Методика проектирования электродугового инструмента для повышения эффективности его применения в технологиях плазменной обработки материалов тема диссертации и автореферата по ВАК РФ 00.00.00, доктор наук Анахов Сергей Вадимович

• Анахов Сергей Вадимович
• доктор наук
• 2023

Оглавление диссертации доктор наук Анахов Сергей Вадимович

Введение

Глава 1. Анализ современных принципов и методов проектирования и использования электроплазменного оборудования

1.1. Область применения и перспективы использования плазмотронов в электроплазменных технологиях (ЭПТ)

1.2. Современные принципы конструирования и разработки плазмотронов для обработки материалов

1.3. Современные методы проектирования плазмотронов для обработки материалов

1.4. Критерии эффективности проектирования и использования плазмотронов в электроплазменных технологиях

1.5. Проблемы безопасного применения электроплазменного инструмента

Выводы по главе

Постановка задачи исследования

Глава 2. Разработка методики проектирования электродуговых металлорежущих плазмотронов по газодинамическим и теплофизическим критериям

2.1. Конструктивные особенности газовоздушных трактов электродуговых металлорежущих плазмотронов

2.2. Методика газодинамического анализа газовоздушных трактов плазмотронов

2.3. Характерные особенности течения плазмообразующего газа в плазмотронах

2.4. Основы проектирования газовоздушных трактов металлорежущих плазмотронов однопоточной схемы по газодинамическим принципам

2.5. Проектирование двухпоточных металлорежущих плазмотронов, работающих по технологии узкоструйной плазмы

2.6. Разработка методики и анализ эффективности проектирования систем газовихревой стабилизации электродуговых металлорежущих плазмотронов

2.7. Анализ особенностей проектирования металлорежущих плазмотронов по теплофизическим критериям

Выводы по главе

Глава 3. Разработка принципов и методов проектирования плазменного оборудования по

критериям производственной безопасности

3.1. Исследование факторов и источников акустического излучения в электроплазмен

ных технологиях (ЭПТ)

1

3.2. Физические механизмы акустической генерации плазмотронами

3.2.1. Механизмы излучения широкополосного шума плазмотронами

3.2.2. Акустика двухконтурных сопел

3.2.3. Физические модели генерации звука плазмотроном

3.3. Физические основы оптического излучения низкотемпературной плазмы

3.4. Принципы и методы проектирования плазмотронов по критериям акустической безопасности

3.5.Профилирование газо-воздушных трактов плазмотронов по критериям акустической безопасности

3.5.1. Профилирование вихревой системы по газодинамическим и акустическим критериям

3.5.2. Профилирование сопловых узлов по газодинамическим и акустическим критериям

Выводы по главе

Глава 4. Проектирование инструментов электроплазменного обезвреживания отходов

4.1. Разработка плазменного инсинератора для дожигания токсичных газообразных отходов

4.2. Оценка эффективности плазменного обезвреживания супертоксикантов

4.3. Проектирование плазменного инсинератора с системой закалки газов

Выводы по главе

Глава 5. Электроплазменные технологии и процессы: диагностика по критериям эффективности, качества и безопасности

5.1. Сравнительный анализ эффективности и качества плазменной обработки металлов

5.1.1. Анализ эффективности проектирования по газодинамическим критериям

5.1.2. Анализ эффектов газонасыщения поверхности реза металлов

5.1.3. Сравнительный анализ параметров качества плазменной резки металлов

5.1.4. Сравнительный анализ свойств сварных соединений, полученных с применением плазменной резки

5.2. Примеры реализации принципов проектирования плазмотронов по критериям безопасности

5.2.1. Анализ эффективности проектирования плазмотронов с учетом факторов акустической безопасности

5.2.2. Анализ эффективности проектирования плазмотронов с учетом факторов

оптического излучения

5.3. Квалиметрическая оценка эффективности проектирования плазмотронов для резки

металлов

Выводы по главе

Заключение

Список литературы

Приложение А. Акты испытаний и внедрения результатов работы

Приложение Б. Патенты и свидетельства на программы для ЭВМ

Приложение В. Технические условия на плазмотроны типа ПМВР

Приложение Г. Методика автоматизированного проектирования металлорежущих плазмотронов

ВВЕДЕНИЕ

Особенностью последних 10-15 лет является осознание российским обществом своего технологического отставания, преодолеть которое можно только путем модернизации технологий. Развитие любой технологии неизбежно проходит две стадии - научно-исследовательскую и внедренческую, которые могут выполняться различными структурами в разные промежутки времени. Существенные затраты на научные исследования, которые зачастую несёт предприятие, стремящееся своими силами развивать новую технологию, должны быть обоснованы внедренческой перспективой и, в оптимальном варианте, поддержаны государственными структурами, определяющими приоритеты научно-технического развития в масштабах всей страны. В широком ряду процессов, давно и широко применяемых в различных отраслях промышленности, но требующих непрерывной модернизации, а, следовательно, и постоянных научно-технических исследований, достойное место занимают электроплазменные технологии (ЭПТ) [1], основанные на применении плазменного инструмента - генераторов низкотемпературной (до 20 000-30 000 0С) плазмы - плазмотронов.

К концу ХХ века большая часть проблем, сдерживавших внедрение ЭПТ, остались позади. Низкотемпературная плазма стала важным элементом современных производств, позволяющих вести процессы с высокими скоростями, недостижимыми для других технологий [2]. Среди них следует упомянуть плазменную плавку, резку и упрочнение металлов, плазмохимию, спецметаллургию, решение экологических проблем, получение новых чистых материалов, ультрадисперсных и специальных порошков, нанесение пленок и покрытий вакуумно-плазменным методом и т.д. [3, 4] С учетом большого разнообразия областей применения и требований к плазменной струе и генератору плазмы разработана широкая номенклатура плазмотронов, различающихся по конструктивному оформлению и их применению в рабочем процессе [5, 6]. В зависимости от форм электрического разряда, используемого для генерации плазмы, различают электродуговые, высокочастотные и сверхвысокочастотные плазмотроны, а также генераторы на электромагнитных колебаниях оптического диапазона частот - оптических разрядах и потоках частиц высоких энергий - пучковый разряд [7]. Наибольшее распространение и применение в настоящее время получили электродуговые генераторы плазмы, которые и являются предметом анализа настоящей работы. В настоящее время разработано большое количество электродуговых плазменных инструментов для самых разных целей [7, 8]. Они применяются для нагревания газа в аэродинамических трубах и плазмохимических реакторах, для решения аэрокосмических задач, прямого

4

восстановлении металлов из руд, интенсификации доменных и мартеновских процессов в металлургии [9,10,11]. Плазмотроны используются как инструмент для термического бурения горных пород, при спектрометрических исследованиях, для получения стабильного эталона излучения, в качестве реактивных двигателей малой тяги для космических аппаратов и т.д. [12, 13, 14, 15].

Введение диссертации (часть автореферата) на тему «Методика проектирования электродугового инструмента для повышения эффективности его применения в технологиях плазменной обработки материалов»

Актуальность темы исследования.

Анализ и обобщение сведений, накопленных при исследовании современного рынка продукции и разработок в сфере проектировании электродуговых плазмотронов, свидетельствует, что в электроплазменных технологиях продукты труда российских ученых до сих пор играют заметную роль. Фактически, в настоящее время в России существуют разработки и производится большое количество плазмотронов для резки, сварки, напыления, обезвреживания и переработки отходов. Большинство из них соответствуют уровням отечественных ГОСТов по требованиям эргономичности, удобства обслуживания, надёжности, энергопотребления и производительности. Однако, несмотря на высокую стоимость, многие производители предпочитают плазмотроны импортного производства, так как по качеству реза, энергопотреблению, производительности и ряду других показателей их характеристики превосходят аналогичные показатели большинства отечественных плазмотронов. При этом в последние годы в конструировании плазмотронов отечественными производителями наметился весьма существенный крен в направлении исследований и разработки мощных плазменных нагревателей, плазмохимических реакторов и металлургических плазмотронов [16, 17, 18], применяемых, как правило, для высокотемпературных химических превращений и утилизации отходов. Несмотря на высокий уровень и научный приоритет данных разработок, их внедрение в настоящий момент из-за существенной энергоёмкости технологий достаточно невелико. В то же время в области плазменной резки и сварки отечествен-наяпродукция лишь в незначительных деталях отличается от предлагавшихся ещё в 80-е годы разработок ВНИИЭСО, ВНИИ АВТОГЕНМАШа и ИЭС им. Е.О. Патона. Фактически вне рамок разработки и исследований оказалась появившиеся в последние 10 лет у зарубежных производителей (Hyperterm, Kjellberg, MesserGreisheim) технология так называемой «точной» или «сжатой» плазмы (процесс 834 «Резка плазменная высокоточная» ГОСТ Р ИСО 4063), обеспечивающей существенное повышение эффективности и качества реза, снижение материало- и энергоемкости процесса [19, 20]. В результате традиционные отечественные плазменные технологии для резки оказываются менее конкурентоспособны не только по сравнению с иностранными, но и по отношению к другим процессам резки (лазерным, механическим, гидроабразивным) имеющим

5

свой потенциал внедрения, особенно при разделке металлов малых толщин. Отметим, что наблюдается и сужение сферы применимости технологий плазменной и микроплазменной сварки, доля которых в суммарном объеме сварочных технологий в настоящее время составляет 2-3 % [21]. По всей видимости, это связано также с отсутствием внимания к разработке соответствующего плазменного оборудования, из-за чего оно по стоимости и скорости процесса проигрывает автоматической дуговой сварке.

Совершенствование любой ЭПТ должно начинаться с улучшения параметров работы основного её элемента - плазмотрона, достигаемого путем проектирования и конструирования его основных узлов. Известные принципы проектирования оборудования [22, 23] подразумевают в первую очередь решение задач повышения его функциональных характеристик - производительности, качества и надежности. Именно такие результаты, как правило, и представлены в последних разработках плазменных генераторов [20, 24, 25, 26]. Решения такого рода обычно патентуются, а производители и разработчики плазмотронов при этом, как правило, предпочитают давать информацию о конструктивных и технологических особенностях предлагаемого ими оборудования в самых общих чертах, не раскрывая используемых «ноу-хау», используя зачастую ещё и меры, предотвращающие разборку и исследование его наиболее важных узлов. В результате информация о функционировании плазмотрона в целом, конструкции его отдельных элементов, газодинамических, теплофизических и электродинамических характеристиках оказывается труднодоступной.

