Особенности профилирования газовоздушных трактов малошумных плазмотронов

Внедрение плазменного инструмента в технологиях разделительной резки металлов в каждом случае должно быть обосновано его конкурентными преимуществами по сравнению с другими известными методами – лазерным, газовым и прочими. Такими преимуществами, как известно, являются высокая производительность резки в широком диапазоне толщин металлов различного сортамента, сравнительная простота управления и энергоэффективность. Однако, помимо этих критериев, в последнее время всё большее внимание стало уделяться качеству разделки и вопросам обеспечения безопасности процесса. Оба этих аспекта, применительно к технологиям плазменной резки, напрямую связаны с характеристиками плазменной дуги (струи), на формирование которой существенным образом влияют особенности профилирования газовоздушного тракта (ГВТ) плазмотрона.

Характер распределения газодинамических характеристик по тракту плазмотронов различной конфигурации анализировался авторами ранее в работе [1]. Объектом данного исследования стала конструкция газовоздушного тракта плазмотрона ПМВР производства НПП «ПОЛИГОН». При анализе были рассмотрены основные особенности строения ГВТ плазмотрона и их влияние как на формирование потока газа внутри каналов плазмотрона, так и на форму струи потока на выходе из плазмотрона. Основные факторы, которым было уделено внимание в этой работе:

1. равномерность распределения потока газа по сечению каналов плазмотрона;
2. угол раскрытия струи потока на выходе их плазмотрона;
3. расстояние от среза сопла до места начала разрушения струи потока на выходе из плазмотрона.

Как уже отмечалось ранее [1], весь газовоздушный тракт плазмотрона можно разбить на 4 части (рис.1): входная часть 1, зона выравнивания потока газа 2, завихритель 3, сопловой узел 4, за которым начинается область формирования плазменной струи.

Завихритель плазмотрона ПМВР представляет собой трапециевидную шестизаходную резьбу диаметром D=20 мм с шагом h=24 мм. Площадь сечения одного заходного профиля составляет 1 мм² (рис.2), суммарная площадь проходного сечения завихрителя – 6 мм². В ходе исследования был произведен анализ влияния угла закрутки потока газа на параметры выходной струи газа. Для этого были рассмотрены 5 вариантов конструкции завихрителя плазмотрона диаметром 20 мм с шагом резьбы от 18 до 30 мм (через 3 мм).

Для обеспечения сохранения площади проходного сечения завихрителя при изменении шага резьбы выполнялась корректировка профиля резьбовых канавок. При этом длина участка закрутки потока ПОГ оставалась неизменной.

Подача потока газа на вход в завихритель происходит через боковое отверстие (рис.2) расположенного под углом 30° к оси плазмотрона. На выходе у отверстия выполнена фаска. Выходящий из этого отверстия поток газа попадает в расширительную камеру, предназначенную для распределения потока ПОГ по сечению канала плазмотрона. Выровненный по сечению поток газа попадает в завихритель, где данному потоку газа придается вращение вокруг оси плазмотрона, необходимое для обеспечения обжатия и стабилизации электрической дуги внутри соплового узла плазмотрона. На выходе из завихрителя закрученный поток ПОГ, попадая в сопловой узел, расширяется. При дальнейшем движении через сопло поток снова сжимается, разгоняется, выполняет обжатие и стабилизацию электрической дуги. В результате формируется струя потока плазмы. Форма, размеры, характер ее поведения – все эти параметры оказывают влияние на качество процесса плазменной резки металла и формирования кромок реза.

На данном этапе исследования было рассмотрено течение потока газа по каналам плазмотрона без его нагрева при приведенных выше параметрах завихрителя. Расчетная модель плазмотрона представлена на рисунке 3.

