Применение математической модели для анализа влияния параметров плазменного распыления на крупность гранул титанового сплава ВТ25УП Текст научной статьи по специальности «Химические технологии»

HP "^ tl213.fm Page 57 Friday, July 5, 2013 3:12 PM ^^

МЕТАЛЛУРГИЯ ГРАНУЛ. КОМПОЗИЦИОННЫЕ МАТЕРИАЛЫ

УДК 621.762

ПРИМЕНЕНИЕ МАТЕМАТИЧЕСКОЙ МОДЕЛИ ДЛЯ АНАЛИЗА ВЛИЯНИЯ ПАРАМЕТРОВ ПЛАЗМЕННОГО РАСПЫЛЕНИЯ НА КРУПНОСТЬ ГРАНУЛ ТИТАНОВОГО СПЛАВА ВТ25УП*

Д.И. Сухов, аспирант (ОАО ВИЛС, e-mail: dmitry_suhov@oaovils.ru)

Показано построение и применение математической модели для анализа влияния параметров плазменного распыления на крупность гранул из титанового сплава ВТ25УП. Оценены средние размеры «венца» для гранул, а также совместное влияние параметров и каждого из них по отдельности на процесс плазменного распыления. Проведено сравнение производства никелевых и титановых гранул, сделаны выводы о дальнейших перспективах развития производства титановых гранул.

Ключевые слова: порошковая металлургия, математическая модель, гранулы титановых сплавов, сплав ВТ25УП, центробежное распыление, PREP.

Application of Mathematical Model for Analysis of the Effect of Plasma Atomi-zation Parameters on VT25UP Titanium Alloy Powder Size. D.I. Sukhov.

Design and application of mathematical model for analysis of the effect of plasma atomization parameters on VT25UP titanium alloy powder size are shown. Mean size of the electrode crown needed for powder particle formation, the effect of each parameter on the PREP process separately, as well as joint effect of the parameters have been -(ii)- evaluated. Production of nickel-base superalloy and titanium alloy powders are com-

pared. Further prospects of titanium powder production development are shown.

Key words: powder metallurgy, mathematical model, titanium alloy powder, VT25UP alloy, centrifugal atomization, PREP.

Введение

На процесс плазменной плавки и центробежного распыления быстровращающейся заготовки на гранулы непосредственно влияют два параметра - мощность плазмотрона, задаваемая силой тока и напряжением в цепи плазмотрона, и частота вращения заготовки. С одной стороны, точное выдерживание оптимальных параметров процесса для гранул определенного гранулометрического состава позволяет существенно повысить выход годного рабочей фракции. С другой - варьирование этих параметров помогает управлять крупностью гранул.

* Автор благодарит канд. техн. наук Е.И. Старовой-тенко за участие в корректировке расчетов по математической модели.

Дело в том, что в настоящее время плазменное распыление заготовок из никелевых сплавов проводится по параметрам, рассчитанным по формулам, которые с уменьшением среднего диаметра гранул (в дальнейшем в статье этот критерий будет применяться в качестве определения крупности гранул) давали существенную погрешность при расчете параметров распыления уже для гранул крупностью менее 140 мкм [1]. Для титановых сплавов подобных расчетов опубликовано не было.

Для ответа на вопрос о влиянии параметров распыления на крупность гранул титановых сплавов был проведен анализ совместного влияния параметров распыления на крупность получаемых гранул. Он позволил оценить влияние каждого из параметров распыления по отдельности, эффективность их совмест-

ного увеличения, а также позволил сделать выводы о перспективах развития данного метода изготовления титановых гранул в целом. По его результатам были найдены оптимальные режимы плазменного распыления для титанового сплава ВТ25УП.

Построение математической модели процесса плазменной плавки и центробежного распыления быстровращающейся заготовки

За основу расчета математической модели взята модель распределения тепловых потоков системы «плазмотрон - заготовка». Она позволит определить зависимость толщины пленки расплава на торце заготовки от мощности плазмотрона при ее определенной частоте вращения и скорости подачи.

Модель имеет следующий вид: цилиндрическая заготовка из титанового сплава ВТ25УП диаметром 58 мм вращается вокруг своей оси симметрии с частотой п. К торцу заготовки подведен факел (струя) плазмотрона мощностью Р, в результате чего ее поверхность непрерывно оплавляется, на ней образуется пленка из расплава толщиной 5, жидкость в которой под действием центробежной силы перемещается к краю оплавляемой поверхности. От него она отрывается в виде капель расплава, которые кристаллизуются в среде смеси инертных газов аргона и гелия. Поверхность расплава (торца заготовки) полагается плоской, режим плазменного распыления - капельным. Заготовка движется в направлении факела со скоростью и.