Помимо указанной проблемы при анализе современных результатов конструирования в ЭПТ наблюдается слишком широкое использование формализованных процедур и очень слабое внимание к принципам системного и оптимального проектирования. В первом случае речь идёт об использовании численного моделирования процессов [27, 28], результаты которого, как правило, применимы для анализа конкретной конструкции, но малопригодны для нахождения оптимальных и эвристических решений [29]. Кроме того, в ходе проектирования электроплазменного оборудования зачастую возникают задачи со взаимно противоречивыми результатами. К такой проблеме, например, приводит стремление сконструировать плазмотрон максимально эффективным по тепловым, динамическим и электрическим параметрам с высокой степенью безопасности по критериям шума, излучения и газовыделения, а также электробезопасности. Подобные решения, очевидно должны опираться на методы поиска оптимальных результатов и использовать системный подход, учитывающий большинство технологически и экологически важных критериев. Разработкой принципов системного подхода в последние годы занимались И.В. Переездчиков [30] - в сфере исследования опасностей промыш-

6

ленных систем «человек-машина-среда», и С.М. Лисовский [31] - применительно к процессам ионно-плазменного напыления, однако плазменные электродуговые процессы пока ещё находятся вне рамок такого рассмотрения. Отметим также, что разработанные в 70-80-е годы в школах академика С.С. Кутателадзе (институт теплофизики СО РАН) и М.Ф. Жукова (институт ТиПМ СО РАН) методы функционального анализа работы унифицированных плазмотронов, опирающиеся на критериальные параметрические соотношения [32, 33], также требуют своего развития, уточнения и анализа, учитывающего последние конструктивные решения в этой сфере.

Важным критерием эффективности работы и перспектив инновационного внедрения ЭПТ является фактор безопасности. Начавшееся с конца 60-х годов ХХ века активное внедрение плазменных технологий, сопровождаемое повышением мощности плазмотронов, поставило перед разработчиками проблему борьбы с характерными для таких процессов многочисленными негативными и вредными факторами. В ближней зоне работающего мощного плазмотрона наблюдаются высокие уровни электромагнитного излучения, сильное шумовое, газовое и пылевыделение, необходимо соблюдение норм электробезопасности. На негативное влияние упомянутых отдельных факторов, а также их комбинированное воздействие было обращено внимание с конца 70-х годов прошлого века в исследованиях группы ученых Московского НИИ гигиены им. Ф.Ф. Эрисмана под руководством А.В. Ильницкой [34, 35], ВНИИ Автогенмаш под руководством Н.И. Никифорова [36] и института Охраны труда (Санкт-Петербург) под руководством И.С. Алексеевой [37]. Исследования шумового фактора проводились также в 90-е годы в НИИохраны труда (г. Екатеринбург). Результатом данных исследований стали корректировки стандартов по безопасности труда, выработка основных направлений по борьбе с вредными факторами ЭПТ и организация технологических мероприятий по снижению уровня их воздействия на рабочий персонал. Было также выяснено, что за счет проектирования плазмотронов можно существенно снизить уровень их акустического излучения, что позволило с конца 80-х годов Ю.А. Пыкину и автору данного исследования приступить к непосредственному конструированию и исследованию малошумных плазмотронов, а также разработке средств по борьбе с шумом и сопутствующими вредными факторами в системе «человек-плазмотрон-машина» [38, 39]. Можно обратить внимание и на ряд публикаций [40, 41], свидетельствующих о влиянии возникающих в сопловом узле плазмотрона акустических резонансов на стабильность горения плазменной дуги, а, следовательно, и на эффективность и надежность работы плазмотрона. Следует также отметить, что в номенклатуре современных плазмотронов отечественных и зарубежных производителей проблеме шума и сопутст-

7

вующих ему вредных факторов уделяется определенное внимание и паспорта не только на плазмотроны, но и на периферийное оборудование регламентируют допустимые уровни излучения. Тем не менее, большинство исследований по проблеме безопасности ЭПТ по-прежнему сводятся к разработке средств и мероприятий по защите персонала в зоне воздействия [42, 43], а в предлагаемых конструкторских решениях фактор безопасности практически не учитывается. К тому же, как показали последние проведённые автором исследования [44], большинство используемых на современном рынке дуговых плазмотронов для резки имеют повышенный уровень шумоизлучения, что оставляет задачу проектирования и конструирования малошумных плазмотронов быть по-прежнему актуальной.

Одним из доказательств понимания инновационных преимуществ электроплазменных технологий, внедрение которых лежит в русле государственных промышленных приоритетов, стало включение их в перечень критических технологий федерального уровня ещё в «перестроечные» годы. В дальнейшем перечень таких технологий уточнялся и дополнялся и в настоящее время существует целый ряд приоритетных направлений, в реализации которых плазменные технологии могут сыграть существенную роль.

В их широком ряду инновационный потенциал имеют сварочные и родственные им технологии [21, 45]. В утвержденном в 2010 году национальном стандарте РФ (ГОСТ Р ИСО 4063-2010) к электроплазменным технологиям отнесены: процесс 15 «Сварка дуговая плазменная» (PAW-в международной номенклатуре [46]), 83 «Резка плазменная» (PAC) и 88 «Строжка плазменная» (PG). В настоящее время актуальной является задача внедрения новых плазмотронов, использующих технологию «точной плазмы», и обеспечивающих повышенную точность и качество реза кромок, высокую материальную и энергоэффективность, а также безопасность процесса. Разработку энергоэффективных плазменных технологий с современными системами автоматического управления можно отнести к сфере задач направления EnergyNet Национальной Технологической Инициативы (НТИ) и Стратегии научно-технологического развития Российской Федерации.

Широкое поле для внедрения электродуговых плазменных процессов видится в рамках реализации критической технологии федерального уровня «Технологии переработки и утилизации техногенных образований и отходов» (код 17.7.4 - Природоохранные технологии, переработка и утилизация техногенных образований и отходов). Как известно, первым и наиболее распространённым направлением использования плазмотронов, является их применение в процессах разделки металла и металлолома, являю-

щегося одним из основных видов техногенного утилизируемого сырья, переработка которого является экономически и энергетически эффективным процессом.

Последние 10-15 лет стали годами активных усилий ученых и инженеров разных стран, стремящихся найти новые эффективные решения экологических проблем. В русле данного направления внедрения ЭПТ находится переработка отходов неметаллического происхождения [47]. Возможности применения плазмотронов в таких процессах рассматривалась автором в целой серии публикаций [48, 49, 50], а разработанные технологии термической переработки органических отходов с плазменным обезвреживанием [51] и низкотемпературного плазменного обезвреживания нефтесодержащих отходов [52] включены в Стратегический план г. Екатеринбурга на 2010-2020 гг. «Управление отходами». В настоящее время обосновано, что наибольшая технологическая, энергетическая и экономическая эффективность достигается при использовании плазмотронов на стадии термической деструкции экологически опасных компонент утилизируемых отходов, которые могут образовываться на разных стадиях их переработки и утилизации. В этой связи следует обратить внимание на приоритеты, определяемые критической технологией - «Методы и средства очистки дымовых и промышленных газов от твердых и газообразных загрязнителей» (код 17.7.4.2), в которой использование плазменного дожигания отходящих (утилизируемых) газов является одним из наиболее эффективных методов. Разработанная и запатентованная автором конструкция полезной модели «Плазмотрон» [53] может быть использована для обезвреживания твердых и газообразных компонент, подаваемых в плазменную струю.

Одним из направлений исследований плазменных технологий является сфера их безопасного применения. Как было показано автором [54], использование плазмотронов в большинстве случаев требует контроля и обеспечения безопасного уровня по шумоизлучению, загрязнению газовыми аэрозолями, тепловой, световой и электромагнитной нагрузке. Добиться этого можно несколькими путями: проектированием плазмотронов с пониженным уровнем негативного воздействия на рабочий персонал, использованием защитных средств и устройств, а также регламентацией режимов работы при повышенном уровне воздействия вредных факторов. Ряд таких устройств, обеспечивающих помимо шумопоглощения ещё и снижение уровня воздействия других вредных факторов рассмотрен в работах [55, 56]. Данное направление также отнесено государством к приоритетным и в реестре критических технологий отмечено под кодами 04.4.5.6 и 14.4.5.6 как «Защита человека от вредных механических и химических микропримесей воды, атмосферы и патогенной микрофлоры (технологии обеззараживания, стерилизации и консервации воды, деконтаминации атмосферы, интерьера, обезврежи-

9

вания плотных отходов), от ионизирующей радиации, гипо-, гипермагнитных и электромагнитных полей, от шума, пыли, вибрации и других физических и механических факторов, а также индивидуальная защита человека».

Целью работы является повышение эффективности применения электродуговых плазменных инструментов в технологиях резки металлов, сварки и высокотемпературного обезвреживания материалов путем разработки методики их проектирования по показателям функциональности, качества и безопасности.

Объектами исследований являются физические процессы и конструкции инструментальных и нагревательных плазмотронов, а также параметры, режимы и условия эксплуатации плазменного оборудования.

Научная новизна состоит в:

- решении научно-технической проблемы повышения производительности, качества и экономичности резки металлов с применением электродугового плазменного инструмента за счет развития принципов и методов газодинамического анализа физических процессов в газовоздушном тракте (ГВТ) плазмотронов с различными схемами газового распределения; разработки новых критериев и методики оценки эффективности газовихревой стабилизации плазменной дуги (струи); создания методики автоматизированного проектирования плазменного инструмента по газодинамическим и тепло-физическим критериям;

- установлении по результатам газодинамического и теплофизического анализа особенностей протекания ПОГ по ГВТ плазмотронов конструктивных недостатков металлорежущего плазменного инструмента, влияющих на эффективность его работы; разработке новых конструктивных решений для вихревых систем газодинамической стабилизации, повышающих производительность, качество и безопасность процесса резки металлов; выявлении влияния температуры плазменной дуги на равномерность распределения потока ПОГ, приводящее к снижению эффективности газовихревой стабилизации дуги;

- разработке и обосновании эффективности способа газовихревой стабилизации и экранирования плазменной дуги за счет вторичного газового потока, применяемого в электроплазменных инструментах, работающих по технологии «узкоструйной плазмы», по критериям производительности, качества (на уровне, достигаемом при лазерной резке) и безопасности процесса в технологиях резки металлов малых и средних толщин;

- обосновании существенной зависимости процессов акустической генерации от конструктивных и технологических параметров электроплазменных инструментов, определении элементов ГВТ плазмотронов - соплового узла и завихрителя, геометрия ко-

10

торых определяет появление тональных пиков в спектре излучения и размер акустического ядра плазменной струи (дуги), разработке моделей генерации шумоизлучения в звуковой и ультразвуковой части акустического спектра и методов проектирования сопловых узлов плазмотронов в целях снижения общего уровня шума и вероятности появления тональных шумов в акустическом спектре плазмотрона;

- установлении температурно-временных критериев эффективности обезвреживания супертоксикантов (газообразных продуктов термической утилизации отходов -диоксина и его прекурсоров, азота и его соединений) в условиях высокотемпературного плазменного нагрева; обосновании применимости электродугового плазменного инструмента для их обезвреживания; разработке новых конструктивных решений для плазменного инсинератора с газовихревыми системами смешения плазмообразующего и обезвреживаемого газа и системой закалки утилизируемого газа.

