CC BY
32
УДК 621.311
ВЫЯВЛЕНИЕ ДЕФЕКТНЫХ ИЗОЛЯТОРОВ НА ТРАССЕ КОМПЛЕКТНОГО ГЕНЕРАТОРНОГО ТОКОПРОВОДА В РЕЖИМЕ ВЫСОКОВОЛЬТНОГО
ЗОНДИРОВАНИЯ
© 2010 г. В.Ф. Быкадоров , А.А. Пирожник А.М. Климентьев
Южно-Российский государственный South-Russian State
технический университет Technical University
(Новочеркасский политехнический институт) (Novocherkassk Polytechnic Institute)
Ростовское предприятие ТОиР южного филиала Rostov enterprise TOiR of south branch
«Главсетьсервис» ЕНЭС «Glavsetservis» ENES
Разработанный диагностический комплекс, позволяющий определять поврежденный изолятор комплектного генераторного токопровода. На первом этапе для определения зоны повреждения изоляторов токопровода используется метод колебательного разряда. На втором этапе для определения поврежденного изолятора на трассе токопровода используется импульсно-индукционный метод.
Ключевые слова: изолятор; токопровод; турбогенератор; повреждение; высоковольтное диагностирование; определение места повреждения.
Developed diagnostic complex helps to reveal defective insulators in complete generating bus bars on the first stage. The method of discharge is used to determine the damaged area of wirewys insulators. Next, pulse-induction mtthod is applied to defermine the damaped insulator on wireways track.
Keywords: insulator; bus; turbogenerator; damage; high voltage diagnostic; defining location of damage.
На основе теоретических и экспериментальных исследований на кафедре «Электрические станции» ЮРГТУ (НПИ) разработан диагностический комплекс, позволяющий в два этапа определять поврежденный изолятор комплектного генераторного токопровода. На первом этапе для определения зоны повреждения изоляторов токопровода предложен метод колебательного разряда. На втором этапе для
определения поврежденного изолятора на трассе токопровода используется импульсно-индукционный метод.
Диагностический комплекс состоит из переносного испытательно-измерительного аппарата ИК-10АП2, генератора зондирующего импульсного тока и индукционного приемника для фиксации импульсного магнитного поля над дефектным изолятором.
При разряде срабатывают светодиоды приемника "Поиск " "Поиск " "Повреждение"
Рис. 1. Поясняющая схема работы с приемником на трассе генераторного токопровода
Аппарат ИК-10АП2 позволяет испытывать токо-провод повышенным напряжением постоянного тока с контролем тока утечки и определять расстояние до поврежденного изолятора в момент его пробоя с помощью цифрового регистратора. Аппарат также используется в составе генератора импульсного тока для заряда накопительного конденсатора.
Результаты расчета переходных процессов с помощью математической модели генераторного токо-провода при пробое дефектного изолятора приведены на рис. 2.
1 LAAa
0s 0.5us 1.0us 1.5us 2.0us 2.5us 3. 0us
v V(R1:2)
T i m e
а)
4 -д 7Y
- 4 t Й Г V V У
0s 2^ 4us 6us 8us 10^
□ V(R1:2)
Т те б)
Рис. 2. Осциллограмма напряжения в точке подключения главной цепи токопровода КАГ24 при пробое изолятора в третьем ярусе (а) и в первом ярусе (б) от места подключения токопровода к трансформатору блока
В зоне повреждения могут быть расположены от трех до девяти изоляторов. Определение состояния изоляторов в зоне можно осуществлять двумя способами. При первом способе производится поочередное извлечение изоляторов с осмотром и испытанием поврежденной фазы повышенным напряжением. Второй способ основан на измерении напряженности локального магнитного поля изоляторов в зоне при подключении к поврежденной фазе токопровода генератора импульсного тока высокого напряжения (рис. 3).
Рис. 3. Схема подключения генератора импульсных токов к поврежденной фазе токопровода
При протекании разрядного тока через поврежденный изолятор источником формирования локального магнитного поля являются:
- разрядный канал в теле поврежденного изолятора, расположенный под отверстием в экране (внутри люка экрана);
- стопорная шайба - пластина, по которой ток переходит с поврежденного изолятора на кольцо (люк экрана);
- кольцо - люк экрана, являющееся сборником тока с тела экрана и передающим элементом к стопорной шайбе (пластине).
На рис. 4, 5 приведены результаты расчетов и экспериментальных исследований для нормальной составляющей напряженности локального магнитного поля над люком поврежденного изолятора. Эксперименты проводились на г-образной секции пофазно-экранированного генераторного токопровода ТЭНЕ-20/8000. Поврежденный изолятор представлялся металлической перемычкой, выполненной проводом типа ПЩ. Перемычка устанавливалась между токове-дущей шиной и фиксирующим болтом изолятора. В данном случае цепь протекания тока через поврежденный изолятор наиболее короткая, что соответствует пробою изолятора по линии установочной арматуры. Это наиболее часто встречающиеся в эксплуатации случаи пробоя.
23 А/м
Рис. 4. Эпюры распределения наибольших составляющих напряженности магнитного поля, создаваемых в плоскости фланца люка экрана элементами тока поврежденного изолятора (I = 30 А)
При выполнении экспериментов применялся источник синусоидального тока низкого напряжения. Подключение источника тока к секции токопровода осуществлялось кабелем, состоящим из десяти проводников. Экран подключался в девяти точках девятью проводниками, токоведущая шина - в четырех точках путем расщепления центрального проводника токоподводящего жгута. При проведении опытов фиксировалось распределение тока по токоподводя-щим проводникам и стопорной шайбе изолятора при изменении ее ориентации в люке экрана.
Измерение напряженности магнитного поля осуществлялось индукционным датчиком, ориентированным на вертикальную составляющую. Датчик размещался на измерительной планке, которая могла вращаться относительно центра люка экрана и фиксировалась в 16 направлениях. По измерительной планке датчик перемещался с шагом 5 мм. Структура поля исследовалась на уровне люка экрана и на уровне крышки изолятора. Результаты экспериментов приведены в табл. 1 и на рис. 6 после обработки на ПЭВМ.
i!Bft 1.748
Рис. 5. Рельеф вертикальной составляющей напряженности магнитного поля над люком поврежденного изолятора при протекании тока 30 А
Таблица 1
Расчетные и экспериментальные значения вертикальной составляющей напряженности магнитного поля над поврежденным изолятором: I = 30 A, f = 10 кГц; расчет с учетом тока стопорной шайбы и фланца
Направление Расстояние от центра изолятора, мм
измерений 20 25 30 35 40
Расчетная напряженность магнитного поля над крышкой изолятора, А/м
3, 7, 11, 15 3,86 4,81 5,27 5,25 4,83
Экспериментальная напряженность магнитного поля над крышкой изолятора, А/м
3 4,78 5,8 6,31 5,97 4,97
7 4,36 5,29 5,8 5,5 4,4
11 4,06 5,8 6,31 5,97 4,95
15 4,78 6,14 6,5 6,14 4,94
Качественно картина локального участка магнитного поля поврежденного изолятора совпадает с результатами, полученными на математических моделях, что подтверждает адекватность физических процессов в моделях и реальной конструкции комплектного токопровода.
