Разработка технологии и технологической оснастки для нанесения износостойких покрытий на бурильный инструмент лунохода и марсохода Часть 2

1 2 3 4

---

Конструкторская часть

Устройство и принцип работы плазматрона

Плазмотрон предназначен для плазменного напыления керамических, металлических и полимерных покрытий из порошковых материалов воздушно-плазменным напылением на наружные металлические и неметаллические поверхности.

Основные технические характеристики:

1. Номинальный рабочий ток, А, не более 300
2. Номинальная продолжительность включения, ПВ,% 100
3. Мощность, кВт, не более 80
4. Расход рабочего газа при давлении 2,5-5 атм. не более, куб.м./час  4,8
5. Расход охлаждающей воды не менее, куб.м./час 0,2-0,3
6. Габаритные размеры плазмотрона без коммуникаций, не более 65 х180
7. Масса плазмотрона без коммуникаций, кг. не более 1,1

Общий вид плазмотрона показан на чертеже.

Плазмотрон состоит из двух основных частей анодной 1 и катодной 3, соединенных гайкой поз.16 и электроизолированных друг от друга изолятором 2.

В катодной части основной деталью является водоохлаждаемый катод, изготовленный из меди с тугоплавкой гафниевой вставкой. Катод закреплен на катододержателе. Гайка-завихритель имеет резьбу на внутренней поверхности для соединения с катододержателем и четырехзаходную резьбу с крупным шагом на наружной поверхности для завихрения воздуха, проходящего между гайкой-завихрителем и втулкой.

В катододержатель запрессована медная трубка, служащая для улучшения обтекания катода охлаждающей водой. Катододержатель закреплен внутри текстолитовой втулки поз.3,имеющей каналы для протекания воды и рабочего газа. Закрепление катододержателя во втулке осуществляется с помощью гайки поз.5 посредством разрезной шайбы поз.6 и компенсаторной прокладки,служащей для регулировки расстояния между катодом и вставкой. Втулка закрепляется внутри корпуса с помощью двух винтов М4. Вставка прижимается к втулке с помощью крышки,имеющей резьбу на внутренней части, посредством которой она соединяется с корпусом местах, где это необходимо, устанавливаются резиновые манжеты с целью исключения выхода наружу воды и рабочего газа.

В анодной части основной деталью является водоохлаждаемый анод процессе работы плазмотрона между катодом и анодом горит электрическая дуга, нагревающая плазмообразующий газ. Анод установлен внутри корпуса анода. Корпус анода имеет два штуцера для подвода и отвода охлаждающей воды. Анод закреплен внутри корпуса анода с помощью крышки. Крышка соединяется с корпусом анода посредством резьбового соединения. Между анодом и корпусом анода с помощью втулки установлен текстолитовый вкладыш, служащий для направления потока охлаждающей воды. В крышку запрессован медный вкладыш, имеющий два отверстия для подачи порошка. Соответствующие отверстия с резьбой выполнены и в крышке .

Для подвода коммуникаций используется специальный текстолитовый насадок, имеющий соответствующие каналы и устанавливаемый на катодной части плазмотрона.

Принцип действия плазмотрона основан на явлении перехода газа в состояние плазмы при разогреве его до высоких температур. В данном плазмотроне нагрев газа осуществляется электрической дугой, зажигаемой между катодом и анодом.

Порядок запуска плазмотрона следующий. В зазор между вкладышем и корпусом подается плазмообразующий газ, который проходя по специальному каналу во вкладыше попадает в зазор между катододержателем и втулкой. Затем проходя по резьбе гайки-завихрителя завихренный воздух попадает в пространство между катодом и вкладышем. Далее он проходит внутри анода и выходит наружу через сопло вкладыша.

Одновременно с плазмообразующим газом в плазмотрон подается охлаждающая жидкость(вода). Плазмотрон имеет два охлаждающих контура отдельно для катодной и анодной части. Вода, охлаждающая катоднуючасть подается внутрь катододержателя, проходит по нему к катоду, обтекая его внутреннюю поверхность и трубку, протекает по зазору между трубкой и катододержателем, охлаждая последний. Затем вода попадает в специальное отверстие в катододержателе, протекает по винтовому каналу во вкладыше поз.3, охлаждая корпус, попадает в зазор между катододержателем и вкладышем и по нему вытекает наружу.

Для охлаждения анодной части вода подается в один из штуцеров корпуса анода, протекает по каналам анода, охлаждая его, через специальное отверстие во вкладыше попадает в зазор между вкладышем и корпусом анода, охлаждая также и крышку с вкладышем.  Затем вода через второй штуцер корпуса анода выходит наружу [7].

Основная электрическая дуга, служащая для разогрева плазмообразующего газа должна загореться между катодом и анодом. Ток этой дуги 200-300 А. Расстояние между катодом и анодом достаточно велико (около 50 мм),и зажигание дуги между ними может быть затруднено. Конструкция плазмотрона позволяет облегчить этот процесс. Прежде чем подавать напряжение на катод и анод для основной дуги, зажигают так называемую дежурную дугу между катодом и вставкой. Ток этой дуги около 80 А. Дежурная дуга горит 3-4 сек. и предназначена для ионизации пространства между основным анодом и катодом, создания, таким образом, токопроводящей среды между ними и облегчения зажигания основной дуги. После истечения 3-4 сек. дежурная дуга гасится и напряжение подается на основные катод и анод. Между ними загорается основная дуга, нагревает плазмообразующий газ и из сопла вкладыша начинает вытекать плазменная струя.

Электрический ток подается на катод через катододержатель, с помощью закрепления клеммы на его резьбовой части. На вставку, электроизолированную от катода и анодной части плазмотрона текстолитовыми втулками и шайбами, ток подается через корпус и крышку.На анод ток подается через корпус анода с помощью закрепления клеммы на одном из штуцеров для подачи воды.

После выхода плазмотрона на устойчивый режим работы через отверстия в крышке и вкладыше на срезе сопла внутрь плазменной струи с помощью потока транспортирующего газа подается порошок материала наносимого покрытия. Порошок расплавляется плазменной струей и увлекаемый ей попадает на подложку.

Данный плазмотрон предназначен для работы в составе установки для плазменного напыления, показанной на плакате. Установка имеет приспособления для закрепления плазмотрона и подводимых к нему коммуникаций. Плазмотрон закрепляется  с помощью хомутового зажима.

 

Классификация питателей-дозаторов.

В настоящее время создано большое количество различных порошковых питателей установок для плазменного напыления. По принципу работы они делятся на питатели пневматического, вибрационного и механического типов. Существуют также питатели смешанного типа, например вибрационно-пневматического.

В питателях пневматического типа используется поток (струя) газа. создающий псевдосжиженный слой порошка и увлекающий его в виде взвеси из бачка и шланг, по которому газ транспортирует порошок к плазматрону.