Теоретическая значимость работы.

1. Разработан метод квалиметрического анализа для оценки эффективности проектирования по критериям функциональности, качества и безопасности, имеющий универсальное значение при сравнительном анализе металлорежущих дуговых плазменных инструментов.

2. Сформулированы принципы и методы газодинамического проектирования электродугового инструмента для плазменной резки металлов, включающие в себя:

• профилирование ГВТ в целях снижения динамических потерь газового потока,

• симметричная подача ПОГ в ГВТ, использование системы газодинамических фильтров в расширительной камере с оптимизацией её размеров,

• оптимизация конструкций вихревых камер с различным числом каналов завих-рителя и разными углами подачи ПОГ в дуговую камеру,

• введение дополнительных вихревых и расширительных камер в пределах основного («формирующего») контура ГВТ,

• применение вторичного («стабилизирующего») контура ГВТ по принципу «сжатой или узкоструйной плазмы»,

• ступенчатое повышение эффективности стабилизации по ГВТ,

• системное (последовательное и взаимодополняющее) использование функций формирования и стабилизации плазменной дуги.

Применение разработанных принципов и методов проектирования, в том числе для отдельных участков ГВТ плазмотронов, позволяет существенно повысить конкурентоспособность разработанного на их основе плазменного оборудования как по отношению к имеющимся на рынке отечественным и зарубежным аналогам, так и по от-

11

ношению к другим технологиям и инструментам разделки металлов (лазерным, гидроабразивным, газовым и т.д.).

3. Разработаны методики оценки газодинамических параметров, которые позволяют выявить конструктивные недостатки в ГВТ плазмотронов и повысить эффективность систем газодинамической стабилизации при их проектировании. Предложены упрощенные аппроксимирующие зависимости, позволяющие проводить оценку газодинамических параметров, избегая сложного многофакторного CFD -анализа в процедурах 3D-моделирования.

4. Предложена методика теплофизического анализа электродуговых инструментов для плазменной резки, позволяющая разрабатывать и анализировать эффективность газовихревой стабилизации и системы охлаждения плазмотронов, позволяющей осуществлять свободную прокачку теплоносителя в заявленных технологических режимах.

5. Предложенные физические модели акустической генерации при работе плазменного оборудования позволяют проводить диагностику эффективности проектирования как по критериям безопасности, так и с точки зрения анализа эффективности организации течения ПОГ по ГВТ плазмотрона.

6. Разработанные критерии и методики оценки эффективности обезвреживания супертоксикантов в условиях плазменной инсинерации позволяют оценивать результативность подобных технологий как применительно к более широкому классу утилизируемых веществ, так и к другим технологиям термического обезвреживания отходов.

Практическая значимость работы.

1. Разработаны, изготовлены и испытаны конструкции одно- и двухпоточных металлорежущих плазмотронов, обеспечивающих соответствие требованиям российских и европейских стандартов по показателям качества реза в сочетании с высокой производительностью процесса резки, его экономичностью и безопасностью. В ряду этих конструкций - не имеющая отечественных аналогов модель плазмотрона для прецизионной («точной») плазменной резки металлов малых и средних толщин, работающая по технологии узкоструйной плазмы. Новизна конструкций плазмотронов защищена авторскими свидетельствами и патентами, практическая значимость подтверждена актами внедрения. Методом квалиметрического анализа показано преимущество разработанных в рамках данной работы плазмотронов - однопоточных серии ПМВР-5 и двух-поточного узкоструйного ПМВР-9.1 - по большинству критериев эффективности, качества и безопасности по сравнению с базовыми отечественными и некоторыми зарубежными плазмотронами.

2. Разработаны конкретные конфигурации сопловых узлов электродуговых плазмотронов, обеспечивающих существенное снижение уровней акустической генерации -с экспоненциальным, катеноидальным и эквидистантным профилями, а также с соплом Витошинского. Показаны их преимущества и недостатки с акустической и технологической точек зрения.

3. Показано, что интенсивность акустического и оптического излучений плазмотронов зависит от геометрии плазменной дуги (струи) и может быть снижена за счет её обжатия и стабилизации при внедрении электродугового плазменного инструмента с двухпоточным способом подачи газа (формирующим и стабилизирующим плазменную струю ГВТ). Помимо повышения производительности, качества и уровня безопасности выявлен и существенный экономический эффект, достигаемый при внедрении узкоструйной плазменной технологии, по сравнению с другими видами (механической, газовой и т.д.) резки. Снижение энергозатрат и материальных потерь при этом достигается как за счет уменьшения требуемой дальнейшего механического удаления зоны термического влияния разрезаемого металла, так и за счет понижения энергопотребления и повышения надежности плазменного инструмента.

4. Разработаны конструкции электродугового плазмотрона-инсинератора для обезвреживания токсичных газов. Внедрение данного вида оборудования на стадии дожигания отходящих газов в технологиях термической переработки отходов позволяет существенно повысить их экономичность за счет снижения затрат на дорогостоящее оборудование по очистке газовых выбросов.

5. Обоснован способ подготовки заготовок под сварку без предварительного механического удаления слоя металла кромки реза за счет применения ряда модернизированных отечественных плазмотронов (включая созданные в рамках данной работы). Внедрение «чистовой» плазменной резки позволяет существенно повысить конкурентоспособность её применения в технологиях производства сварных соединений за счет снижения затрат на удаление образующейся в приповерхностном слое плазменного ре-за зоны термического воздействия металла.

6. Реализация в промышленности. Методика проектирования электродугового плазменного инструмента утверждена в Уральском институте сварки и внедрена в ООО НПО «Полигон» для разработки плазмотронов для резки металлов. Разработанные плазмотроны серии ПМВР-5 внедрены на Синарском и Волжском трубных заводах. Результаты работы используются в учебном процессе в Российском государственном профессионально-педагогическом университете.

Методология и методы диссертационного исследования.

Для достижения поставленной цели было использовано сочетание теоретических, экспериментальных и вычислительных методов исследований. Методологической основой работы являются современные исследования и классические труды отечественных и зарубежных ученых в области теории и практики конструирования плазмотронов и их применения в электроплазменных технологиях, безопасности производственных процессов, общей акустике, аэродинамике, теории колебаний, сварочной технологии, инженерной экологии, рекламные и патентные материалы в сфере использования плазмотронов в различных отраслях промышленности. Экспериментальные исследования выполнены в производственных (натурных) и лабораторных условиях, определение параметров эффективности проектирования проведено стандартизованными методами по критериям качества и безопасности с применением современных средств измерения и контроля.

Для проведения экспериментов использовалась автоматизированная установка плазменной резки и плазмотроны различных модификаций. Параметры режима резки фиксировали с помощью электро- и газоизмерительных приборов. Акустические параметры контролировались шумомерами, оптические - люксметром. Исследования параметров эффективности и качества реза и сварных соединений производились по стандартизованным методикам в лаборатории MPL-Gruppe Германского центра синхро-тронного излучения (DESY), в ЦЗЛ ПАО «Уралмашзавод», лабораториях микромеханики материалов и объемного и поверхностного деформирования Института Машиноведения УрО РАН. Теоретический расчет течения потока ПОГ по каналам ГВТ плазмотрона выполнялся в программных средах MathCAD и SolidWorks с использованием приложения CosmosFloworks. Обработка и анализ экспериментальных данных проводилась с помощью методов математической статистики.

Список литературы диссертационного исследования доктор наук Анахов Сергей Вадимович, 2023 год

ИСТОЧНИКИ

п

—I ПЛАЗМЕННЫЙ шум"

— КОМПРЕССОР

— ИСТОЧНИК ПИТАНИЯ

-| МЕХАНИЗМ ПЕРЕМЕЩЕНИЯ

ПОЛОСТЬ РЕЗА

ОБЪЕМ ЗА МЕТАЛЛОМ

ПЛАЗМЕННАЯ СТРУЯ

ПЛАЗМОТРОН

ЧАСТИЦЫ МЕТАЛЛА И ГРАТА

ФАКТОРЫ

ПАРАМЕТРИЧЕСКИЕ

гС

ГАЗ

ТЕМПЕРАТУРА

- ФОРМА

-| ДАВЛЕНИЕ -| РАСХОД —| СОСТАВ

А

X

СТРУЯ

СТРУКТУРА

ХАРАКТЕР ПЕРЕМЕЩЕНИЯ

СКОРОСТЬ

ТУРБУЛЕНТНОСТЬ

Г ДУГА

СИЛА ТОКА

НАПРЯЖЕНИЕ

ЭЛЕКТРИЧЕСКАЯ МОЩНОСТЬ

ПОЛЯРНОСТЬ

I

КОНСТРУКТИВНО-ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЕ

I -

ПРОФИЛЬ ГВТ

ФОРМА

СОПЛОВОГО

УЗЛА

МАТЕРИАЛЫ

СИСТЕМА ВОЗБУЖДЕНИЯ

СИСТЕМА СТАБИЛИЗАЦИИ

4

РОД ТОКА

АКСИАЛЬНАЯ

ГАЗОВИХРЕВАЯ

- ДВОЙНОЕ СОПЛО

=| ИНДУКЦИОННАЯ

—| ОСЦИЛЛИРУЮЩАЯ ' —| ЕМКОСТНАЯ '

Рисунок 3.4 - Источники и факторы шума в зоне плазменной резки

Таблица 3.2 - Технологические режимы работы плазмотронов

Параметры Отечественные плазмотроны Kjellberg PA S-45W

1. Род тока Постоянный

2. Полярность рабочей дуги Прямая

3. Номинальный ток рабочей дуги (ПВ=100%), А 400 130

4. Ток вспомогательной дуги, А 30-60 19

5. Плазмообразующий газ (ПОГ) Воздух

6. Давление ПОГ на входе в плазмотрон, МПа 0,1-0,5 0,4-0,6

7. Расход ПОГ, л/с 0,6-4,0 0,3-0,43

8. Охлаждение электрода и сопла Водяное, принудительное

9. Диаметр сопла для номинального тока, мм 3-4 1,4-1,6

10. Стабилизация рабочей дуги Газовихревая

11 Подача плазмообразующего газа в канал сопла Тангенциальная

В качестве объекта изучения были выбраны проанализированные в главе 2 по газодинамическим критериям дуговые плазмотроны для резки металлов, как самые распространённые и наиболее мощные устройства плазменной и акустической генерации: современные ПМВР-М, ВПР-410, П3-400ВА, РПВ-401 и серийно выпускаемый с 80-х годов 20 века ПВР-402У4. Данные плазмотроны позволяют производить резку металлов толщиной до 80-100 мм при максимальной мощности резки порядка 100 кВт. Для сравнения был взят плазмотрон РВ S-45W производства ЮеПЬе^ (Германия), способный резать металлы до 45 мм толщиной на меньших токах и мощностях (20,8 кВт). Технологические режимы работы плазмотронов представлены в таблице 3.2.