При решении задачи по данной модели не учитывается динамика переходных процессов, режим предполагается квазистационарным, т. е. таким, при котором изменение тепловых потоков, связанное с уменьшением длины заготовки, является медленно меняющейся функцией. КПД плазмотрона п принимается равным 45 % [1].

С учетом стационарности режима уравнения теплового баланса будут выглядеть:

О = Оизл + Оотл + О»

О» = От; От = Оотд + Ор,

(1)

где О - поток тепла, падающего на поверхность торца заготовки;

Оизл - поток тепла, отдаваемый заготовкой в виде излучения;

О*л - поток тепла, уносимый жидкими каплями;

Ож - поток тепла, проходящий через жидкую пленку;

От - поток тепла, направленный из жидкой пленки в твердое тело;

Оотд - поток тепла, отдаваемый заготовкой в газовую среду;

Ор - поток тепла, рассеиваемый в узлах крепления противоположного конца вращающейся заготовки.

Схема тепловых потоков представлена на рис. 1.

Теперь будем поэтапно рассчитывать необходимые компоненты уравнения для решения системы уравнений (1).

Определение потока тепла, падающего на поверхность заготовки. Формула для теплового потока выглядит следующим образом:

О = ПР ■

(2)

где в - площадь поверхности торца заготовки (на практике из-за эксцентриситета осей плазмотрона и заготовки пятно прогрева меньше поверхности торца, однако при используемых скоростях вращения реальным выглядит допущение о полном прогреве поверхности торца), в нашем случае

в = пЯ2. (3)

Тогда соответственно формула примет вид:

О

= иР

%Я'

2

(4)

где Я - радиус заготовки, м.

Ож

Ор

Ои

О ж

°отл

р

Рис. 1. Принципиальная схема модели «плазмотрон — заготовка.»

О

т

О

б

О

отд

Подставляя приведенные выше значения, получим выражение для величины теплового потока в зависимости от мощности плазмотрона.

О = 89,95Я (5)

Определение потока тепла, отдаваемого заготовкой в виде излучения. Предположим, что заготовка излучает тепло как абсолютно черное тело (в действительности эта величина должна быть меньше, так как степень «черноты» титана меньше единицы). В этом случае

Оизл = Яо, (6)

где Яо - энергетическая светимость абсол ют-но черного тела.

Согласно закону Стефана-Больцмана (при допущении, что излучение исходит только с торца заготовки):

-4

Яо = еа Тпл

(7)

где е- степень «черноты» титана;

а - постоянная Стефана-Больцмана,

а = 5,67 х 10-8 Дж-с

м

К-4;

О

отл

ш

Б ,

(9)

где ш - энергия, идущая на образование жидкого расплава, определяется по формуле [2]:

Ш = у(а + сжГф), (10)

где V - скорость плазменного распыления, кг/с;

а - удельная теплота плавления; сж - удельная теплоемкость расплава;

Тгр = Т - Тп

Тф-температура расплава на границе раздела жидкость - область плазмы, определяется из соотношений:

(11)

Т = ТПл + Тп, (12)

где Тп - температура перегрева на поверхности расплава; Тг - температура газа в рабочей камере

вблизи заготовки; Тпл - температура плавления сплава. Скорость распыления определяется по формуле:

V = врж, (13)

где в - объемный расход жидкости, м3/с; рж - плотность жидкого расплава, кг/м3. В данной модели используем формулу для в, полученную в работе [3]. В ней предполагалось, что толщина слоя жидкости мала по сравнению с диаметром диска плавления, течение жидкости по твердой поверхности осе-симметричное, жидкость движется только по радиусу диска и скольжение ее относительно диска отсутствует.

2 „2-3

Тпл - температура плавления сплава.

Тогда формула для теплового потока выглядит аналогично:

4

Оизл = еаТпл . (8)

Определение теплового потока, уносимого образующимися каплями расплава. Так как капли расплава образуются из жидкости, находящейся на поверхности расплава, то часть теплового потока, попадающего на них, может быть определена по формуле:

в =

2пржю Я

3п

(14)

ж

где ю - угловая частота вращения заготовки,

с-1,

Пж - коэффициент динамической вязкости расплава.

Угловую скорость вращения с частотой вращения заготовки связывает формула:

-о п ю = 2п ----60

(15)

В дальнейшем расчете будем использовать именно угловую скорость вращения.