В питателях вибрационного типа высыпанию порошка из бачка под действием силы тяжести способствует вибрация. Транспортирующий газ подхватывает и увлекает порошок. При наличии патрубка (байпаса), соединяющего полости бачка н приемного стакана, перепад давления между ними равен нулю, поэтому питатели вибрационного типа лишены недостатков, свойственных пневматическим. Однако процесс вибрации весьма чувствителен к трудно регулируемым и не поддающимся контролю факторам, например резонансу, распределению массы в системе и др. Стабильность работы вибраторов, а следовательно, и питателя резко нарушается даже при незаметных изменениях силы тока (для электровибратора) или подачи воздуха (для пневмовибратора) и при неизбежном вследствие расходования порошка изменении массы бачка.

Работа питателей механического типа основана на использовании движущихся деталей роторов, шнеков, лопастей, лопаток и т. п., передвигающих порошок к отверстию, через которое он высыпается из бачка. Транспортирующий газ подхватывает порошок уже за пределами бачка. В этих питателях на порошок не воздействуют ни струя газа, ни вибратор, поэтому они не имеют недостатков, описанных выше. Главная трудность, которая возникает при конструировании механических питателей, заключается в том, что движение деталей в порошке, являющемся абразивным материалом, приводит к интенсивному их износу. Кроме того, порошок заполняет зазоры между перемещающимися деталями, вследствие чего происходит заклинивание и питатель часто выходит из строя. Для предотвращения попадания порошка в зазор необходимо, чтобы все его частицы были больше величины зазора. Следовательно, питатели механического типа могут применяться только для порошков с размером частиц не менее 50 мкм. Между тем порошки для напыления обычно содержат более мелкозернистые фракции и значительное количество пылевидных частиц. Для таких порошков используются питатели для серийных установок плазменного напыления.

 

Описание конструкции и работы роторного дозатора.

В рамках дипломного проекта была разработана конструкция роторного дозатора. Проектируемый роторный дозатор является питателем механического типа.

Внешний вид проектируемого роторного дозатора показан на рис. 19. На рис. 20 показан роторный дозатор в составе плазменной установки.

Сборочный чертеж роторного дозатора представлен в приложении А (рис. А.1.)

 

Рисунок 13 — Роторный дозатор в составе установки воздушно-плазменного

 

Рисунок 14 –Роторный дозатор в составе установки воздушно-плазменного напыления

В бачок поз.1 дозатора засыпается напыляемый материал в виде порошка и завинчивается крышкой поз.2. Работа дозатора основана на использовании движущейся лопатки ротора поз.3, передвигающей порошок к отверстию поз.4, через которое он высыпается из бачка. Для передачи вращающего момента ротору используется электродвигатель поз.5, который крепится к корпусу поз.6 четырьмя болтами поз.7. Для выравнивания давления, в бачок подается воздух через трубку поз.8 . Для того, чтобы прочищать дозатор и удалять остатки порошка, дозатор выполняют сборным. Для ссыпания остатков порошка используется крышка поз.9, а для доступа к лопаткам ротора крышка поз.10 (которая может быть откручена с помощью болтов поз.11).

Дозировка порошка регулируется скоростью вращения ротора.

 

 

Выбор режимов напыления

Основными технологическими параметрами, определяющими свойства покрытий, являются величина тока дуги плазматрона, а так же расход и состав плазмообразующего газа. В связи с этим построение математической модели, устанавливающей связь между этими параметрами с температурой и скоростью напыляемых частиц, является важным этапом выбора режима напыления и управления процессом.

Необходимость расчета температуры частиц при плазменном напылении обусловлена тем, что она определяет свойства покрытий (прочность сцепления, когезионную прочность, структуру, пористость и т.п.), ее можно регулировать в широких пределах путем изменения технологических параметров, в случае применения сложных соединений она не должна превышать температуру их термического превращения или разложения. Кроме того, экспериментальный подбор режимных параметров напыления – это трудоемкий процесс, при котором для каждого материала требуются многочисленные лабораторные исследования.

 

 

Структура математической модели

При построении математической модели процесса плазменного напыления были проведены теоретические или экспериментальные исследования на всех стадиях, изображенных на рис. 2.1.

Рисунок 15 – Стадии процесса плазменного напыления при построении математической модели

 

Температуру напыляемых частиц рассчитывают в следующей последовательности.

1. По заданным значениям тока дуги /, расхода С и состава С плазмообразующего газа определяют удельную энтальпию газа Яудо на срезе сопла плазмотрона.
2. Вычисляют температуру Т0 и скорость ν0 струи на срезе сопла плазмотрона.
3. Рассчитывают температуру Тs(x) и скорость νs(х) струи на различных расстояниях от среза сопла плазмотрона.
4. Плазменную струю разбивают на отрезки, в пределах которых ее температуру и скорость принимают постоянными, и для каждого отрезка вычисляют свойства плазмообразующего газа.
5. Определяют скорость νч(х) напыляемых частиц.
6. Рассчитывают температуру Тч(х) частиц на различных расстояниях от среза сопла плазмотрона.
7. Находят зависимость пористости покрытия П и коэффициента использования материала (КИМ) от температуры и скорости части

 

Энергетические и тепловые характеристики плазматрона

Важным звеном при построении математической модели процесса плазменного напыления является описание плазмотрона. В результате математического моделирования плазмотрона необходимо получить взаимосвязь энергетических и тепловых характеристик с удельной энтальпией, скоростью и температурой плазменной струи на срезе сопла.

Энергетической характеристикой плазмотрона является его вольтамперная характеристика, позволяющая определить мощность дуги. К его тепловым характеристикам относятся потери мощности на охлаждение электродов и термический коэффициент полезного действия.

В технологии плазменного напыления наибольшее распространение получили две схемы плазмотрона: с «короткой» самоустанавливающейся дугой (рис. 2.2, а) и с фиксированной длиной дуги lд.к. с помощью нейтральных межэлектродных вставок (рис. 2.2, б).

 

Рисунок 16 – Схема плазматрона с «короткой» самоустанавливающейся дугой (а) и фиксированной длиной дуги (б)

 

На сегодняшний день методик точного расчета интегральных характеристик дугового разряда не существует. Поэтому для расчета параметров плазмотронов при турбулентном теплообмене между дугой и потоком плазмообразующего газа используют критериальный и эмпирический методы с применением соответствующих зависимостей. Рассмотрим эти методы более подробно.

Критериальный метод основан на экспериментальном нахождении критериальных зависимостей геометрически подобных плазмотронов. При его использовании критериально обобщенную вольтамперную характеристику и термический коэффициент полезного действия η представляют в следующем виде:

;                                                                 (2.7)

,                                                           (2.8)

где коэффициенты А, С показатели степени α, β, γ, δ, a, b, c и d – постоянные для конкретной конструкции плазмотрона; U – напряжение дуги; I – величина тока дуги; G – расход газа; d – диаметр сопла; l – длина дуги; Р – давление.