Предложено несколько вариантов датчиков импульсного магнитного поля различных конструкций к индукционному приемнику для определения поврежденного изолятора на трассе генераторного токопро-вода. Разработаны схемы и опытные образцы индукционных приемников типа ПТ-01, ПТ-02, ПТ-03. Приемники прошли натурные испытания на действующем токопроводе турбогенератора 100 МВт, которые подтвердили их работоспособность.
Индукционные приемники ПТ-01 и ПТ-02 предназначены для поиска поврежденных изоляторов комплектных генераторных токопроводов 6-24 кВ им-пульсно-индукционным методом. Приемники содержат индукционные катушки, усилители и светодиодные индикаторы. Катушки приемников ПТ-01, ПТ-02 ориентированы на фиксацию касательной составляющей напряженности локального магнитного поля (рис. 6). Приемник ПТ-01 для исключения влияния внешних помех содержит две встречно включенные катушки, приемник ПТ-02 (рис. 7) одну катушку с сердечником близким по длине к диаметру фланца узла крепления изолятора.
Рис. 6. Индукционные приемники ПТ-01 и ПТ-02
ИД
ОН
£81
ФВ
«Контроль»
У1
оп
У2
К1
VD
Ф1
-®1 0
- - Питание
R20
К2 Ф2
Vl)h> —@
«Повреждение»
«Поиск»
Рис. 7. Структурная схема приемника ПТ-02: ИД - индукционный датчик; ОН - ограничитель входного напряжения; ФВ - фильтр высоких частот; У1, У2 - усилители каналов «Повреждение» и «Поиск»; К1, К2 - компараторы каналов «Повреждение» и «Поиск»; Ф1, Ф2 - формирователь времени индикации светодиодов
В качестве примера приведены параметры опытного образца приемника ПТ-01.
Технические данные приемника ПТ-01:
Рабочая полоса частот, кГц..................
Коэффициент усиления канала «Поиск».
Коэффициент усиления канала «Повреждение»................................
Чувствительность к переменному магнитному полю при максимальном коэффициенте усиления, А/м...............
Напряжение питания, В......................
Основные размеры (ПТ-01), мм...........
Длина изоляционной ручки, мм............
Масса, кг........................................
5 - 20 20 - 400
20
0,5
8 + 1 170x150x30 900 0,8
Поступила в редакцию
Быкадоров Владимир Федорович | - д-р техн. наук, профессор,
18 февраля 2010 г.
декан энергетического факультета, Южно-Российский государственный технический университет (Новочеркасский политехнический институт).
Пирожник Александр Алексеевич - канд. техн. наук, доцент, кафедра «Электрические станции», Южно-Российский государственный технический университет (Новочеркасский политехнический институт). Тел. (8635) 22-05-43. E-mail: paleks@bk.ru
Климентьев Александр Михайлович - канд. техн. наук, доцент, заместитель главного инженера, Ростовское предприятие ТОиР южного филиала «Главсетьсервис» ЕНЭС. Тел. 8-928-125-88-27. E-mail: seel_k@mail.ru
Bykadorov Vladimir Fedorovich - Doctor of Technical Sciences, professor, dean of Power faculty, South-Russia
State Technical University (Novocherkassk Polytechnic Institute).
Pirozhnik Alexander Alekseevich - Candidate of Technical Sciences, assistant professor, department «Electric power plants», South-Russia State Technical University (Novocherkassk Polytechnic Institute). Ph. (8635) 22-05-43. E-mail: paleks@bk.ru
Klimentev Alexander Michailovich - Candidate of Technical Sciences, assistant professor, of major engineer, Rostov enterprise TOiR of south branch «Glavsetservis» ENES. Ph. 8-928-125-88-27. E-mail: seel_k@mail.ru
УДК 621.577
ИСПОЛЬЗОВАНИЕ ТЕПЛОВОГО НАСОСА В СИСТЕМЕ ОХЛАЖДЕНИЯ КОНДЕНСАТОРА АЭС
© 2010 г. Н.Н. Ефимов, И.А. Лапин, П.А. Малышев, С.В. Скубиенко, К.С. Минасян, В.В. Папин
Южно-Российский государственный South-Russian State
технический университет Technical University
(Новочеркасский политехнический институт) (Novocherkassk Polytechnic Institute)
Рассматривается возможность использования тепловых насосов в системе технического водоснабжения АЭС. Анализ показал, что при установке теплового насоса в тепловую схему энергоблока АЭС можно создать второй промежуточный перегрев основного пара турбины, уменьшить расход и снизить температуру охлаждающей воды, повысить эффективность работы электростанции.
Ключевые слова: атомная электрическая станция; тепловой насос; техническое водоснабжение; система регенерации; промежуточный перегрев пара; конденсатор турбины; термодинамический процесс; тепловая схема энергоблока.
Possibility of use of heat pumps in system of technical water supply of the atomic power station is considered. Installation of the heat pump in the thermal scheme of the power unit of the atomic power station allows to create the second intermediate overheat of the core of the turbine, to reduce the expense and to lower temperature of cooling water, to raise a power station overall performance.
Keywords: atomic power plant; heat pump; process water supply; revitalization system; reheat of a steam; the condenser of the turbine; thermodynamic process; the thermal schema of the generating set.
Одной из основных проблем, имеющих место при эксплуатации атомных и тепловых электростанций (АЭС, ТЭС), является техническое водоснабжение конденсаторов турбин. Повышенные расходы циркуляционной воды на охлаждение конденсаторов создают проблемы технического водоснабжения не только при установке второго и последующих энергоблоков АЭС, но и требуют значительных финансовых затрат за пользование этой водой. Таким образом, любые мероприятия, связанные с уменьшением расходов циркуляционной воды, повышают экономическую эффективность электростанции. Проанализируем возможность снижения потребления воды АЭС путем использования для охлаждения конденсаторов тепловых насосов.
Характеристика турбинного оборудования атомной электростанции проанализирована на примере энергоблока К-1000-60/1500-2. Свежий пар от четырех парогенераторов по отдельным паропроводам поступает к цилиндру высокого давления (ЦВД) тур-
бины. После ЦВД отработавший пар направляется на сепараторы-пароперегреватели (СПП), где осушается и перегревается до 250 °С свежим паром. После СПП перегретый пар поступает в три цилиндра низкого давления (ЦНД). Отработавший в ЦНД пар идет в три двухходовых двухпоточных конденсатора, где посредством охлаждающей воды конденсируется. Конденсат пара конденсатными насосами первого подъема подается через эжекторную группу на блочную обессоливающую установку (БОУ). После БОУ обессоленный и очищенный от окислов железа конденсат конденсатными насосами второго подъема направляется в поверхностные ПНД и далее в деаэраторы 0,7 МПа. Деаэрированная вода двумя питательными турбонасосами через подогреватели высокого давления (ПВД) подается в парогенераторы. Основные параметры турбины и характеристика конденсаторов турбины К-1000-60/1500-2 представлены ниже [1].
