Разработка научных и технологических основ плазмохимической технологии производства борида хрома

 

Сравнение характеристик показывает, что наиболее целесообразно использование плазмотронов типа ЭДП-104А и ЭДП-114. В этих плазмотронах прирост мощности достигается, как правило, за счет увеличения тока дуги и напряжения на ней в условиях одновременного повышения расхода плазмообразующего газа. При этом отмечается вполне понятное технологическое стремление обеспечить работу реактора при минимально допустимом расходе плазмообразующего газа, обычно не превышающем 50-65 % от максимально возможного. Это обстоятельство в сочетании с повышенными значениями тока предопределяет снижение теплового коэффициента полезного действия плазмотронов с ростом мощности.

На рисунке 2.1 представлены экспериментально определенные методом секционного калориметрирования значения теплового КПД плазмотронов для реакторов мощностью 30, 50, 80, 120 и 150 кВт с плазмотронами ЭДП-104А и прогнозируемые, рассчитанные в соответствии с рекомендациями [63], значения теплового КПД плазмотронов для реакторов мощностью 200 и 250 кВт с плазмотронами ЭДП-114.

Рисунок 2.1 - Зависимость теплового КПД (η,1), удельной энтальпии плазменного потока на входе в реактор (Н,2), массового расхода плазмообразующего газа (GN₂,3) от мощности реактора

Можно видеть, что в области промышленного уровня мощности 150-250 кВт тепловой КПД плазмотронов близок к 0,50. Требуемые для процессов плазмохимического производства диборида хрома значения удельной энтальпии достигаются при мощности плазмотронов 80–150 кВт. При этом повышение мощности от 80 до 150 кВт обеспечивает увеличение массы генерируемого газа с требуемым уровнем энтальпии в 2 раза.

Таким образом, сочетание  теплового КПД, требуемого уровня удельной энтальпии плазмообразующего газа и его массового расхода, близкое к оптимальному, достигается при мощности реактора 150 кВт. Дальнейшее повышение уровня мощности представляется нецелесообразным, поскольку при возможном конструктивном выборе плазмотронов не обеспечивает требуемой удельной энтальпии плазменного потока.

2.3 Определение среднемассовой температуры плазменного потока

Для тепловой защиты стенки канала реактора и снижения размеров пристеночной низкотемпературной зоны канал реактора футеровался цилиндрическими вставками из диоксида циркония с толщиной стенок 0,005 м и наружным диаметром 0,064 м, уменьшающим его диаметр до 0,054 м.

Выбор диоксида циркония в качестве теплоизолирующего материала определяется такими его свойствами, как тугоплавкость (температура плавления 2963 К), низкая теплопроводность (коэффициент теплопроводности при температуре 2173 К составляет 0,42-2,63 Вт/(м·К), высокая химическая устойчивость в условиях, реализуемых в плазменном реакторе.

С целью экспериментальной  оценки эффективности тепловой защиты футеровки для футерованного и нефутерованного реактора мощностью 150 кВт при массовом расходе азота 0,009 кг/с методом секционного калориметрирования исследовано продольное распределение теплового потока, среднемассовой температуры и температуры внутренней поверхности футерованной и нефутерованной стенки реактора. Диаметр нефутерованного канала реактора составлял 0,054 м. Тепловой поток в каждой секции определялся по тепловому балансу путем измерения нагрева охлаждающей воды. Погрешность значений, рассчитанных по данным калориметрирования, составляет ± 10 % и обусловлена погрешностью градуировки расходомеров (± 3 %), определения теплового потока (±4 %) и расчета (± 3 %).

Распределение среднемассовой температуры  плазменного потока по длине реактора рассчитывалось по величине среднемассовой энтальпии. При этом энтальпия потока газа на выходе из секции принималась меньшей, чем на входе, на количество энергии, переданной газом к стенкам этой секции. Среднемассовая энтальпия находилась как среднеарифметическое от входного и выходного значения энтальпии. Температура внутренней поверхности футеровки и нефутерованной стенки реактора рассчитывалась по экспериментально определенным значениям теплового потока.

Основные результаты исследований представлены на рисунках 2.2 и 2.3. Можно видеть, что применение футеровки из диоксида циркония обес-печивает повышение среднемассовой температуры потока и температуры стенки: на длине реактора 8 калибров среднемассовая температура изменяется с 5500 К до 3200 К в случае (1),2650 К в случае (2), а температура стенки изменяется соответственно в пределах 1900-850 К и 800-350 К.