Зависимости (2.7) и (2.8) составлены из критериев, которые наиболее точно отражают характерные процессы взаимодействия дуги с потоком газа:

1)  l/d – критерий геометрического подобия. При малом отношении l/d вольтамперные характеристики имеют нисходящий характер, а при больших l/d – параболический (вначале нисходящий, а затем восходящий). Оптимальная длина дуги, при которой ее полезная мощность имеет наибольшее значение, ;

2) l2/Gd – энергетический критерий, характеризующий интенсивность энерговыделения в газе при протекании электрического тока за счет джоулевой энергии

.

Энергия газа GH определяется по формуле:

.

Поскольку в зависимостях (2.7), (2.8) значения σН учтены в коэффициентах А и С, при использовании другого газа они будут несправедливы;

1. критерий G/d, характеризующий режим течения газа в канале,

.                                                                      (2.9)

Среднее значение скорости также учитывается коэффициентами А и С;

4) критерий Pd определяет напряжение пробоя, он представляет собой отношение диаметра сопла к длине пробега электрона Pd ~ d/λ1.

С помощью значений критериально обобщенных вольтамперных характеристик и η можно вычислить удельную энтальпию

(2.10)

и затем определить Т0 и ν0 на срезе сопла.

Критериальный метод, в основном, применяют для расчета плазмотронов большой мощности. Его преимущество по сравнению с эмпирическим методом состоит в том, что зависимости (2.7) и (2.8) имеют обобщенный характер. Это позволяет при использовании различных конструкций плазмотрона не проводить экспериментального определения вольтамперных характеристик. Однако точность этого метода гораздо меньше точности эмпирического метода.

Эмпирический метод заключается в том, что при различных расходах и составах газов для конкретного плазмотрона находят вольтамперную характеристику. Для плазмотронов с самоустанавливающейся дугой при различном расходе газа (см. рис. 2.2, а) такая зависимость представлена на рис. 2.3.

В случае постоянного расхода газа (G = const) эти характеристики можно описать уравнением параболы

,                                                                                      (2.11)

где U, I – напряжение и величина тока дуги соответственно; G – расход плазмообразующего газа; а, b и с – коэффициенты, полученные экспериментальным путем.

Рисунок 17 – Вольтамперная характеристика плазматрона с «короткой дугой» при расходе газа, равном 1 и 0.6г/с (соответственно кривые 1 и 2)

 

При I = const эти зависимости можно описать выражением

,                                                                                              (2.12)

где n – постоянная.

В общем виде вольтамперная характеристика плазмотрона является функцией расхода плазмообразующего газа и величины тока ДУШ:

.                                                                              (2.13)

Для плазмотронов с фиксированной длиной дуги (см. рис. 2.2, б) коэффициент а в выражениях (2.11) и (2.12) равен или очень близок к нулю.

Количество теплоты, передаваемое охлаждающей воде,

,                                                                                     (2.14)

Где d и k – константы.

Поскольку критериальные зависимости не учитывают состав газа и точность расчета напряжения и термического КПД не превышает 20…40 %, их использование в математической модели процесса плазменного напыления нецелесообразно. Повысить точность можно путем применения следующих выражений;

,                                                                        (2.15)

,                                                                             (2.16)

где Q – тепловые потери плазмотрона; а1, а2, а3, а4, а5, а6 – экспериментальные коэффициенты, зависящие от конструкции плазмотрона.

В случае использования в качестве плазмообразующих газов смесей аргон-азот, воздуха и других выражения (2.15) и (2.16) преобразуются с незначительным снижением точности к виду

,                                                                  (2.17)

,                                                                                (2.18)

где к1, к2 – константы, зависящие от конструкции плазмотрона.

Расход и состав плазмообразующего газа связаны с расходами аргона и азота соотношениями

,                                                                                              (2.19)

,                                                                                  (2.20)

где G1, G2 – расходы аргона и азота соответственно.

Из приведенных выше выражений можно получить удельную энтальпию плазмообразующего газа

.       (2.21)

Далее по термодинамическим зависимостям находят универсальную газовую постоянную и температуру  на срезе сопла.

Скорость струи на срезе сопла определяют по выражению

,                                                                                             (2.22)

где Р – давление; dс – диаметр сопла.

Зависимости средней массовой температуры и скорости струи от мощности и расхода плазмообразующего газа показывают, что , а это, в свою очередь, подтверждает справедливость формулы (2.22).

Тепловые и динамические параметры плазменной струи

Строгой теории расчета параметров плазменных струй нами не обнаружено, однако общая постановка задачи по исследованию высокотемпературных струй представлена в ряде работ. При этом было получено хорошее совпадение экспериментальных данных с результатами теоретических расчетов для начального участка воздушной плазменной струи, причем вместо уравнения состояния для изобарических потоков было использовано аппроксимирующее уравнение Бейда для связи плотности с энтальпией плазмы в виде

.                                                                                                (2.23)

Применение этого уравнения позволяет учесть процессы диссоциации и ионизации, происходящие в газе при высоких температурах. Схема для расчета параметров струи, распространяющейся параллельно оси х, приведена на рис. 2.4. Условно струю можно разделить на три участка: начальный, переходный и основной. Рассмотрим каждый из них в отдельности.

 

Рисунок 18 – Схема для расчета параметров струи

 

Принимая струю полностью турбулентной, в уравнении энергии можно пренебречь членами, учитывающими энергию излучения, а в уравнениях движения – членами, учитывающими молекулярную вязкость и теплопроводность.

уравнение движения

,                                                       (2.24)

уравнение неразрывности

,                                                                        (2.25)

уравнение энергии

,                                       (2.26)

где u и v – мгновенные значения составляющих скорости; ρ и p – мгновенные значения плотности и давления соответственно.

Составляющая нормального напряжения в направлении оси абсцисс

,                                                                      (2.27)

а в направлении оси ординат

.                                                                      (2.28)

Составляющая тангенциального напряжения

.                                                                                (2.29)

Количество теплоты, проходящее в единицу времени через единицу площади в направлении осей х и у,

,

где λ – коэффициент молекулярной теплопроводности.

При решении системы уравнений (2.24) – (2.26) используем модель турбулентности Прандтля, что позволяет получить хорошее согласование результатов расчетов с экспериментальными данными для сжимаемой жидкости. При этом напряжение турбулентного трения τt и перенос теплоты wt запишем в виде

;

,

где lu, lt – длина пути при переносе массы и теплоты; ε и λt – коэффициенты турбулентности и теплопроводности.

В результате изменения начального подогрева Hн (т. е. отношения энтальпии газа при 20 °С к энтальпии при искомой температуре) и скорости истечения плазмы были определены углы раскрытия струи и распределение скорости и температуры в пограничной зоне.