Подставляя в формулу (9) формулы (10) [с учетом (11) и (12)], (13) [с учетом (14)] и (3), получаем окончательное выражение для Оотл :

О

отл

2 2 3

2р жю 8 [а + сж(Тп + Тл - Тг)]

3п-ж

. (16)

Определение стационарного теплового потока в жидкую пленку и выражения для температуры перегрева жидкой пленки. П одсч итаем тепловой поток Ож. Для этого представим жидкую пленку в виде плоскопараллельной плас-

тины, движущейся вдоль оси г с постоянной скоростью и. Распределением температуры вдоль радиуса пренебрегаем. В таком случае формула для искомой величины будет выглядеть:

°ж = -Хж ^ - РжсжТи ^

(17)

где хж - теплопроводность жидкого расплава.

Уравнение теплопроводности для этого случая будет иметь вид:

2

ий! + аж = 0,

Чг ж^2 ^

(18)

где аж - коэффициент температуропроводности,

аж = Хж/ ржсж

(19)

с граничными условиями Т(5) = Тпл, г = 5 и с учетом того, что Ож = -От.

Тогда его решением является функция вида:

_ и?

т = А1 ^ е аж + А

и

2,

(20)

где А1 и А2 - коэффициенты, определяемые из граничных условий, которые можно определить как:

А1 =

От - Р ж с ж и тпл

-и8

аж

Хж е

А = т + аж(От- РжсжиТпл) а2 = 1 пл + -

иХж

(21)

(22)

В общем виде распределение температуры в пленке вдоль оси г описывается следующим образом:

т ^ — (8-?)

РжСжиТпл- От аж Т(г) = ж ж пл т е ж +

иХж

аж( От- РжСжиТпл ) + т

, , + 'пл.

иХж пл

(23)

мулу (12) формулу (23), так как Т(г) = Т. Таким образом, получим:

_аж(РжсжиТпл- От)■ а

иХж

и8

(е ж - 1).

(24)

Оценка теплового потока из жидкой пленки в твердое тело. Подсчитаем тепловой поток в твердую часть заготовки От, пренебрегая, как и прежде, распределением температуры вдоль ее радиуса. Для цилиндра, движущегося с постоянной скоростью и вдоль оси г, тепловой поток может быть представлен аналогично выражению (17) [4]:

От = -Хт - РтСтиТ',

(25)

где хт - теплопроводность твердого материала; ст - удельная теплоемкость расплава; Т'(х) - температура вдоль оси заготовки, причем ось х направлена от факела (струи) плазмы к узлу крепления заготовки.

Уравнение теплопроводности для движущегося тела при постоянном значении хт и отсутствии внутренних источников тепла [4] будет выглядеть:

2

и^ + ат 4 = 0,

йх т1х2 ^

(26)

где ат - температуропроводность твердого сплава.

Граничные условия Т(0) = Тпл, Т(1) = Тг, где I - длина заготовки, м. Тогда решение уравнения (26) примет вид:

--Х

а ат Т (х) = с1 е т

+ с

2,

(27)

Подстановка выражения (23) в формулу (17) приводит после упрощений к результату Ож = От, что очевидно в силу стационарности процесса теплопередачи.

Для того чтобы определить температуру перегрева жидкости в пленке, подставим в фор-

где С1, С2 - коэффициенты, определяемые из граничных условий, рассчитываются аналогично (21, 22).

Подстановка формулы (27) в формулу (25) и сокращение членов, содержащих х, приводят к окончательному выражению:

--1 *

ат

Тпл е т -Тг

От = РтСти-

- ^ I

ат

ет 1

(28)

п

+

-Ф-

-Ф-

МЕТАЛЛУРГИЯ ГРАНУЛ. КОМПОЗИЦИОННЫЕ МАТЕРИАЛЫ

Учитывая малую величину экспоненциаль-

-а I

ного члена (е т = 10-14), получим конечную формулу для теплового потока:

От = ртстиГг. (29)

Оценка теплового потока, отдаваемого газу вращающейся заготовкой. Теплоотдача от вращающегося цилиндра в неограниченное пространство определена в работе [5]. В ней получено следующее выражение для теплового потока:

N х Т

Оотд = , (30)

где хг - теплопроводность газовой среды, Вт/м • К;

N - безразмерный коэффициент, определяемый в зависимости от числа Рейнольдса для потока газа, обтекающего цилиндр.

Число Рейнольдса может быть рассчитано по формуле:

2

Я юрг

Яе =--, (31)

Пг

где рг - плотность газовой среды, кг/м3;

Пг - динамическая вязкость газовой среды, кг/м • с.