Исследование влияния особенностей профилирования завихрителя плазмотрона на формирование плазменной струи производились с использованием расчетно-графического программного пакета SolidWorks и уточнялось по методике, примененной ранее в работе [1]. В качестве объекта анализа брался плазмообразующий газ (ПОГ) – воздух, который, как известно, при прохождении по ГВТ плазмотрона практически не изменяет своей температуры за исключением области взаимодействия с плазменной дугой в сопловом узле. Поэтому в расчетах принималось среднее значение температуры плазмообразующего газа T = 300 K и теплопроводность к стенкам канала не учитывалась. Расход газа на входе в плазмотрон – 0,01 кг/с, при необходимости учета вязкого трения значение вязкости усреднялось в исследуемом диапазоне температур и давлений (до 10 атм. на входе). Так как средняя длина свободного пробега молекул воздуха при указанных давлениях составляет 0,01 ÷ 0,1 мм, что много меньше характерных гидравлических диаметров ГВТ (2 ÷ 10 мм), то газ в плазмотроне – не кнудсеновский и его вязкость сильно зависит от давления (υ ~ P^-1) и слабее – от температуры (υ ~ Т^1/2). С учетом этих зависимостей при расчетах выбирались значения коэффициентов динамической μ = 2·10^-5 Па·с и кинематической вязкости υ = 5·10^-6 м²/с, соответственно.

Как было показано авторами в работе [1], потери давления ПОГ до его попадания в завихритель составляют до 30 % от входного значения. Потери напора ΔР в области завихрителя обусловлены резким сужением проходного сечения ГВТ на входе и расширением на выходе (гидравлические сопротивления ξ_вх≈0,4 и ξ_вых≈0,8, согласно [2]), а также изменением направления потока в завихрителе. Влияние характера закрутки на величину местного гидравлического сопротивления можно оценить по формуле [3]:

1)

ξ_зав = 0,9457·sin²(α/2) + 2,047·sin⁴(α/2),

где α = arctg(πD/h).

Потерями напора, обусловленными вязкостью газа, пренебрегаем, опираясь на оценки, сделанные в работе [1]. Расчеты сопротивлений в завихрителе (различных модификаций), а также суммарные значения сопротивления (ξ_Σ = ξ_вх + 2ξ_зав + ξ_вых) завихрителя представлены в табл.1. При этом общие потери давления в завихрителе составят 1,5÷2 атм, в зависимости от давления на входе.

Таблица 1 — Гидравлическое сопротивление завихрителя

Тип завихрителя	1	2	3	4	5
Шаг завихрителя h, мм	18	21	24	27	30
ξзав	0,611	0,562	0,516	0,474	0,435
ξΣ	2,42	2,32	2,23	2,15	2,07

Очевидно, что увеличение шага винта снижает потери гидравлического напора в завихрителе на 10-20 % (в пределах исследуемых значений h), тем самым обеспечивая большие величины абсолютной и осевой скорости потока ПОГ в сопловом узле. Однако, уменьшение шага резьбы должно увеличивать тангенциальную скорость ПОГ, обеспечивающую обжатие плазменной дуги в сопловом узле и стабилизацию струи на выходе из плазмотрона. Большие потери давления при меньших значениях шага закрутки могут снизить этот эффект за счет падения динамического напора и абсолютной скорости. Таким образом, требуется найти оптимальное значение шага завихрителя, обеспечивающее стабильную форму струи плазмотрона при наибольшей протяженности её ядра с максимальной осевой скоростью.

На представленном на рис.4 распределении скорости ПОГ для шага закрутки h = 24 мм видно, что влияние завихрителя сказывается на всем исследуемом протяжении потока в плазмотроне и струе. Диссипация тангенциальных компонент скорости наблюдается в струе на расстояниях более 10 калибров, что существенно сказывается на её форме и стабильности. Однако, применительно к технологиям плазменной резки, данный эффект может сказаться лишь при резке металлов больших толщин, когда требования к качеству реза, как правило, не самые высокие. Подобные зависимости наблюдаются и при исследовании конструкций с другим шагом закрутки завихрителя

По расчетам скорости, представленных рисунках 5 (a – д), выполнена оценка длины трех участков струи:

1. с максимальной скоростью потока (К);
2. конусного участка центральной части струи потока газа (L);
3. участка от среза сопла до начала зоны разрушения целостности потока газа (М).

В таблице 2 результаты приведены в относительных величинах по отношению к данным, полученным при расчете потока газа у плазмотрона с шагом закрутка 18 мм.

Таблица 2 — Относительные длины участков струи

Шаг завихрителя, мм	L	M	K
18	x	y	z
21	0,82x	0,94y	0,85z
24	0,94x	1,03y	1,03z
27	0,92x	1,02y	0,99z
30	0,96x	y	1,03z

Из таблицы видно, что длина участка с максимальной скоростью потока наблюдается у плазмотронов с шагом закрутки завихрителя 18, 24, 27, 30 мм. Если не принимать во внимание наблюдаемый провал при шаге в 21 мм, то можно сказать что влияние угла закрутки на данный параметр незначительно. При этом расчетные показатели скорости потока на данном участке приблизительно одинаковые.