Длину начального участка, в ядре которого температуру и скорость струи принимают равными значениям на срезе сопла плазмотрона, приближенно можно рассчитать по формуле

,

где Rc – радиус сопла, мм; α – экспериментальный коэффициент, равный 0,143; φ1 – внутренняя граница струи (находится из решения (2.27)-(2.29)).

За пределами ядра профиль энтальпии определяется соотношением

,

где Н0, Н1, Н2 – значения удельной энтальпии на срезе сопла плазмотрона, в рассматриваемом участке и на внешней границе струи;

,

где y2, y1 – ординаты внешней и внутренней границ начального участка.

Профиль скорости струи можно найти по выражению

.                                                                            (2.31)

Основное количество теплоты частицы получают на начальном участке струи. Из совместного решения интегральных соотношений законов сохранения импульса и энергии и уравнения состояния газа получено выражение для длины начального участка:

,                                                                 (2.32)

где СH – экспериментальная константа начального участка; В1, В2 и В3 – функции начального подогрева струи и состава газа.

Коэффициенты B1, B2 и В3 в выражении (2.32) определяют по зависимостям

;                                             (2.33)

;                                                (2.34)

.                                             (2.35)

Поскольку расчет длины начального участка плазменной струи по выражению (2.32) довольно громоздкий, для аргоноазотной плазмы предварительно рассчитанные нами значения были аппроксимированы равенством вида

.                                 (2.36)

Значения длины начального участка в дальнейшем используются для расчета температуры и скорости в переходном и на основном участках струи. Температура на оси переходного участка

.                                                            (2.37)

Температуру и скорость на оси основного участка можно описать следующими выражениями:

;                                                           (2.38)

,                                                            (2.39)

где  – температура окружающей среды; хн – длина начального участка струи; С0 – экспериментальная константа, равная для аргона 0,01, а для азота – 0,001 (для аргоноазотной струи изменяется линейно от 0,01 до 0,001 в зависимости от массового содержания азота в смеси).

Радиальное затухание температуры и скорости в переходном и основном участках можно описать профилями Шлихтинга

(2.40)

где , – скорость и температура на оси струи соответсвенно; – безразмерная ордината.

Коэффициент n в выражениях (2,33) – (2.35) зависит от состава плазмообразующего газа, его можно определить по соотношению (2.41) с использованием удельной энтальпии и плотности, рассчитанных по методике, изложенной в § 2.4. Значения n для аргоноазотной смеси с массовым содержанием азота до 30%, находящиеся в пределах 0,575 – 0,668, были аппроксимированы нами выражением

.                                                                                   (2.41)

Рисунок 19 – Теоретический и экспериментальный профили скоростей (кривая 1), полученный для плазменной струи при v0 = 1100м/с и для несжимаемой жидкости (кривая 2)

Проведенные расчеты показывают, что при малом подогреве плазменные струи подобны газодинамическим струям. Теоретический и экспериментальный профили скоростей в безразмерных координатах представлены на рис. 2.5. Следует отметить, что эти профили скоростей (как и температур) полнее, чем для неизотермических струй и несжимаемой жидкости. Все это указывает на возможность более эффективного использования плазменной струи при проведении технологических процессов.

Анализ результатов экспериментальных исследований плазменных струй показывает достаточную сходимость полученных результатов. Расхождение теоретических и экспериментальных данных составляет не более 15…20 %, что находится в пределах необходимой точности технологических расчетов.

 

 

Термодинамические и переносные свойства плазмообразующих газов

При напылении в качестве плазмообразующего газа обычно используют аргоноазотную смесь, с помощью которой можно наносить покрытия из различных материалов. Аргон и азот не взрывоопасны, относительно доступны и дешевы. В последнее время для этих целей все чаще применяют воздух.

При расчете температуры частиц в плазменной струе наиболее рационально использовать экспериментальные данные по свойствам газов. Поскольку результаты расчетов из различных источников существенно отличаются, их применение может привести к значительным ошибкам.

Большой практический интерес представляет разработанная в МГТУ им. Н.Э.Баумана универсальная программа для расчета состава и параметров многокомпонентных термодинамических систем «Астра». С помощью этой программы можно вычислить следующие термодинамические свойства: плотность, теплоемкость, удельную энтальпию и число грамм-молей в 1 кг газа для любого состава газовой смеси. По программе «Астра» были выполнены расчеты термодинамических свойств аргоноазотной смеси в интервале температур 1 000…15 000 К. Однако поскольку при использовании программы «Астра» требуются большой объем машинной памяти и много времени, ее применение при расчете плазменного напыления нецелесообразно.

Рассчитанные по программе «Астра» свойства аргоноазотной смеси и воздуха были аппроксимированы полиномами с помощью программ APLL, APFS и FFCT библиотеки стандартных подпрограмм ЕС–1022. При этом было принято, что fi(x), qi(x), I = 1,2,…, m – функции, найденные при относительных температурах x = x1,x2,…,xn.

Коэффициенты аппроксимации

(2.42)

должны быть определены так, чтобы выполнялось условие

,                                                      (2.43)

Где W(x) – весовая функция.

Необходимое условие минимума имеет вид

i = 1,2,…,m.                                                                              (2.44)

Таким образом, получаем систему m линейных уравнений с m неизвестными Ci. Система уравнений (2.44) составляется программой APFS. С помощью программы APLL осуществляют решение этой системы и расчет коэффициентов Сi, i = 1,2,…,m, при которых число lm минимально. Программа FFCT предназначена для ввода аппроксимируемых свойств, параметров х и функций qi(х), которыми производится аппроксимация.

Разложение многочлена Р(х) можно проводить по любым функциям у(х). В наиболее простом случае – это разложение по степеням х. Ошибка, с которой осуществляется разложение функции по степеням х порядка первого отброшенного члена, т. е. lm ≈ Q(xm+1), на границе значений аргумента становится довольно большой. Эту ошибку можно существенно уменьшить, разлагая многочлен Р(х) по полиномам Чебышева. По рассчитанным коэффициентам Ci при полиномах Чебышева были получены выражения для вектора С при степенях х, что позволило, не снижая точности, сократить объем вычислений. Диапазон значений температур был сокращен до интервала от -1 до 1 путем преобразования х = (Т — 8000)/7000, что значительно уменьшает ошибки при округлении. Функции, с помощью которых были аппроксимированы термодинамические значения, описаны в подпрограмме FFCT. Все рассматриваемые точки были взяты с одинаковым весом -1,0. После расчета коэффициентов при полиномах Чебышева были определены коэффициенты в случае разложения по степеням х. Затем были вычислены значения функции (например, плотности) при температурах 1000, 2000, 3000,…, 15000 К и относительная ошибка.