Средняя температура может быть подсчитана подстановкой (27) в выражение для средней температуры:

i

Тср = 1 | Т '(хЩх). (32)

0

После интегрирования и отбрасывания малых экспоненциальных членов получим выражение:

ат

Тср = и (Тпл - Тг) + Тг. (33)

Подставляя его в (29), получим окончательное выражение для теплового потока:

= -Хг, = ---Я--

Оотд = -тг (Тпл - Тг) + Тг. (34)

Данные, используемые для расчета, приведены в табл. 1, физические характеристики сплава ВТ25УП - в табл. 2.

Таблица 1

Данные для расчета по модели

«плазмотрон-заготовка»

Наименование Сим- Значение Единица

величины вол измерения

Степень«черноты» £ 0,36 -

титана

Радиус заготовки Я 2,9*10-2 м

Длина заготовки 1 0,58 м

Длина огарка 0 0,07 м

Теплопроводность Хг 68 Вт/м - К

газовой среды

Плотность Рг 0,66 кг/м3

газовой смеси

Динамическая вяз- Пг 2,3*10-5 Па*с

кость газовой среды

Температура газа Тг 1073 К

в рабочей камере

вблизи заготовки

Таблица 2

Физические свойства сплава ВТ25УП

Свойство Символ Значение Единица измерения

Температура Тпл 1893 К

плавления

Плотность Рт 4,62*103 кг/м3

Плотность Рж 4,1*103 кг/м3

расплава

Поверхностное а 1,43 Н/м

натяжение

расплава

Динамическая Пж 10-5 Па*с

вязкость

расплава

Удельная тепло- а 3,751 • 105 Дж/кг-К

та плавления

Удельная ст 536 Дж-кг-1-К-1

теплоёмкость

Удельная тепло- сж 704 Дж-кг-1-К-1

ёмкость расплава

Теплопровод- Хт 7,12 Вт-м-1-К-1

ность

Теплопровод- Хж 14,6 Вт-м-1-К-1

ность расплава

Ф-

Скорость подачи заготовки и вычисляли из соотношения:

1-1

0

(35)

где 1о - длина огарка, м;

т - время распыления заготовки, с.

Итого в данном расчете есть три входных параметра: мощность плазмотрона, частота вращения заготовки и время ее распыления. На выходе же получали толщину пленки расплава на поверхности торца заготовки. Такой подход позволяет оценить комплексное влияние мощности и частоты вращения (как стандартных, задаваемых при плазменном распылении параметров) на толщину пленки расплава.

Однако представляется целесообразным установить взаимосвязь задаваемых параметров с крупностью получаемых гранул, так как это является ключевым моментом при производстве гранул титановых сплавов.

Из расчетов, представленных в работе [6], видно, что толщина пленки по размеру несоизмерима с диаметром получаемых гранул. Из этого можно сделать вывод, что для определения зависимости крупности получаемых гранул от вышеуказанных параметров необходимо воспользоваться другой величиной, связанной с толщиной пленки расплава.

Такой величиной является диаметр сечения «венца». Дело в том, что если рассматривать реальную модель производства гранул методом плазменной плавки и центробежного распыления, то в соответствии с ней на кромке вращающейся заготовки под действием центробежной силы из расплава образуется тороидальный «венец» [7]. Капли расплава, кристаллизующиеся в атмосфере инертных газов, отрываются именно от него. В работе [1] было наглядно показано, что размер перемычки между каплей расплава и «венцом» должен быть примерно равен или немного меньше диаметра «венца» (0,8-1,0 от 1капли). Но так как перемычка не может быть по размеру больше диаметра самого «венца», не может быть его больше по диаметру и капля расплава. То есть «венец» выступает в роли ограничителя размера и может являться критерием оценки крупности гранул.

Однако анализ гранулометрического состава показал, что в реальности диаметры гранул могут сильно различаться даже при использовании одного режима. Объяснение этому лежит в механизме отрыва капли от венца. Остановимся на ключевых аспектах данного процесса.

При плазменном распылении вращающейся заготовки из пленки, находящейся на поверхности торца заготовки, образуется тороидальный «венец» на периферии торца. Он удерживается на поверхности силами поверхностного натяжения. Затем на нем под действием возмущений отдельные его участки собираются в сферические головки. По мере перетекания расплава в головку увеличивается ее масса, а, следовательно, и центробежная сила, стремящаяся оторвать ее от «венца». Когда она становится равной силе поверхностного натяжения, капля может оторваться от «венца», а короткая перемычка между каплей и «венцом» втягивается обратно в него, где служит местом образования новой головки [7].