31,5 63 125 250 500 1000 2000 4000 8000 16000 31500

f, Гц

Рисунок 3.5 - УЗД (Lm) и в зоне резки металла плазмотроном ПМВР-М (U=200 В, 1=180 А, давление газа Рпог=0,4 МПа); измерения ориентировочным методом (рис.3.3), ПДУ - предельно допустимые уровни шума

125 Lm, дБ

115

105 95 85 75 65

200 500 1000 2000 5000 10000 20000 50000 100000

f, Гц

Рисунок 3.6 - Спектральные характеристики в зоне резки металла плазмотроном ПВР-402У4:1 - в реальном («горячем») режиме (Рпог=0,3МПа, 1=290 А, U=200 В); 2 - в имитирующем(«холодном») режиме (Рпог=0,6 МПа); 3 - ПДУ по ГОСТ 12.1.003-83 и ГОСТ 12.1.001-83

На рис.3.5 и 3.6 представлены 1/1-октавные спектрограммы, характеризующие общий уровень шума в зонах резки металлов плазмотронами ПМВР-М и ПРВ-402У4 в рабочем режиме в слышимом и ультразвуковом диапазонах. Очевидно, что в широком диапа-

159

зоне спектра (200^30000 Гц) уровень шумоизлучения превосходит предельно допустимые уровни, достигая значений в 115^130 дБ. При этом максимальное превышение, достигающее 40 дБ (по ГОСТ 12.1.003-83 и ГОСТ 12.1.001-83) наблюдается в диапазоне 2^10 кГц. Отметим также, что эквивалентный уровень звука в нормируемом диапазоне звуковых частот(63^8000 Гц) составляет для разных режимов резки 106^112 дБА, что превосходит допустимое по ГОСТ 12.1.035-81 значение в 85 дБА на 20^25 дБА.

Согласно рис. 3.4 основными источниками шума в зоне плазменной резки являются технологические устройства, обеспечивающие процесс плазменной разделки металла (сам плазмотрон с плазменной струей, компрессор, источник питания, механизм перемещения плазмотрона), а также отражающие поверхности (лист разделываемого металла, поверхность и стенки раскроечного стола) и резонирующие волноводы (щель разрезаемого металла, объем между листом металла и столом), а также механический (от образующихся частиц металла и грата) и гидродинамический шум (при резке с водонаполненным столом, либо с водяной защитой). Поскольку образование шума от ряда источников неразрывно связано с работой самого плазмотрона, их выделение возможно только путем экранирования других источников шумоизлучения. Результаты подобных экспериментов представлены в [105] и согласно этих данных общий вклад «материала» (листа разделываемого металла) составляет от 2% (в режиме плазменной резки) до 7% (при «холодном» воздействии ПОГ), а области плазменного факела - 25^30% от общей акустической мощности, генерируемой непосредственно в зоне взаимодействия струи плазмотрона с металлом.

Роль технологических устройств, участвующих в образовании шума в зоне плазменной резки, представлена на рис.3.7. Спектрограммы получены в технологически одинаковом режиме их функционирования, путем измерения звука как в совместном режиме их работы, так и по отдельности, с последующим акустическим вычитанием УЗД в октавных полосах частот. Результаты позволяют сделать следующие выводы.

1) Механический шум, создаваемого механизмом перемещения плазмотрона, вносит пренебрежимо малый вклад в общий уровень звука (^^^<55 дБ);

2) Превышение ПДУ в рабочей зоне на частотах свыше 250 Гц наблюдается уже в режиме возбуждения дуги (при включении дежурной малоамперной дуги), что объяснимо существенной ролью аэродинамического шума плазмотрона даже в отсутствии высокоамперной плазменной дуги;

3) Компрессор, функционирующий вместе с источником питания, создает шум, не превышающий ПДУ;

4) В ультразвуковой области спектра и в диапазоне высоких звуковых частот шум в зоне плазменной резки определяется основным источником его генерации - плазмотроном.

31,5 63 125 250 500 1000 2000 4000 8000 16000

Ь Гц

Рисунок 3.7 - Спектрограммы основных источников шума в зоне плазменной резки (плазмотрон ПМВР-М); общий - в режиме реального процесса (и=200 В, 1=180 А, давление газа Р=0,4 МПа), КП - компрессор, ДД - дежурная дуга, МП - механизм перемещения, ПДУ - предельно допустимый уровень, согласно ГОСТ 12.1.035-81

Спектрограммы звука, излучаемого плазмотроном, получали путем акустических измерений в зоне плазменной резки с последующим исключением из них действующих на момент измерения других акустических источников.

Как было указано ранее, исследуемые плазмотроны относятся к одному классу устройств - дуговым плазмогенераторам, работающим на прямом токе, с газовихревой стабилизацией плазменной дуги. Газовоздушный тракт таких плазмотронов условно можно разбить на 4 части (рис.2.1): входная часть 1, зона выравнивания потока газа 2, завихри-тель 3, сопловой узел 4, за которым начинается область формирования плазменной струи. Несмотря на конструктивное сходство, каждая из моделей плазмотронов имеет свои специфические особенности (длины отдельных участков, диаметры и площади проходных сечений, профили сопел, угол закрутки в завихрителе и т.д.), которые влияют на характер течения ПОГ, а, следовательно, и уровень аэродинамического шума. В процессе работы таких плазмотронов, как правило, в определенных диапазонах регулируется величина зазора от плоскости соплового отверстия, до торца катода. В связи с этим, одной из задач стало исследование влияния величины данного зазора Ь на характер шумоизлучения рассматриваемых плазмотронов.

95,0

1-Р, дБ 90,0

-1= 13 мм -1 =13 ,5 мм 1= 14 мм -* -пд

/ / 'л * г

* г у

5: а* /

> г

00050

Ю О 1Л »4 о «н гч гч т ^

оооооооооооооооо огооо1лооо1лооооооо 1люооогчюо1л*ноотоо1ло

Т, I ц ,4,4,4

Рисунок 3.8 - Спектрограмма УЗМ плазмотрона ПМВР-М в зависимости от расстояния Ь от среза сопла до катода (режим «холодной» струи, Р„оГ=0,4 МПа, звуковой диапазон)

На рис.3.8 представлено характерное влияние параметра Ь на УЗМ плазмотрона в 1/3- октавных полосах частот. Видно, что в зоне превышения УЗМ над ПДУ звукового диапазона частот (1,8^10 кГц) образуются дискретные тона, положение которых в спектре зависит от параметра Ь, а, следовательно, и от геометрии всего соплового узла. Значение параметра Ь влияет также на уровень дискретного тона (превышение АЬР над средним уровнем в измеряемом диапазоне 1/3- октавного спектра), величина которого может достигать 10 дБ, а, следовательно, и влиять на общий уровень звука (рис.3.9). При этом, существуют положения, в которых тональный шум в исследуемом диапазоне исчезает.

105,0

100,3

93,7 96,7

1

1_д, дБА 100,0

95,0

90,0

85,0

80,0

1=12,5 мм 1=13 мм 1=13,5 мм

Рисунок 3.9 -Уровень звука плазмотрона ПМВР-М в зависимости от расстояния Ь от среза сопла до катода (режим «холодной» струи, Рп£Г=0,4 МПа, нормируемый звуковой диапазон (до 8 кГц)).

Отметим также, что в ультразвуковом диапазоне также имеются тональные составляющие (рис. 3.10), но изменение геометрии соплового узла не влияет на положение дискретного тона, а лишь изменяет его уровень, а, следовательно, и суммарный уровень звука Ьх в данном диапазоне спектра. Следует также отметить, что добиться смещения дискрет-

ного тона в ультразвуковой области можно, изменяя диаметр сопла и длину соплового канала 1С плазмотрона. При этом уменьшение диаметра от 5 до 3 мм смещает положение пика в область более высоких частот, а с увеличением длины цилиндрической части соплового канала 1С амплитуда пиков возрастает и они сдвигаются в область пониженных частот. 115,0 Ьт, ав 110,0

116,1

112,0

110,0

114,8

12,5

16

20

25

(L=13 мм) (L=13,5 мм) (L=14 мм)

31,5 40 f, kHz

Рисунок 3.10 -Спектрограмма УЗД Lm и суммарный уровень звука Lx плазмотрона ПМВР-М в зависимости от расстояния L от среза сопла до катода (режим «холодной» струи, РпВоГ=0,4 МПа, ультразвуковой диапазон).

Подобные зависимости наблюдаются и при исследовании других плазмотронов- более ярко выраженные - у П3-400ВА, менее - у РПВ-401. Фактически, это свидетельствует о наличии резонансного механизма возбуждения дискретных тонов в области высоких (до 10 кГц) звуковых частот, определяемом геометрией ГВТ плазмотрона и, в частности, его соплового узла. Интенсивность возбуждения, в свою очередь, также зависит от конструктивных особенностей газовоздушного тракта (ГВТ) плазмотрона, определяющих величины давления и скоростей ПОГ в областях резонансного возбуждения. Оба этих фактора будут обсуждены в последующих разделах работы.

Общий уровень излучения в ультразвуковой области, очевидно, определяется особенностями генерации звука высокоскоростными турбулентными струями. При этом появление серии дискретных тонов излучения в ультразвуковой области, отмеченное в [ 156, 182], также может объясняться резонансными явлениями в сопловом узле плазмотрона, механизм которого также будет обсужден далее.

О существенной роли аэродинамического струйного механизма образования шума в ультразвуковой области спектра свидетельствует также направленный характер излучения, характерный для до- и околозвуковых турбулентных струй. Действительно, как видно

из рис.3.11, образуется так называемый «конус тишины» в пределах ±20° от оси струи, ширина которого зависит, согласно [193], от скорости звука, определяемой температурой струи, и её фазовой скорости (числа Маха).

Рисунок 3.11 -Диаграмма направленности излучения плазмотрона ПМВР в ультразвуковом диапазоне (режим «холодной» струи, Р = Рп*г)

Среди основных параметров, определяющих уровень излучения в процессе плазменной резки металла, особого внимания заслуживают теплофизические и газодинамические характеристики ПОГ, влияющие как на аэродинамический шум струи, так и на спектральные особенности появления тональных составляющих, генерируемых в ГВТ плазмотрона.

