Расчёт электродугового плазмотрона косвенного действия

Подождите немного. Документ загружается.

Выясним, какой режим теплообмена имеет место при выбранном

значении К

охл

– конвективный или пузырьковый. С этой целью сравним

рассчитанную плотность теплового потока с плотностью, соответствующей

началу кипения. Определим число Рейнольдса:

1047.5

1096.0

10226

Re 















rв

где ν=0.96∙10

/с (для t=22˚C); d

=2∙δ

=2∙1∙10

-3

=2∙10

-3

м.

Величина зазора δ

определяется из уравнения

1077.5

2610105.014.32

048.0









втр





м.

Величина r

тр

(радиус водопроводящей трубки) выбрана из конструктивных

соображений.

Принимаем δ

=1∙10

-3

м. Для сохранения скорости потока v

=26 м/с

увеличиваем расход воды до значения G

=0.83 кг/с. При этом температурный

перепад охлаждающей воды уменьшится до Δt=0.3˚C, а средняя температура

охлаждающей воды станет равной t

≈21˚C.

Течение воды в рубашке охлаждения соответствует развитому

турбулентному течению. Следовательно, расчет теплоотдачи будем

производить по следующей формуле:

 

.56418.1

18.1

9.6

9.61047.5023.0

PrRe023.0

25.0

4.0

8.0

25.0

4.08.0





































жж

rв





(2.10)

Для охлаждающей воды при температурах t

=21˚C и t

=149˚C числа Pr

имеют значения 6.9 и 1.18 соответственно.

Зная число Нуссельта, находим коэффициент теплоотдачи

107.1

102

6.0564













жж



Вт/(м

∙К).

Здесь λ

=0.6 Вт/(м∙К) для t

=21˚C.

Далее вычисляется плотность теплового потока, соответствующая началу

кипения

103.521149107.1 

fвнвнк

ttaq

Вт/м

. (2.11)

Поскольку q

нк

, то охлаждение стенки обусловлено конвективным

теплообменом. Температура стенки равна

107.1

105.3







˚C. (2.12)

Ввиду большого различия в значениях температуры стенки, заданной в

начале расчета и вычисленной в первом приближении, расчет охлаждения

повторяем, принимая за исходную температуру стенки уже рассчитанное

значение t

=42˚C.

Для воды при температуре t

=42˚C во втором приближении находим, что

число Pr

=2.6 [2]. В этом случае, число Нуссельта, рассчитанное по (2.10),

равно

 

47218.1

4.2

9.6

9.61047.5023.0

25.0

4.0

8.0

















а коэффициент теплоотдачи

104.1

102

6.0472













жж



Вт/(м

∙К).

Полученные данные позволяют рассчитать плотность теплового потока,

соответствующего началу кипения

1025.121149107.1 

нк

Вт/м

т.е. q

нк

и температура охлаждаемой стенки определяется как

104.1

105.3







˚C,

что уже близко к принятому во втором приближении значению. Поскольку

большей точности не требуется, то на этом значении t

можно остановиться.

2.2.2 Расчет охлаждения анода

Полный тепловой поток в выходной электрод определяется по формуле

   

108.421065.744.011 



Вт, (2.13)

а плотность теплового потока в стенку электрода будет равна

 

1042.8

009.018.014.3

1065.744.01



















Вт/м

. (2.14)

Принимаем температуру охлаждаемой стенки электрода равной

температуре кипения воды t

вн

при давлении 5∙10

Н/м

, т.е. t

=149˚C, и

определяем максимально допустимый температурный перепад на стенке

медного электрода

9341491083

max

t

˚C.

После этого рассчитываем максимально допустимую толщину стенки

электрода

4.86

009.01042.8

9344002

exp

009.0

exp

































































м. (2.15)

Из расчета видно, что в случае медных электродов толщина стенки может

быть очень большой. На практике толщина медной стенки электрода

выбирается гораздо меньшей. Поскольку при меньших толщинах стенки

опасности перегрева рабочей поверхности электрода не существует, то

толщину стенки можно выбирать не из тепловых, а других соображений,

например, прочностных, ресурсных и прочих.