Существенное различие в диаметрах гранул в пределах одного цикла распыления объясняется следующими факторами. Во-первых, необходимо учитывать воздействие вибрации. С ней связано такое явление, как вырыв капли с торца заготовки. При образовании «венца» на кромке торца заготовки сама кромка имеет температуру, близкую к температуре плавления сплава. При этом ее прочность падает. Под действием вибрации она разрушается, и от нее могут отлетать достаточно крупные частицы (отрывы), забирая с собой часть жидкости с «венца». Этим явлением и объясняется присутствие в массе гранул частиц, больше по размеру основной массы гранул, полученных при высоких скоростях распыления. Так как с увеличением частоты вращения заготовки вибрация возрастает, то и число таких гранул увеличивается на фоне общего снижения крупности гранул. Это ведет к снижению выхода годного с уменьшением рабочей фракции.

Во-вторых, очевидным является тот факт, что с уменьшением геометрических параметров «венца» уменьшается и размер гранул. Однако не стоит забывать, что с увеличением

и

т

-Ф-

-Ф-

МЕТАЛЛУРГИЯ ГРАНУЛ. КОМПОЗИЦИОННЫЕ МАТЕРИАЛЫ

количества энергии, подаваемого на торец заготовки, увеличивается и толщина пленки расплава (при одной и той же частоте вращения заготовки). Это означает, что на поверхности торца расплава становится больше и его приток в «венец» возрастает, следовательно, возрастает и его диаметр, и диаметр отрывающихся от него капель. Это отзывает нас к такому понятию, как время нахождения головки на «венце» до ее отрыва. Ведь с увеличением мощности расплав становится менее вязким, и время нахождения головки на «венце» сокращается. Последнее утверждение является справедливым лишь в том случае, если скорость плавления остается неизменной, так как тогда увеличивается перегрев пленки и «венца» при повышении температуры их поверхности и понижается вязкость расплава. Но на практике время распыления уменьшается. Из этого можно сделать вывод, что необходимо комплексно рассмотреть влияние длительности собственно процесса распыления и мощности плазмотрона при одной постоянной скорости вращения заготовки на диаметр «венца».

В таком случае воспользуемся модифицированной формулой для расчета диаметра «венца» из работы [1]:

' \ 1/2

й = 2 ивенца 2

2 а

^лрж Я©2

(36)

где а - поверхностное натяжение жидкого металла, Н/м.

Подставляя в нее формулу (14) с учетом формулы из работы [2]

в = пЯ2и (37)

(т. е. при постоянном расходе расплава в единицу времени), получим выражение, связывающее диаметр «венца» и толщину пленки расплава:

Л 1/2

йвенца 4

а5

3Пжв пЯи

(38)

где пжв - коэффициент динамической вязкости жидкости на «венце».

Этот коэффициент отличается от используемого выше из-за большего перегрева жидкого расплава в «венце», чем в пленке на

поверхности торца заготовки. Для сплава ВТ25УП он был рассчитан через соотношение

О. я т

для коэффициента вязкости п(Т = А е [8].

На основе модели «плазмотрон - заготовка», а также с использованием вышеперечисленных формул для тепловых потоков и диаметра «венца» была составлена математическая модель в программе МаШСаЬ 14.

Физический смысл модели состоит в том, что определенной мощности плавления заготовки должно соответствовать свое оптимальное время распылении. В противном случае при изменении мощности при одной и той же скорости подачи заготовка будет либо приближаться к плазмотрону, либо удаляться от него. Оценить изменение диаметра «венца» в таком случае и позволяет данная модель. Причем это справедливо при постоянной частоте вращения заготовки. С другой стороны, на изменение диаметра «венца» влияет и изменение частоты вращения. Поэтому данная модель позволяет комплексно рассмотреть влияние этих параметров на диаметр «венца» и через него оценить крупность получаемых гранул. Таким образом, с ее помощью можно определить средний диаметр гранул для каждой используемой мощности плазмотрона при заданной частоте вращения заготовки с учетом времени ее полного плазменного распыления.

Анализ результатов использования модели и теоретические исследования процесса

На первом этапе анализа математической модели были аналитически получены средние диаметры «венца» для трех конкретных режимов плазменного распыления титанового сплава ВТ25УП. Затем проводили процессы распыления, по итогам каждого из которых анализировали гранулометрический состав, на основе чего определили средний диаметр титановых гранул. По указанной выше причине, диаметр «венца» должен быть больше среднего диаметра гранул. По результатам проведенного анализа для никелевых сплавов был сделан вывод, что вследствие возрастающего действия вибрации эти размеры с увели-

tl213.fm Page 64 Friday, July 5, 2013 3:12 PM

-Ф-

Таблица 3

Значения средних диаметров гранул в сравнении с аналитически полученными значениями диаметра «венца» при аналогичных режимах

Получаемая фракция Частота вращения заготовки, об/мин Сила тока, А Напряжение, В Мощность, Вт Время распыления, мин Средний диаметр гранулы, мкм Средний диаметр «венца» (аналитический), мкм

-250+50 12000 650 55 35750 19 194,61 218,30

-250+50 13500 700 52 36400 18,5 175,36 192,70

-200 22000 1000 55 55000 14 138,93 152,10

чением частоты вращения заготовки выравниваются. Полученные результаты для сплава ВТ25УП указывают на сохранение этой тенденции и для титановых сплавов.