(Т(1)=(5500

3200)±(100 60); Т(2)=(5500 2650)±(100 55))

Рисунок 2.2–Продольное  распределение среднемассовой температуры для реактора с футеровкой из диоксида циркония (1) и нефутерованного реактора (2)

(Т(1)=(1900

850)±(35 15); Т(2)=(800 350)±(10 5))

Рисунок 2.3–Продольное  распределение температуры внутренней стенки футеровки из диоксида циркония (1) и нефутерованной стенки реактора(2)

2.4 Определение удельной электрической  мощности в камере смешения

Удельная  электрическая мощность, определяемая как отношение подведенной к реакционной зоне мощности к ее объему, является важнейшей характеристикой современного электротермического оборудования и изменяется в пределах от величины 0,2 МВт/м³, характерной для большинства электропечей, до очень большой величины – 3750 МВт/м³, свойственной только реакционной камере высокого давления для синтеза алмазов [64]. Удельная электрическая мощность определялась как

                                          

                                              (2.1)

где – удельная электрическая мощность, МВт/м³;

P_o–суммарная мощность, кВт;

D_р–внутренний диаметр канала реактора, м;

L_р.з.– длина реакционной зоны, м;

P–мощность, подведенная к камере смешения, кВт;

V_р.з.– объем реакционной зоны, м³;

η–тепловой КПД плазмотронов.

При этом тепловой КПД плазмотронов определялся по результатам калориметрирования, а протяженность зоны, в которой происходит испарение дисперсного сырья, пиролиз углеводородов и формирование реакционной смеси заданного состава (т.н. «реакционная зона») в соответствии с результатами моделирования взаимодействия плазменного и сырьевого (см. раздел 3) потоков, принималась равной 0,5 калибра. Значения удельной электрической мощности, рассчитанные для теплоизолированного диоксидом циркония канала реактора диаметром 0,054 м при изменении мощности плазмотронов в интервале 85–150 кВт, приведены на рисунке 2.4.

Видно, что  с увеличением мощности плазмотронов удельная электрическая мощность возрастает от 625 мВт/м³ до 1214 мВт/м³, что значительно превышает традиционное электротермическое оборудование.

Рисунок 2.4–Зависимость удельной электрической мощности от мощности плазмотронов

2.5 Определение ресурса работы катодов и анодов плазмотронов

Ресурс работы плазмотрона, определяемый эрозией  материалов электродов, является его важнейшей характеристикой. Катодные и анодные пятна электрических дуг на холодных электродах характеризуются чрезвычайно высоким уровнем плотности теплового потока, достигающего 10⁴-10⁵ МВт/м². Такие тепловые нагрузки в стационарном режиме не в состоянии выдержать ни один из известных материалов. Для обеспечения приемлемого уровня эрозии электрода приэлектродные участки дуги перемещают по поверхности электрода воздействием на них аэродинамических или электродинамических сил. При перемещении опорного пятна дуги поверхность электродов подвергается циклическим тепловым ударам, в результате чего кристаллическая решетка «раскачивается» и возникают дефекты структуры (трещины) материала электродов, что приводит к его механическому разрушению, снижению тепло- и электропроводности. Поэтому скорость эрозии электродов связана с физическими процессами в приэлектродных областях дугового разряда, на поверхности электрода и внутри кристаллической решетки металла, из которого он изготовлен. Она определяется такими нестационарными процессами как крупно- и мелкомасштабное шунтирование дуги, воздействие на дуговой столб внешнего магнитного поля, аэродинамика потока газа в плазмотроне. Для катода эрозия также зависит от его диаметра конструктивного исполнения, состава плазмообразующего газа, силы тока, цикличности работы (числа включений плазмотронов), качества теплового контакта поверхностей вольфрамового стержня и медного катододержателя [63]. Эрозия медного анода определяется такими факторами, как условия охлаждения дуги, сила тока, величина магнитной индукции, защита поверхности анода инертным или природным газом. Интегральной характеристикой процессов эрозии электродов, естественно, не раскрывающей в отдельности роль протекающих микропроцессов, наличие оксидных пленок на поверхности электродов, термонапряжений в металле, особенности движения опорных пятен дуги, является удельная эрозия, измеряемая в кг/Кл. Внешний вид подверженных эрозии вольфрамового катода и медного анода плазмотрона ЭДП-114 представлен на рисунке 2.5 [63].