Характеристики турбины К-1000-60/1500 ПОАТ ХТ3
Номинальная мощность, МВт....................................................1030
Максимальная мощность, МВт................................................1030
Давление свежего пара, МПа......................................................5,88
Температура свежего пара, °С..................................................274,3
Давление после пром. перегрева, МПа..............................1,15
Температура после пром. перегрева, °С..........................250
Число корпусов......................................................................................5
Число ступеней....................................................................................16
Формула проточной части:
ЧВД..............................................................................................................2 х 7
ЧСД..............................................................................................................2 х 5
ЧНД..............................................................................................................6 х 4
Число выхлопов....................................................................................6
Температура питательной воды, °С......................................223
Характеристика конденсаторов турбины К-1000-60/1500
Температура охлаждающей воды, °С.............. 15
Давление в паровом пространстве, кПа........... 3,92
Расход охлаждающей воды, м3/ч.................... 169 800
Для уменьшения влияния системы охлаждения на окружающую среду, в том числе исключения теплового загрязнения водоема общего и рыбохозяйственного пользования, предполагается использовать оборотную систему охлаждения. Термодинамический рабочий процесс в Л« - диаграмме турбоустановки К-1000-60/1500 представлен на рис. 1.
Расход свежего пара через турбину АЭС определим по уравнению
Е А,2
N = \D0--
+ 1 Do-IА 2 -
2
I Рз_7 2
(ho - h п ) + ) (hl - hK )
1000 000 = (D0 - 84,595) (2805 - 2577) + + (D0 -169,19 -182,465) (2937,44 - 2326,7) 1000 000 = (D0 -84,595)228 + (D0 -351,655)610,74 1000 000 + 234057,435
D0 =
= 1471,3 кг/с=5296,68 т/ч,
838,74
где D0 - расход свежего пара, кг/с; D1,2 ,7 - расходы пара в 1-е отборы, кг/с; приняты по проектным данным турбины; Л0, п, , - энтальпии свежего пара, до и после промежуточного перегрева, отработавшего пара в конденсаторе, кДж/кг; определяются из Л«-диаграммы рис. 1.
Свежий пар: Р=5,88 МПа =274,30 °С h=2805 кДж/кг
Пром. перегрев:
Р=1,15 МПа
i=250°C
h=2937,44 кДж/кг
Рис. 1. Термодинамический процесс турбины К-1000-60/1500: 1 - кривая насыщения; 2 - рабочий процесс турбины; 3 - дополнительный второй пром. перегрев
Расход отработавшего пара направляемого в конденсатор тогда рассчитывается по уравнению
Dк = D0 - Х01,2,3,...,7 = 1471,3 - 534,12 =
= 937,18 кг/с = 3373,85 т/ч.
Нагрузка, вырабатываемая ступенями турбины между последним отбором и выходом отработавшего пара в конденсатор, определяется по уравнению
Ы7-к = Dк (к1 -hк) = 937,18(2478-2326,7) = 141,8 МВт,
где к6 - энтальпия пара, отбираемого из седьмого отбора, кДж/кг (рис. 1)
При установке теплового насоса (ТН) по схеме (рис. 1) с испарителем ТН в конденсаторе и конденсатором ТН в качестве второго пароперегревателя основного пара и подогревателя ПНД № 1 пар в отбор № 7 не направляется, а проходит через последние ступени в конденсатор и таким образом участвует в выработке дополнительной мощности. В этом случае расход отработавшего пара направляемого в конденсатор определится по уравнению
DкТН = Dк + D7 = 937,18 + 49,75 = 986,93 кг/с.
Мощность, вырабатываемая последними ступенями турбины при установке теплового насоса и введении второго промежуточного перегрева, рассчитаем по уравнению
дгТН ,„ТН ,„ТН
^7-к = Dk (h7 " h
= 986,93 (2640 - 2456) = 181,6 МВт,
где к7 , - энтальпии пара после промежуточного перегрева в тепловом насосе за седьмым отбором и этого же пара в конденсаторе, кДж/кг.
Таким образом, можно добиться увеличения мощности за счет установки теплового насоса на величину
АЫ = Ж™ -Ы7-к = 181,6-141,8 = 39,8МВт.
Рассчитаем мощность теплового насоса. Задача теплового насоса обеспечить второй промежуточный перегрев основного пара турбины и подогреть конденсат вместо ПНД № 1.
3
Рис. 2. Схема установки теплового насоса на паросиловой установке АЭС: 1 - цилиндр высокого давления паровой турбины; 2 - сепаратор - пароперегреватель; 3 - цилиндры низкого давления турбины; 4 - конденсатор теплового насоса; 5 - генератор теплового насоса; 6 - абсорбер теплового насоса; 7 - испаритель теплового насоса; 8 - конденсатор паровой турбины; 9 - конденсатный насос; 10 - подогреватели низкого давления паровой турбины; 11 - деаэратор; 12 - питательный насос;
13 - подогреватель высокого давления; 14 - парогенератор
1
2
Определим перегрев основного пара турбины по уравнению
= DкТН (- ) = 986,93 (2640 - 2478) = = 159,9 МВт,
где Л7, - энтальпии основного пара турбины за
седьмым отбором до и после второго промежуточного перегрева, кДж/кг.
Нагрузку ПНД № 1 определим по уравнению
NПНД = D7(h7 - Л7к) = 49,75 (2478 - 251,4) = 110,8 МВт,
где Л7, Л7к - энтальпии отбираемого в седьмом отборе пара и его конденсата [2], кДж/кг.
Таким образом, общая мощность теплового насоса составит
^пН + N ТПНД 159,9 +110,8 „„„т
NТН = ——-—— =-?-^ = 285 МВт ,
0,95
где п - КПД, учитывающий потери при теплопередаче.
Общая мощность конденсатора определяется по уравнению
N = DTH (h
14 к -^к
TH
- h^ ) = 986,93 (2456 -11,84) =
At = -
W c
47540,28 4,19
= 1,36 0С,
где птн - КПД теплового насоса, принято птн = 0,95; W - расход охлаждающей воды, кг/с; для летнего и зимнего режимов принято по данным проекта; с -теплоемкость охлаждающей воды, кДж/(кг-К); для воды с = 4,19 кДж/(кг-К).
В зимний период нагрев воды можно снизить на 1,97°С.
Для работы теплового насоса потребуется электроэнергия. При паровом обогреве максимальная электрическая нагрузка тепловых насосов составит
NТН =■
8
5000
NTH = 0,0016 • 285 = 0,456 МВт .
При этом расход пара на нагрев абсорбента тепловых насосов при давлении 0,6 МПа составит
„ 5000 • 285 „по , D =-= 79,8 кг/с.
3600 • 5
Такое количество отбираемого пара на тепловой насос сравнимо с отборами турбины. Отбор пара на тепловой насос можно производить из отбора № 4 или № 3 в соответствии с требуемыми параметрами пара.
Общее увеличение мощности паровой турбины за счет установки теплового насоса, таким образом, со-
ставит ANS = AN - N.
ТН
39,8 - 0,456 =39,34 МВт.
Выводы
= 2 313,522 МВт, где - энтальпия конденсата отработавшего пара турбины [2], кДж/кг.
Таким образом, тепловой насос компенсирует 12,32 % мощности конденсатора турбины. На каждый из шести выхлопов турбины необходимо установить по одному тепловому насосу мощностью 50 МВт, которые в сумме обеспечат общую нагрузку в 300 МВт.
Как известно, тепловые насосы бывают двух типов - компрессионные и абсорбционные. Принцип их работы почти одинаков: понижение температуры холодильной камеры достигается за счет поглощения тепла жидким хладагентом (в компрессионных холодильниках это обычно фреон, а в абсорбционных -аммиак), который при этом испаряется.
Расчеты показывают, что при использовании таких тепловых насосов в тепловой схеме АЭС можно снизить температуру нагрева охлаждающей воды в летний период на
_ 285000 0,95
Абсорбционный тепловой насос, установленный на паровой турбине АЭС К-1000-60/1500, так что испаритель теплового насоса встроен в основной конденсатор турбины, а конденсатор теплового насоса в проточную часть турбины в камеру отбора №7 для осуществления второго промежуточного перегрева основного пара турбины, позволит увеличить мощность турбины на 39,3 МВт. При этом температура охлаждающей воды на выходе из конденсатора турбины уменьшится на 1,5 - 2,0 °С.
Такое устройство теплового насоса повышает экономичность установки за счет второго перегрева основного пара и снижения температуры охлаждающей воды основного конденсата, а также повышает надежность работы части низкого давления паровой турбины за счет уменьшения влажности пара направляемого в последние ступени паровой турбины.
Литература
1. Тепловые и атомные электрические станции: справочник / под общ. ред. В.А. Григорьева, В.М. Зорина. 2-е изд. пе-рераб. М.: Энергоатомиздат, 1989. 608 с. (Теплоэнергетика и теплотехника; Кн.3).
2. Александров А.А., Григорьев Б.А. Таблицы теплофизиче-ских свойств воды и водяного пара: справочник / Рек. Гос. службой стандартных справочных данных. ГСССД Р-776-98. М.: Изд-во МЭИ, 2003. 168 с.
Поступила в редакцию 18 февраля 2010 г.
Ефимов Николай Николаевич - д-р техн. наук, заведующий кафедрой «Тепловые электрические станции», Южно-Российский государственный технический университет (Новочеркасский политехнический институт). Тел. (8635)25-52-18. E-mail: efimov@novoch.ru
Лапин Игорь Александрович - д-р хим. наук, доктор Гарвардского университета, профессор, кафедра «Тепловые электрические станции», Южно-Российский государственный технический университет (Новочеркасский политехнический институт). Тел. 8 918 599 8003.
Малышев Павел Александрович - инженер, кафедра «Тепловые электрические станции», Южно-Российский государственный технический университет (Новочеркасский политехнический институт). Тел. 8 928 777 1019.
Скубиенко Сергей Витальевич - канд. техн. наук, доцент кафедра «Тепловые электрические станции», Южно-Российский государственный технический университет (Новочеркасский политехнический институт). Тел. 25-52-18. E-mail:skubienko@mail.ru
Минасян Карен Сергеевич - аспирант, кафедра «Тепловые электрические станции», Южно-Российский государственный технический университет (Новочеркасский политехнический институт).
Папин Владимир Владимирович - студент, кафедра «Тепловые электрические станции», Южно-Российский государственный технический университет (Новочеркасский политехнический институт).
Efimov Nikolay Nikolaevich - Doctor of Technical Sciences, head of department «Thermal Power Plant», South-Russian State Technical University (Novocherkassk Polytechnic Institute). Ph. (8635)25-52-18. E-mail: efimov@novoch.ru
Lapin Igor Aleksandrovich - Doctor of Chemical Sriences, professor, department «Thermal Power Plant», South-Russian State Technical University (Novocherkassk Polytechnic Institute). Ph. 8 918 599 8003.
Malychev Pavel Aleksandrovich - engineer, department «Thermal Power Plant», South-Russian State Technical University (Novocherkassk Polytechnic Institute). Ph. 8 928 777 1019.
Skubienko Sergey Vitalievich - Candidate of Technical Scince, assistant professor, department «Thermal Power Plant», South-Russian State Technical University (Novocherkassk Polytechnic Institute). Ph.: 5-52-18. Email: skubienko@mail. ru
Minosjan Karen Sergeevich - post-graduate student, department «Thermal Power Plant», South-Russian State Technical University (Novocherkassk Polytechnic Institute).
Papin Vladimir Vladimirovich - student, department «Thermal Power Plant», South-Russian State Technical University (Novocherkassk Polytechnic Institute).
УДК 621.791
ФОРМИРОВАНИЕ ВНЕШНЕЙ СТАТИЧЕСКОЙ ХАРАКТЕРИСТИКИ С ПОМОЩЬЮ СИНЕРГЕТИЧЕСКИХ ПРИНЦИПОВ РЕГУЛИРОВАНИЯ В МАЛОГАБАРИТНЫХ СВАРОЧНЫХ ГЕНЕРАТОРАХ
© 2010 г. В.А. Фролов
Волгодонский институт (филиал) Volgodonsk Institute (branch)
Южно-Российского государственного of South-Russian
технического университета (Новочеркасского State Technical University
политехнического института) (Novocherkassk Polytechnic Institute)
Рассмотрено устройство малогабаритных сварочных генераторов. Предложен синергетический принцип формирования статических характеристик.
Ключевые слова: сварочные генераторы; статические характеристики; динамические характеристики; импульсное регулирование; синергетика.
The device of small-sized welding generators is considered. It is offered a synergetic principle formation of static characteristics formation.
Keywords: welding generators; static characteristics; dynamic characteristics; pulse regulation, synergetic.
Для сварки в полевых условиях используются малогабаритные сварочные агрегаты. Малогабаритный сварочный агрегат включает комплекс оборудования, состоящий из двигателя внутреннего сгорания, генератора со схемой управления и стабилизатора частоты вращения выходного вала двигателя [1]. Каждый из элементов комплекса влияет как на качество, устойчивость сварочного процесса, так и на надежность работы. Критериями оценки сварочно-технологи-ческих свойств источников питания сварочной дуги являются вид статической вольтамперной характери-
стики (ВАХ) и динамические свойства. Особенно эти требования возрастают применительно к малогабаритным сварочным агрегатам, так как наряду с технологическими характеристиками формирования сварного шва важную роль играют вопросы устойчивости процесса сварки и энергетические показатели работы двигателя внутреннего сгорания. Малогабаритные сварочные агрегаты применяются для ручной дуговой сварки и имеют крутопадающую ВАХ, которую получают с помощью системы автоматического регулирования. Существуют два основных принципа регулиро-
вания: по отклонению и возмущению. При использовании регулирования по отклонению крутопадающую ВАХ получают с помощью отрицательной обратной связи по току, при регулировании по возмущению наклон ВАХ формируют с помощью положительной обратной связи по напряжению. При регулировании по возмущению учитывается воздействие, которое является главным регулирующим фактором, т.е. напряжение дуги, однако изменение напряжения происходит также при изменении частоты вращения ротора. Наклон ВАХ должен зависеть только от изменения сопротивления дуги или тока, но не от частоты вращения ротора, поэтому сварочный агрегат с регулятором по возмущению должен иметь стабилизатор частоты вращения коленчатого вала двигателя. Положительная обратная связь по напряжению наиболее экономична, так как нет необходимости использовать трансформаторы тока или шунты с усилителем.