Наибольший практический интерес представляет аргоноазотная смесь с массовым содержанием азота до 30%, так как дальнейшее увеличение содержания азота в смеси не приводит к заметному улучшению качества покрытий. Кроме того, эрозия электродов плазмотрона с увеличением содержания азота в плазмообразующем газе значительно возрастает. В связи с этим выражения для вычисления плотности, удельной энтальпии, теплоемкости и числа грамм-молей в 1 кг газа были получены для аргоноазотной смеси с массовым содержанием азота до 30%. Для этой цели по описанной выше программе были найдены коэффициенты аппроксимирующих полиномов, описывающие свойства чистого аргона и аргоноазотной смеси с массовым содержанием азота 30%.

Термодинамические свойства аргоноазотной смеси с массовым содержанием азота до 30 % можно вычислить по формуле

(2.45)

где Ciar – коэффициенты разложения свойств аргона в ряд Тейлора; – коэффициенты разложения свойств аргоноазотной смеси с массовым содержанием азота 30%; С – массовое содержание азота в аргоноазотнои смеси; х – безразмерная температура, изменяющаяся от -1 до 1.

Для расчета плотности и числа грамм-молей в 1 кг газа в интервале температур 1 000…15 000 К использовалась безразмерная температура xs в виде

.

Теплоемкость и удельную энтальпию можно определить по формуле (2.45) в интервале температур 4 000…15 000 К. При этом

.

В интервале температур 1 000…4 000 К теплоемкость вычисляется по выражению

.                                                                                (2.46)

Удельную энтальпию аргоноазотной смеси можно найти по выражению (2.45), начиная с температуры 4000 К, что вполне достаточно, так как температура на срезе сопла плазмотрона при плазменном напылении выше 4000 К.

Термодинамические свойства аргоноазотной смеси (плотность и число грамм-молей в 1 кг смеси), определенные по выражению (2.45) с коэффициентами, отличаются от рассчитанных по программе «Астра» не более чем на 6%, теплоемкость – на 7%, а удельная энтальпия – на 7,5%.

Зависимости теплоемкости аргоноазотной смеси от температуры газа приведены на рис. 2.6. Сплошные линии соответствуют значениям свойств газа, рассчитанным по программе «Астра», а пунктирные – по выражениям (2.45), (2.46).

Рассмотрим такие переносные свойства аргоноазотной смеси, как вязкость и теплопроводность. В качестве исходных для расчета взяты усредненные по литературным источникам значения вязкости и теплопроводности чистых газов аргона и азота.

Рисунок 20 – Зависимости значения теплоемкости аргоноазотной смеси отзначения температуры газа:

1 – 70%Ar +30%N2; 2 – 80%Ar +20%N2; 3 – 90%Ar +10%N2; 4 – 100%Ar

 

Вязкость аргоноазотной смеси определяли по формуле

.                                                                                (2.47)

Предположение линейной зависимости вязкости от массового содержания азота вполне оправдано. Предварительно проведенные исследования влияния свойств газа на температурное состояние напыляемых частиц показали, что двукратное изменение вязкости газа практически не вызывает изменения температуры частиц. Значения же вязкости чистых аргона и азота от температуры отличаются не более чем в 2 раза.

Более сложен расчет теплопроводности смеси газов. Это связано с тем, что теплопроводности аргона и азота отличаются в несколько раз, а теплопроводность аргоноазотной смеси, как показали проведенные нами исследования, необходимо определять с высокой точностью.

Простое эмпирическое выражение для нахождения теплопроводности смесей имеет вид

,                                                               (2.48)

где xi — относительная мольная концентрация i-го компонента, которую можно выразить через массовую концентрацию и числа грамм-молей в 1 кг газа соотношением

.                                                                                   (2.49)

Результаты расчетов теплопроводности смеси газов по формуле (2.48) хорошо согласуются со значениями, полученными экспериментальным путем, при температурах в несколько сот градусов. В области высоких температур справедливость выражения (2.48) сомнительна. В диапазоне температур 1 000…15 000К для определения теплопроводности смеси газов можно использовать приближенную формулу

(2.50)

где

(2.51)

Зависимость теплопроводности аргоноазотной смеси от концентрации азота при различной температуре (формула (2.50)) приведена на рис. 2.7. Поскольку изменение теплопроводности от массового содержания азота отличается от линейной зависимости менее чем на 30 %, теплопроводность смеси можно найти по уравнению

(2.52)

Рисунок 21 – Зависимости значения теплопроводности аргоноазотной смеси от значения концентрации азота, полученные при температуре 5000…11000К (кривые 1-7 соответственно)

 

Вязкость и теплопроводность чистого аргона и азота, необходимые для расчета  и , были определены по выражению

,                                                                                             (2.53)

Где для вязкости , а для теплопроводности .

Полученные коэффициенты Ci использованы в подпрограмме PROP для вычисления свойств газа в зависимости от температуры и массового содержания азота в аргоноазотной смеси.

Таким образом, с помощью полученных выражений (2.45) и (2.52), (2.53) можно быстро и с достаточной степенью точности рассчитать термодинамические и переносные свойства аргоноазотной смеси, необходимые для определения температуры частиц при плазменном напылении.

 

 

Расчет параметров частиц в плазменной струе

Скорость напыляемых частиц при плазменном нанесении покрытий определяют из уравнения движения

,                                                                         (2.54)

где ρч, νч, dч – плотность, скорость и диаметр частиц соответственно; ρп, νп – плотность и скорость плазменной струи соответственно; Сd – коэффициент гидродинамического сопротивления.

В расчетах обычно используют значения коэффициента гидродинамического сопротивления, полученные для одиночной сферической частицы, движущейся с постоянной скоростью в неподвижной несжимаемой жидкости бесконечной протяженности. Однако условия, при которых происходит движение порошка в плазменной струе, существенно отличаются от перечисленных выше. Поскольку учесть все особенности движения частиц в струе не представляется возможным, при плазменном напылении наблюдается существенное расхождение рассчитанной и измеренной скоростей.

В ряде работ показано, что вольфрамовые частицы ускоряются в плазменной струе значительно быстрее, чем это следует из уравнения (2.54) с использованием значений коэффициента гидродинамического сопротив-ления, полученных с помощью теории газодинамики. Уже на расстояниях в несколько миллиметров от среза сопла частицы приобретают скорость, которая на всем протяжении в струе практически не изменяется.

В связи с большим ускорением частиц в струе сделано предположение, что они, начиная с момента ввода в плазмотрон, движутся с постоянной скоростью. Это основано, в свою очередь, на предположении о том, что температура потока не зависит от радиуса струи. На самом же деле в центре струи температура и скорость больше соответствующих значений в периферийной зоне. Напыляемый материал при вводе в плазмотрон (струю) вначале попадает в периферийную, относительно холодную, часть струи. В реальных условиях частица достаточно длительное время находится в относительно холодных областях струи. Поэтому сделанные предположения о мгновенном ускорении частиц и постоянном профиле температур в канале и на срезе сопла плазмотрона взаимно компенсируют друг друга и мало сказываются на температуре частиц, так как последняя пропорциональна температуре струи и времени нахождения частиц в струе газа.