Примем



=10∙10

-3

м, что вполне обеспечивает и прочность стенки даже

при значительно больших давлениях, и высокий ресурс непрерывной работы.

Определим действительный температурный перепад на стенке электрода:

111

009.0

102009.0

4002

009.01042.82



































































ddq





˚C. (2.16)

Приняв начальную температуру охлаждения воды t

вх

=20˚C, перепад

температур в рубашке охлаждения выходного электрода Δt

=20˚C, определяем

секундный расход воды, необходимый для охлаждения электрода

512.0

201018.4

108.42













вв

кг/с. (2.17)

После этого рассчитывается средняя температура охлаждающей воды

20 

˚C

и температура насыщения для давления р=5∙10

Н/м

14910105100





вн

˚С

величина недогрева воды до температуры кипения (насыщения)

11930149 

˚С.

Далее определяем плотность теплового потока на охлаждаемой водой

поверхности электрода

109.6

102009.0

009.0

1042.8

102













Вт/м

. (2.18)

Приняв коэффициент надежности охлаждения К

охл

=7, находим

соответствующее значение критической плотности теплового потока:

1082.4109.67 

кр

Вт/м

После этого по (2.9) находим скорость потока охлаждающей воды

6.34

)111013.01(103.1

1082.4

15.0





















м/с.

Значения v

в0

=0.15 м/с, q

в0

=1.3∙10

Вт/м

, Б=0.013 К

-1

определены для р=5∙10

Н/м

[1].

Примем значение водяного зазора в рубашке охлаждения равным



=1.5∙10

-3

м.

Для уточнения величины температуры охлаждаемой поверхности стенки

и проверки режима ее охлаждения найдем значения определяющих критериев

, Nu

, Pr

. Число Рейнольдса равно

1029.1

108.0

105.126.34

Re 















rв

При расчете принято d

=2∙



=2∙1.5∙10

-3

=3∙10

-3

м, а кинематическая вязкость

воды



=0.8∙10

/с (для t=30˚C) найдена по справочнику [2].

Число Nu

находим из уравнения (2.10)

 

819

18.1

45.5

45.51029.1023.0

25.0

4.0

8.0

















Здесь Pr

=5.45 (для температуры t=30˚C [2]), Pr

=1.18 (для температуры

t=149˚C [2])

Зная число Нуссельта, находим коэффициент теплоотдачи

1069.1

103

62.0819













аж



Вт/(м

∙К).

где



=0.62 Вт/(м∙К) (для температуры t=30˚C [2]).

Для выяснения режима теплоотдачи у стенки вычислим плотность

теплового потока, соответствующую началу кипения:

1001.2)30149(1069.1 

нк

Вт/м

Поскольку q

нк

, то охлаждение стенки происходит за счет

конвективной теплоотдачи и для определения температуры охлаждаемой

поверхности следует воспользоваться следующей формулой

190

1069.1

1089.6







˚С. (2.19)

Зная t

, найдем температуру внутренней (рабочей) поверхности электрода

301111190  ttt

wэ

˚С.

2.3 Расчет ресурса работы плазмотрона

2.3.1 Расчет ресурса работы катода

Примем диаметр циркониевой вставки d

=3∙10

-3

м, а глубину выработки

вставки



=3∙10

-3

м. При большей глубине выработки начинается заметная

эрозия уже самой медной обоймы, обусловленная усилением теплового

воздействия столба дуги, углубляющегося в тело катода. В этом случае при

величине удельной эрозии циркония Ḡ

уд Zr

=1.2∙10

-11

кг/Кл время работы катода

составит

363

1038.3

340102.14

10310914.3105.6



















kkk





с, (2.20)

или 9.4 часа.

2.3.2 Расчет ресурса работы анода

Длина эрозированной зоны в гладком цилиндрическом канале

определяется крупномасштабным шунтированием. При работе на воздухе в

диапазоне токов от 100 до 500А и расходов газа (10-70)∙10

-3

кг/с она равна 3-5d.

Форму эрозированной поверхности электрода для простоты расчета представим

в виде разностороннего треугольника, основание которого равно размаху

крупномасштабного шунтирования, а высота – допустимой выработке толщины

стенки электрода.