Температура и давление (расход) газа - факторы, влияющие на характер течения ПОГ в плазмотроне, на потери давления газа по ГВТ и приводящие к изменению скорости истечения струи и степени ионизации и неравновесности плазмы в струе. Газодинамический расчет параметров потока ПОГ, представленный в главе 2, показал, что течение газа по ГВТ носит турбулентный характер с образованием областей интенсивных пульсаций газа. В связи с этим изменение таких параметров как температура и давление должно сказываться, во-первых, на особенностях появления обусловленных турбулентными пульсациями ПОГ резонансных уровней в спектре излучения, а во-вторых, - на общем уровне излучения, как в звуковой, так и в ультразвуковой областях.

Влияние температуры было представлено на рис. 3.6, на котором сравнивается шум

в режиме реальной («горячей») плазменной резки и модельного процесса на «холодной»

струе ПОГ при одинаковых прочих технологических и конструктивных параметров. Вид-

164

но, что высокотемпературный режим (Т~(5^7)-10 К для воздушной плазменной струи) дает прибавку ALi в 12^30 дБ в 1/3-октавных диапазонах спектра в области превышения нормируемых значений. При этом среднее значение ALi составило 19,5 дБ, что хорошо

апроксимируется зависимостью:

£

Д Li = l O-lg(^)7, (3.1)

где Th и Tc - средние температуры плазменной струи в «горячем» (hot) и «холодном»

(cold) режимах. Аналогично можно оценить и возрастание суммарного уровня звукового

излучения в звуковом и ультразвуковом диапазонах.

96,0 La, дБА 95,0

1

2 P, МПа 3

4

5

Рисунок 3.12 -Уровень звука плазмотрона ПМВР-М в зависимости от давления ПОГ (режим «холодной» струи, Р=Р^г, нормируемый звуковой диапазон (до 8 кГц))

112,0 1-2, дБ 110,0

110,2

108,4

»

108,0 106,0 104,0 102,0

1 2 3 4 5 Р, атм

Рисунок 3.13 - Суммарный уровень звука Ь2 плазмотрона ПМВР-М в зависимости от давления ПОГ (режим «холодной» струи, Р=Р^г, ультразвуковой диапазон)

Роль взаимосвязанных параметров массового расхода Овх и Рвх давления газа на входе в плазмотрон изучалось путем вариации значений Рвх при фиксированном значении объемного расхода 0вх (0вх=6 м /ч) в «холодном» модельном режиме (рис. 3.12 и 3.13).

Влияние состава применяемого ПОГ экспериментально исследовано в [41]. Как правило, в металлорежущих плазмотронах используется воздух в качестве ПОГ, а при резке цветных металлов и в процессах плазменного поверхностного упрочнения - Аг, N2, С02 и

165

смеси газов. Исследования показали, что при увеличении на 10% содержания Аг в смеси (80% Аг+20% Н2) уровень шума несколько снизился (на 2^4 дБ), начиная с частоты кГц. Очевидно, что состав и сорт газа тесно связаны с температурными характеристиками

3 3

плазменной дуги (для воздуха Т~(5^6)-10 К, для аргона Т~(12^14)-10 К), что может проявить себя в виде особенностей шумоизлучения, определяемых температурным фактором.

Параметры струи ПОГ существенным образом зависят от большинства вышеперечисленных технологических факторов. Определяющим фактором в этом случае является скорость истечения струи, требующая учета, в первую очередь, механизмов генерации высокочастотного шума при до- и сверхкритическом характере её истечения. Среди других факторов, влияющих на шумоизлучение, отметим форму и длину струи, определяющих влияние отдельных участков струи на шумоизлучение (основная мощность генерируется на начальном участке струи длиной ~ 5 калибров). Очевидно, что форма и длина струи существенным образом определяются характером её стабилизации, формой соплового узла, а также величиной давления на срезе сопла. Таким образом, и в данном случае существенными (с точки зрения безопасности) оказываются вопросы, связанные с проектированием соответствующих узлов ГВТ плазмотрона.

В качестве альтернативы отечественным плазмотронам был проанализирован на акустическую безопасность плазмотрон ЮеПЬе^ РВ S-45W (Германия). Представленные на рис. 3.14 сравнительные спектрограммы шумоизлучения плазмотронов РВ S-45W и ПМВР-М свидетельствуют о том, что первый из них акустически более безопасен: имеет более узкий (2-25 против 0,4-31,5 кГц) диапазон превышения ПДУ, в котором фактически отсутствуют тональные составляющие; меньшие (на 5-15 дБ) уровни УЗД в 1/3-октавных диапазонах в области превышения ПДУ; сниженный на 7-8 дБА общий уровень звука в нормируемом (до 8 кГц) диапазоне слышимых частот. Следует, однако, учесть более высокую мощность потребления плазмотрона ПМВР-М (37,7 против 20,8 кВт). При этом в ультразвуковой области (свыше 20 кГц) уровень акустического излучения плазмотрона РВ S-45W на 4-10 дБ выше, что очевидно обусловлено аэродинамическими причинами генерации сжатой струи, истекающей с более высокой скоростью. Несмотря на свойственные данному типу плазмотронов ограничения по мощности и глубинам резки, следует признать, что применение в их конструкции способа обжатия плазменной дуги с коротким узкоканальным завихрителем и малым диаметром сопла позволяет достичь существенных преимуществ на пути борьбы с шумовым фактором в технологиях плазменной резки. Следует также обратить внимание на появление в линейке продуктов К]е11Ьег§ в 2017 году технологии Si1entCut, применение которой способствует (судя по рекламным материалам)

снизить общий уровень шума плазменной резки на 10-15 дБ. К сожалению, конструктивные и технологические решения, примененные в данной технологии, производителем не раскрываются.

Lf,flB

110,0

—»-ПДУ дБ —■■ ■ PB-545W

-ч - ПМВР-М J 1 w^ >

А -ч * ^ ___ Л-* f JT ' щГ 1 / яг t

f\ LW ___ /

1Л Ш DO

Ш Ш 00

СМ СМ ГЛ ТГ 1Л Ш СП

Ъ Гц

Рисунок 3.14 - Спектрограмма уровней звукового давления Lf (режим быстрого «fast» измерения) плазмотронов ПМВР-М (1=130 А, U=290 B) и РВ S-45W (I=130 A, U=160 B) в режиме резки (толщина металла 16 мм)

Представленные данные экспериментальных исследований акустического фактора в электроплазменных технологиях позволяют сделать следующие выводы.

1. Основной источник шумовой нагрузки в зоне плазменной обработки - плазмотрон.

2.Акустическое излучение плазмотрона в режиме реальной работы превосходит нормируемые значения в области высоких звуковых частот и в ультразвуковом диапазоне, имеет направленный характер и характеризуется наличием тональных составляющих, существенно влияющих на общий уровень звука.

3. Конструктивные и технологические факторы шума играют взаимосвязанную роль в процессах акустической генерации во всем диапазоне сверхнормативного излучения. Методами газодинамического и теплофизического проектирования можно снизить общий уровень шума, обеспечив требуемые показатели как по нормам безопасности, так и эффективности процесса.

4. Для определения основных принципов и методов проектирования необходимо понимание физических механизмов акустической генерации с построением соответствующей им параметрической модели.

3.2.Физические механизмы акустической генерации плазмотронами

Плазмотрон - мощный генератор до- и сверхзвуковых частично ионизированных газовых струй, параметры которых существенным образом определяют особенности его шумоизлучения. Как правило, истечение таких струй происходит в турбулентном режиме и характеризуется широкополосным спектром акустического излучения. Рассмотрим основные механизмы такого излучения, широко представленные в [208] и описанные также в авторской монографии [56].

3.2.1. Механизмы излучения широкополосного шума плазмотронами

Исторически важную роль в объяснении природы турбулентного шума, генерируемого свободными аэродинамическими струями, сыграла теория, предложенная Лайтхил-лом [209, 210]. В её основе лежит использование неоднородного волнового уравнения вида

= с2- 92р = 92, (3 2)

дГ2 0 дх^дх^ дх^-дх^

где р - плотность среды [кг/м ], t - время [с], с0 - скорость звука в окружающей

среде [м/с], тензор Т/=ри{и/+(р/-р8/)+(р-со2р)д/[кг/(м-с2)] представляет собой разность наС . , дщ ди}

пряжений в потоке струи и напряжений в покоящейся среде, р = ро; + г( — ---+

О X j О X £

) - тензор напряжений, создаваемых силами давления р [кг/(м-с2)] и вязкости, г -

коэффициент сдвиговой вязкости [кг/(м-с)], 8у - символ Кронекера, и^ - скорость течения [м/с] в направлении хг-.

В результате ряда упрощений из уравнения (3.2) можно получить так называемый «закон восьмой степени» для интенсивности шума турбулентной струи в дальнем поле в зависимости от скорости истечения струи (справедлив только для изотермических струй с малыми дозвуковыми скоростями):

1 (33)

Учет конвекции источников приводит к формуле для интенсивности излучения с учетом фактора направленности:

1 г — М к'с 0 " 5 , (34)

где Мк=Ик/со, И - скорость конвекции источников.

Согласно теории Лайтхилла основной областью генерации шума является зона смешения турбулентной струи с окружающей средой, для оценки интенсивности акустического излучения требуется учет её структуры. На рис.3.15 представлена схема истечения турбулентной струи.

Рисунок 3.15 - Схема истечения турбулентной струи; D - диаметр сопла; ис - осевая скорость начального участка; ит - осевая скорость переходного участка (и с = 8 ит/(х/Д + 3 ) ) ; U - средняя скорость в пограничном слое (и = и т( 1 — 6/\ + 8/\ — 3 /[164], где ^1=(У-Ух)/5, у! - ордината границы ядра струи, 5 = у2-Уь У2 - ордината внешней границы струи); 1§а1=0,1; 1§а2=0,17

Ц дБ 110

50 -

60 120 180 240 , 300

V, м/с

Рисунок 3.16 - Влияние скорости турбулентной струи на аэродинамическийшум

плазмотрона

Расчетным путем установлено, что основная доля акустической энергии излучается частью зоны смешения протяженностью ^10D от среза сопла; начальный участок излучает 60...70 % полной акустической мощности = (0,6.. .0,7)^) или 12.. .14 % от W в расчете на произвольный объем длиной в 1 калибр диаметра сопла. Следует отметить неодинаковый вклад участков струи в суммарную акустическую мощность при различных скоростях (рис. 3.16). В связи с уменьшением влияния эффектов конвекции на больших рас-

169

стояниях от среза сопла при с ростом скорости струи возрастает вклад начального участка, а переходного и основного - уменьшается [211]. При увеличении скорости потока снижается интенсивность турбулентности в зоне смешения [212, 213] при одновременном росте влияния эффекта конвекции, из-за чего степенная зависимость акустической мощности от скорости истечения остаётся практически неизменной.