Результаты по данному анализу сведены в табл.3.

Графически тенденция к сближению значений среднего диаметра гранул и диаметра «венца» просматривается на рис. 2.

Были построены также зависимости среднего диаметра гранул и аналитически полученного диаметра «венца» от мощности плазмотрона и частоты вращения заготовки по отдельности (рис. 3).

Как видно из графиков, модель показала хорошие результаты при прогнозировании результатов для различных режимов распыления, что доказывает ее эффективность.

В целом анализ полученных данных дает подтверждение высказываемого в работах [1, 7] тезиса об уменьшении крупности гранул с увеличением частоты вращения заготовки. Это означает, что дальнейшее увеличение

250

а и я

£

es К

Ы

200

150

100

P = 35750 Вт P = 36400 Вт P = 55000 Вт n = 12000 об/мин n = 13500 об/мин n = 22000 об/мин

Режим распыления

Рис. 2. Зависимость среднего диаметра гранул и диаметра «венца» от режима плазменного распыления:

1 - диаметр «венца»; I - средний диаметр гранул

частоты вращения приведет к определенному снижению среднего размера получаемых гранул. Аналогично снижается и диаметр «венца».

При исследовании гранулометрических составов частиц (рис. 4), полученных при раз-

2,5

3 2 я 'х

CS SS н о

1,5

CS

/ г

1—/ / /

/ . t / / / Г — 2

/ /

2,5

S

CS

ГО « -

<D

CS c

P< '

Я CS H

о н

ä

1,5

200 150

Средний диаметр гранул D, мкм

а

m

CS

Я

О Р<

О

я

в

о

/ ✓

1-// / / / /

/ / / / / / / /

-- / / г—2

н

я

CS

Я

О

е

о S

о я В

о

200 150

Расчетный диаметр «венца»

Рис. 3. Зависимости среднего диаметра гранул (а)

и расчетного диаметра «венца» (б) от мощности плазмотрона (1) и частоты вращения заготовки (2)

6

2

4

2

1

6

2

4

2

1

мкм

64

ТЕХНОЛОГИЯ ЛЕГКИХ СПЛАВОВ № 2 2013

-Ф-

-Ф-

личных режимах, становится очевидным тот факт, что крупность гранул в основном меньше диаметра «венца». Это объясняется тем, что в реальности критическая масса отрыва капли от «венца» соответствует капле диаметром, меньшим диаметра «венца». Но с ускорением вращения эти диаметры выравниваются, что связано с возрастающим влиянием вибрации на заготовку, так как все сильнее сказывается на процессе отрыва капли от «венца» упомянутое выше явление вырыва капли с кромки торца заготовки.

Интересный момент обнаруживается при сравнении этих гранулометрических составов. Видно, что при втором режиме выход годного по фракции -200 +140 мкм больше, чем при первом, хотя оба они используются для получения рабочей фракции -250 +50 мкм (см. табл. 3). На основании этого можно сделать вы-

%

70 60 50 40 30 20 10 0

"58,4"

-34,6-—ШИ

-3,1-

%

100 80 60 40 20 0

-250 +200 -200 +140 -140 +100 Фракция гранул, мм а

-100 +50

"3,5"

6

-84,5-

I

"2,5"

3

0,5

-250 +200 -140 +100 -50

-400 +250 -200 +140 -100 +50

Фракция гранул, мм б

%

40 30 20 10 0

-250 +200 -140 +100 -400 +250 -200 +140 -100 +50

Фракция гранул, мм

в

Рис. 4. Распределение гранул по фракциям для трех режимов распыления:

а - Р = 35750 Вт, п = 12000 об/мин; б - Р = 36400 Вт, п = 13500 об/мин; в - Р = 55000 Вт, п = 22000 об/мин

-34,66-

28,71 _ -=—-■-24,75-

-250 +200 -140 +100 -50

вод о том, что при втором режиме получаемую рабочую фракцию можно считать -200 +50 мкм, что делает его более рациональным. В таком случае можно говорить о значительном снижении крупности гранул при небольшом изменении параметров распыления.

Поскольку о снижении крупности гранул при увеличении частоты вращения заготовки можно говорить как об устоявшемся факте, то дальнейшая работа была направлена на оценку влияния мощности плазмотрона на процесс распыления.