В последнее время наибольшее распространение получили вентильные сварочные генераторы, состоящие из синхронного трехфазного индукторного генератора и выпрямителя. Они в отличие от коллекторных генераторов постоянного тока обладают гораздо более высокими массогабаритными показателями и надежностью работы.
У синхронных индукторных генераторов формирование ВАХ и задание напряжения холостого хода осуществляется с помощью изменения тока обмотки возбуждения. Существуют два основных способа регулирования тока обмотки возбуждения: линейный и импульсный. При линейном регулировании регулирующий транзистор работает в усилительном режиме и имеет при этом низкий КПД и температурную стабильность. Для повышения КПД схемы регулирования можно использовать импульсный режим работы транзистора. Импульсное регулирование тока обмотки возбуждения можно обеспечить с помощью широтно-импульсной (ШИМ) или частотно-импульсной (ЧИМ) модуляции. Предпочтительнее схема с ШИМ - она менее склонна к самовозбуждению. На рис. 1 изображена функциональная схема с импульсным регулированием тока обмотки возбуждения.
В <> +
ИБ ШИМ
Т
вующей ВАХ источника питания путем изменения тока обмотки возбуждения в результате увеличения или уменьшения ширины импульса с учетом величины обратной связи положительной по напряжению или отрицательной по току. Известно [2, 3], при ШИМ частота постоянна, поэтому для обеспечения оптимальных динамических и статических характеристик сварочного генератора, необходимо иметь определенную частоту, определенную минимальную и максимальную длительность импульса.
Одним из факторов определяющих получение качественных сварных соединений является вид ВАХ источников питания сварочной дуги. На рис. 2 представлены различные типы ВАХ источников питания: 1 - крутопадающая ВАХ; 2 - линейная ВАХ; 3 - ломаная ВАХ; 4 - ВАХ дуги при сварке плавящимся электродом, согласно ГОСТ 9467-75 ид = 20 + 0,04/д. Крутопадающая ВАХ применяется в большинстве существующих сварочных источниках питания, линейную ВАХ получают с использованием балластных реостатов, ломаная ВАХ состоит из трех участков и получить такую форму вольтамперных характеристик можно только с использованием электронных регуляторов. Экспериментально установлено [4], что в процессе сварки изменение режима целесообразно осуществлять не вариацией угла наклона внешней статической характеристики, а изменением положения рабочей точки характеристики параллельным перемещением (пунктирная линия на рис. 2).
U
60
40
20
V\ 1 \ 2
Ч\ 3 4
\ х \ \ \ \ \
50
100
150
Рис. 1. Функциональная схема импульсного регулирования
Сварочный генератор содержит силовые обмотки ОС, выпрямитель В, импульсный блок ИБ, блок ШИМ, обмотку возбуждения ОВ. Для регулирования тока сварки производится формирование соответст-
Рис. 2. Вольтамперные характеристики сварочных источников питания
В сварочных агрегатах механическая энергия двигателя внутреннего сгорания преобразуется в электрическую энергию. В малогабаритных сварочных агрегатах для уменьшения расхода топлива, массы и габаритов сварочных источников питания двигатель внутреннего сгорания должен иметь минимальную мощность при обязательном условии обеспечения стабильности сварочного процесса.
На рис. 3 представлены графики зависимости мощности в дуге от тока сварки при различных типах ВАХ сварочных источников питания: 1 - ВАХ источника питания крутопадающая; 2 - ВАХ линейная; 3 -ВАХ ломаная.
P
4
2
50 100 150
Рис. 3. Графики изменения мощности в дуге от сварочного тока
Как видно из представленных графиков, оптимальной ВАХ, способствующей повышению КПД сварочного процесса, соответствует ломаная ВАХ. К тому же при возбуждении дуги исключается ударная нагрузка на двигатель и генератор, что способствует повышению надежности работы генератора и двигателя.
Для определения оптимального наклона ВАХ был предложен графоаналитический метод, учитывающий не только оптимальный наклон с учетом коэффициента устойчивости Ку, но и энергетические показатели работы двигателя. ВАХ имеет три участка с разным наклоном: падающий, жесткий, наклонный. Необходимый наклон определяют путем построения статических характеристик схемы управления с ШИМ в результате изменения ширины импульса при отсутствии сигнала обратной связи. В генераторе напряжение на выходе практически линейно зависит от тока обмотки возбуждения. При импульсном регулировании длительность импульса для каждого отрезка ломаной ВАХ определяется по формуле
4 = (/„ 7ЯВн)/^д, (1)
где 4 - длительность импульса обмотки возбуждения; /ов - линейный ток обмотки возбуждения; Т - период следования импульсов при ШИМ; Rвн - внутреннее сопротивление генератора.
После анализа полученных характеристик определяют регулировочную характеристику и электронную схему канала обратной связи.
На рис. 4 приведены графики изменения выходного напряжения от длительности импульсов для различных режимов сварки при формировании ломаной ВАХ.
Рис. 4. Изменение длительности импульсов при формировании ломаной ВАХ
Как видно из представленных графиков, характер зависимости напряжения от длительности импульсов имеет явно выраженный нелинейный характер, поэтому для оптимизации сварочно-технологических свойств агрегата необходима такая динамическая система схемы управления, которая реагировала бы на текущие параметры процесса, воздействовала на процесс и приводила его к вынужденной самоорганизации по определенной вероятностной модели.
В последнее время получили большое распространение синергетические принципы регулирования, принцип действия которых основан на суммарном одновременном воздействии множества факторов, во много раз превышающих влияние этих же факторов, действующих порознь. При сварке такими факторами могут быть силовое и тепловое воздействие дуги на плавящийся электрод, сварочную ванну, оптимальный наклон ВАХ, форма переходного процесса при скачкообразном действии возмущений. Синергетика - это нелинейная динамика, работающая на принципах самоорганизации. Она изучает механизмы взаимодействия в сложных открытых системах с положительной обратной связью, при этом взаимодействие ведет к согласованному, кооперативному поведению подсистем и сопровождается образованием новых устойчивых структур и самоорганизацией системы. К преимуществам синергетического принципа управления относится возможность работать с большими потоками информации, имеющими стохастический характер, при этом нелинейную среду, потенциально обладающую бесконечным числом степеней свободы, удается описать динамической системой с конечным, а иногда и небольшим числом переменных.
Известно, что объектом управления при сварке является сложный многофазный технологический процесс. Многофазность заключается в том, что при сварке имеется по крайней мере четыре группы физических процессов, происходящих в дуге, сварочном электроде, ванне и околошовной зоне. В целом качество сварного соединения определяется качеством тех процессов, которые происходят в каждом из объектов управления, а точнее в каждой фазе единичных составляющих технологического процесса. Например, физические процессы в дуге распадаются на несколько самостоятельных фаз: зажигание, стабильность горения в рабочем диапазоне режимов, окончание процесса сварки - заварка кратера. Эти фазы взаимосвязаны и их деление условно, но каждая из фаз требует определенных условий для своего устойчивого существования. Кроме того, процессы в фазах сварочной дуги отличаются от процессов в фазах, например, в сварочной ванне - своей быстротечностью. Так, процессы в дуге имеют постоянную времени на порядок меньше процессов в сварочной ванне, а процессы в сварочной ванне на два порядка отличаются по времени от физических явлений в околошовной зоне сварного соединения в меньшую сторону. В сварочном генераторе с ШИМ также присутствует много-фазность процессов как по времени, так и по физической сути, таких как: электромагнитные процессы в
сварочном регуляторе, электронной схеме управления, центробежном регуляторе, стабилизатора частоты вращения ротора генератора.