а )                                                                       б)

Рисунок 2.5–Внешний вид вольфрамового катода (а) и медного анода (б), проработавших в азоте при силе тока 400 А 100 и 400 часов соответственно

В настоящее  время исследованы, опробованы в  работе и эксплуатации катодные узлы в следующих конструктивных вариантах исполнения (рисунок 2.6): стрежневой катод (а), в котором вольфрамовый  стержень диаметром до 0,006 м запаян в охлаждаемую водой медную обойму (катододержатель) с заданной длиной вылета (чаще всего 0,003– 0,005 м); конический катод (б), в котором вольфрамовый стержень диаметром до 0,006 м запрессован в водоохлаждаемую водой медную обойму (катододержатель) вровень с её поверхностью.

Рисунок 2.6–Конструктивные  варианты исполнения катодных узлов

По данным [63], температура поверхности работающего стержневого вольфрамового катода диаметром 0,003 м составляет порядка 4000 К (температура плавления вольфрама 3650 К), а скорость охлаждения поверхности при отключении тока достигает 10⁶ К/с. В процессе работы на вершине катода формируется расплавленная зона. По мере удаления от вершины температура поверхности уменьшается. При работе в азоте образуется катодное пятно с высоким уровнем плотности тока и температуры, что приводит к образованию, росту и дальнейшему распаду пузырька расплавленного вольфрама. Его возникновение обусловлено расширением растворенного в вольфраме газа. Удельная эрозия вольфрамового катода при работе в азоте при силе тока до 1кА составляет порядка 10^-12 кг/Кл. При содержании в азоте кислорода 0,1 % характер разрушения катода сохраняется. При увеличении содержания кислорода в азоте до 0,5 % с поверхности катода начинают вылетать частицы расплавленного металла, что резко повышает эрозию катода. При этом удельная эрозия достигает 10^-9 кг/Кл. Для конического катода характерны более интенсивное охлаждение вольфрамовой вставки и меньшая рабочая поверхность, подвергающаяся эрозии. По данным [63], в процессе работы конического катода торцевая поверхность вольфрамового стержня в области местоположения катодного пятна дуги находится в расплавленном состоянии. За границей расплава формируется в виде отдельных кратеров зона газовыделения. Кратеры образуются за счет выделения через расплавленную поверхность растворенных в вольфраме газов. Величина удельной эрозии вольфрамового катода в азоте при атмосферном давлении, концентрации кислорода до 0,5 % и силе тока 250–300 А лежит в пределах (2 5)·10^-12 кг/Кл, а при увеличении концентрации кислорода до 1,5 % достигает (2 4)·10^-8кг/Кл.

Величина удельной эрозии медного цилиндрического анода также в значительной степени определяется присутствием в рабочем газе кислорода. Так, 
при силе тока 180 А в высокочистом азоте, содержащем около 0,001 % кис- 
лорода, удельная эрозия оценивается на уровне 10^-12-10^-11 кг/Кл, а в азоте 
технической чистоты (кислорода до 0,5 %) она возрастает более чем на поря- 
док.

Обычно ресурс работы плазмотрона принимается  равным меньшему значению ресурса работы одного из электродов. Экспериментальное определение ресурса работы электродов весьма трудоёмко и затратно. В связи с этим ресурс работы анода и катода оценивался расчётным путём. Для этого сложный профиль изношенной части анода в месте привязки электрической дуги за уступом принимался подобным треугольнику (рисунок 2.7 а), а диаметр образующегося в катоде под воздействием дуги кратера – равным диаметру привязки дуги    (рисунок 2.7 б).

Рисунок 2.7 - Геометрические модели для расчета ресурса работы анода (а) и катода (б)

Объем материала анода, удаленного в результате эрозии, м³:

.                                                      (2.2)

Принимаем l=5,0∙10^-2 м; d₂=1∙10^-2 м; h=0,2∙10^-2 м, тогда:

.

Продолжительность непрерывной  работы анода из меди составит:

                                                  ,                                                          (2.3)

где - плотность меди, =8,9∙10³ кг/м³ [4];

       - удельная эрозия электрода, =5∙10^-12 кг/Кл;

       I – сила тока дуги, А.

ч.

Определим ресурс катода. В качестве материала катода выбираем вольфрам. Диаметр катодной вольфрамовой вставки [6], м:

, (2.4)

.

Длина вставки должна быть меньше либо равной диаметру, принимаем l_к=0,0027 м. Допустимая глубина эрозии катода, м:

, (2.5)

.

Диаметр образующегося  в катоде под воздействием дуги кратера равен диаметру привязки дуги, м:

, (2.6)

где В – коэффициент, равный для азота 1,6∙10^-4 .

.

Объем материала, удаленного в результате эрозии, м³:

, (2.7)

.

По формуле (2.3) рассчитываем время непрерывной работы катода, учитывая, что для вольфрама =19,34∙10³ кг/м³ [4], =1∙10^-12 кг/Кл: