Новые плазмотроны для плазменно-порошковой наплавки

Cтатья: Автор - Сом А.И.
Журнал "Автоматическая сварка" - 1999. - №7. - стр. 44-48

Процесс плазменно-порошковой наплавки (ППН) отличается уникальными технологическими возможностями [1, 2]. Малая глубина проплавления основного металла, прецизионная точность, высокая культура производства и возможность наплавки самых разнообразных сплавов - все это делает его незаменимым при наплавке клапанов, запорной арматуры, шнеков экструдеров и термопластавтоматов, инструмента и многих других деталей. В то же время существует множество деталей, для которых ППН по разным причинам не применяется - во многих случаях из-за недостатка надежных высокопроизводительных и разнообразных по конструкции плазмотронов.
Фирмой "Плазма-Мастер Лтд." разработано семейство плазмотронов различного назначения, позволяющего в значительной степени восполнить указанный недостаток. При этом широко использованы мировой опыт и результаты собственных исследований автора. Особое внимание уделено выбору рациональной схемы ввода присадочного порошка в дугу, поиску оптимальных соотношений геометрических параметров распределительного узла и сопловой части плазмотрона, а также качеству защиты сварочной ванны.
Схема ввода порошка в дугу. Различают плазмотроны с внутренней и внешней схемами ввода присадочного порошка в дугу. В первом случае порошок поступает в дугу снаружи плазмотрона по одному или нескольким боковым каналам (рис.1, а), а во втором - внутри его в виде распределенного потока через узкую кольцевую щель между плазмообразующим и фокусирующим соплами (рис.1, б).

Возможна еще одна схема ввода порошка в дугу - аксиально через трубчатый катод (рис.1, в). Эксперименты, выполненные специалистами фирмы "Плазма-Мастер Лтд." и описанные в работе [3], свидетельствуют о ее перспективности, особенно в области высоких производительностей (>8 кг/ч). Однако из-за своей технической сложности плазмотроны с такой схемой еще не нашли практического применения, поэтому они не рассматриваются.
Плазмотроны с внешней подачей порошка достаточно широко применяются за рубежом, они проще и считаются более надежными с точки зрения засорения каналов и сопел брызгами жидкого металла, однако существенно уступают плазмотронам с внутренней подачей по эффективности нагрева и плавления порошка [4], поскольку последний здесь значительно меньше времени находится в дуге. В таких плазмотронах потери порошка и энергозатраты значительно выше. Особенно это проявляется при наплавке с большой производительностью (> 3 кг/ч). Кроме того, односторонний боковой ввод порошка приводит к деформации дуги и, следовательно, к нарушению стабильности процесса наплавки и ухудшению формирования наплавленного валика. Поэтому в своих разработках мы отдали предпочтение внутренней схеме как более эффективной.

Все плазмотроны фирмы "Плазма-Мастер" независимо от их конструктивного исполнения содержат типовой распределительный узел (рис. 2), состоящий из кольцевой камеры и равномерно расположенных по окружности продольных пазов, по которым порошок под определенным углом вдувается в дугу. Размеры, количество и наклон пазов подобраны таким образом, чтобы частицы порошка попадали в самую высокотемпературную область дуги на выходе из фокусирующего сопла.
Коэффициент равномерности распределения порошка по окружности при оптимальном расходе транспортирующего газа обеспечивается не ниже 0,8, а скорость полета частиц в момент попадания в дугу - не более 1,5…2,0 м/с.