Длина конусного участка центральной части струи потока газа имеет максимум при завихрителе с шагом 18 и минимум при 21. При дальнейшем увеличении шага длина участка снова возрастает.

При рассмотрении характера течения потока на участке начала разрушения струи газа видно, что при большом и малом углах закрутки завихрителя наблюдается интенсивное разрушение струи. Тогда как при значениях в 21 и 24 мм наблюдается слабое разрушение стройности потока.

Вариации длины участка от среза сопла до начала зоны разрушения целостности потока газа имеет во всем рассматриваемом диапазоне значения в интервале 6 %. При данных допущениях при расчете длину этого участка можно считать стабильной и в некотором смысле «неизменной».

Вторым существенным фактором, на который авторы обращают внимание при проектировании плазмотронов, является влияние профиля ГВТ на характер турбулизации потока ПОГ и аэродинамические свойства плазменной струи. Как было показано ранее [4], серьезным недостатком работы плазменных резаков является сверхнормативный уровень шумоизлучения, заставляющий вводить регламенты по нормам безопасного их применения, использовать средства защиты и шумопонижения. Газодинамический анализ свидетельствует о турбулентном характере течения газа на всем протяжении ГВТ (Re от 17000 до 150000), с максимальными значениями на входе в плазмотрон (Re ~ 150000) и в сопловом канале (Re ~ 100000). Так как в указанных областях Re > 105, механизм срыва вихрей на кромках неоднородностей ГВТ носит случайный характер [5], вызывая широкополосный шум. В областях со значениями Re < 105 срыв вихрей имеет периодическую составляющую, приводящую к периодическим пульсациям скорости с частотой, определяемой соотношением:

2)

v	—	скорость потока ПОГ
Dг	—	гидравлический диаметр проходного сечения соответствующей области ГВТ
Sh	—	число Струхаля, значение которого может быть оценено по эмпирической формуле:

3)

Пульсационные составляющие скорости в таких областях ГВТ могут резонансно усиливаться на частотах соответствующих акустических объемов, что может привести к появлению дискретных составляющих в звуковой части спектра шумоизлучения и увеличению его уровня на 5-10 дБА. Очевидно, что влияние резонансного возбуждения в областях, удаленных от соплового узла, малозначимо из-за диссипации энергии акустических колебаний на последующих участках газового тракта. Таким образом, существенную роль на спектральные характеристики акустического спектра должны оказывать конструкция завихрителя, а также профиль ГВТ после завихрителя, характеризуемый резкими изменениями площади проходного сечения. Большие потери напора в местах расширения должны приводить к высоким значениям коэффициентов упругой реакции в указанных областях, согласно авторской модели «плазмотрон – резонансный излучатель» [6], позволяющей оценить появление пиков в звуковой области спектра шумоизлучения. Влияние завихрителя на собственные частоты колебаний газа определяется значениями его акустических объема и массы, которые зависят от длины резьбового канала (отрезка винтовой линии в пределах завихрителя). В исследуемых диапазонах шага закрутки и при заданных размерах завихрителя, изменение этих параметров будет варьироваться в пределах 5÷6 %, что, по всей видимости, окажет несущественное влияние на положении резонансных пиков в звуковой области акустического спектра. Следует обратить также внимание на величину давления на входе в плазмотрон. При высоких давлениях (более 10 атм) турбулентное течение ПОГ в сопловом узле при Re > 105 будет генерировать в основном широкополосный шум, общий уровень которого может преобладать над уровнем резонансного шумоизлучения. При меньших давлениях (5-10 атм) пики резонансного излучения в спектре будут боле ярко выражены.

Помимо сверхнормативного уровня шума в звуковой области, акустическое излучение плазмотрона характеризуется также и повышенным уровнем ультразвукового шума, также характеризуемого наличием дискретных пиков в акустическом спектре. Механизм генерации этих пиков связан с резонансными явлениями внутри цилиндрической части соплового канала, а общий уровень шума в ультразвуковой части спектра главным образом зависит от аэродинамических свойств струи (сверх- или дозвуковой характер истечения, размеры ядра, области турбулентного перемешивания и т.д.).