Примем длину эрозированной зоны



эр

=4d, а глубину допустимой

выработки равной h

эр

=5∙10

-3

. В этом случае оббьем эрозированного материала

равен:

633

1049.3105

009.0009.010514.32



































эрэрэр

hddhV



(2.21)

Для медного электрода (



=8.9∙10

кг/м

), масса уносимого материала

равна

031.01049.3109.8





эрaa



кг. (2.22)

При удельной эрозии медного электрода, равной

105









уд



кг/Кл

время работы электрода составит

1083.1

105340

031.0











с,

или 50.7 часов.

Таким образом, время непрерывной работы плазмотрона определяется

стойкостью (ресурсом) катода и равно 9.4 часа.

3 ОПРЕДЕЛЕНИЕ ХАРАКТЕРИСТИК ПЛАЗМОТРОНА

Вольт-амперная характеристика (ВАХ) дуги отражает зависимость

напряжения от силы тока при постоянстве геометрических размеров

электродуговой камеры, расхода газа, его давлении в характерном сечении и

других определяющих параметров. Для плазмотронов с гладким выходным

электродом ВАХ имеет падающий вид, и описывается следующим уравнением:

 

3.0

15.0

1290)( dp

IU 

































1 - G=2.2∙10

кг/с; 2 – G=2.86∙10

кг/с; 3 – G=1.54∙10

кг/с

Рисунок 3.1 – вольтамперная характеристика плазмотрона

Кривая, показывающая зависимость теплового КПД от силы тока при

остальных неизменных параметрах описывается следующим уравнением

 

hhG





:)(



1 - G=2.2∙10

кг/с; 2 – G=2.86∙10

кг/с; 3 – G=1.54∙10

кг/с

Рисунок 3.2 – зависимость теплового КПД

4 ВЫБОР ИСТОЧНИКА ПИТАНИЯ ПЛАЗМОТРОНА

В момент запуска плазмотрона главную роль играет источник питания,

который должен обеспечивать не только устойчивые рабочие вольт-амперные

характеристики плазмотрона, но и предоставить достаточное напряжение для

пробоя, необходимого для запуска плазмотрона. Поэтому напряжение

холостого хода источника питания должно быть больше рабочего напряжения

дуги плазмотрона. Как было показано выше, рабочее напряжение на дуге

плазмотрона 225В, сила тока – 340А. Принимаем коэффициент запаса по

напряжению равным 1,3. Тогда напряжение холостого хода источника питания

составит:

5.2922253.13.1  UU

В.

Наиболее подходящим является источник питания, выпускаемый

Запорожским заводом “Преобразователь” ДЕЗ-340/230, обеспечивающий

следующие показатели: номинальное напряжение – 230В, номинальная сила

тока – 340А, номинальная мощность – 78 кВт [3].

5 ТЕХНОЛОГИЧЕСКОЕ ПРИМЕНЕНИЕ ПЛАЗМОТРОНА

В настоящее время промышленность развивается очень высокими

темпами. Постоянно растет потребность в качественных мощных

технологических установках, обеспечивающих выработку высоких температур

при относительно высоком КПД. Плазмотроны соответствуют этим

требованиям. Их можно применять в различных отраслях промышленности, а

именно: металлургия, машиностроение, медицина и др.

Рассмотренный в данной курсовой работе плазмотрон наиболее

целесообразно применять для напыления.

Наиболее перспективным методом нанесения защитных покрытий

является плазменное напыление, при котором нагрев, плавление,

диспергирование и перенос напыляемого материала осуществляется

плазменной струей, полученной нагревом потока газа в электрическом дуговом

разряде.

Ещё одним возможным применением плазмотрона является плазменная

обработка поверхности строительных материалов. Она заключается в

оплавлении и напылении лицевой поверхности. В этом случае плазменная

струя является не только источником тепловой энергии, но и обеспечивает

протекание различных физико-химических процессов в контактной зоне.

Например, при обработке бетона его поверхность приобретает светло-зелёную

окраску. Для получения поверхности другого цвета в плазменную струю

подают соответствующие окислы металлов, которые и напыляются на бетон.