Изучение природы физических особенностей различных фаз технологического процесса приводит к решению о возможности управления ими через источник питания сварочной дуги, причем таким образом, чтобы при вариации одних электротехнических характеристик для управления одними фазами другие бы изменялись в незначительных пределах и стремились к затуханию переходных процессов. Используемый синергетический принцип формирования ВАХ, являясь частью динамической системы сварочного процесса, оптимизирует при сварке каждую из фаз нелинейной системы, при этом ломаная ВАХ сглаживается, исключая резкие скачкообразные переходы.
Органами регулирования режима синергетического управления сварочного агрегата, также как и в обычном оборудовании, являются ручки настройки свароч-
Поступила в редакцию
ного тока и напряжения, средние величины которых остаются при сварке практически неизменными. Запрограммированная длительность импульсов обмотки возбуждения формирует для выбранных режимов сварки оптимальную форму кривой сварочного тока, обеспечивая стабильность всего процесса сварки, надежность и экономичность работы сварочного оборудования.
Литература
1. Оборудование для дуговой сварки: справочное пособие / под ред. В.В. Смирнова. Л.: Энергоатомиздат, 1986. 656 с.
2. Основы автоматического регулирования и управления / под ред. Пономарева. М.: Высшая школа, 1974. 474 с.
3. Львов Н.С., Гладков Э.А. Автоматика и автоматизация сварочных процессов. М., 1982. 303 с.
4. Юхин Н.А., Текутьев А.А. Технологические принципы построения источников питания для дуговой сварки инверторного типа. М., 1985. 90 с.
18 февраля 2010 г.
Фролов Виктор Алексеевич - канд. техн. наук, доцент, кафедра «Производство сварных и строительных конструкций», Волгодонский институт (филиал) Южно-Российского государственного технического университета (Новочеркасского политехнического института). Тел. 2-46-27. E-mail: blasters@yandex.ru
Frolov Victor Alekseevich - Candidate of Technical Sciences, assistant professor, department «Manufacture of Welded and Building Designs», Volgodonsk Institute (branch) of South-Russian State Technical University (Novocherkassk Polytechnic Institute). Ph. 2-46-27. E-mail: blasters@yandex.ru_
УДК 621.791.011:620.18
СОСТАВ И СТРУКТУРА НИТРИДНЫХ И КАРБОНИТРИДНЫХ ВКЛЮЧЕНИЙ В МЕТАЛЛЕ ШВА ПРИ ПЛАЗМЕННОЙ СВАРКЕ ВЫСОКОЛЕГИРОВАННЫХ СТАЛЕЙ
© 2010 г. В.Н. Шалимов, Ю.В. Заяров, Д.С. Павлов
Волгодонский институт (филиал) Южно-Российского государственного технического университета (Новочеркасского политехнического института)
Volgodonsk Institute (branch) of South-Russian State Technical University (Novocherkassk Polytechnic Institute)
Изложены причины и условия образования неметаллических включений в виде нитридов и карбонит-ридов ниобия и титана при плазменной сварке высоколегированных сталей. Описан механизм образования пленочных дендритов, распределяющихся в межзеренном пространстве, и их влияние на механическую прочность сварных швов. Установлены факторы, способствующие диспергированию дендритных структур до наноразмерных включений, что способствует повышению прочности сварных соединений.
Ключевые слова: плазменная сварка; нитриды; карбонитриды; дендриты; механическая прочность; гидродинамическое воздействие; структура.
The article describes the causes and conditions for the formation of nonmetallic inclusions in the form of nitrides and carbonitrides of niobium and titanium in the plasma welding high-alloy steels. The mechanism offilm formation of dendrites, are distributed in intergranular space, and their influence on the mechanical strength of welded joints. The factors contributing to the dispersion of the dendritic structures of nanoscale inclusions, which contributes to the strength of welded joints.
Keywords: plasma welding; nitrides; carbonitrides; dendrites; mechanical strength; hydrodynamic effects; structure.
При плазменной сварке высоколегированных сталей обеспечение требуемых механических свойств сварных швов является актуальной задачей. Извест-
ные способы защиты зоны сварки от влияния атмосферного азота в недостаточной мере исключают процессы нитридообразования, особенно в производ-
ственных условиях. Одним из перспективных направлений снижения влияния образующихся в металлическом расплаве нитридов является диспергирование пленочных дендритов нитридообразующих элементов высоколегированных сталей. Факторами, способствующими распаду образующихся в головной части ванны пленочных структур, являются электромагнитное и гидродинамическое воздействие плазменной дуги на металлические расплавы.
Особенностью взаимодействия плазмообразую-щих газов с жидким металлом является воздействие на этот процесс сильных электрических полей. В этих условиях имеет место так называемое электрическое поглощение газа металлом. Электрически поглощаются газы, в том числе и нерастворимые (аргон), в случае, если металл является катодом (обратная полярность). Механизм поглощения газа металлом катода может быть представлен следующим образом. От плазмы дуги к жидкому металлу переносчиками энергии на аноде являются электроны, а на катоде - ионы, среди которых имеются также ионы сорбируемого металлом газа. Ион газа, попав в прикатодное электрическое поле, получает огромную кинетическую энергию. Пройдя прикатодный промежуток, ион газа у самой поверхности металла нейтрализуется путем туннельного перехода к нему одного из электронов металла. Образовавшийся в результате рекомбинации возбужденный атом продолжает двигаться к катоду со скоростью иона (в пределах 105 м/с) [1]. С поверхностью металла в катодном пятне взаимодействуют уже электронейтральные атомы газа [2]. Поскольку обычно кинетическая энергия атома газа больше, чем энергия разрушения решетки металла, атом внедряется в поверхностный слой металлического расплава. Свою избыточную энергию атом газа расходует на упругие и неупругие соударения с металлическими атомами, пока не придет к равновесию с ними. Дальнейшее распространение атомов газа в объеме металлического расплава осуществляется путем конвективной диффузии.
В пользу этого механизма свидетельствуют следующие факты. Термодинамические и квантовостати-стические расчеты насыщения хромоникелевых сталей азотом, не учитывающие особенностей поведения частиц плазмы в электрическом поле, приводят к заниженным результатам в сравнении с эксперимен-
тальными данными при обратной полярности, и с удовлетворительной точностью совпадают с опытными данными в случае прямой полярности (табл. 1).
Таким образом, при электрическом поглощении концентрация газа в металле зависит не только от растворимости газа и времени достижения равновесной концентрации, но и от электрических режимов горения дуги.
При прямой полярности (металл сварочной ванны является анодом) поглощение идет химическим путем по законам химической кинетики и термодинамики. Поэтому в данном случае объем поглощенного металлом азота определяется стандартной растворимостью его в металле и парциальным давлением плазмообра-зующего газа и практически не зависит от электрических режимов горения дуги. Подтверждением этого является удовлетворительная степень совпадения расчетных и экспериментальных результатов насыщения хромоникелевых сталей азотом при прямой полярности [2 - 4].