Как видно из рис. 6 и 7, несмотря на большие суммарные потери давления по тракту плазмотрона (45÷50 % от давления на входе) в сопловом канале создаются условия для сверхкритического истечения из сопла плазмотрона. Как известно [7] в этом случае большую роль играют величины радиальных и осевых градиентов скорости струи и размер зоны турбулентного смешения, поскольку интенсивность шума турбулентной струи пропорционален четвертой степени пульсационной скорости и характерной частоты, а также кубу характерного масштаба пульсаций скорости. При этом основная доля акустической энергии струи (60–70%) излучается в зоне смешения струи протяженностью до 10 калибров от среза сопла, для которой в расчетном диапазоне чисел Маха (1÷1,5) выполняется известный закон Лайтхилла пропорциональности акустической мощности излучения восьмой степени скорости истечения струи U_c. Протяженность Y начального участка струи K влияет на частоту максимального (пикового) шума:

4)

f_max ≅ 2,17 · U_c / Y ,

который должен генерироваться вблизи конца начального участка. Согласно экспериментальных исследований максимальные уровни акустической мощности струи наблюдаются на частотах, соответствующих значениям чисел Струхаля, лежащих в диапазоне 0,3÷0,5 (Sh = f · D / U_c). Для характерных размеров сопла D плазмотрона и скоростей истечения, представленных в расчетных данных статьи, следует ожидать максимума излучения акустической мощности струи в диапазоне 30-50 кГц, что, в целом, соответствует экспериментально определенному авторами спектру шумоизлучения плазмотронов в ультразвуковой области [6]. При этом влияние шага завихрителя завихрителя должно сказаться на положении максимума в спектре, которое будет минимальным для плазмотронов с h = 21÷27 мм и сдвинутым на 10÷12 % в область более высоких частот для h = 18 и 30 мм. С учетом приблизительно одинаковых скоростей истечения и постоянного значения нормируемого уровня шума в ультразвуковой области, согласно ГОСТ 12.1.003-89, следует признать незначительным влияние шага закрутки на характер шумоизлучения струи и его воздействие на организм оператора плазменной резки.

Выводы

Использование завихрителя газового потока играет важную роль в механизме формирования плазменной струи, обеспечивая за счет обжатия струи высокие значения скорости газа, длины рабочего участка и стабильности её формы – факторов, определяющих качество плазменной резки. Среди исследованных модификаций газовоздушных трактов плазменного резака ПМВР и характерных значений расходов и давлений оптимальным шагом закрутки завихрителя можно признать интервал в диапазоне от 21 до 25 мм. Такие плазмотроны обеспечивают высокое качество реза, не ухудшая при этом существенную шумовую нагрузку на оператора. Добиться снижения акустического излучения можно за счет профилирования других участков газовоздушного тракта плазмотрона, главным образом, соплового узла. Разумеется, более строгий анализ требует проведения расчетов с учетом нагрева плазмообразующего газа электрической дугой.

Литература

1. Анахов С.В., Пыкин Ю.А. Сравнительный анализ газодинамических факторов шумоизлучения плазмотронов // Сварочное производство, 2005, №1, C.31-36.
2. Идельчик И.Е. Справочник по гидравлическим сопротивлениям. – М.: Машиностроение, 1992. – 672 с.
3. Цыбин Л.А., Шанаев И.Ф. Гидравлика и насосы. – М.: Высш. школа, 1976. – 256 с.
4. Пыкин Ю.А., Анахов С.В., Стеклов О.В. Шумообразующие факторы в технологиях высокоэнергетического воздействия на материалы // Сварочное производство, 2004, №10, C. 47-50
5. Борьба с шумом на производстве: Справочник / Е.Я. Юдин, Л.А. Борисов, И.В. Горенштейн и др. – М.: Машиностроение, 1985. – 400 с.
6. Анахов С.В., Пыкин Ю.А. Факторы снижения шумов при работе плазменного оборудования // Технология машиностроения, 2008, №7, C. 64-66
7. Кузнецов В.М. Основы теории шума турбулентных струй. – М., ФИЗМАТЛИТ, 2008. – 240 с.