Для сверхзвуковых струй закон «восьмой степени» подтверждается в диапазоне чисел 1,0<М<1,5. При М=2,0...3,5 в зоне смешения струи из-за высокой скорости конвекции ( М к с о 5 в >> 1 ) изменяется механизм образования шума и акустическая мощность шумоиз-лучения может быть определена по другой формуле:

УК = 6-1 0 - з.£МЁ! (3.5)

Р о

Следует отметить актуальность данной проблемы, поскольку наметилась тенденция широкого использования плазмотронов, обладающих значительной мощностью и как следствие этого высокой степенью турбулентности, вызванной отсутствием технических решений в профилировании ГВТ. По данным рисунка 3.16 видно, что может произойти существенное изменение механизма возбуждения шума при низких скоростях. Это явление в механизме возникновения шума еще недостаточно изучено и требует проведения дополнительных исследований.

Особый интерес представляет спектральный характер шумоизлучения струи. Известно [213], что суммарная интенсивность шума I и спектральная мощность 1ф связаны соотношением:

/ = 0 (/) (3.6)

где/- частота звука.

Расчет спектра шума единицы объема струи приводит к соотношению

Л (37)

Утах — , (37)

показывающему пропорциональность частоты максимального шумоизлучения скорости конвекции И и обратную её зависимость от расстояния от среза сопла х. С учетом того, что акустическая мощность единицы длины зоны смешения практически постоянна в пределах начального участка струи, а максимальное излучение происходит при скорости Ик=ис, соотношение (3.7) можно представить в виде

/тох^. (3.8)

Таким образом, при определенной скорости истечения высокочастотные составляющие шума генерируются вблизи среза сопла, причем длина участка излучения шума определенной частоты тем меньше, чем выше генерируемая частота. В результате уровни

акустической мощности по мере увеличения частоты должны снижаться. При перемещении в основной участок струи осевая и конвекционная скорости начинают убывать обратно пропорционально расстоянию от среза сопла, а, следовательно, частота максимального шумоизлучения изменяется по закону х'2, подтверждаемому экспериментально. При этом также резко уменьшается мощность излучения единицы длины струи, а с ней и интенсивность излучения. Следовательно, спектр шума должен характеризоваться первоначальным увеличением уровней акустической мощности, с последующим (по достижению максимального значения) снижением по мере роста частоты. Максимальный уровень акустической мощности должен генерироваться вблизи конца начального участка струи. Введя в соотношение (3.8) длину начального участка х=5Б, получим:

( - 01±Н£ (3 9)

Утах — д . (39)

которое, с учетом выражения для числа Струхаля БИ=/:0/иа, преобразуется в характерное для максимума акустической мощности соотношение 5%шах= 0,44. Представленные оценки подтверждаются экспериментально практически во всем диапазоне дозвуковых скоростей

истечения для диапазона чисел Струхаля £йтах= 0,3.. .0,8 (рис.3.17).

Ае, дБ|

/ 2 1

-10 ------^

-20 ------

-30______

0,02 0,05 0,1 0,5 1 5

Рисунок 3.17 - Спектры акустической мощности турбулентной струи:1 - М = 0,5;

2 - М = 1,0 (Д 8 = 8—8; 8; = 10 ■ (Ш/Шо) ,8; и - уровень и акустическая мощность в третьоктавной полосе частот, '0 - пороговая акустическая мощность) [211]

Экспериментально подтвержденный пространственный характер шумоизлучения при малых дозвуковых скоростях истечения (М<0,3) имеет почти равномерное сферическое распределение с разностью уровней суммарного шума АЬ в зависимости от угла наблюдения в менее 2 дБ. При больших скоростях интенсивность излучения становится ярко направленной (АЬ~10 дБ), при этом уровни шума возрастают при уменьшении угла в

// // / X 2 .4 \ N N \ Ч \ > N *

// // У

до 300, оставаясь практически неизменными при меньших углах, давая, в целом, несколько заниженные значения в сравнении с теоретическими предсказаниями при острых углах (в<900). Данное несоответствие, как уже отмечалось выше, обусловлено пренебрежением в акустической аналогии эффектом преломления звуковых волн в поле средних скоростей потока струи [169]. Направленность шумоизлучения при околозвуковых скоростях проявляет себя и в спектральных характеристиках шума. При уменьшении угла в постепенно возрастают уровни низкочастотных составляющих шума, что обусловлено увеличением влияния эффекта конвективного усиления звука, когда высокочастотные звуковые волны отклоняются при взаимодействии с полем средних скоростей струи. При этом происходит более отчетливое выделение максимума в спектрах струи, особенно заметное при углах в=15...45° [211, 214, 215]. В данном диапазоне углов при увеличении скорости истечения струи максимум спектра смещается в сторону меньших значений чисел 8к, оставляя, как правило, неизменной частоту максимального шума ^ах.

Влияние диаметра сопла на спектр шума связано с условием постоянства числа 8к, приводящим к обратной зависимости частоты звука от диаметра. Роль температуры потока выражается в возрастании уровней шума в области низких частот и в снижении его высокочастотных составляющих в направлении наиболее интенсивного излучения (в~ 40...450). Частота максимального шума при этом с ростом температуры потока уменьшается, что, по всей видимости, связано с появлением в неизотермической струе новых источников более низкого порядка, чем квадрупольных (характерных для турбулентных струй). Причиной появления таких источников при малых скоростях является градиент средней температуры в зоне смешения, приводящий к увеличению интенсивности и уменьшения зависимости акустической мощности от скорости истечения (по сравнению с законом «восьмой степени»). С точки зрения размерного анализа интенсивность шумоиз-лучения неизотермической струи есть сумма слагаемых пропорциональных восьмой, шестой и четвертой степеням скорости потока, однако расчет их относительного вклада затруднен из-за недостаточности сведений о структуре зоны смешения в условиях неизо-термичности. Согласно [211] акустическая мощность турбулентных струй при увеличении температуры потока уменьшается в области околозвуковых скоростей и возрастает при малых скоростях истечения. Было также установлено [216], что увеличение или уменьшение плотности струи относительно плотности воздуха, также как увеличение температуры потока приводит к росту уровня шума на малых дозвуковых скоростях струи. При этом акустическая мощность пропорциональна закону «шестой степени» от скорости истечения:

/«Ус6^) 2, (3.10)

где Т - температура потока в области расположения источников звука.

Главным выводом из вышеприведенных рассуждений должно стать появление методов, решающих задачу по снижению шума струйных течений. Добиться этого можно путем воздействия на процессы образования акустического поля и изменения структуры турбулентного потока в зоне смешения струи с окружающей средой. При проектировании сопловых устройств для этого, как правило, изменяют начальные условия истечения струй, снижают градиенты средних скоростей потока и интенсифицируют процессы турбулентного перемешивания потоков с окружающей средой. Конструктивными решениями такой задачи являются, как правило, многоэлементные экранирующие и шумоглушащие насадки на сопле, отражатели и сетчатые рассекатели, устанавливаемые перпендикулярно направлению истечения струи, а также применение двухконтурных сопел с двумя потоками истекающего газа [208].

3.2.2. Акустика двухконтурных сопел

Снижение шума струйных течений возможно путем воздействия на процессы образования акустического поля и изменения структуры турбулентного потока в зоне смешения струи с окружающей средой. Одним из таких методов является применение двухкон-турных сопел с различным распределением параметров потоков, истекающих из внутреннего и внешнего контуров. Такой характер истечения можно наблюдать в современных плазмотронах, работающих по технологии «узкоструйной плазмы».

Рисунок 3.18 - Схема истечения кольцевой турбулентной струи: и Б2 - диаметры, ис и и2 - осевые скорости начального участка внутреннего и внешнего сопла; У1 и у2- ординаты границы ядра и внешней границы струи внешнего сопла;

, О 5(02-0!)

п - ширина кольцевого сопла, хД =---- длина начального участка

В связи с отличием формы внешнего кольцевого сопла от стандартно применяемых круглых цилиндрических сопел целесообразно сначала выяснить газодинамические и акустические особенности, свойственные истекаемой из такого сопла струи (рис. 3.18). С учетом того, что наибольшая часть акустической энергии излучается вблизи среза сопла, оценка уровней шумоизлучения в дальнейшем рассматривается для начального участка такой струи, согласно [208].

Как видно из рисунка 3.18 при истечении струи из кольцевого сопла образуются две кольцеобразные области смешения потока с окружающей средой. Для малой по сравнению с внешним диаметром D2 ширины кольцевого сопла h (справедливо при D2/D1=1,5) допустима замена кольцевой щели на щелевидное сопло с плоской струей, аэродинамические характеристики которой подобны характеристикам струи, вытекающей из круглого сопла диаметром D. Тогда акустическую мощность кольцевой струи Жкс. можно выразить через мощность круглой Жкрс. струи:

c=w с (3.11)

кр.с. 2(a1+5a2)UçD2 v '

где а ! и а2 - коэффициенты, зависящие от величин конвективных скоростей (Мк) и геометрии зоны смешения струи ( а 1 s 0, 0 8 и а2 s —0,002 для М=0,9 [208]). С учетом того, что | 5а 2|<< а ! из формулы (3.28) вытекает оценка разности уровней акустической мощности для кольцевой и круглой струй:

^ = + <312)

Анализ формулы (3.12) показывает, что при одинаковых скоростях U2 и Uc истечения и площадей среза сопел (D2=D 2 — D 2 ) кольцевая струя генерирует меньшую акустическую мощность, чем круговая. Данные теоретических расчетов подтверждаются результатами экспериментальных исследований, показывающими увеличение разности акустических мощностей кольцевой и круглой струи с уменьшением ширины кольцевого зазора (соотношения D2/D1). При этом кольцевая струя излучает более интенсивно вблизи среза сопла вследствие наличия двух областей смешения, но из-за меньшей протяженности ядра постоянной скорости на расстояниях, больших 2-х калибров круглого сопла, её шумоиз-лучение резко снижается по сравнению с излучением круглой струи (на 5-7 дБ меньше при одинаковых скоростях истечения и площадях сопел). Однако, меньшая протяженность области высоких скоростей обуславливает более равномерную направленность шума кольцевой струи, из-за снижения роли эффектов взаимодействия звука с турбулентным потоком струи.