Рисунок 22 – Фоторазвертка плазменной струи с напыляемыми частицами

 

Рисунок 23 – Фоторазвертка плазменной струи с частицами, полученная

с помощью ИССО-1

 

Скорость частиц является предметом экспериментального изучения многих исследователей. Однако использовать экспериментальные данные других авторов не представляется возможным, поскольку эксперименты были проведены на различном оборудовании, а режимы напыления в литературе описаны не в полной мере. В связи с этим с помощью скоростной киносъемки камерой СКС-1М была получена фоторазвертка плазменной струи с напыляемыми частицами (рис. 2.8), а измерителем скорости светящихся объектов ИССО-1 (рис. 2.9) была определена скорость частиц различной плотности и грануляции. Плотность частиц (Al2O3, СНГН, ПХ18Н9Т, TiNi, Mo и W) предварительно получали методом гидростатического взвешивания, ее пределы составляли 3000…19300кг/м3. Размеры частиц были равны 50…63, 63…100 и 100…160 мкм. Режим работы плазмотрона задавали величиной тока дуги, расходом и составом плазмообразующего газа, в качестве которого была использована аргоноазотная смесь с массовым содержанием азота от 0 до 30 %. Скорость частиц в зависимости от их плотности и грануляции и от скорости и плотности газового потока была аппроксимирована по методу наименьших квадратов соотношением

,                                                                                              (2.55)

Плотность и скорость плазменной струи в соотношении (2.55) были рассчитаны с использованием программы «Астра». В результате было получено выражение для определения скорости частиц

,                                                                                             (2.56)

которое справедливо для частиц диаметром 50…200мкм при изменении их плотности в пределах 3 000…19 300кг/м3, а также скорости и плотности плазменной струи в диапазоне 400…1200м/с и 0,034…0,05кг/м3 соответственно. Выражение (2.56) описывает экспериментальные данные в указанных пределах со среднеквадратичной ошибкой 10,5%. Так как плотность плазмообразующего газа изменяется незначительно, в уравнении для расчета скорости частиц ее изменением можно пренебречь. С учетом этого выражение (2.56) преобразуется к виду

,                                                                                          (2.57)

Нами также получено выражение, связывающее скорости напыляемых частиц и плазменной струи:

,                                                                                               (2.58)

где а и b – численные константы, зависящие от плотности и диаметра частиц (в частности, для частиц железа а = 20 и b = 0,6 м/с).

В исследуемом нами интервале скоростей плазменной струи скорости частиц, вычисленные по выражениям (2.57) и (2.58), отличаются не более чем на 5%. Это свидетельствует о достаточной точности и универсальности выражений (2.56) и (2.57).

Таким образом, получены выражения для расчета скорости, а значит, и времени нахождения частиц в струе, которое необходимо для определения температуры напыляемых частиц.

Температуру напыляемых частиц находят из уравнения теплопроводности. Частицы сложных соединений (карбиды, бориды, оксиды) имеют низкую теплопроводность. Свойства таких частиц (теплоемкость, теплопроводность и т. д.) могут существенно зависеть от температуры, а свойства плакированных частиц претерпевают скачок на границе раздела. В связи с этим расчет температуры частиц необходимо проводить не только с учетом ее зависимости от радиуса частицы, но и с учетом изменения свойств материала по радиусу.

Нагрев частицы был рассмотрен в предположении ее сферической формы, что оправдано микронными размерами частицы и ее вращением, обусловленным асимметричным вводом порошка в плазменную струю.

Уравнение теплопроводности с учетом этого при начальном условии Т(г, 0) = f(г) имеет вид

,                                                         (2.59)

Граничные условия зависят от фазового состояния частицы. Рассмотрим несколько случаев.

1. Частица находится в однофазном состоянии. Это имеет место, когда плавление частицы еще не началось либо когда она уже полностью расплавилась, но ее поверхность не достигла температуры испарения. При этом граничные условия в центре частицы имеют вид

,                                                                                                 (2.60)

а на поверхности частицы

.                                                                           (2.61)

1. Поверхность частицы достигла температуры плавления, и начался процесс плавления. Условие (2.60) в центре частицы остается без изменения, на поверхности же граничное условие с учетом начала плавления можно выразить следующим образом:

,                                                     (2.62)

1. Частица находится в двухфазном состоянии, т.е. состоит из двух слоев: внутреннего (твердого) и внешнего (жидкого). По мере дальнейшего подвода теплоты граница плавления смещается внутрь частицы. В этом случае граничные условия в центре и на поверхности частицы можно описать выражениями (2,60) и (2.61), а на радиусе плавления

,                                                                                         (2.63)

,                                                         (2.64)

1. Поверхность частицы достигла температуры испарения. В результате поступающей теплоты начинается испарение на наружной границе частицы. Так как испарившийся материал уносится плазменной струей, радиус частицы уменьшается. При этом граничное условие (2.60) в центре частицы остается без изменения, а на радиусе плавления описывается выражениями (2.63) и (2.64). На поверхности же частицы выражение (2.61) преобразуется к виду

,                                                            (2.65)

Температура поверхности частицы должна оставаться равной температуре испарения, т.е.

,                                                                                       (2.66)

В общем случае задача расчета температуры частиц в такой постановке не имеет аналитического решения, но может быть решена численно, например, с помощью метода конечных приращений. При этом вместо функции Т(r, τ) используем таблицу ее значений:

……………………………………………………

Воспользуемся неявной разностной схемой, обеспечивающей устойчивость решения при произвольном соотношении шагов, и заменим производную температуры по времени дифференциальным оператором

(2.67)

а производную температуры по радиусу – дифференциальным оператором внутри частицы

(2.68)

и дифференциальным оператором на границе

,                                                                               (2.69)

где Тi – температура на радиусе ri; Ti’ – температура на радиусе ri в момент времени, отличающийся от рассматриваемого на шаг ; и  – временной и пространственный шаги.