На втором этапе анализа был проведен следующий аналитический эксперимент - при постоянных входных параметрах (частота вращения и время распыления) повышали мощность плазмотрона.

Данные рис. 5 и практические результаты, полученные в экспериментах, показывают

200

210 220 Б, мкм а

230

150

155 Б, мкм

160

Рис. 5. Зависимость среднего диаметра «венца» й от мощности плазмотрона Р при постоянных входных параметрах (частота вращения и время распыления):

а - п = 12500 об/мин, £ = 19 мин; б - п = 22000 об/мин, £ = 14 мин

-Ф-

-Ф-

МЕТАЛЛУРГИЯ ГРАНУЛ. КОМПОЗИЦИОННЫЕ МАТЕРИАЛЫ

Таблица 4

Значения среднего размера «венца» при режимах для скорости вращения заготовки 12500 об/мин

Получаемая фракция Мощность минимальная, Вт Мощность выбранная, Вт Время, мин Толщина пленки расплава, мкм Средний размер «венца», мкм

-250+50 7667 27218 20,5 1,124 182,50

-250+50 7858 27812 20 1,132 182,20

-250+50 8060 28426 19,5 1,140 181,80

-250+50 8272 29059 19 1,148 181,30

-250+50 8496 29715 18,5 1,156 180,80

-250+50 8732 30394 18 1,164 180,20

-250+50 8981 31097 17,5 1,172 179,50

-250+50 9245 31745 17 1,178 178,30

отсутствие необходимости повышения мощности для уменьшения диаметра «венца». Они показывают лишь аналитическую сторону вопроса, а на практике при увеличении мощности плазмотрона при постоянной подаче возможно изменение расстояния от плазмотрона до заготовки. В таком случае заготовка удаляется от венца на большее расстояние, и перегрев «венца» снижается.

На практике время плазменного распыления становится меньше с увеличением параметров режима распыления. На основе этого наблюдения были проанализированы изменения среднего размера «венца» для каждого времени распыления при одной и той же частоте вращения заготовки.

Шаг по времени был выбран 0,5 мин (от 20,5 до 17 мин). Данные табл. 4, показывают, что при снижении времени распыления с увеличением мощности плазмотрона диаметр «венца» будет уменьшаться. Однако скорость распыления заготовки может изменяться совершенно независимо от мощности плазмотрона через варьирование скорости подачи заготовки. Для никелевых сплавов каждому режиму распыления (т. е. сочетанию мощности плазмотрона и частоты вращения) должно соответствовать строго свое время распыления для получения оптимального гранулометрического состава. Такой вывод применим и для титановых сплавов. Поэтому необходимо найти это время распыления для каждого конкретного режима.

Для этого проанализируем изменение диаметра «венца» для двух режимов распыления на гранулы крупностью - 250 + 50 мкм с изменением времени распыления, аналогичным предыдущему (рис. 6).

Как видно из рис. 6, при использовании режима с 12000 об/мин можно добиться снижения крупности гранул за счет увеличения скорости подачи, однако даже использование времени распыления второго режима 18,5 мин (см. табл. 3) достигнуть общего снижения крупности гранул до его результатов не получится. Но при увеличении скорости распыления во втором режиме до 19,5 мин и

Рис. 6. Зависимость среднего диаметра «венца» й от времени плазменного распыления заготовки т при постоянных параметрах распыления:

_частота вращения 12000 об/мин, мощность

плазмотрона 35750 Вт;

.........частота вращения 13500 об/мин, мощность

распыления 36400 Вт; шаг изменения времени распыления 0,5 мин

выше можно получить увеличение крупности гранул до сравнимого с первым режимом. Следовательно, при использовании первого режима можно попробовать увеличить скорость подачи, но это не приведет к существенному изменению крупности гранул. Судя по гранулометрическому составу для второго режима, его стоит считать оптимальным для получения гранул крупности -200 +50 мкм.

Аналитическое сравнение процессов производства гранул сплавов на основе никеля и титана

Если сравнивать производство никелевых гранул (как наиболее развитое в России) с производством титановых, то одной из самых обращающих на себя внимание особенностей оказывается та, что диаметр заготовок под плазменное распыление для производства гранул для тех и других сплавов существенно отличается. Он составляет для никелевых сплавов 80-2 мм, а для титановых 55+3 мм. В связи с этим интересно проследить, как изменится средний диаметр «венца» при увеличении диаметра заготовки для титановых сплавов. Для этого выбрали один из уже использованных режимов производства: Р = 35750 Вт, п = 12000 об/мин, т = 19 мин (рис. 7).