Рисунок 3.19 -Схема истечения соосных турбулентных струй из двойного сопла: 1 - область смешения потока внешнего сопла с окружающей средой, 2 - область смешения внутреннего и внешнего сопел, 3 - область смешения обеих сопел с окружающей средой

Как правило, истечение кольцевых струй происходит одновременно с соосно испускаемой струей внутренним круговым соплом. Такие системы применяются, например, в современных двухконтурных турбореактивных двигателях, в которых одним из способов снижения шума является применение режима работы истечение кольцевой струи с пониженной скоростью из внешнего контура (возможен и режим истечения с повышенной скоростью). Характер истечения соосных струй из двойного сопла представлен на рисунке 3.19. В этом случае наблюдается два процесса смешения: перемешивание струи внешнего сопла с окружающей средой вблизи среза сопла и взаимное перемешивание потоков внутреннего и внешнего сопел, обуславливающих постепенное превращение потока в единую затопленную струю (рис.3.20) после смыкания пограничных слоев, соответствующих этим процессам.

Рисунок 3.20 - Профили средних скоростей в сечении струи двойного сопла (по данным [208]): 1 - обычный (Ü2/Ui=0,3; Ui=100 м/с); 2 - «перевернутый» (Ui/Ü2=0,3; Ü2=100 м/с)

Структуры зон смешения соосных струй определяются соотношением диаметров внутреннего и внешнего сопел и скоростей потоков. Как правило, геометрия двухконтур-ных сопел отвечает условию В2/01<<1, при котором ядро скорости внутренней струи сохраняется на значительно большем расстоянии, чем ядро скорости внешней струи. Следует, однако, отметить, различия, возникающие при двух возможных профилях средних осевых скоростей потока (рис. 3.19) - обычном (и1>и2) и «перевернутом» (и2>и1). Для «перевернутого» профиля по мере удаления от среза сопла наблюдается уменьшение максимальной скорости в сечении с увеличением средней осевой скорости и смещением её максимума к оси потока. При истечении с обычным профилем снижение осевой скорости начинается сразу после исчезновения ядра постоянных скоростей внутренней струи на расстояниях больших 5Б1. При этом интенсивность затухания скоростей в зоне смешения соосных струй увеличивается с ростом разности скоростей внутреннего и внешнего потоков. При одинаковом соотношении скоростей более быстрое затухание наблюдается для струй с «перевернутым» профилем. Увеличить протяженность ядер постоянной скорости внутреннего и внешнего потоков можно за счет увеличения диаметра внешнего сопла Б2, но длина этих ядер не может превышать значения 5Б2.

Результаты расчета изменения уровней акустической мощности вдоль соосных струй показывают, что вблизи сопла (х/Б<4) больший уровень излучения наблюдается для «перевернутого» профиля скоростей. На больших расстояниях (х/0>5) более существенно излучает двойное сопло с обычным профилем скоростей. При этом в случае с «перевернутым» профилем интенсивность излучения больше в области высоких частот, излучаемых в основном вблизи среза сопла, а для обычного профиля характерна большая интенсивность в низкочастотной области.

Экспериментальные и расчетные данные показывают, что при одинаковых внешних размерах двойного сопла и максимальных газодинамических параметрах потоков меньшая акустическая мощность генерируется соосными струями с «перевернутым» профилем за счет малой ширины кольцевого зазора и, соответственно, резко сниженной протяженности наиболее интенсивно излучающего ядра высоких скоростей внешнего потока. Для соосных струй с обычным профилем скоростей пониженные уровни шумоизлучения (особенно в области высоких частот) наблюдаются для сопел с относительно широким внешним диаметром (Б2/Б1~2), что связано с существенным снижением градиента средних скоростей при смешении внутреннего потока с окружающей средой и, следовательно, снижением интенсивности турбулентных пульсаций скорости.

3.2.3. Физические модели генерации звука плазмотроном

Появление дискретных составляющих в ультразвуковой части спектра шумоизлуче-ния может быть объяснено, если рассмотреть механизм возбуждения дискретных тонов в волноводе - цилиндрической части сопла плазмотрона при течении газа с последующим излучением в среду с меньшим давлением. Свою роль при сверхзвуковом режиме истечения плазменной струи может сказать также механизм генерации, возникающий из-за наличия ударных волн (скачков уплотнения). Таким образом, газовоздушный тракт плазмотрона является одним из основных источников генерации аэродинамического шума и может рассматриваться как резонансная система, вызывающая появление пиков мощности в спектре до 10 кГц. Следует также обратить внимание на сопловой узел, представляющий собой открытый резонансный излучатель, ответственный за появление пиков в ультразвуковой части спектра.

На основе исследований механизма генерации шума непосредственно в генераторе плазмы - плазмотроне автором, совместно с Ю.А. Пыкиным была разработана физическая модель резонансного возбуждения пульсаций газового потока при его прохождении по газовоздушному тракту плазмотрона [38, 40, 56, 105, 121].

Газовоздушный тракт большинства плазмотронов представляет собой канал изменяющейся формы с резкими перепадами площади поперечного сечения (ПС) и объемов его отдельных частей. При расчете гидродинамических параметров тракт плазмотрона разбивался на ряд переходов с постоянными или плавно изменяющимися характеристиками. Так как непосредственное определение давления и скорости газового потока в ГВТ плазмотрона затруднено, были проведены теоретические оценки параметров потока с учетом закономерностей газовой динамики [193], описанные в главе 2. Результаты анализа показали, что, начиная с завихрителя, обеспечивающего тангенциальный ввод газа в сопловой узел для обжатия и стабилизации плазменной дуги, течение газа носит турбулентный характер ^е ~ 104). Турбулентный характер течения газа в плазмотроне приводит к появлению областей интенсивных пульсаций потока, частота которых зависит от геометрии тракта и скорости потока, и вихрей, образующихся на кромках конструктивных элементов ГВТ. При совпадении частот пульсаций потока, либо частоты срыва вихря с собственными частотами участков расширения тракта устанавливается устойчивый механизм самовозбуждения, приводящий к резонансному усилению звуковых колебаний. Таким образом, газовоздушный тракт плазмотрона можно рассмотреть как резонансную систему с определённым набором собственных частот.

Характер изменения площади проходного сечения ГВТ плазмотрона (рис. 2.6) указывает на наличие в нём областей расширения (камер - резонаторов) и сжатия. При распространении звуковой энергии по ГВТ будет происходить возбуждение звуковых колебаний на собственных частотах камер - резонаторов с последующим их излучением в окружающее пространство через сопловую часть. Если характерные размеры выделенных областей меньше длины звуковой волны (условие выполняется всегда в диапазоне низких частот и нижней части ультразвукового спектра), то ГВТ плазмотрона можно представить как колебательную систему с сосредоточенными параметрами, в которой плазмообра-зующий газ в расширениях обладает упругой реакцией, а в сужениях - инерционной [214, 217].

В обоснование справедливости применимости представленных моделей к плазмотронам различных конфигураций рассмотрим влияние конструктивных особенностей ГВТ на характер шумоизлучения плазмотрона ПМВР-М (рис.2.4). Конструктивные особенности данного плазмотрона представлены на рис.2.1, 2.2 и 2.6, газодинамические режимы работы - в таблице 2.1. Как было отмечено ранее,газовоздушный тракт плазмотронов такого типа можно разбить на 4 части: входная часть (1), расширитель - зона выравнивания потока газа (2), завихритель (3) и сопловой узел (4). Процесс генерации звука такой системой проанализируем, опираясь на рассмотренную выше модель, используя метод электромеханических аналогий для колебательных акустомеханических систем [214]. В основе данного метода лежит сходство между электрическими и механическими уравнениями, описывающими колебательные процессы. Наиболее часто используется тождество уравнений Кирхгофа для последовательного электрического контура с принципом Даламбера для механического узла, позволяющее составлять эквивалентные схемы путем замены аналогичных механических и электрических элементов и характеризующих их величин (табл.3.3).

Таблица 3.3 - Электромеханические аналогии

Механическая величина Аналогичная электрическая величина

Б; - сила, Н Б, - ЭДС, В

ш;=р;8;/г- - масса, кг Ь, - индуктивность, Гн

V 2 с = —Ц- - гибкость, м/Н (с /кг) 1 уРД2 С, - емкость, Ф

2 2 Г = УРЬ--= р Ь---активное 1 <11 -у 111Л 4ЛД3 4лСзВ механическое сопротивление, кг/с Я, - активное электрическое сопротивление, Ом

Таблица 3.3 (продолжение)

+ 1/шс;)- полное механическое сопротивление (импеданс), кг/с = Я; +КХи+ХсО- полное электрическое сопротивление, Ом

Ы=V г12+(ют1 -1 юс1 )2 \Ч Ч *2 + (хи - хС1 )2

ш;ш - инерционное сопротивление, кг/с Хь=шЬ; - индуктивное сопротивление, Ом

1/шс; - упругое сопротивление Хс=1/шС; - емкостное сопротивление, Ом

ьномер элемента (рис.4.19), р;- плотность, Б; - площадь сечения, 1 - длина, У;-объем, Р;-давление, сзв - скорость звука, И; - скорость, у - показатель адиабаты, ш - циклическая частота колебаний.

в)

Рисунок 3.21 -Схемы колебательных систем, моделирующих акустические

процессы в ГВТ плазмотрона ПМВР: а - акустомеханическая система, б - аналогичная электрическая схема, в - упрощенная эквивалентная схема

Согласно рассмотренных представлений, весь ГВТ плазмотрона ПМВР можно представить в виде механической модели (рис. 3.21, а) и её эквивалентной электрической схемы (рис. 3.21, б), которая в пренебрежении диссипативных потерь может быть упрощена

до схемы (рис. 3.21, в). Очевидно, что так называемое эквивалентное упрощение таких схем в конечном итоге приводит к потере способности учитывать механизмы генерации дискретных тонов акустического спектра, связанных с возбуждением на собственных частотах отдельных элементов системы. Поэтому, более разумным методом анализа в данной ситуации будет расчет акустомеханических и электрических параметров отдельного ,-го элементас последующим выяснением роли каждого из них. Подобный расчет, сделанный для плазмотрона ПМВР, представлен в табл.3.4. Помимо упомянутых в табл.3.4 величин в ней представлены расчеты кинетической энергии Бк, коэффициентов затухания 5, добротности элемента 0 и его собственная резонансная частота колебаний 10:

—и2■ 5.=-^ ■ а = ^

2 ■ 51 2т ■ а

т 1

—; ^01 = ^=. (3.13)

' 01 I- •

С1 л/т.с.