Разобьем радиус частицы на равные отрезки (рис. 2.10). Центру сферы соответствует точка i = 1, поверхности – точка i = k — 1, радиусу плавления – точка i = М — 1, а внешней границе сфера-газ – точка i = k. Заменив в уравнении теплопроводности частные производные соответствующими дифференциальными операторами, получим

(2.70)

Пусть длина ячейки =m=R/k-2, тогда уравнение (2.70) можно записать в виде

(2.71)

где коэффициенты сi, bi и di для i = 2,3…,k — 2 находят по формулам

Рисунок 24 – Схема для расчета температуры частиц (а) и разбиения

радиуса частицы (б)

 

(2.72)

Разложим значение температуры в точке i = 2 в ряд Тейлора

С учетом граничного условия (2.60) получим

(2.73)

Выражение (2.61) на поверхности сферы в конечной дифференциальной форме имеет вид

(2.74)

где

(2.75)

Граничные условия на поверхности сферы в случае ее плавления (2.62) и испарения (2.65), записанные в конечной дифференциальной форме, также сводятся к выражению (2.74). При этом коэффициенты ck-1, bk-1 и dk-1 в случае плавления можно определить по следующим соотношениям:

(2.76)

а при испарении

(2.77)

Условие на границе плавления внутри сферы можно записать в виде уравнения (2.71) с коэффициентами

(2.78)

Таким образом, в общем случае уравнение теплопроводности с граничными условиями сводится к системе уравнений

………………………………                                                                           (2.79)

Коэффициенты сi, bi и di в зависимости от фазового состояния частицы определяют по описанным выше выражениям (2.72), (2.75) — (2.78).

Рассмотрим решение системы уравнений (2.79). Вычтем из второго уравнения этой системы первое. После преобразований получим

(2.80)

где

(2.81)

Во втором уравнении системы (2.79) заменим Т1 выражением (2.80):

Введя значение

в результате получим

(2.82)

Чтобы исключить T2 в третьем уравнении системы, используем соотношение (2.82). Описанную последовательность расчета можно продолжить до точки i = к — 1. При этом система уравнений (2.79) преобразуется к виду

(2.83)

Знание коэффициентов и можно определить по формулам

(2.84)

где i =3,4,…,k – 1 коэффициенты q2 и h2 находят согласно выражениям (2.81).

Таким образом, расчет температуры частиц проводят в следующей последовательности. Вначале вычисляют коэффициенты сi, bi и di, а затем коэффициенты qi и hi, в порядке возрастания номеров по формулам (2.41) и (2.44) (прямая подгонка). Температуру в точках Тi, рассчитывают в порядке убывания номеров по формуле (2.83) (обратная подгонка).

Для решения уравнения теплопроводности (2.59) составлена программа, включающая случаи, когда частица находится в однофазном состоянии и когда происходит ее плавление; испарение не рассматривается.

Построение программы соответствует изложенному порядку численного решения уравнения теплопроводности. Для определения коэффициентов составлены следующие подпрограммы:

СВД1 — для сi, bi и di, когда частица находится в однофазном состоянии (по выражению (2.72));

СВД2 — для ck-1, bk-1 и dk-1 (по формуле (2.75));

СВДЗ — для cm-1, bm-1 и dm-1 в точке плавления, находящейся внутри частицы (по формуле (2.76));

СВД4 — для ck-1, bk-1 и dk-1 (по формуле (2.76)).

Затем вычисляют коэффициенты qi и hi с помощью подпрограммы FACT.

Распределение температуры по радиусу частицы находят с помощью подпрограммы TEMP.

Особенность и сложность решения уравнения теплопроводности в случае плавления частицы связано с тем, что на каждом шаге по времени необходимо правильно определить, на какую величину сместится граница плавления. Критерием достоверности является условие (2.63). Пусть в качестве исходного значения, на которое изменился радиус плавления частицы, будет . При большом температура на границе твердой и жидкой фаз окажется ниже температуры плавления, и наоборот. Действительно, если принять большой , много теплоты расходуется на плавление этого слоя, что приводит к снижению температуры. Поскольку определить с необходимой точностью аналитически невозможно, находят путем последовательных приближений.

Описанный расчет температуры реализован в программе FUSION, исходными данными которой являются число точек и длина отрезка разбиения радиуса частицы, продолжительность нагрева, коэффициент теплоотдачи, температура плавления, удельная теплота плавления материала частицы, а также начальное распределение температуры по радиусу частицы. К выходным данным относятся распределение температуры по радиусу частицы и отклонение границы раздела твердой и жидкой фаз от сетки разбиения.

Таким образом, использование полученных выражений позволило рассчитать скорость и температуру частиц в плазменной струе с учетом изменения свойств струи.

 

 

Влияние режимов плазменного напыления на свойства покрытий

При математическом моделировании процесса плазменного напыления наиболее сложным и наименее исследованным является этап формообразования покрытия (см. рис. 2.1). Установить теоретическую зависимость свойств покрытий от температуры и скорости напыляемых частиц из-за сложного характера теплового и динамического взаимодействия частиц и подложки пока не представляется возможным.

Режимные параметры напыления (величина тока, расход и состав плазмообразующего газа), влияющие на скорость и температуру напыляемых частиц, определяют исходя из необходимости получения максимума прочности сцепления или из заданной прочности сцепления и пористости покрытия.

Наибольшую зависимость от среднемассовой температуры напыляемых частиц имеют коэффициент использования материала (КИМ), пористость и прочность сцепления покрытия с основой (рис. 2.11).

Многочисленные экспериментальные исследования подтверждают, что свойства покрытий определяются не только скоростью и температурой частиц, но и температурой подложки. При нанесении покрытий температуру подложки стремятся поддерживать постоянной, так как в противном случае по мере нагрева подложки необходима корректировка режима.

Изменение скорости частиц в пределах 40…100 м/с незначительно влияет на прочность их сцепления с подложкой. Поскольку доминирующее влияние на пористость покрытий по сравнению с их скоростью оказывает температура частиц, связь свойств покрытий с режимными параметрами напыления целесообразно устанавливать через температуру частиц.

По сравнению с прочностью сцепления менее исследована зависимость пористости покрытий от среднемассовой температуры частиц. Нами были установлены эмпирические зависимости пористости покрытий и коэффициента использования материала от среднемассовой температуры частиц. Покрытия наносили из порошков ПЦП-100, оксида алюминия (размеры частиц 50…63 и 63…100 мкм), относящегося к керамическим покрытиям, и нихрома (размеры частиц 50…63 и 63…100мкм).

Пористость измеряли методом гидростатического взвешивания. Температуру частиц Т рассчитывали согласно уравнению (2.59).

Рисунок 25 – Зависимости значений пористости (а), КИМ (б) и прочности сцепления (в) от значений температуры частиц, а так же прочности сцепления от дистанции напыления (г) при диаметре частиц

равном 40, 60 и 90мкм (кривые 1-3 соответственно)

 

С повышением величины Т наблюдается плавное изменение пористости, прочности сцепления и коэффициента использования материала (см. рис. 2.11), которое может быть описано параболической зависимостью вида

(2.85)

(2.86)

где Т – температура частиц (Т = Т/2000); b1, b2, b3 – константы, зависящие от напыляемого материала.

Константы в (2.85) и (2.86) были получены путем аппроксимации экспериментальных данных по методу наименьших квадратов.

Значения коэффициентов аппроксимации приведены в табл. 2.2.