Тепловые и энергетические характеристики плазмотронов. Основные показатели эффективной работы плазмотрона - его тепловые и энергетические характеристики. Поскольку они существенно зависят от конструкции плазмо-трона и параметров его работы, следовало найти такие типовые решения конструкции узлов, которые свели бы тепловые потери к минимуму. Особенно это касается фокусирующего сопла, являющегося дополнительным элементом в плазмотронах с внутренней подачей порошка.
Тепловые характеристики плазменной дуги исследовали способом проточного калориметрирования на модельном плазмотроне, в котором охлаждение каждого узла было автономным.
Эффективность нагрева изделия оценивали по тепловому потоку, воспринимаемого торцевой поверхностью водоохлаждаемого анода. Расход воды через анод и узлы плазмотрона измеряли ротаметрами, ток и напряжение дуги - соответственно амперметром и вольтметром класса 0,2. Разность значений температуры dТ воды на входе и выходе из плазмотрона определяли специальными термобатареями состоящими из пяти хромель-копелевых термопар и регистрировали многоточечным потенциометром КСП-4. Схему измерения температуры тарировали по эталонным ртутным термометрам с ценой деления 0,1°С. Использование термобатареи позволило без дополнительного усилителя получить первичный сигнал, достаточный для регистрации и обработки. Отно-сительная погрешность измерения dТ воды не превышала 3%.
Измерения проводили при следующих сочетаниях диаметров стабилизирующего и фокусирующего сопел (Dс/Dф): 2/4; 3/6; 4,0/7,5 и 5/9 мм. Длины каждого канала стабилизирующего сопла равнялись его диаметру, а фокусирующего - 0,2 Dф. Углубление вольфрамового электрода в стабилизирующее сопло составляло 0,8 Dс, расстояние от торца плазмотрона до анода - 8 мм. Некоторые результаты исследований представлены на рис.3, 4.
На рис.3 в качестве примера показано влияние тока дуги на эффективные тепловую мощность Qu и КПД нагрева изделия Hu для плазмотрона с соплами 4,0/7,5 мм при ха-рактерных расходах плазмообразующего Qпл и транспортирующего Qтр газов. Как видно, Hu довольно высок, в интервале токов 50...250 А он составляет 80...60%, что близко к КПД плазмотронов, применяемых для сварки и резки [5, 6]. Наличие дополнительного фокусирующего сопла малой длины практически не сказывается на эффективном КПД нагрева изделия. Зафиксированное с повышением тока дуги уменьшение Hu связано с возрастанием потерь в соплах вследствие увеличения диаметра дуги [7].

Расход плазмообразующего и транспортирующего газов по разному влияет на эффективные тепловую мощность и КПД дуги.
Так, с увеличением расхода плазмообразующего газа (рис.4, а) параметры Qu и Hu несколько возрастают, достигая при Qпл=5...6 л/мин, максимума, что объясняется повышением концентрации энергии в дуге вследствие большего ее обжатия, уменьшением потерь в стабилизирующее сопло и интенсификацией конвективного теплообмена плазмы с анодом. Однако на практике этот эффект использовать нельзя, поскольку расход плазмообразующего газа приходится ограничивать из-за чрезмерного проплавления основного металла.
При увеличении расхода транспортирующего газа, наоборот, происходит уменьшение эффективных тепловой мощности и КПД дуги (рис.4, б), вызванное тем, что из-за большого диаметра фокусирующего сопла транспортирующий газ не оказывает сжимающего действия на дугу, а лишь отбирает у нее тепло. Однако поскольку это влияние незначительно, то при выборе расхода газа следует, прежде всего, исходить из условий наилучшего распределения порошка в плазмотроне.

Эффективным средством повышения тепловой мощности дуги при прочих равных условиях является уменьшение диаметра сопел плазмотрона, т.е. увеличение степени ее сжатия.
Как показывают результаты калориметрирования (рис.5, а), для данной конструкции плазмотрона уменьшение Dс/Dф с 4,0/7,5 или 5/9 до 2/4 мм повышает значения Qu более чем в 1,5 раза. Следует отметить, что значение эффективного КПД дуги при этом практически не изменяется; увеличение тепловложения в анод происходит за счет повышения напряжения на дуге (рис.5, б), т.е. в результате возрастания потребляемой от источника мощности. С уменьшением диаметра сопел растет также концентрация энергии в дуге: коэффициент сосредоточенности, измеренный по методике работы [8], увеличивается соответственно от 2,0...2,5 до 6,0...6,5 1/см*cм. Последнее является очень важным при наплавке малогабаритных изделий, так как позволяет довольно тонко регули-ровать характер передачи тепла в изделие. Однако уменьшать диаметр сопел можно лишь до определенного предела, обусловленного устойчивостью горения дуги [9, 10].
Для каждого сочетания Dс/Dф сопел существует определенный диапазон токов, в котором дуга (при наличии присадочного порошка) горит устойчиво, т.е. двойное дугообразование отсутствует, а динамический напор дуги не препятствует хорошему формированию наплавляемого валика. Экспериментально установлено, что для Dс/Dф=2/4 мм эти значения составляют 20...110 А; для 3/6 мм - 20...170 А; 4,0/7,5 мм - 30...220 А; для 5/9 - 40...300 А. Выбор того или иного сочетания сопел в каждом конкретном случае дикту-ется технологическими соображениями (необходимым тепловложением в деталь, характером распределения тепла по поверхности, производительностью наплавки и др.).