2.1. Тепловые процессы и материалы при плазменном нагреве

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

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

(2.1.)

q = q_k+q_л

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

(2.2.)

где λ – коэффициент теплопроводности,

Н - энтальпия единицы массы,

К_т - термодиффузионный коэффициент,

у - координата, нормальная к обрабатываемой поверхности.

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

(2.3.)

где α–коэффициент теплопроводности

Т_плаз - температура плазменной струи на внешней границе

пограничного слоя,

Т_пов - температура поверхности.

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

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

(2.4.)

где ξ1- интегральная поглощательная способность поверхности,

ξ2 -степеньчерноты плазмы

σс- постоянная Стефана-Больцмана

Т -температура плазмы

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

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

(2.5.)

или

(2.6)

где Р_г - усредненное число Прандля,

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

температурах, соответственно, поверхности тела и внешней границы

пограничного слоя,

L_е - число Льгоса - Семенова,

L_d- энергия диссоциации, умноженная на весовую долю атомов,

соответствующую температуре струи,

-градиент скорости в критической точке, равный ~ Uплазм / dсопла

h_s- полная энтальпия плазменной струи.

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

(2.7.)

q = q_k+q_л + q_е

Дополнительная тепловая мощность за счет электронного тока рассчитывается из выражения:

(2.8.)

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

20 % - электронный ток;

10 % - лучистый теплообмен.

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

q_z = q_2mexp (-Kr²)(2.9.)

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

q_2m- максимальный тепловой поток.

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

(2.10.)

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

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

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

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

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

Диаметрсопла, мм	Длина канала сопла(мм)	U,B	I,A	Способ подачи газа всопло	Геометрия		Эффективный КПД нагрева, %	Коэффициент сосредоточенности дуги, см.
сопла	катода
1	2	3	4	5	6	7	8	9
2	4,4	35	100	тангенциальный	цилиндр	стержень	68	13,2
2	4,4	35	100	------/------	парабола	------/------	60	10,1
2	4,4	35	100	------/------	раструб	------/------	49	6,5
2	4,4	35	200	------/------	цилиндр	------/------	70	15,1
2	4,4	25	200	------/------	парабола	------/------	63	11,8
2	4,4	25	200	------/------	раструб	------/------	51	6,9
3 333	4,43,03,03,0	25	200	аксиальный	цилиндр	стержень	58	10,8
		25	200	------/------	цилиндр	------/------	50	7,2
		25	200	------/------	цилиндр	------/------	39	4,8
		25	200	Аксиально-тангенциальный	цилиндр	------/------	61	11,2
4	5,0	23,5	300	аксиальный	цилиндр	стержень	63	11,5
4	5,0	23,5	300	аксиальный	парабола	------/------	54	8,1
4	5,0	23,5	300	аксиальный	раструб	------/------	50	5,1
4	5,0	23,5	300	Аксиально-тангенциальный	цилиндр	------/------	70	15,2
5	6,2	23	150	тангенциальный	цилиндр	кольцо	50	5,9
56,8		24	200	------/------	------/------	------/------	55	6,2
5 6,9		26	300	------/------	------/------	------/------	60	6,8
2 4		35	150	тангенциальный	цилиндр	стержень	65	17,8
33,5		24	300	------/------	------/------	------/------	60	16,8
4 6,2		28	300	------/------	------/------	------/------	64	17,1

Табл. 2.1.