Установлено, что зависимость (2.85) в пределах ошибки измерений (15%) удовлетворительно согласуется с экспериментальными данными; ее применение по заданной пористости позволяет определить необходимую величину Тч.

Таблица 3 – Коэффициенты аппроксимации

 

Температуру частиц, пористость покрытия и коэффициент использования материала применяют в качестве входных параметров при моделировании и поиске оптимальных режимов напыления.

Разработанная математическая модель плазменного напыления является основой для построения автоматизированных установок и систем управления процессом нанесения покрытий.

Проектная часть

Назначение участка плазменного напыления

Плазменное напыление покрытий на рабочую поверхность деталей изделий при их упрочнении и восстановлении производится оператором преимущественно вручную, особенно при сложной геометрии напыляемой поверхности и высоких требованиях к качеству покрытий.

Для получения гарантированного высококачественного плазменного покрытия на деталях важно, чтобы производственный участок был соответствующим образом оснащен и оборудован.

Участок предназначен для плазменного напыления металлических, металлополимерных композиционных и других материалов с целью получения высокопрочных, износостойких, антикоррозионных покрытий на различных материалах [5], [6].

Состав участка плазменного напыления

— Установка для напыления на воздухе и смеси воздуха с пропаном;

— камера дробеструйной подготовки напыляемой поверхности.

Несущая поверхность детали иногда требует доработки: изменения структуры или свойств механических и физических параметров. Провести такое преобразование можно, используя плазменное напыление. Процесс является одним из видов диффузии, при которой происходит металлизация внешнего слоя изделия. Для осуществления такой обработки применяют специальное оборудование, способное превращать металлические частички в плазму и с высокой точностью переносить ее на объект.

Требования к оборудованию и помещениям

При организации участка плазменного нанесения покрытий необходимо руководствоваться методическими рекомендациями «Вопросы гигиены труда и профилактики профзаболеваний при плазменной обработке металлов» Минздрава СССР, 1974 г. Участок должен соответствовать требованиям «Санитарных правил при сварке, наплавке и резке металлов», утвержденных зам. министра здравоохранения СССР, главным санитарным врачом СССР N 1069-73 от 5 марта 1973 г.

Помещение должно быть отапливаемым с естественным и искусственным освещением  Высота от уровня пола до потолка должна быть не менее 3,5 м. Свободная площадь, не занятая оборудованием, на каждого работающего должна быть не менее 10 кв.м. Размещение участков в подвальных помещениях зданий не допускается.

Стены помещений должны быть выполнены из кирпича или другого несгораемого материала и покрыты звукопоглащающей облицовкой из материала с коэффициентом поглощения звука не менее 0,7.

Уровни шума в помещениях напыления не должны превышать величины, установленной «Гигиеническими нормами допустимых уровней звукового давления и уровней звука на рабочих местах».

На участках, где производится обработка изделий массой более 20 кг, должны быть предусмотрены подъемно-транспортные механизмы.

В помещениях плазменного напыления должно быть предусмотрено аварийное освещение.

Помещение должно быть оборудовано противопожарным инвентарем, углекислотными огнетушителями марок ОУ-2 и ОУ-8, ящиками с песком.

Рекомендуемая планировка участка плазменного напыления показана на рисунке 1.

Участок для напыления должен содержать:

— бокс для напыления (2), оборудованный системой приточно-вытяжной вентиляции (3) с производительностью 3000-4000 м3/час, при работе же в  закрытом  объеме  —  местным  отсосом с производительностью 5000-6000 м3/час;

— пульт управления процессом напыления (5), соответствующий «Правилам технической эксплуатации электроустановок потребителей» и «Правилам техники безопасности при эксплуатации электроустановок потребителей», утвержденных Главным энергетическим управлением при Госплане СССР (Союзэнерго) 1 июля 1970 г.;

— установку для пескоструйной обработки поверхности изделия (1), включающую в себя: пескоструйную камеру, пистолет, приемный бункер для песка и систему шлангов для подачи в пистолет сжатого воздуха. В качестве рабочего материала используется корундовая крошка по ГОСТ 3647-80. Сжатый воздух подается в пистолет осушенным и очищенным, пройдя по технологической линии для осушки и очистки воздуха;

— слесарный верстак с набором соответствующих инструментов для проведения подготовительных и ремонтно-профилактических работ (11);

— шкаф для хранения порошковых материалов (10);

— приспособление типа «пьяная бочка» для смешивания порошков (9);

— лабораторный стол (стол оператора-напылителя) (12);

— сушильный шкаф с температурой не менее 200оС (8).

Планировка помещения должна обеспечивать свободный доступ к оборудованию и магистралям, размещенным в боксе для напыления и в пульте управления.

Оптимальная площадь участка для напыления на воздухе 36-60 кв.м.

Участок для напыления должен быть оборудован системой приточно-вытяжной вентиляции. Вентиляционные установки должны отвечать требованиям ГОСТ 124.021-75, СН 245-71 гл.5.

Участок должен иметь:

— четыре магистрали подвода и отвода воды к плазменной установке, обеспечивающие расход воды до 20 л/мин при давлении в магистрали 6-8 атм. Вода, подаваемая в систему охлаждения, должна иметь температуру 5-35оС и соответствовать ГОСТ 2874-82.  При  наличии в магистральной воде высокого уровня жесткости необходимо использовать блок автономного охлаждения  (БАО) с дистиллированой водой (14);

—  магистраль сжатого воздуха, обеспечивающую подачу рабочего и транспортирующего газа к пульту управления  плазменным распылителем и дробеструйной камерой с давлением 6-8 атм. и расходом  до 2 м3/мин.

— электроподводку:

а)  3-х фазного тока 380 В, мощностью до 80 кВт;

б) однофазного тока 220 В, до 6 кВт.

Установка и эксплуатация оборудования, подводка электропитания должны соответствовать «Правилам технической эксплуатации электроустановок потребителей», утвержденных Союзэнерго 1 июля 1970 г.

Примечание: В процессе разработки проекта участка плазменного напыления технические требования могут уточняться и дополняться по согласованию заинтересованных сторон.

Рисунок 26 – План участка плазменного напыления

1 – пескоструйная камера; 2 – камера напыления; 3 – система вентиляции и очистки воздуха; 4 –  изделие; 5 – пульт управления; 6, 7 – рабочее места операторов; 8 —  сушильный шкаф; 9 – приспособление типа “пьяная бочка”; 10 – шкаф для хранения порошковых материалов; 11 – слесарный верстак; 12 – лабораторный стол; 13 – блок электропитания; 14 – блок автономного охлаждения; 15 – компрессор.

Габаритные размеры:

Бокс для подготовки и напыления – 1500 х 1000 х 1900 мм;

Источник питания                            —   840 х   780 х  1550 мм;

Пульт управления                            —   600 х   250 х  1600 мм.

---

1 2 3 4