Из графика видно, что при использовании диаметра заготовки титанового сплава, эквивалентного диаметру заготовки из никелевого сплава, можно получить средний размер «венца» менее 100 мкм. Однако это справедливо лишь в аналитической задаче с данными условиями. В реальности же соответственно увеличению диаметра должна возрастать и мощность плазмотрона, иначе ее просто будет не достаточно для проведения плазменной плавки. Исходя из этого, взяв для распыления заготовки диаметром 80 мм предположительно мощность, в 2 раза превышающую мощность для распыления заготовки диаметром 58 мм (порядка 70000 Вт), получим средний диаметр «венца» 190 мкм. Это существенно меньше, чем получаемые на практике 218,3 мкм, но по сравнению с диаметром «венца», аналитически получаемом на никелевых сплавах (порядка 120 мкм), не так велико. То есть даже при использовании оди-

наковых диаметров заготовок невозможно добиться на титановых сплавах крупности гранул никелевых при аналогичных режимах. Но для получения гранул более мелкого размера увеличение диаметра заготовки видится целесообразным.

Если сравнить гистограммы распределения гранул по фракциям при п = 22000 об/мин для никелевых и титановых сплавов, видно, что для никелевых сплавов выбран более рациональный режим распыления (рис. 8).

Исходя из анализа полученных на практике результатов как для никелевых, так и для титановых сплавов, значение среднего диаметра гранул почти всегда попадает в интервал, со-

300

250

S

200

150

100

50

0,025

0,03

0,035

0,04 R, м

Рис. 7. Зависимость среднего диаметра «венца» й от изменения радиуса распыляемой заготовки й

-50 -140 +100 -200 +160

-100 +50 -160 +140 -400 +200 Фракция гранул, мкм

Рис. 8. Распределение гранул по фракциям

титанового сплава ВТ25УП (P = 55000Вт, n =22000об/мин, т =14 мин) и никелевого сплава ВВ751П (P = 104000Вт, n =22000об/мин, т =13,5 мин): I - ВВ751П; ♦ - ВТ25УП; ▲ - ВТ25УП (прогноз)

ответствующий фракции с наибольшим количеством гранул в ней (судя по данным из практики, количество гранул в нем составляет 45-55 % от общей массы). Причем оно в идеале должно лежать ровно посередине данного интервала, но так как распределение гранул по фракциям неидеально, то оно смещается в данном интервале в сторону фракций с большим количеством гранул.

В таком случае при прогнозировании гранулометрического состава для возможного использования заготовок диаметром 80 мм получается результат, представленный пунктирной линией. Он показывает справедливость вышеуказанного вывода касательно перспективы увеличения диаметра заготовки. Однако стоит отметить, что, несмотря на выравнивание гранулометрического состава

в сторону нормального распределения, все равно большая часть гранул находится во фракции - 140 + 100 мкм. Это означает, что на существующих установках типа УЦР-2, УЦР-3М невозможно получить гранулы крупностью менее 100 мкм в промышленном масштабе, даже при увеличении диаметра распыляемой заготовки.

Аналитические расчеты показали, что титановые гранулы крупностью менее 100 мкм можно получать при использовании заготовок диаметром 80 мм и при скоростях распыления порядка 30000 об/мин. В таком случае средний размер гранул будет находиться в интервале от 82 до 96 мкм. Однако для получения точного результата требуется экспериментальная проверка.

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

1. Мусиенко В.Т. Особенности распыления вращающейся заготовки // В кн.: Металлургия гранул. - М.: ВИЛС, 1986. Вып. 3. С. 23-33.

2. Сухов Д.И. Теоретическое определение параметров плазменного распыления вращающейся заготовки на гранулы // Технология легких сплавов. 2009. № 4. С. 43-46.

3. Дитякин Ю.Ф. и др. Распыление жидкостей. -М.: Машиностроение, 1977.

4. Карелоу Г., Егер Д. Теплопроводность твердых тел. - М.: Наука, 1964.

5. Дорфман Л.А. Тепловой пограничный слой на вращающемся диске // ДАН СССР. 1958. Т. 19. № 6.

6. Старовойтенко Е.И., Мусиенко В.Т. Тепловые условия формирования и кристаллизации тонких пленок жаропрочных сплавов // В кн.: Металлургия гранул. - М.: ВИЛС, 1986. Вып. 3. С. 45-56.

7. Мусиенко В.Т. Закономерности образования гранул при центробежном распылении вращающейся заготовки // В кн.: Металлургия гранул. -М.: ВИЛС, 1983. Вып. 1. С. 41-48.

8. №р://ги.ш1к1ре^а.огд/Вязкость.