Без создания специальных условий и без дополнительных воздействий, как на сварочную дугу, так и на сварочную ванну, в материале сварочного шва, как правило, образуются неметаллические микро- и макровключения. В основном они представляют оксиды железа и других легирующих элементов, а также их нитриды и карбонитриды. Присутствие этих включений в структуре металла приводит к значительному ухудшению механических свойств сварочных швов. Особенно заметное влияние на прочность металла шва влияют пленочные дендритные структуры, образующиеся в межзеренном пространстве (рис. 1 а). В меньшей степени прочностные показатели шва снижаются при упорядоченном распределении фрагмен-тированных нитридных включений, характерных для титансодержащих сталей (рис. 1 б).
а) б)
Рис. 1. Характерные формы неметаллических включений: а - в структуре стали 04Х20Н10Г2Б; б - в структуре стали 08Х18Н10Т (х5 -103)
Таблица 1
Содержание азота в жидких сталях при температуре 1900 К
Марка стали Содержание азота в образцах сталей, % (по массе)
Расчетные методы Эксперимент [2, 4]
термодинамический квантово-статистический [3] полярность % (по массе)
08Х18Н10Т 0,08 0,11 обратная 0,18
прямая 0,10
04Х20Н10Г2Б 0,08 0,15 обратная 0,24
прямая 0,13
Примечание: 1пл = 230А; ипл = 40В; Усв =12 м/ч; Рш = 80 кПа; Расход азота - 200 мл/с.
Влияние структуры неметаллического включения на механические свойства сварных швов представлено в табл. 2.
Таблица 2
Влияние структур включений на величину удельной ударной вязкости металла шва
Структура стали Содержание азота, % Удельная ударная вязкость, кДж/м2
04Х20Н10Г2Б (рис. 1 а) 0,18 495
08Х18Н10Т (рис. 1 б) 0,19 780
Данные табл. 2 позволили сформулировать гипотезу: улучшения прочностных показателей сварных швов в условиях, не исключающих нитридообразова-ния, можно добиться путем целенаправленного гидродинамического воздействия на сварочную ванну со стороны контрагированной плазменной дуги. Целью такого воздействия должно стать дефрагментирование двумерных макродендритов нитрида ниобия до размеров наноструктурных элементов.
Наиболее ярко специфика нанообъектов проявляется в области характерных размеров от одного до нескольких сотен нанометров. Причинами специфического поведения и особых свойств нанообъектов являются:
- атомно-молекулярная дискретность в нанораз-мерных частицах;
- высокая доля приповерхностных атомов с их валентной ненасыщенностью;
- большая роль диффузии в процессах самоорганизации наноструктур;
- специфические условия зарождения новых фаз и фазовых переходов.
Особенность этих объектов заключается в том, что свойства материалов становятся высокочувствительными к размерам R материальных тел. Так, в области R <10 нм размерные эффекты становятся настолько существенными, что некоторые специалисты предлагают ввести «третью координату» в периодической системе Д.И. Менделеева, имея ввиду четко выраженную зависимость физико-химических характеристик малоатомного кластера от числа одних и тех же атомов в его структуре.
Если все три размера частицы лежат в нанометро-вом диапазоне, она считается нольмерной (в макроскопическом смысле). Такие наноструктуры, представляющие собой, как правило, структуры кластерного типа, не могут быть классифицированы как объекты другой фазы, поскольку они не имеют физической границы раздела, при переходе через которую параметры состояния и свойства изменялись бы скачкообразно. И в то же время они характеризуют свойства жидкой металлической фазы, вписываясь в ее структуру. Теоретически жидкая фаза, содержащая наноструктуры, является гомогенной, и поэтому при ее кристаллизации достигаются высокие механические свойства объекта. Однако при кристаллизации металла сварочной ванны образующиеся нанокласте-ры, имеющие до 50 % поверхностных атомов, способ-
ны коагулировать вследствие значительного уменьшения свободной энергии Гиббса вплоть до образования новой фазы в виде макровключений. При этом наблюдается ухудшение механических свойств металла. Гидродинамические воздействия плазменной дуги на сварочную ванну препятствуют коагуляции образующихся нановключений в макровключения, и, в некоторой степени, ограничивают образование микрогетерогенных включений. Нановключения имеют развитую поверхность и большое число нескомпенси-рованных химических связей. В результате этого энергия адгезии наночастиц с зернами основного металла значительно выше, чем у микрогетерогенных включений и на несколько порядков выше чем у макровключений, образующих новую фазу. В результате механическая прочность металла шва зависит не столько от содержания азота, растворенного в металле, сколько от степени дисперсности включений (табл. 3).
Таблица 3
Механическая прочность металла шва в зависимости от степени дисперсности включений
Сталь Содержание азота, % Удельная ударная вязкость, кДж/м2
04Х20Н10Г2Б (рис. 2) 0,20 930
0,18 1460
Равновесное содержание растворенного в ниобий-содержащей стали азота рассчитывалось по уравнению, полученному путем комбинации температурных зависимостей отдельных стадий процесса насыщения:
+ 0,5 №2О №Ъ№(^;
[К] О 0,5 N2;
[№Ъ] О №>2.
В итоге получаем реакцию взаимодействия растворенных в хромоникелевой стали ниобия и азота:
[№Ъ]+ [№] О
Для этой реакции получены следующие темпера-турно-концентрационные зависимости:
2980
!ё[№]=--— ■+ 0,51в + 0,493;
lg[N]=
Т
10791
Т
lg[Nb] + 3,33,
где [№] и [№Ъ] - равновесные концентрации элементов, % (по массе); Р№2 - парциальное давление газообразного азота над металлическим расплавом, атм.
а) б)
Рис. 2. Фрагментация (а) и распад (б) дендрита s-NbN^ (х5Т03)
Первое из этих уравнений характеризует состояние равновесия насыщения азотом расплава стали из газовой фазы; второе - состояние равновесия между насыщенным раствором азота в жидкой стали и отдельной фазой нитрида ниобия.
Аналогичные зависимости получены и для реакции образования нитрида титана, протекающей расплаве стали 08Х18Н10Т по уравнению
[Г1] + (N1 О ТШда;
3430
№1= - — + 0,51е РН1 + 0,743;
11385
1я№ —Т— +3,411.
Результаты выполненных расчетов представлены на рис. 3 и 4.
[N1, %
0,4
0,2
1
2
1900
2200
2500
2800
3100 T, К
Рис. 3. Насыщение азотом стали (PN2=0,8 атм.): 1 - 08Х18Н10Т; 2 - 04Х20Н10Г2Б
[N], %
2
^ 1
1900
2200
2500
2800
3100
T, К
Рис. 4. Влияние температуры жидкого металла (при концентрации нитридообразующего металла 0,5 %) на содержание азота в расплаве в условиях равновесия с кристаллическими нитридами: 1 - 08Х18Н10Т; 2 - 04Х20Н10Г2Б
Анализ результатов расчета показывает, что, несмотря на высокую растворимость азота в стали, при температуре, характерной для капель присадочного металла, образование кристаллов нитрида ниобия становится практически невозможным. Так, например, из вышеприведенных уравнений следует, что при температуре 3000 К равновесное содержание азота в указанных сталях (0,25 - 0,35 %) несколько меньше, чем необходимо для нитридообразования (0,4 - 0,8 %).