Анализ данных таблицы 3.4, представленный в спектральном диапазоне нормируемых звуковых частот (до 16 кГц) позволяет сделать следующие выводы: наибольшую роль в формировании дискретных тонов акустического спектра играют два элемента соплового узла плазмотрона (рис.2.6) - прикатодная область (9), характеризуемая расширением ГВТ и цилиндрическое сопло (10). Собственные частоты этих элементов лежат в спектральной области появления пиков акустической мощности превышения уровней акустического излучения над нормируемыми показателями (4^20) кГц (см. рис. 3.8). Кроме того, этим элементам свойственны максимальные значения добротности, характеризующей их способность к резонансному усилению вблизи собственной частоты колебаний, и относительно низкий коэффициент затухания. Ярко выраженными резонансными свойствами обладает также завихритель, но усиление колебательной амплитуды в нём происходит в области более низких частот, в которой уровень шумоизлучения, как правило не превосходит допустимых значений. Остальные элементы соплового узла в области катододержателя (№ 6-8) характеризуются, в основном, упругими и диссипативными свойствами с собственными частотами колебаний, лежащими в ультразвуковой области спектра, и, по всей видимости, играют существенно меньшую роль в механизме появления резонансных пиков в спектре шумоизлучения. Фактически, данные элементы ГВТ вместе с завихрителем отвечают за формирование и стабилизацию плазменной струи и тем самым дают определенный вклад в особенности излучения широкополосного аэродинамического шума.

Таблица 3.4 - Акустические параметры элементов ГВТ плазмотрона ПМВР-М ( Рвх=3 атм)

Параметры элемента Волновые сопротивления 7,,кг/с

Участки ГВТ (рис.2.6) Р кг/м Б-106 2 м 1103 м У-109 3 м Р-105 Па и м/с Ек Дж т-109 кг с-105 с2/кг кГц 5 (тт-геэ-тах)с-1 Ц (тах-геэ-т) 0,5 1,0 2,0 4,0 8,0 16,0 £ кГц

Завихри-тель (1 эл-т) 2,1 1,4 50 70 2,0 240 61000 147 12800 1,2 0,03 1,1-105 4,6-10-4 9,2-10-4 1,8-10-3 3,710-4 7,4-10-3 0,015

0,2 1,8-104 2,510-3 1,210-3 6,210-4 3,1-10-4 1,6-10-4 7,8-10-5 Хс

33 110 9,5-10-9 3,8-10-8 1,5-10-7 6,0-10-7 2,4-10-6 9,7-10-6 г

6 1,6 123 9 1100 1,35 35 920 74 39 29,6 380 246 5,5-10-4 0,011 0,022 0,044 0,088 0,177 Х|

4-107 210-3 0,82 0,41 0,21 0,10 0,05 0,03 Хс

3,8-105 0,2 5,6-10-5 2,2-10-4 8,8-10-4 2,6-10-3 0,014 0,057 г

7 1,6 85 0,55 330 1,34 50 2000 75 25 36,8 180 640 2,3-10-4 4,7-10-4 9,3-10-3 1,9-10-4 3,7-10-3 7,4-10-3 Х|

1-106 0,1 1,3 0,65 0,32 0,16 0,08 0,04 Хс

1,8-105 0,6 2,7-10-5 1,1-10-4 4,3-10-4 1,7-10-3 6,8-10-3 0,027 г

8 1,6 75 0,01 740 1,33 55 2500 2 71 133,6 150 350 3,7-10-6 7,5-10-6 1,5-10-5 3-10-5 6-10-5 1,2-10-4 Х|

1-107 0,005 0,45 0,23 0,11 0,06 0,28 0,014 Хс

1,5-105 0,3 2,1-10-5 8,3-10-5 3,3-10-4 1,7-10-3 6,8-10-3 0,021 г

9 1,6 170 5,7 310 1,33 25 500 1500 6 16,8 37 1440 4,8-10-3 9,7-10-3 0,019 0,039 0,077 0,155 Х|

5-104 1,1 5,45 2,73 1,36 0,68 0,34 0,17 Хс

3,7-104 1,4 1,1-10-4 4,3-10-4 1,7-10-3 6,8-10-3 0,027 0,109 г

10 1,6 7,1 6,8 50 1,1 430 147000 76 630 7,3 1,2 1,9-104 2,4-10-4 4,8-10-4 9,6-10-3 1,9-10-3 3,810-3 7,610-3 Х|

263 86,8 0,057 0,025 0,013 6,4-10-3 3,210-3 1,6-10-3 Хс

1,2-103 18,3 1,8-10-7 7,3-10-7 2,9-10-6 1,2-10-5 4,7-10-5 1,9-10-4 г

Примечание. Полужирным шрифтом выделены значимые для расчета значения волновых сопротивлений.

Анализ областей сужения и расширения в сопловом узле с точки зрения их влияния на частоту появления первой гармоники был произведён путем расчета резонансной циклической частоты для различных вариантов колебательной системы (рис. 2.6): а) без учета завихрителя (3 - го участка):

уР

V

$7 Я9

Р-1- Рэ19

(3.14)

9 J

б) завихритель (область сжатия) + область кольцевого канала (расширение 6 + сжатие 7) + область расширения 8 (объём V) + область цилиндрического канала 9 (сжатие):

®2 =

уРЯ-

(

1 + -

Р^д ЯдП

Л

(3.15)

Рэ1^ V Р515+Р-11 в) завихритель (область сжатия) + область 6 (расширение) + область расширения 8(У) + область 9 (сжатие):

®1 =у

V V

V

8 J

1

1

(3.16)

V р91эр515Я5 J

где р;, /¡, Б; - плотность, длина и площадь поперечного сечения i - го участка; п -число заходов в завихрителе.

Результаты расчетов, проведённых с учетом газодинамических потерь по тракту плазмотрона, показали, что колебаниями воздушного потока в завихрителе можно пренебречь с точностью до 4 ■ 5 % по сравнению с влиянием последующих по тракту плазмотрона акустических масс и жесткостей. Следовательно, резонансную систему целесообразно рассмотреть для двух колебательно связанных областей сжатия и расширения в сопловом узле плазмотрона (участки 6-9 на рис.2.6).

Массы ПОГ в сужениях будут соответственно равны [217]:

Ш1=р81/1эфф , Ш2=р82/2эфф , (3.17)

где /1эфф =/1+0,8-Л/5\; /2эфф =/2+0,8-л/5^, — эффективные длины сужений, м; /1 и 12 - длины сужений, м; и Б2 - поперечные площади сужений, м ; р - плотность ПОГ (воздуха), кг/м3.

Уравнение колебательного движения этой системы можно записать в виде

т1

А2х1 ск2

= -К^ + К2У1,

т2

£У1 (И2

= -К1У1 +

(3.18)

где К ! = К! + К2 = рс21 + рс21 = рс2 [Н/м], К2 = рс21, [Н/м], Х1 и

у1 - смещения из положения равновесия масс ш1 и ш2(участков сужений 7 и 9 на рис.2.6), К^ и К2, Ух и У2- упругости и объемы первого и второго расширения (участков 6и 8на рис.2.6), соответственно.

Рассмотренное в [26,37] решение данной системы уравнений позволяет определить две собственные частоты колебаний рассматриваемой колебательной системы

V

Д20 = ■ [^(К1т2 + К2т1) ± ^(Кхт, + К2т1)2 + 4К2(К2 - К^т^г] 2 =

1 ({У2521+У1$22)$212э+$22$111эУ1

2ж^111эУ2$212

1 Г[у2*1+У1В$)$212э+$&111эУ1\ +

2 4 V, ) -

12У2Б12+У152252 /2э+52251 ЛэУ1У12+4 Лэ /2э51523512-522—Б22У2У112. (3.19)

Полученное выражениесвидетельствует о том, что в рассматриваемой физической модели плазмотрона возникает явление резонанса с частотами колебаний, зависящих только от формы и размеров ГВТ камер-резонаторов (упругости К) и пережимов (массы

Ш).

Анализ влияния конструктивных особенностей ГВТ на характер спектра излучения согласно (3.19) говорит о том, что появление 2-х резонансных частот возможно только при определенных геометрических соотношениях отдельных элементов соплового узла. Второй резонансный пик в спектре должен появиться в случае, когда размеры расширения 2 больше, чем расширения 1: У2>У1или Б2>Б1.

В противном случае, 2-ой пик может появиться при соотношениях:

1) У1<У2иБ2>81-^ 1 —

2) 81<Б2иУ2>Уг ( 1 — Й 2) . (3 20)

•ч

Очевидно, что данные соотношения в реальных конструкциях плазмотронов выполняются не всегда, что в определенной мере объясняет исчезновение 1 -го из дискретных тонов в спектрах шума (см. рис. 3.8). Вместе с тем, задача снижения шума плазмотронов путем ликвидации условий для генерации тональных составляющих спектра может решаться путем профилирования ГВТ плазмотрона в соответствии с соотношениями (3.20), из которых следует, что нужно избегать возникновения больших объемов и минимизировать площади проходного сечения в прикатодной области соплового узла плазмотрона.

183

Кроме того, учет газодинамических потерь АР по ГВТ плазмотрона (до 60% от давления на входе) позволяет оценить зависимость частоты пика от входного давления [37]:

г±

Аш~(АР)' . (3.21)

При больших входных давлениях положение пика в спектре может измениться на 10 ^ 15 % из - за больших потерь по тракту плазмотрона.

Неустойчивость течения ПОГ обуславливает появление сил, приводящих эту систему в колебательное движение. В предположении гармонической зависимости этих сил (Е=Е0-е-1<ш) уравнение колебательного движения масс т1 и т2можно записать в виде

Щ + 4л1?12х - 4лц2 у = а хе - 1ш1 Н2 2 н , (3.22)

1с11:2 ^ ^ 2лст2 ^ ей

где а 1 =-р=- амплитуда силы; ш=2л:Г - круговая частота; 4л;2^ = ш2 ; 4л2Г| = ш2 ;

у т 1

л 7 7 7 л 7 7 7 К9 гу

4л 2ц 2 = х 2;4л2ц2 = Х2 = , ; Р =-= /-приведенный импеданс излучения звука

2тгст2

системой.

Интенсивность силы звука, излучаемого системой, определится из выражения Т^Яе ( РУ *) , где V- колебательная скорость массы т2.

Т^Яе ( Р у *) , (3.23)

р

С учетом звукового давления на выходе из отверстия сопла Р = — е - 1 можно полу-

$2

чить выражение для определения звуковой мощности, генерируемой плазмотроном в нормируемом диапазоне слышимых частот, получается припереходе от силы Б0 к давлению Р10:

(со2-^) г 7"4 й -1-1

Ьр = Ю18(-

т1т2Р0

(ю2-ю2)

К»2-»2)2+Ш ).а24>