Следовательно, появления кристаллов нитридов ниобия и титана на стадии капли не происходит. Однако при снижении температуры до 2000 К на стадии ванны содержание растворенного в сталях азота (0,08 -0,10 %) становится достаточным для выделения кристаллической фазы нитридов (равновесная с кристаллическими нитридами концентрация азота составляет 5Т0-3 —1 • 10-2 %). Таким образом, можно считать, что лишь при снижении температуры жидкого металла (в основном в хвостовой части сварочной ванны) обеспечиваются термодинамические условия нитри-дообразования. Действительно в исследованиях на электронном микроскопе ЭМВ-100 ЛМ графитовых реплик излома металла шва установлено, что нитриды NbN и TiN имеют разную структуру и образуются на границах кристаллизующихся зерен аустенита. Причем, вид двумерных дендритов имеют только включения нитрида ниобия (рис. 1 а). Термодинамический и кристаллохимический анализ позволили установить, что в области высоких температур (около 2000° С) соединения ниобия NbN и №С имеют не только одинаковую гранецентрированную кубическую решетку и относятся к одной пространственной группе ¥т3т, но и равные параметры ячеек: аNbN = 0,442 нм и а№С = = 0,441 нм. Эти факторы предопределяют возможность образования карбонитридов ниобия:
[№N1 + [№>С] О №2С%).
Однако в момент кристаллизации металла при достижении температуры 1370°С карбонитрид Nb2CN становится неустойчивым вследствие выделения e-NbN гексагональной структуры, относящейся к пространственной группе Р63/ттс с параметрами ячейки: а = Ь = = 0,295 нм; с = 1,125 нм; а = в = 90°; у = 120° [5]. Распад карбонитрида ниобия можно выразить уравнением
№2С%) О е-№%) + №С(Щк).
Имея сходную с аустенитом БеС кристаллическую решетку (а = 0,367 нм), №С(гцк) образует в нем твердый раствор с ограниченной растворимостью. Гексагональная модификация из-за сильного различия кристаллических решеток, практически нерастворима в аустените. Именно в этом заключается основная причина образования дендритов в ниобийсодер-жащих сталях.
Растворенный в жидкой стали нитрид титана, в отличие от нитрида ниобия, способен совместно кристаллизоваться с карбидом титана при любых температурах:
[ТМ] + [ПС] О Т2СКда.
В пользу этого вывода свидетельствуют следующие факты. Нитрид и карбид титана имеют один тип кристаллической решетки - гранецентрированный куб (тип №С1) с близкими параметрами ячейки, соответственно, аГ^ = 0,423 нм и аГ1С = 0,433 нм; относятся к одной и той же пространственной группе - Fm3m; не имеют полиморфных превращений при изменении температуры [5]. Поэтому в титансодержащих сталях неметаллические включения имеют характер фраг-
0
2
1
0
ментированных нанообъектов с линейными размерами 500 ^ 2000 нм, представляющих собой кристаллы орторомбической сингонии. По данным рентгеностр-турного анализа, ячейка Т^С№ имеет следующие параметры: а = 0,425 нм, Ь = 0,432 нм, с = 0,688 нм. Термодинамические расчеты дают величину стандартной энтальпии образования карбонитрида титана, равную АН° = - 614 кДж/моль, что является показателем стабильности этой фазы.
Выводы
1. В условиях плазменной сварки и наплавки с применением азотсодержащей плазмы насыщение жидкой стали азотом происходит, в основном, на стадии капли, а выделение кристаллической фазы нитридов - в сварочной ванне.
2. Нитрид ниобия имеет более высокую склонность к выделению в отдельную фазу из-за различия его кристаллической структуры как с нитридом титана, так и с аустенитной фазой.
3. Гидродинамическое воздействие плазменной дуги на металлический расплав сварочной ванны способствует фрагментации и дальнейшему распаду пленочных дендритов нитрида ниобия до наноразмерных включений.
Поступила в редакцию
4. Механическая прочность сварных швов в значительной степени зависит от степени дисперсности нитридных включений.
5. Различие кристаллических форм неметаллических включений в титан- и ниобийсодержащих сталях связано с разной устойчивостью карбонитридов, образующихся при плазменной сварке, в основном, в сварочной ванне.
Литература
1. Лакомский В.И. Проблемы специальной электрометаллургии. Киев: Наукова думка, 1970. Ч. 4. С. 26 - 42.
2. Боженко Б.Л., Шалимов В.Н., Зубков Н.Н. Насыщение стали азотом при плазменной сварке и наплавке // Физика и химия обработки материалов. М., 1992. № 4. С. 118 - 121.
3. Шалимов В.Н., Боженко Б.Л., Пучкин П.А. Растворимость молекулярных газов в многокомпонентных жидких металлических системах // Новые материалы, приборы и технологии: сб. науч. трудов / Волгодонский ин-т; Новочерк. гос. техн. ун-т. Новочеркасск: Набла, 1998. С. 8 - 10.
4. Боженко Б.Л., Шалимов В.Н., Лепехина Л.И. Взаимодействие азота и ниобия в жидкой стали при плазменной сварке // Металлы. М., 1992. № 3. С. 48 - 52.
5. Справочник химика. Том I. Изд. 2-е, перераб. и доп. М. и Л.: Химия, 1965. 1082 с.
18 февраля 2010 г.
Шалимов Владимир Николаевич - канд. техн. наук, доцент, кафедра «Инженерная экология», Волгодонский институт (филиал) Южно-Российского государственного технического университета (Новочеркасского политехнического института). Тел. 8-(86392)-2-27-17. E-mail: shalimoif@mail.ru
Заяров Юрий Владимирович - канд. техн. наук, доцент, зав. кафедрой «ТСиСП», Волгодонский институт (филиал) Южно-Российского государственного технического университета (Новочеркасского политехнического института). Тел. 8-(86392)-2-50-19. E-mail: tsisp@mail.ru
Павлов Дмитрий Сергеевич - студент, Волгодонский институт (филиал) Южно-Российского государственного технического университета (Новочеркасского политехнического института). Тел. 8-918-579-74-98. E-mail: Pavlovdima86@mail.ru
Shalimov Vladimir Nikolaevich - Candidate of Technical Sciences, assistant professor, department «Engineering Ecology», Volgodonsk Institute (branch) of South-Russian State Technical University (Novocherkassk Polytechnic Institute). Ph. 8-(86392)-2-27-17. E-mail: shalimoif@mail.ru
Zayarov Yuri Vladimirovich - Candidate of Technical Sciences, assistant professor, head of department «Technology of Welding and Engineering Processes», Volgodonsk Institute (branch) of South-Russian State Technical University (Novocherkassk Polytechnic Institute). Ph. 8-(86392)-2-50-19. E-mail: tsisp@mail.ru
Pavlov Dmitry Sergeevich - student, Volgodonsk Institute (branch) of South-Russian State Technical University (Novocherkassk Polytechnic Institute). Ph. 8-918-579-74-98. E-mail: Pavlovdima86@mail.ru
